WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!

 

На правах рукописи

Ежов Владимир Сергеевич

Разработка комплексного способа очистки газообразных

выбросов теплогенерирующих установок

Специальности: 05.14.04 – промышленная теплоэнергетика (технические науки);

  03.00.16 – экология (технические науки)

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени

доктора технических наук

Москва 2009

Работа выполнена в Курском государственном техническом университете.

  Научный консультант: доктор технических наук, профессор

Кормилицын Владимир Ильич

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

Семенова Инна Владиславовна,

доктор технических наук, профессор

  Зройчиков Николай Алексеевич,

доктор технических наук, профессор

  Рогалев Николай Дмитриевич

Ведущая организация: ОАО «Энергетический институт

им. Г. М. Кржижановского»

Защита состоится 14 апреля 2009 года в аудитории 342 в 15 часов

на заседании диссертационного совета Д 212.137.01

в Московском государственном открытом университете по адресу:

107996, г. Москва, ул. Павла Корчагина, д. 22.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Московского

государственного открытого университета.

Автореферат  разослан ____ _______________  2009 г.

Ученый секретарь

диссертационного совета А. Б. Пермяков

Общая характеристика работы

Актуальность. Проблема снижения выбросов оксидов азота (NOx) с дымовыми газами теплоэнергетических установок определяет большое количество способов и подходов к ее решению. Широкое распространение получили режимно-технологические (первичные природоохранные) мероприятия по снижению концентрации NOx в дымовых газах. Но в больших городах и промышленных центрах с высокими фоновыми загрязнениями, первичные мероприятии несмотря на результативность получения низких концентрации NOх в дымовых газах (80–120 мг/м3) с учетом ограничений высоты дымовых труб по архитектурным и другим требованиям, в ряде случаев не исключают превышения ПДК NOx в воздушной атмосфере на уровне дыхания человека. Поэтому для обеспечения чистоты воздушного бассейна, требуются дополнительные (вторичные) природоохранные мероприятия с более глубоким снижением концентраций NOx в дымовых газах.

Тематика работы соответствует выполнению Государственной стратегии Российской Федерации по охране окружающей среды и обеспечению устойчивого развития (указ президента РФ от 01.04.96 III, 440), Федеральной целевой программе «Предотвращение опасных изменений климата и их отрицательных последствий» (Постановление правительства РФ от 19.10.96, №1242), правительственной программы Курской области «Энергосбережение промышленных предприятий  г. Курска и Курской области» и научно-технической программе «Научные исследования высшей школы по приоритетным направления науки и техники. Экология и рациональное природопользование».

Цель работы разработка вторичных природоохранных мероприятий по снижению оксидов азота в дымовых газах теплогенерирующих установок, а именно: создание методологии для очистки дымовых газов теплогенерирующих установок от NOx – комплексного процесса, совмещающего очистку дымовых газов от NOx, утилизацию их тепла и улавливаемых компонентов при охлаждении ниже точки росы в присутствии озона и выбора оборудования.

Достижение поставленной цели осуществляется путем решения следующих задач:

  • аналитическое исследование теоретических основ процессов очистки дымовых газов от NOx;
  • разработка теоретических положений применительно к процессу очистки дымовых газов от NOx при температуре ниже точки росы в присутствии озона абсорбцией водой;
  • экспериментальное исследование кинетики массопередачи абсорбции труднорастворимого в воде газа на лабораторной модели установки;
  • экспериментальное исследование эффективности очистки реальных дымовых газов от NOx на лабораторной модели установки в присутствии озона;
  • выполнение натурных экспериментальных исследований на промышленной установке для определения оптимальных конструктивно-технологических параметров с применением планирования эксперимента;
  • разработка алгоритма расчета технологических параметров процесса очистки дымовых газов методом абсорбции совместно с утилизацией их тепла и конструктивных характеристик основного оборудования;
  • разработка технологической схемы установки очистки дымовых газов с привязкой к котельному агрегату, работающему на природном газе;
  • разработка конструкции узлового аппарата установки очистки и утилизации – воздухоподогревателя-абсорбера;
  • разработка экономического обоснования очистки дымовых газов теплогенерирующих установок от оксидов азота.

Научная новизна

1. В результате анализа существующих теоретических и экспериментальных исследований, экспериментальных исследований автора обоснованы механизм химических и массообменных процессов при очистке газообразных выбросов теплогенераторов на примере очистки от наиболее трудноудаляемых вредных компонентов, а именно, оксидов азота путем их окисления и абсорбции подпиточной водой и конденсатом водяных паров дымовых газов в присутствии озона при температуре ниже точки росы.

2. Обоснован и разработан способ очистки дымовых газов от NOx с использованием многократного ускорения скорости окисления оксида азота в присутствии озона с последующим поглощением, образовавшегося диоксида азота конденсатом в ходе конденсации водяных паров.

3. Предложен и разработан способ интенсификации процесса очистки в области малых концентраций, характерной для дымовых газов, с использованием межфазного контакта газа с жидкостью в эмульгационном и пленочном режимах с многократной рециркуляцией абсорбента.

4. Разработана конструкция эмульгационно-пленочного абсорбера, позволяющего проводить процесс очистки дымовых газов от оксидов азота в эмульгационном и пленочном режимах с обеспечением многократной рециркуляции абсорбента.

5. Предложена и разработана конструкция воздухоподогревателя-абсорбера, позволяющая одновременно проводить процессы очистки дымовых газов от NOx, утилизацию их тепла и уловленных компонентов.

6. Разработана технологическая схема и основное оборудование установки очистки дымовых газов от NOx с одновременной утилизацией их тепла и уловленных компонентов.

7. Установлена взаимосвязь между тепловыми потерями с уходящими газами, влагосодержанием и концентрацией NOx в них.

8. Предложено комплексное экологическое ранжирование вторичных методов очистки однотипных котельных агрегатов, учитывающее одновременно выбросы вредных веществ и тепловые потери с уходящими газами;

9. Предложены технические решения, новизна которых подтверждена патентами РФ, основанные на предлагаемом способе, по очистке дымовых и отработавших газов от NOx для систем центрального, автономного, квартирного теплоснабжения и двигателей внутреннего сгорания, выделению СО2 из дымовых газов, реабилитации уличного воздуха, а также разработаны конструкции теплообменного оборудования для их реализации.

10. Предложены расчетные зависимости, методика расчета основных технологических и конструктивных параметров узловых аппаратов установки очистки дымовых газов при сжигании природного газа.

Методы исследований. Основные теоретические и экспериментальные разработки, представленные в диссертации, основаны на применении, методов теории моделирования, проведения эксперимента и химических анализов, планирования эксперимента, статистической обработки результатов эксперимента, теплотехнических испытаний и теплотехнических измерений.

Достоверность научных положений и выводов диссертационной работы обеспечивается адекватностью теоретического обоснования результатам экспериментальных данных, что подтверждается количественным и качественным совпадением результатов при абсорбции модельной газовой смеси в лабораторных условиях, эффективности процесса очистки дымовых газов в лабораторных и промышленных условиях с расчетными данными, полученными на основе разработанного алгоритма.

3. Практическая ценность.

Полученные результаты исследований позволили разработать установку для очистки газообразных выбросов теплогенератора при сжигании природного газа (воздухоподогреватель–абсорбер) в котельной завода железобетонных конструкций ООО «Сибсервис» г. Омска.

Разработанная методика расчета установки очистки дымовых газов, используется при проведении лабораторных, практических и лекционных занятий, дипломном и курсовом проектировании в учебном процессе Курского государственного технического университета при оучении студентов по специальности 290700 «Теплогазоснабжение и вентиляция» по дисциплинам: «Теплогенерирующие установки», «Повышение эффективности теплогенерирующих установок», «Очистка и утилизация выбросов теплогенерирующих установок», «Теплоиспользующие установки и вторичные энергоресурсы промышленных предприятий».

На защиту выносятся следующие основные положения и результаты исследований:

1. основные положения вторичных природоохранных мероприятий по снижению NOx в дымовых газах теплогенерирующих установок при сжигании природного газа, а именно: теоретические предпосылки предлагаемого процесса очистки дымовых газов, включающего одновременное охлаждение дымовых газов до температуры ниже точки росы, конденсацию водяных паров, доокисление оксида азота дымовых газов до диоксида, абсорбцию высших оксидов азота смесью подпиточной воды и конденсата водяных паров в присутствии озона и утилизацию отводимого тепла и уловленных компонентов;

2. обоснование интенсификации процесса очистки дымовых газов от NOx при межфазном контакте газа с жидкостью в эмульгационном и пленочном режимах с использованием многократной рециркуляции абсорбента – воды;

3. результаты исследования кинетики массопередачи на примере модельной смеси и эффективности очистки дымовых газах от NOx при сжигании природного газа на экспериментальном стенде;

4. результаты опытно-промышленных испытаний установки очистки дымовых газов от NOx на паровом котле ДКВР–6,5–13;

5. методика расчета основных технологических и конструктивных параметров узловых аппаратов установки очистки дымовых газов от NOx;

6. расчетные схемы теплового баланса парового котла, оснащенного установкой очистки дымовых газов;

7. экономическое обоснование использования рассматриваемой очистки дымовых газов теплогенераторов;

8. метод комплексного экологического ранжирования котельных установок с применением вторичных природоохранных мероприятий по снижению выбросов NOx;

9. конструктивные решения аппаратуры установки очистки дымовых газов теплогенераторов от NOx, утилизации их тепла и уловленных компонентов для систем центрального и автономного теплоcнабжения, основанные на охлаждении дымовых газов до температуры ниже точки росы и абсорбции вредных примесей конденсатом водяных паров.

Апробация работы. Основные положения и результаты работы доложены и получили положительную оценку:

на международном Экологическом Форуме «Современные экологические проблемы провинции (Modern ecological problems of the suburbs)» (1995 г.), научно-технических конференциях Курского государственного технического университета (1998–2000 г.г.), 4-й Российской национальной конференции по теплообмену (2006 г.) Российской академии наук, 5-й международной конференции «Новейшие  технологические решения и оборудование» Российской академии естествознания (2007 г.), на научно-техническом совете ОАО «Энергетический институт им. Г. М.. Кржижановского» (апрель, 2008 г.).

Изобретение автора по устройствам для использования ВЭР (патент РФ №2283461) отмечено дипломом и медалью (MEDAILLE  A.I.F.F.) Ассоциации изобретателей и промышленников Франции (ASSOCIATION DES INVENTEURS ET FABRICANTS FRANCAS) на Международном Салоне изобретений «Конкурс Лепин» в г. Страсбург (Франция), 2007 г.

Публикации. Основное содержание диссертации изложено в монографии, 17 научных публикациях, 20 патентах на изобретения.

Структура и объем диссертации.

Диссертация состоит из введения, 6 глав, заключения, основных выводов, списка используемой литературы и приложений. Объем работы 350 c., в том числе 235 с. текста, 54 рис. на 22 с., 31 таблиц на 11 с., списка литературы из 272 наименований на 28 с. и приложений на 55 с.

Содержание работы.

Во введении обоснована актуальность работы и дана ее общая характеристика

В первой главе рассмотрены состояние проблемы очистки дымовых газов от NOx в настоящее время, задачи исследования и способы их решения.

1. Состояние проблемы. В настоящее время существуют два подхода к уменьшению концентрация NOx в сбросных дымовых газов: первичные методы, заключающиеся в подавлении образования NOx в топках котлов и вторичные методы снижения выбросов NOx, заключающиеся в обработке дымовых газов после котла.

Первичные методы подавления NOx в топочной камере вытекают из анализа влияния основных факторов на их образование.

Наиболее распространенным способом подавления NOx в топке котла является рециркуляция дымовых газов в топочную камеру. Для организации рециркуляции дымовые газы обычно после водяного экономайзера при температуре 300–400°С отбираются специальным рециркуляционным дымососом и подаются в топочную камеру. При этом большое значение имеет способ ввода газов в топочную камеру: через шлицы под горелками, через кольцевой канал вокруг горелок и подмешивание газов в дутьевой воздух перед горелками. Самым эффективным является последний способ, при котором в наибольшей степени происходит снижение температуры в ядре факела.

Следует иметь в виду, что организация рециркуляции связана с некоторыми дополнительными усложнениями. Транспортировка запыленных газов повышенной температуры требует установки специальных дымососов рециркуляции и связана с затратой дополнительной энергии на собственные нужды. Рециркуляция дымовых газов повышает сопротивление газового тракта и может вызвать некоторое ухудшение условий горения.

Двухстадийное сжигание топлива – наиболее радикальный способ снижения образования NOx. По этому методу в первичную зону горения подается воздуха меньше, чем это теоретически необходимо для сжигания топлива (коэффициент избытка воздуха α = 0,8÷0,95).

Во вторичную зону подается чистый воздух или обедненная топливом смесь для дожигания продуктов неполного сжигания. Теплоотвод в первичной зоне горения снижает температуру газов настолько, что заключительная стадия процесса горения происходит при более низкой температуре.

Подача воды и пара в зону горения приводит к снижению образования NOx. В настоящее время достаточно апробированных материалов о количественной и качественной стороне этого влияния применительно к котлам и газотурбинным установкам, получен положительный эффект с некоторым увеличением тепловых потерь с уходящими газами. Для снижения выбросов NOx могут использоваться и другие методы снижения их генерации в процессе горения. К ним относятся уменьшение избытка воздуха в топке, снижение температуры подогрева воздуха.

Перечисленные способы при их комплексном использовании могут существенно снизить образование NOx. Вместе с тем следует отметить, что реализация перечисленных мероприятий возможна не во всех случаях.

Наиболее полно перечисленные способы снижения NOx могут быть применены к котлам на природном газе, где они позволяют снизить концентрацию оксидов азота в несколько раз. Определенные результаты могут быть получены в котлах, сжигающих мазут. Применение перечисленных мероприятий для твердых топлив связано с рядом ограничений. Так, снижение избытка воздуха и температуры в топке может привести к неполному выгоранию частиц топлива.

Вторичные методы снижения выбросов NOx с дымовыми газами (связанные с системами газоочистки) пока не нашли широкого промышленного применения в нашей стране из-за больших затрат. Обеспечить современные требования по выбросам NOх с дымовыми газами теплогенерирующих установок возможно при использовании специальных химических методов очистки газов, в частности, методов селективного каталитического (СКВ) и некаталитического (СНКВ) восстановления оксидов азота.

Процессы СНКВ основаны на избирательном взаимодействии NOx с восстановителями (аммиаком или карбамидом) в газовой фазе при температуре 900–1100C.

На основе результатов экспериментальных исследований и опытно-промышленных испытаний осуществлено внедрение СНКВ-технологий с использованием в качестве восстановителя аммиака на топливосжигающих промышленных агрегатах ряда химических предприятий. Результаты внедрения показывают, что эффективность очистки дымовых газов некаталитическим методом в промышленных условиях достигает 80–90%.

Эти установки очистки действуют на предприятиях, где производится аммиак и отсутствуют проблемы, связанные с его поставкой, хранением и использованием. В условиях крупных городов применение больших количеств аммиака для очистки газовых выбросов от NOx экологически небезопасно. Эта проблема может быть решена путем использования карбамида, который менее опасен, чем аммиак, но является более дорогим продуктом.

Технологии, использующие высокотоксичный реагент аммиак, не только опасны с экологической точки зрения, но и требуют надежной дозировки, точного контроля и последующего дожигания. Кроме того, метод СНКВ требует равномерного распределения введенного аммиака или карбамида в зоне горения с температурой 1000°C, что на практике обеспечить весьма сложно, а это не позволяет достичь высокой эффективности процесса. Помимо этого, в карбамидном методе восстановления NOx содержится дополнительная стадия, связанная с использованием большого количества оборотной воды и нейтрализацией сточных вод.

В связи с этим интенсивно ведутся разработки безаммиачных каталитических методов обезвреживания NOх, наиболее перспективным из которых является процесс СКВ оксидов азота с использованием  в качестве восстановителя углеводородов.

Наиболее активными для процесса селективного восстановления NOx являются катализаторы, содержащие благородные металлы. Основным недостатком таких катализаторов является высокая стоимость.

Из других методов очистки дымовых газов от NOx можно отметить абсорбционную очистку с применением водно-щелочного раствора трилона Б, по технологии которой разработана и внедрена в АО “Мосэнерго” опытно-промышленная установка. В соответствии с этой технологией дымовые газы очищаются как от NOx, так и SOx. Недостатком этой технологии является необходимость регенерации отработанного раствора, что требует установки соответствующего оборудования и повышает стоимость очистки.

Абсорбционный способ широко используется в процессах очистки промышленных газов от NOx. Выбросы промышленных газов отличаются от дымовых газов значительно большим содержанием NOx. Основная трудность очистки выхлопных газов от NOx, также как и для дымовых газов, состоит в том, что в них присутствуют оксиды азота с малой степенью окисленности. Для полного поглощения NOx из газовых смесей необходимо предварительное окисление NO до NO2 не менее чем на 50—55%. Наиболее распространенным методом является очистка газов от NOx путем поглощения их растворами Na2CO3 и Са(ОН)2, сравнительно реже — NaOH и КОН. Метод щелочной очистки требует больших капитальных затрат и эксплуатационных расходов и в очистке дымовых газов не используется.

Кроме того, снижение выбросов NOx в дымовых газах можно осуществлять пропусканием очищаемых газов через слой пористых гранул (например, силикагель, алюмогель, активированный уголь, кокс с восстановлением аммиаком). Так, для Липецкой ТЭЦ-2 разработана новая денитрификационная установка, где скомбинированы процессы восстановления оксидов азота на активированном коксе в газовой и жидкой фазах.

Из других методов можно привести физико-химические способы очистки дымовых газов от SOx и NOx с использованием комплекса солей или кислот, озона, коронного разряда, электронно-лучевого воздействия. Реакция окисления оксида азота (II) озоном протекает с большой скоростью. Основная трудность очистки дымовых газов от NOx по этому способу состоит в сложности и значительных затратах электроэнергии для получения больших количеств озона. Остальные физико-химические методы также требуют значительных экономических затрат и находятся, как правило, на стадии опытно-промышленных испытаний.

Сравнительный анализ показывает: известные вторичные методы снижения выбросов NOx, связанные с системами газооочистки, хотя и обеспечивают высокую степень очистки дымовых газов, но при этом связаны со значительными затратами и основаны на использовании вредных химических реагентов, что требует разработки иных, экономически и экологически эффективных методов. Отсюда, можно сделать следующие выводы:

1) большинство каталитических способов очистки отличаются, как правило, высокой стоимостью катализаторов, сложностью оборудования и его эксплуатации, что влечет за собой повышение себестоимости вырабатываемой энергии, в результате чего использование их в таких масштабных процессах, как очистка дымовых газов, затруднительно;

2) каталитические, некаталитические и абсорбционные способы очистки осуществляются только с помощью химических реагентов (аммиак, едкий натр, карбамид, тритон Б и др.), что требует устройства на ТЭС или котельной специального реагентного хозяйства, траспортировку и бесперебойное снабжение этими реагентами, дополнительные производственные площади, появление дополнительных дренажных стоков, состоящих из отработанных растворов с химическими реагентами, и пр. Кроме того, использование химических реагентов влечет за собой появление осаждений солей на теплообменных поверхностях и газоходах и опасность проскока этих реагентов и их производных в очищенные от оксидов азота дымовые газы и далее в атмосферу, что снижает технологическую и экологическую эффективность работы котельных агрегатов.

2. Задача исследования обусловлена значением и масштабностью проблемы очистки дымовых газов от вредных газообразных примесей (оксидов азота, оксидов серы и пр.), что определяет большое количество способов и подходов к решению этого вопроса. Первостепенными факторами, определяющими пригодность того или иного технического решения по вторичному методу снижения вредных выбросов к масштабной реализации, являются его технико-экономическое обоснование и экологическая безопасность.

Первое предполагает использование дешевых и доступных регентов, использования типовых процессов, и, соответственно, доступного и недорогого типового оборудования, надежного и простого в эксплуатации.

Второе предполагает использование таких способов очистки, которые исключают попадание в окружающую среду (атмосферу и водоемы) загрязнений, являющихся продуктами процесса очистки и регенерации ее технологических компонентов.

Задачей настоящего исследования является разработка экономически эффективного и экологически безопасного способа очистки дымовых газов от вредных примесей на примере их очистки от NOx.

3. Способы решения проблемы очистки дымовых газов от вредных газообразных примесей.

Анализ особенностей процессов очистки показывает, что очистку дымовых газов теплогенерирующих установок при сжигании природного газа от вредных примесей и, в первую очередь от NOx, возможно осуществить при окислении оксида азота (II) до оксида азота (IV) абсорбцией, протекающей параллельно с конденсацией водяных паров дымовых газов, образованных в процессе горения в топке котла. Теория и практика абсорбционных процессов показывает, что одним из главных факторов, определяющим технологическую и экономическую эффективность абсорбции, является выбор абсорбента. Общеизвестно, что из многих химических реагентов наиболее доступным и безопасным с точки зрения эксплуатации и экологии реагентом является вода. Однако, ее использование для абсорбции оксидов азота, содержащих до 95% NO из дымовых газов, нереально ввиду очень малой растворимости NO в воде. В тоже время диоксид азота быстро поглощается водой с образованием азотной и азотистой кислот. Отсюда следует, что абсорбция NOx дымовых газов водой возможна только при дальнейшем окисление NO до NO2. Быстрое окисление NO в NO2 происходит при использовании в качестве окислителя озона, который при попадании в атмосферу быстро трансформируется в молекулярный кислород, не загрязняя ее. При этом, современный уровень развития техники позволяет получать озон непосредственно на месте его потребления. Температура, при которой равновесие реакции окисления оксида азота (II) сдвинута полностью вправо должна быть ниже 1000С. Приcутствие в дымовых газах оксида серы SO2 не меняет технологии очистки, так как скорость и степень ее окисления выше, чем у NO. Кроме того, очистка дымовых газов по этому способу позволяет при дальнейшей обработке удалить из них большую часть диоксида углерода и утилизировать его.

Таким образом, использование способа, обеспечивающего одновременную очистку дымовых газов от NOx, водяных паров, снижение их тепловых выбросов и утилизацию значительной части тепла и улавливаемых компонентов, путем проведения одновременных процессов охлаждения, конденсации водяных паров, окисления монооксида азота до диоксида азота и абсорбции полученного диоксида азота смесью подпиточной воды и конденсата водяных паров в присутствии озона, позволяет повысить технико-экономические и экологические характеристики теплогенерирующей установки и приблизить показатели энергетического предприятия к безотходному, экологически безопасному и экономически рентабельному производству.

Вторая глава посвящена разработке теоретического обоснования очистки дымовых газов от NOx, основными стадиями которого являются окисление монооксида азота до диоксида азота и его абсорбция водой. При окислении монооксида азота до азотного ангидрида с последующим поглощением водой в присутствии озона принципиально можно полностью удалить оксиды азота из газовой смеси. Высокую окислительную способность озона при окислении монооксида азота характеризуют следующие показатели.

При окислении монооксида азота кислородом по реакции (давление атмосферное, температура 250С)

                                                                       (1)

константа равновесия К и степень превращения NO в NO2 имеют значения: % об. (с – остаточная концентрация NO в газе, об.%).

При окислении монооксида азота озоном последний  разлагается с выделением энергии на одну молекулу кислорода и один атом кислорода, который и соединяется с окисляемым монооксидом азота. При этом могут проходить реакции (давление атмосферное, температура 250С, исходный состав газовой смеси: NO – 0,1% об., NO2 – 0,1% об., O2 – 3%, NO2 – стехиометрия, N2 – остальное)

                       (% об.)        (2)

               (% об. )        (3)

               (% об.)                (4)

Сравнение значений констант равновесия и степени превращения реакций (1) и (2) – (4) показывает, что окисление озоном монооксида азота по этим реакциям термодинамически более выгодно с точки зрения степени превращения NO, чем окисление его кислородом (в этом случае константа равновесия возрастает в миллионы раз, а содержание NO в газе можно уменьшить до % об.). Аналогичные результаты получают при введении озона в газовую смесь, содержащую SO2 и NO (окисление SO2 происходит на 85–85% при времени контакта 0,4 с, окисление NO на 70–80% при времени контакта 0,9 с).

Таким образом, термодинамический анализ реакций окисления NOx показывает, что при окислении озоном можно достичь высоких степеней очистки газовых выбросов от NOx и SOх при содержании их в смеси в малых концентрациях, что характерно для дымовых газов.

Механизм процесса взаимодействия NOx дымовых газов с водой описывается реакциями:

кДж                                        (5)

кДж                                        (6)

Из этих реакций видно, что образование азотной кислоты возможно путем поглощения NO2 или эквимолярной  смеси NO+NO2. Уравнение (5) является основной реакцией, определяющей предельную концентрацию получаемой азотной кислоты. Результирующую константу равновесия реакции (5) можно выразить как

,                                                (7)

Результирующую константу равновесия рассматривают как произведение двух констант

,                                                (8)

где

                                               (9)

                                               (10)

Практические расчеты равновесия проводят по уравнению (9).

Для диапазона парциальных давлений смеси NOx от 0,004 до 0,098 МПа, степени окисления монооксида азота от 6 до 95% и температуре от 293 до 343 К  Л. Я. Терещенко, В. П. Панов и М. Е. Позин получили уравнение зависимости от температуры и концентраций азотной кислоты в пределах от 0 до 62% вес.

               (11)

Получение разбавленной азотной кислоты связано с протеканием следующих процессов:

1) диффузия диоксида азота из газовой фазы в жидкую;

2) взаимодействие диоксида азота с водой и образование азотной и азотистой кислот;

3) разложение азотистой кислоты и возвращение образующегося при этом монооксида азота в газовую фазу.

Лимитирующая стадия, определяющая скорость поглощения монооксида и диоксида азота – диффузия в жидкую фазу. Дополнительное сопротивление диффузии создает образование тумана кислоты. В области малых концентраций NO2 (с=0,1% об.), характерной для дымовых газов и малой степени окисления газа (меньше 50 %) по данным Н. М. Жаворонкова и Ю. М. Мартынова. оксиды азота поглощаются растворами азотной кислоты в виде эквимолярной смеси NO+NO2.

По данным В. И. Атрощенко и И. И. Литвиненко скорость поглощения диоксида азота водным раствором азотной кислоты описывается уравнением

,                                        (12)

где

– константа скорости поглощения, зависящая от температуры, концентрации азотной кислоты, скорости газа и других факторов, м/с;

– парциальное давление диоксида азота над раствором, МПа;

– время протекания процесса, с.

В рассматриваемом способе очистка дымовых газов основана на охлаждении дымовых газов до температуры ниже точки росы, что сопровождается конденсацией водяных паров, содержащихся в них и, соответственно, их контактом с NOx. Экспериментально доказано, что в условиях конденсации водяных паров в нитрозных газах процесс образования азотной кислоты протекает со скоростью, превышающей в 10 и более раз скорость обычной абсорбции. Процесс кислотообразования в условиях конденсации водяных паров характеризуется функциональными зависимостями, описывающими:

условие туманообразования

                                       (13)

условие равновесия паров воды в газе

                                       (14)

материальный баланс

                               (15)

изменение содержания

                               (16)

изменение содержания

                               (17)

изменение содержания

                               (18)

температуру насыщенных паров воды в газовом потоке

                       (19)

изменение концентрации азотной кислоты в пленке конденсата

                       (20)

где

– площадь межфазного контакта, м2;

– масса конденсата в тумане, кг;

– температура газовой смеси, К;

– средняя температура воды, К;

– текущее количество паров воды, азотной кислоты, NO, NO2 и O2, кг;

– концентрация азотной кислоты в пленке конденсата, вес. %;

– концентрация паров воды, NO, NO2 и O2 в газовой смеси, вес. %;

– коэффициент теплопередачи от пленки конденсата к охлаждающей воде, кДж/(м2·ч·К);

– парциальное давление смеси NO и NO2 в газе, МПа.

При этом допускают, что в условиях конденсации водяных паров концентрация азотной кислоты в каплях конденсата является равновесной по отношению к компонентам газа

Из работ И. Е. Кузнецова известно, что при абсорбции NOx из малоконцентрированных и малоокисленных нитрозных газов значительного увеличения скорости окисления NO в NO2 и скорости абсорбции NO2 водой и растворами азотной кислоты можно добиться при проведении процесса в жидкой фазе. Оптимальное содержание кислорода в газе при этом составляет 6 – 7% об. Существенным фактором ускорения этого процесса является турбулизация потоков. При введении в жидкую фазу озона скорость окисления увеличивается в 1,6 раза, а количество образующейся азотной кислоты в 20 раз превышает количество введенного озона.

Таким образом, характерными особенностями процесса абсорбции NOx водой, имеющие значение для правильного понимания его механизма и его использования для проведения процесса очистки дымовых газов от оксидов азота в промышленных условиях являются:

1) значения общей и частной констант равновесия большинства реакций поглощения NO2 и эквимолярной смеси NO+NO2 водой, в том числе и для расчетной (5) резко уменьшаются с увеличением температуры;

2) степень поглощения газовой смеси с концентрацией NO =0,1% об. повышается с уменьшением концентрации азотной кислоты и теоретически может достигнуть 100% при поглощении диоксида азота водой.

3) значение коэффициента абсорбции диоксида азота водой (коэффициента растворения) уменьшается с повышением температуры;

4) в процессе абсорбции диоксида водой происходит образование вторичных оксидов азота, которые следует учитывать при определении общего количества поглощенных оксидов азота;

5) конденсация водяных паров стимулирует высокую скорость (на порядок выше абсорбции диоксида водой) кислотообразования, что повышает эффективность предлагаемого способа очистки дымовых газов, осуществляемого при температуре ниже точки росы;

6) лимитирующей стадией, определяющей скорость поглощения монооксида азота и диоксида азота, является диффузия в жидкую фазу;

7) при окислении NO и поглощении малоконцентрированных и слабоокисленных смесей NOx из газовой фазы оптимальная концентрация кислорода равна 6–7% об.;

8) значительного увеличения скорости окисления NO в NO2 и скорости абсорбции NO2 водой и растворами азотной кислоты можно добиться при проведении процесса в жидкой фазе и интенсивном перемешивании;

9) введение в жидкую фазу озона увеличивает скорость окисления NO до NO2 в 1,6 раза, а количество образующейся азотной кислоты в 20 раз превышает количество введенного озона.

Таким образом, анализ процессов окисления и поглощения NOx показывает, что важнейшим фактором возможности проведения очистки газообразных выбросов теплогенераторов абсорбцией водой, наряду с использованием озона и проведением процесса окисления NO в жидкой фазе, является их температура. Скорость и степень окисления NOx, абсорбции полученного NO2 и эквимолярной смеси NO и NOx при конденсации водяных паров возрастают с понижением температуры. Оптимальная температура абсорбции при промышленном производстве азотной кислоты, обоснованная опытом эксплуатации, равна 30–400С. Исходя из параметров и количества дутьевого воздуха и питательной воды, очевидно, что охладить дымовые газы до этой температуры в условиях ТЭС или котельной дорого и затруднительно, поэтому конечная температура охлаждения должна быть несколько выше, а ее значение определяться технико-экономическим расчетом и экологическим состоянием воздушного бассейна.

Так как составляющие данного способа очистки дымовых газов: (окисление, охлаждение, абсорбция вредных газообразных примесей и озона) протекают одновременно, то желательно проводить их в одной и той же аппаратуре, например, в трубчатых пленочных аппаратах. Закономерности абсорбции определяют основные технологические параметры очистки и конструкцию аппаратуры. При этом физическая абсорбция сопровождается химическими реакциями и является хемосорбцией.

Зависимость между равновесными концентрациями извлекаемого компонента в газовой и жидкой фазах определяется согласно закону Генри

                                               (21)

где

– коэффициент фазового равновесия (коэффициент распределения);

– концентрация абсорбтива в газе, равновесная , кмоль/кмоль;

– концентрация абсорбтива в жидкости, кмоль/кмоль.

В связи с небольшими концентрациями абсорбтива (сNOx<0,1% об.) в дымовых газах теплота абсорбции не учитывается и тепловой баланс не составляется.

Общий вид уравнения материального баланса процесса абсорбции

,                                        (22)

где

– расход газа, кмоль/с;

– расход абсорбента, кмоль/c;

– движущие силы в газовой и жидкой фазах, кмоль/кмоль.

Массопередача в пленочных аппаратах описывается критериальными уравнениями, как и для всех аппаратов с фиксированной поверхностью контакта фаз. Общая форма этих уравнений получена на основании теории межфазной турбулентности из дифференциального уравнения конвективной диффузии

               (23)

или

       ,                        (24)

где

, – диффузионный критерий Нуссельта;

– коэффициент молекулярной диффузии абсорбтива, м2/с;

– критерии Рейнольдса, Прандтля, параметричский.

Коэффициенты и показатели степеней в членах уравнения (24) находят на основании теории подобия и анализа размерностей экспериментальным путем.

При расчете принято, что сопротивление массопередаче при абсорбции водой сосредоточено в жидкой фазе. Коэффициент массоотдачи в жидкой фазе при пленочном течении можно найти путем интегрирования дифференциального уравнения диффузии (23) при допущении, что равновесная концентрация постоянна по всей высоте поверхности, по которой стекает пленка жидкости.

Приближенное значение коэффициента массоотдачи в жидкой фазе в прямоточном восходящем сильно турбулизованном потоке при скорости газа близкой к 10 м/с можно найти по зависимости

,                                        (25)

Скорость абсорбции, сопровождаемой химической реакцией в жидкой фазе образования HNO3 (хемосорбции) находят, используя фактор ускорения , который определяется с учетом скорости реакции.

Коэффициент массоотдачи при хемосорбции будет равен

                                               (26)

Теплопередача при наличии жидкостной пленки. Успешное проведении абсорбции NOх из дымовых газов возможно лишь при их охлаждении, которое осуществляется омыванием наружной поверхности труб в межтрубном пространстве охлаждающим агентом (воздухом или водой). В трубчатом абсорбере внутренняя поверхность труб покрыта текущей пленкой абсорбента, поэтому считают, что отвод тепла в них от дымовых газов определяется коэффициентом теплопередачи от пленки к охлаждающему агенту. При его расчете используется критериальное уравнение для стекания жидкости по вертикальной стенке

       ,                                (27)

где

– тепловой критерий Нуссельта для пленки;

– коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2K);

– коэффициенты, зависящие от значения критерия .

Гидродинамический режим движения пленки определяется величиной критерия Рейнольдса для пленки .

Для двухфазных потоков существуют общие виды (режимы) движения:

1.        пузырьковый режим: газ движется в виде отдельных пузырей со скоростью, превышающей скорость жидкости. Режим возникает при постоянной скорости жидкости, когда в нее вводится небольшое количество газа, который разбивается на маленькие пузыри, остающиеся дискретными во времени;

2.        пробковый режим: мелкие пузыри объединяются в большие (пробки), напоминающие собой снаряды, которые чередуются по трубе друг за другом;

3.        кольцевой режим: газ движется по центру, а жидкость, пронизываемая газовыми пузырями, – по стенкам;

4.        режим эмульгирования (эмульгационный режим): при достижении значительных весовых скоростей  газа происходит инверсия фаз: газ становится сплошной средой, а жидкость дискретной. При этом система становится сплошной однородной диспергированной массой жидкости и мелких пузырьков газа, представляя собой газожидкостную эмульсию. Кроме того, могут быть и переходные режимы движения (стержневой, полукольцевой, пленочно-эмульсионный, капельный и др.).

Аналогичные режимы движения парожидкостной смеси наблюдаются в подъемных трубах контуров циркуляции паровых котлов ТЭС и котельных.

Так как лимитирующей стадией, определяющей скорость поглощения NOх, является диффузия в жидкую фазу, то оптимальным вариантом для очистки дымовых газов является проведение абсорбции с рециркуляцией жидкости в одном аппарате–абсорбере, в котором сочетаются положительные черты эмульгационного и пленочного способов массопередачи при противоточном и прямоточном движении фаз.

Схема комбинированного эмульгационно-пленочного трубчатого абсорбера с рециркуляцией абсорбента приведена на рисунке 1 (1–эмульгационная секция; 2–пленочная секция).

Рисунок 1 – Схема комбинированного эмульгационно-пленочного трубчатого абсорбера с рециркуляцией абсорбента: 1а – противоточное движение фаз; 1б – прямоточное движение фаз; 1 – эмульгационная секция; 2 – пленочная секция (ун, ук – концентрация абсорбтива на входе и выходе из ЭПТА; хн, хк, хсм – концентрация абсорбтива на входе, выходе из ЭПТА и выходе из секции 1).

При этом возможны два варианта работы пленочной секции противоточный и прямоточный (рисунки 1а и 1б). Труба 1 работает подобно циркуляционному устройству, движение жидкости в котором производится с использованием подаваемого в жидкость газа. Таким образом, в способе рециркуляции абсорбента заложен принцип работы эргазлифта, в работе которого существует режим движения восходящего потока газожидкостной смеси в виде газожидкостной эмульсии.

Эргазлифт или воздушно–газовый подъемник (рисунок 2) представляет собой аппарат для подъема жидкости посредством использования энергии предварительно сжатого и смешиваемого с этой жидкостью газообразного агента. Экспериментальные испытания показали, что в работе эргазлифта при постоянном коэффициенте погружения для одного о того же перепада давлений существуют пять основных режимов работы, определяемых объемным расходом рабочего агента:

1.        начальный режим работы подъемника, соответствующий наибольшему расходу рабочего агента в начале работы, при котором жидкость, поднимаемая в газожидкостной смеси, достигает устья 2, не изливаясь из него.

2.        экономичный режим работы подъемника, при котором расход рабочего агента на единицу поднимаемой и изливающейся из устья 2 жидкости (удельный расход) минимальный.

3.        максимальный режим работы подъемника, соответствующий расходу рабочего агента, при котором через устье 2 изливается наибольшее количество поднимаемой жидкости.

4.        конечный режим работы подъемника, соотвествующий расходу рабочего агента, при котором поднимаемая жидкость в газожидкостной смеси достигает устья 2 подъемной трубы 1, но не изливается из него и подъемник прекращает подачу жидкости.

5.        режим вытеснения, соответствующий расходу рабочего агента, при котором на движение газа и преодоление гидравлических сопротивлений внутри подъемной трубы, тратится весь рабочий напор и подъемная труба 1 заполнена одним движущимся газом.

Сравнение режимов движения газожидкостной смеси при однонаправленном движении (прямотоке) в трубе и движения газожидкостной смеси в подъемной трубе эргазлита 1 показывает, что эмульсионный режим в трубе массообменного аппарата аналогичен экономичному и максимальному режимам работы подъемника. В качестве критерия, характеризующего переход движения газожидкостной смеси в подъемной трубе 1 из одного режима в другой используют критерий Фруда

                                       (28)

где

,                                        (29)

– объемные расходы жидкости и газа, м3/с.

При этом рабочий режим работы, при котором возникает устойчивый режим эмульгирования находится в диапазоне между режимами экономичной и максимальной производительности подъемной трубы.

Таким образом, в эмульгационно-пленочном трубчатом абсорбере (ЭПТА), можно одновременно проводить процессы окисления NO дымовых газов в газовой и жидкой фазах, абсорбции NOх и О3 водой и утилизации их тепла при охлаждении дутьевым воздухом.

Рисунок 2 – Эргазлифт: 1–подъемная труба; 2–газораспределительное устройство; (H–высота подъемной трубы; h–рабочая глубина погружения трубы; D–диаметр подъемной трубы).

Третья глава содержит экспериментальное определение кинетических характеристик лабораторного эмульгационно-пленочного трубчатого абсорбера (ЭПТА) при противоточном и прямоточном движении контактирующих фаз, проверка его работоспособности при очистке реальных дымовых газов в присутствии озона для получения технологических параметров, по которым может быть рассчитан производственный абсорбер установки очистки дымовых газов от NOx. Для этого требуется:

1. определить скорость массопередачи в подъемной трубе эргазлифта (эмульгационная секция) и в трубах пленочной секции в рабочих режимах, найти коэффициенты массоотдачи, сравнить их значения с известными и подобрать расчетные уравнения для их определения;

2. при найденных рабочих режимах экспериментально определить эффективность очистки реальных дымовых газов от NOx в присутствии озона на лабораторной установке.

При выборе модельной системы для проведения 1-й стадии эксперимента учитывали, что абсорбтив должен обладать малой растворимостью в воде, так как NOx, содержащиеся в дымовых газах, озон и кислород озоновоздушной смеси плохо растворимы в воде.

Поэтому в качестве модельной системы для проведения эксперимента была принята система «СО2 – вода» (константа Генри при 250С для системы «СО2 – вода» равна 1,67⋅104, для системы «NOx – вода» – 2,87⋅104, для системы «O3 – вода» – 0,46⋅104). Скорость массопередачи при абсорбции СО2 водой согласно многочисленным исследованиям лимитируется скоростью массоотдачи в жидкой фазе.

Для определения коэффициентов массоотдачи использовали динамический метод, основанный на анализе зависимости коэффициента массопередачи от гидродинамического режима, в частности, от критериев и или от скорости газа и жидкости.

Исследования процесса абсорбции на модельной смеси проводили на экспериментальной установке (рисунок 3), для которой была разработана конструкция и изготовлен лабораторный ЭПТА.

Исходной предпосылкой при обработке результатов эксперимента было допущение, что скорость массопередачи при абсорбции СО2 водой лимитируется скоростью массоотдачи в жидкой фазе.

При исследовании кинетики массопередачи использовали метод, основанный  на анализе зависимости коэффициента массопередачи от гидродинамических режимов при допущении, что коэффициент массоотдачи в газовой фазе зависит от чисел Рейнольдса газовой и жидкой фазы и , а коэффициент массоотдачи в жидкой фазе зависит только от . Отсюда можно выразить:

                                               (30)

где

– некоторая функция от .

При этом стандартное выражение коэффициента массопередачи в газовой фазе примет вид

,                                        (31)

где

                                                       (32)

Проведена серия опытов в интервале скоростей жидкости, соответствующих оптимальному и максимальному расходу жидкости, обеспечиваемому подъемной трубой эмульгационной секции.

Рисунок 3 – Схема экспериментального стенда: 1 – ЭПТА; 2 – напорный бак;  3 – компрессор; 4 – баллон с СО2; 5 – редуктор; 6 – подогреватель; 7, 8, 9 – газовые ротаметры; 10 – жидкостной ротаметр; 11, 12, 13,16, 17 – вентили; 14, 15, 18 – краны; 19 – дренаж.

Скорость массопередачи находили отдельно для эмульгационной и пленочной секций.

Массопередача в эмульгационной секции (подъемной трубе эргазлифта).

Опыты проводили при двух постоянных расходах жидкости, соответствующих оптимальному и максимальному режиму подъема жидкости и трех расходах газа (м3/с) для каждого режима, находящихся также в этом интервале:

, – для жидкости, м3/с;

, , – для газа, м3/с

В интервале этих скоростей в подъемной трубе визуально наблюдается устойчивый восходящий поток газожидкостной смеси в виде эмульсии, перемежающейся продолговатыми газовыми пузырями.

Значение коэффициента массопередачи в газовой фазе определяли для подъемной трубы (эмульгационная секция) из выражения

                                               (33)

для труб 6 (пленочная секция)

                                               (34)

В результате обработки экспериментальных данных коэффициенты массоотдачи в жидкой фазе для в пересчете на объемные концентрации .

Из рассмотренных критериальных уравнений скорости массоотдачи в жидкой фазе для эмульгационной секции наиболее близким к результатам эксперимента является уравнение для восходящего потока в вертикальной трубе, предложенное Н. М. Жаворонковым

                                       (35)

при .

Величины коэффициентов массоотдачи, рассчитанных по этому уравнению при опытных значениях числа Рейнольдса (2000, 2500) равны, соответственно: 2,92; 3,35 м/ч. Из сравнения расчетных и экспериментальных значений видно, что они отличаются на % и величина отклонений укладываются в ошибку эксперимента.

Массопередача в пленочной секции.

Также, как и в подъемной трубе, опыты проводили при двух постоянных расходах жидкости, соответствующих оптимальному и максимальному режиму подъема жидкости при прямоточном и противоточном движении фаз.

Экспериментальное значение коэффициента массопередачи в газовой фазе определяли для отдельной трубы пленочной секции

Количество поглощенного СО2 для каждого опыта находили по уравнению материального баланса (22).

В результате эксперимента и обработки экспериментальных данных было получены при и значения коэффициентов массоотдачи в жидкой фазе: ; .

Из рассмотренных критериальных уравнений скорости массоотдачи в жидкой фазе для противотока при пленочном режиме наиболее близкие к результатам эксперимента получаются при решении уравнения, рекомендуемого для расчета трубчатых абсорберов

                               (36)

при м/ч;

при м/ч.

Из сравнения результатов эксперимента и расчета видно, что величина погрешности расчета укладывается в ошибку эксперимента.

Во 2–й стадии эксперимента исследовали эффективность окисления и поглощения NOх из реальных дымовых газов, полученных при сжигании природного газа в присутствии озона. Исследования проводили на лабораторном ЭПТА, используя результаты 1-й стадии эксперимента и основные элементы экспериментальной установки (рисунок 3), в которой вместо модельного газа использовали дымовые газы из отопительного котла, а в эмульгационную секцию подавали озоновоздушную смесь из озонатора.

Опыты проводили при средних расходах абсорбента (воды) м3/с и озоновоздушной смеси равной м3/с, полученных как среднеарифметическое для оптимального и максимального режимов работы подъемной трубы эмульгационной секции, расходе дымовых газов м3/с (22,5 м3/ч), соответствующем оптимальной скорости газа (4–5 м/с) в трубах пленочной секции в 1-й стадии эксперимента средней температуре дымовых газов в ЭПТА равной 600С. Время выхода установки на стационарный режим работы ЭПТА равнялось (1,5–2,5) ч. Расход воздуха на охлаждение пленочной секции ЭПТА изменяли от 20 до 70 м3/ч.

Рисунок 4 – Зависимость степени очистки дымовых газов от удельного расхода озона gуд, г/г;  – прямоточная работа пленочной секции; –противоточная работа пленочной секции.

Результаты эксперимента представлены графиком зависимости степени очистки дымовых газов от NOх (рисунок 4) от удельного расхода озона, из которого видно, что действительный удельный расход озона на окисление NOх реальных дымовых газов равен (0,35–0,4) г/г, что в несколько раз меньше теоретического (1,6 г/г), полученного по уравнению (3). Как видно из зависимости (рисунок 4) при увеличении удельного расхода газа больше 0,4 г/г эффективность очистки практически не меняется. Характер этой зависимости сохраняется при прямоточном и противоточном движении фаз в пленочной секции ЭПТА (степень очистки при прямотоке на 2–3% больше, чем при противотоке, что можно объяснить несколько большим временем контакта озона с дымовыми газами). При средней температуре дымовых газов в ЭПТА равной 600С максимальная степень очистки (0,7 – 0,73). Кроме того по результатам эксперимента определен фактор ускорения абсорбции , значение которого находили при совместном решении уравнения (26) и уравнения массопередачи, выраженного в концентрациях абсорбтива в жидкой фазе

,                                        (37)

где

– средняя движущая сила, г/м3;

– площадь массопередачи, м2.

Расчет показал, что фактор ускорения абсорбции , как и степень очистки сохраняет постоянное максимальное значение при удельном расходе озона больше 0,4 г/г.

В четвертой главе приведены технические решения по очистке дымовых газов и их практическая реализация при испытаниях опытно-промышленной установки очистки дымовых газов от оксидов азота в производственной котельной.

Цель испытаний – сравнение расчетных и опытных технологических параметров производственного воздухоподогревателя-абсорбера (эмульгационно-пленочного трубчатого абсорбера). В качестве промышленного объекта для опытно-промышленных испытаний технологических параметров производственного воздухоподогревателя-абсорбера был выбран паровой  котел ДКВР–6,5–13 (расчетный КПД при работе на газе – 91,8%), который был оснащен экономайзером ЭП2–236, дымососом Д–8 и дутьевым вентилятором Ц4–70 № 6. В основу конструкции устройства для очистки дымовых газов от (воздухоподогревателя-абсорбера) принят воздухоподогреватель 1 типа с диаметром труб 40х1,5 мм.

Технологическая схема экспериментальной опытно-промышленной  установки, приведена на рисунке 4.

Опытно-промышленный воздухоподогреватель-абсорбер (ВПА) оборудован датчиками температуры в газовоздушном тракте установки. Температуру и концентрацию NOx в дымовых газах определяли при помощи переносного автоматического газоанализатора ДАГ–16 (относительная погрешность измерений %) в трех точках на входе в теплообменную и абсорбционную секции и на выходе из сепарационной секции. Измерение динамического давления воздуха и газов проводилось при помощи трубки Пито–Прандтля и многопредельного микроманометра ММН–240 на входе в теплообменную и абсорбционную секции и на выходе из сепарационной секции. Концентрацию NOx в воде определяли колориметрическим способом (относительная погрешность измерений %) концентрацию О3 в воде определяли при помощи анализатора озона Озон–В (относительная погрешность измерений %), в газе газоанализатором 3.02П–Р (относительная погрешность %).

При помощи штатных эксплуатационных приборов контролировались: производительность котла, температура и давление насыщенного пара, температура и давление питательной воды, расход топлива.

Рисунок 5 – Технологическая схема экспериментальной опытно-промышленной установки: 1 – воздухоподогреватель-абсорбер (ВПА); 2 – транзитный газоход; 5 – заборный газоход; 3, 4, 7 – шиберы; 6 – возвратный газоход; 8 – дымосос; 9 – дутьевой вентилятор; 10 – подающий воздуховод; 11 – дутьевой воздуховод; 12 – высоконапорный вентилятор; 13 – озонатор; 14 – трубопровод подачи озоновоздушной смеси; 15 –конденсатный бак; 16 – гидрозатвор; 17 –насос; 18, 19, 20, 21 – вентили.

Коэффициент избытка воздуха определялся в газоходах 5 и 6, на участках, примыкающих к ВПА (=1,3; =1,33).

Значение температуры воздуха и газов, измеренные в контрольных точках воздухоподогревателя-абсорбера принимали как среднеарифметические для параллельных датчиков.

Значение динамических напоров воздушного и газового потоков определялись также как среднеарифметические разности полного и статического давлений, измеренных трубкой Пито-Прандтля в соответствующих аналитических точках. Расход воздуха и дымовых газов на входе и выходе в воздухоподогреватель-абсорбер, а также расход озоновоздушной смеси на входе в него рассчитывался по полученным значениям соответствующих динамических напоров.

Так как возможности экспериментирования на действующих промышленных установках в отличие от лабораторных ограничены, то факторы (параметры) можно варьировать только в пределах технологического регламента. В связи с этим в процессе промышленных испытаний был использован метод планирования эксперимента.

Расчетное значение средней скорости воздуха и средней скорости дымовых газов в теплопередающей поверхности определялось с учетом присоса воздуха в газовый тракт.

Потери тепла части дымовых газов , обрабатываемых в воздухоподогревателе-абсорбере, рассчитывались для каждого режима по измеренным температурам по уравнению

,                        (38)

где

– теплосодержание дымовых газов на выходе из ВПА, кДж/кг;

– теплосодержание дутьевого воздуха, кДж/кг;

– коэффициент избытка воздуха на выходе из ВПА;

=0 – потери тепла от химического недожога газа.

По уравнению (38) определялись потери тепла с уходящими необработанными дымовыми газами со значением при температуре 1200С. Потери тепла с уходящими газами в целом по котлу находили как

,                                (39)

где

– обрабатываемая часть дымовых газов, м3/с;

– необрабатываемая часть дымовых газов, м3/с;

– общий расход дымовых газов по котлу, м3/с.

Тепловой баланс ВПА определялся по воздуху в условиях проводимых промышленных исследований отдельно по каждой секции, после чего их тепловосприятия суммировались.

Тепловосприятие секции ВПА по тепловому балансу воздушной стороны, отнесенное к единице объема сжигаемого топлива, исходя из среднего расхода воздуха и температурного перепада по воздуху, определялось по уравнению

,                                (40)

где

– теплоемкость воздуха при средней температуре воздуха в секции, 0С;

– температура воздуха на входе в секцию, 0С;

– температура воздуха на выходе из секции, 0С.

Кроме того составляется уравнение теплового баланса для каждой секции ВПА по дымовым газам с учетом теплоты конденсации водяных паров.

Теплоемкость дымовых газов вычислялась как теплоемкость смеси по известному составу, определяемому в ходе испытаний, при средней температуре газов в секции

,                        (41)

где

– теплота конденсации водяных паров при средней температуре в секции ВПА, кДж/кг;

– количество сконденсировавшихся водяных паров при температуре дымовых газов на выходе из секции ВПА, г/м3;

Из совместного решения уравнений теплового баланса каждой секции ВПА по воздуху и дымовым газам (40) и (41) при известных начальной и конечной температурах находится теплота конденсации водяных паров и, соответственно, количество конденсата водяных паров . Кроме того, значение величины проверялось по I–d диаграмме.

Номинальное тепловосприятие секции ВПА, рассчитанное по уравнению теплопередачи, отнесенное к единице объема сжигаемого топлива

,                                        (42)

где

– коэффициент теплопередачи в отдельной секции, Вт/м2K;

– температурный напор в отдельной секции ВПА, 0С;

– поверхность теплообмена отдельной секции ВПА, м2.

При определении коэффициентов теплопередачи абсорбционной и сепарационной секций ВПА учитывали сопротивление пленки абсорбента на стенках труб.

Диапазон изменения нагрузок ВПА при промышленных испытаниях поддерживался в соответствии с особенностями работы подъемной трубы эргазлифта абсорбционной секции ВПА. Исходя из того, что подъемная труба абсорбционной секции может устойчиво работать одновременно как массообменный аппарат (в эмульгационном режиме) и подъемник в диапазоне между экономичным и максимальным режимами работы эргазлифта, нагрузку по газу на ВПА изменяли в диапазоне (2000–2500) м3/ч (относительное изменение нагрузки в пределах 20–25 %).

Исходные данные проведения испытаний:

общий расход дымовых газов котельного агрегата – 6500 м3/ч;

расход дутьевого воздуха – 4600 м3/ч;

действительный средний расход природного газа – 487 м3/ч;

тепловая потеря без ВПА (=1200С), %;

расход озоновоздушной смеси – (190–200) м3/ч;

удельный расход озона на окисление NOх принят по результатам лабораторных исследований и равен (0,25–0,35) г/г;

расход абсорбента – 8,0 м3/ч.

концентрация в абсорбенте на выходе из ВПА – 1,0 % вес.;

кратность циркуляции абсорбента в кубе ВПА– 115;

время пребывания абсорбента в кубе ВПА – 100 ч;

расчетный КПД котла – 91,8%.

В условиях данного эксперимента основными входными параметрами ВПА были: расход дымовых газов , начальная температура , начальные влагосодержание и концентрация NOx в дымовых газах , начальная температура и расход воздуха, количество озона и расход озоновоздушной смеси . Выходными параметрами были приняты: расход дымовых газов конечные температура , влагосодержание и концентрация NOx в дымовых газах, конечная температура и его расход. Основным выходным расчетным параметром было принято тепловосприятие ВПА (количество утилизированного тепла). Испытания проводили при номинальных нагрузках котельного агрегата. Кроме того, проводилось сравнение расхода топлива (природного газа) при работающем и выключенном ВПА. Усредненные по дневным показателям результаты испытаний при различных нагрузках по газу и средней по абсорбенту и озоновоздушной смеси приведены в таблице 1 (вход/выход).

Таблица 1 - Усредненные значения параметров на входе и выходе из ВПА

№№

п/п

Наименование параметра

Параметр на входе / выходе ВПА

1

Расход дым. газов на ВПА, м3/ч

2000/

2200

2100/

2300

2200/

2400

2300/

2500

2400/

2600

2500/

2700

2

Температура

дым. газов, 0С

120/50

121/50

120/51

122/53

120/53

122/55

3

Влагосодержание

дым. газов, г/м3

115/80

119/81

116/83

120/87

115/84

118/88

4

Температура

воздуха, 0С

25/

71

26/

73

25/

74,5

25/

75

24/

77

26/

79

5

Концентрация озона в озоновозд. смеси, г/м3

1,1

1,1

1,1

1,1

1,1

1,1

6

Концентр. озона в дым газах, г/м3

0,1/

0,0

0,095/

0,0

0,092/

0,0

0,088/

0,0

0,085/

0,0

0,082/

0,0

7

Концентрация NOх в дым газах, г/м3

0.35/

0.08

0,36/

0.085

0,36/

0.083

0,35/

0.085

0,36/

0.093

0,35/

0.100

8

Степень очистки после ВПА, дол.

0.770

0,763

0,766

0,757

0,745

0,716

9

Аэродинамическое сопротивление ВПА по газу, Па

110

124

136

146

156

165

10

Аэродинамическое сопротивление ВПА по воздуху, Па

225

240

260

290

320

325

11

Тепловая потеря с уходящими га-зами после ВПА, %

2.7

2,7

2.8

2.8

3, 0

3,0

12

Тепловая потеря с уходящими газа-ми в среднем по котлу, %

4,63

4,58

4,58

4,55

4,53

4,5

13

Тепловосприятие ВПА (на 1 м3 топлива), кВт

80,5

(631,0)

83,6

(654,0)

87,0

(682,4)

90,0

(705,9)

91,5

(717,6)

93,0

(730,0)

14

КПД потока газа через ВПА, %

94,6

94,6

94,5

94,5

94,3

94,3

15

Средний КПД котла, %

92,6

92,8

92,8

92,8

92,8

92,8

16

Действительное. повышение КПД котла, %

0,8

1,0

1,0

1,0

1,0

1,0

17

Повышение КПД котла при обработке всего потока газа, %

2,8

2,8

2,7

2,7

2,5

2,5

Результаты опытных испытаний, также как и предыдущих лабораторных исследований, показывают. что действительный расход озона, требуемый для окисления NOх значительно меньше, чем по уравнению (3), подтверждая эффективность очистки при насыщении абсорбента озоном путем многократной рециркуляции.

Рисунок 6 – Зависимость концентрации NOx и тепловых потерь от влагосодержания в уходящих дымовых газах при их очистке от NOх:

– режимные параметры работы котла; – первый вариант очистки дымовых газов (опытные данные, 0C);  – второй вариант очистки всего потока газов (опытные данные, 0C);  –третий вариант очистки всего потока газов (расчетные данные, 0C); 1 – ; 2 – .

В результате испытаний также установлено, что с увеличением потерь тепла с уходящими газами увеличиваются выбросы NOx и влаги (рисунок 6). Аналогичная взаимосвязь между выбросами NOx и тепловыми потерями получены другими исследователями при анализе зависимости состава дымовых газов от изменения режимных параметров котлов типа ДКВР и ТГМ.

Испытаниями и тепловым расчетом установлено, что возможны три варианта реализации предлагаемого способа очистки дымовых газов теплогенерирующих установок от NOx при сжигании природного газа:

1. для достижения заданной степени очистки, которая определяется фоновой концентрацией, ПДК оксидов азота, их концентрацией в газообразных выбросах котельной установки, достаточно очистки части дымовых газов, количество которых определяется расходом и температурой дутьевого воздуха;

2. для достижения заданной степени очистки требуется обработка всего потока дымовых газов, охлаждение которых до температуры очистки производится дутьевым воздухом и питательной водой. При этом в составе водоподготовки котельной (ТЭС) обязательна вакуумная деаэрация воды;

3. для достижения заданной степени очистки требуется обработка также всего потока дымовых газов, охлаждение которых до температуры очистки производится  дутьевым воздухом, питательной водой и внешним хладоагентом (например, наружным воздухом). При этом в составе водоподготовки котельной (ТЭС) также обязательна вакуумная деаэрация воды.

Кроме того в главе 4, представлены авторские технические решения, основанные на предлагаемом способе и защищенные патентами РФ, по очистке дымовых газов от NOx совместно с утилизацией их тепла и улавливаемых компонентов для предприятий теплоэнергетики, очистке выхлопных газов двигателей внутреннего сгорания, очистке уличного воздуха от вредных компонентов выхлопных газов автомобильного транспорта, использования дымовых газов котельных агрегатов в качестве сырья для получения диоксида углерода и по специализированной для процессов очистки и утилизации теплообменной аппаратуре.

В пятой главе приведена методика расчета установки очистки и утилизации газообразных выбросов.

Расчетная схема первого варианта установки очистки с привязкой к котельному агрегату приведена на рисунке 5. Основные конструктивные узлы ВПА: теплообменная Т, абсорбционная А и сепарационная С секции, которые состоят из вертикальных теплообменно-абсорбционных труб и трубных досок и отделены друг от друга вертикальными перегородками. Устройство и принцип действия абсорбционной секции А аналогичны рассмотренному выше ЭПТА.

Рисунок 7 – Расчетная схема первого варианта установки очистки с привязкой к котельному агрегату.

Вначале производится тепловой расчет установки. Тепловую нагрузку (количество утилизированного тепла) и количество конденсата водяных паров определяют из теплового баланса абсорбера-воздухоподогревателя при заданных начальной и конечной температурах дымовых газов (с учетом теплоты конденсации водяных паров). В основу расчета теплового расчета установки положен нормативный метод.

Технологический расчет абсорбционной и сепарационной секций (А и С) проводятся методом последовательных приближений (предварительно задается степень очистки дымовых газов от NOx, которая затем уточняется). В абсорбционной секции А определяющими конструктивно-технологическими элементами являются подъемная труба эргазлифта, трубчатый теплообменник-абсорбер, в сепарационной секции С – также трубчатый теплообменник.

Расчет абсорбционной секции А начинают с эргазлифта. В подъемной трубе эргазлифта происходит смешение кислого конденсата и озоновоздушной смеси с образованием газожидкостной эмульсии, которая поднимается вверх с одновременной абсорбцией озона O3 и кислорода O2, их химическим взаимодействием с оксидами азота NOx с образованием азотной кислоты HNO3.

Минимальное количество озоновоздушной смеси, подаваемой в трубу эргазлифта , определяется из условий обеспечения оптимального расхода абсорбента для создания устойчивой пленки на поверхности труб абсорбционной секции ВПА, конструктивные характеристики которого определены на основе теплового расчета. Предварительно задается длина подъемной трубы , высоту подъема жидкости в эрлифте , глубину погружения трубы .

Диаметр подъемной трубы рассчитывается из уравнения А. П. Крылова

                               (43)

где – градиент давления жидкости в подъемной трубе.

Расход озоновоздушной смеси для экономичного режима подъема абсорбента на высоту находят как среднеарифметическое из выражений

                               (44)

                                       (45)

Для идентификации гидродинамического режима в подъемной трубе находят критерий Фруда при средней скорости газожидкостной смеси по уравнению (28).

Количество озона в озоновоздушной смеси, необходимого для окисления и поглощения NOx, определяется в зависимости от концентрации NOx в дымовых газах и находится по удельному расходу озона, полученному на основания опытных данных автора (=0,35–0,4 г/г). При наличии а продуктах сгорания оксидов серы SOх количество озона определяют с учетом его расхода на их окисление до SO3.

Подъемная труба эргазлифта в абсорбционной секции с точки зрения массопередачи работает в режиме восходящего прямотока газа и жидкости. Для прямоточного восходящего газожидкостного потока в подъемной трубе эмульгационной зоны коэффициент массоотдачи находят по уравнению (26), а для пленочной зоны по уравнению (27), в котором фактор ускорения абсорбции принимается на основании опытных данных автора. При этом принимают, что основное сопротивление массопередаче при абсорбции О3 и NOx сосредоточено в жидкой фазе и .

Поглощение озоновоздушной смеси в подъемной трубе эргазлифта рассчитывают как абсорбцию в одиночной трубе в эмульгационном режиме в прямоточном восходящем потоке. Определяемым параметром является количество поглощенного озона. Количество поглощенного вещества находят по уравнению массопередачи (37)

Расчет абсорбции в пленочной зоне абсорбера проводят также по уравнению (37), исходя из известных данных: расхода дымовых газов , площади массопередачи (площади теплоообменной поверхности) , высоты , диаметра труб , начального содержания NOx в газовой и жидкой фазах (), расхода абсорбента и рассчитанного коэффициента массопередачи. При этом равно начальному содержанию NOx в дымовых газах после теплообменной секции Т, – концентрация NOx в воде на выходе из устья подъемной трубы. Расчет проводится без учета тепла абсорбции ввиду малой рабочей концентрации NOx при средней температуре абсорбента. Расчет проводится методом последовательных приближений, задаваясь степенью поглощения NOx. Количество оксидов азота, поглощенных при конденсации водяных паров, определяют по уравнениям, полученным на основании зависимостей (13)–(20). Определяемыми величинами являются количество поглощенного NOx и гидравлическое сопротивление ВПА .

Расчет узла обработки конденсата проводят в зависимости от способа его очистки от кислотных компонентов (на анионитовом фильтре или известкованием), причем для данного метода очистки дымовых газов предпочтителен известковый способ.

Аэродинамическое сопротивление находят по нормативному методу.

На основании полученных расчетных технологических параметров секций Т, А, С проводится расчет и подбор остального оборудования установки.

В главе 6 приведено технико-экономическое обоснование очистки дымовых газов от оксидов азота. В ней рассмотрены технико-экономические показатели теплогенерирующих установок применительно к условиям очистки, расчетные схемы теплового баланса с установкой очистки и утилизации тепла дымовых газов (рисунок 8).

Рисунок 8 – Расчетная схема теплового баланса с установкой очистки и утилизации тепла дымовых газов (первый вариант).

Экономический расчет установки очистки показал, что наиболее существенными затратами являются расходы на изготовление ВПА, а также высоконапорного вентилятора и озонатора. При этом капитальные затраты на изготовление дымовой трубы уменьшаются за счет уменьшения ее высоты. Из эксплуатационных дополнительных затрат наиболее существенные –затраты на электроэнергию, причем большая часть ее потребляется озонатором и высоконапорным вентилятором, т. е. непосредственно на проведение процесса очистки. При этом затраты на электроэнергию для озонатора при расчете процесса окисления NO по уравнению (3) больше в 2,5 раза, чем полученные в результате экспериментальных исследований и опытных испытаний ВПА. В тоже время процесс обеспечивает значительную удельную экономию за счет уменьшения расхода топлива. Суммарные удельные эксплуатационные затраты с учетом подогрева дымовых газов на выходе из ВПА в зимнее время – 525 руб./МВт, дополнительные капитальные вложения – 93700 руб./МВт по 1-му варианту очистки части дымовых газов.

Из зарубежного опыта известно, что внедрение СКВ-технологий обходится в 50000 $/МВт (1250000 руб./МВт), капитальные затраты на разрабатываемую в нашей стране СНКВ-технологию в 13 раз меньше (96000 руб./МВт). Таким образом, удельные капиталовложения на внедрение известной СНКВ-технологии и предлагаемого способа очистки приблизительно одинаковы, но в тоже время рассматриваемый способ лишен недостатков СНКВ и обеспечивает возможность утилизации тепла дымовых газов, что существенно повышает его эффективность по сравнению с ней.

Согласно расчету РАО «ЕЭС» капитальные затраты на сооружение блоков очистки дымовых газов при переводе ТЭС на уголь составляют $ 186–264 тыс. на 1 МВт установленной мощности, тогда как оборудование котельных агрегатов предлагаемой установкой обойдется в десятки раз дешевле.

Учитывая современную тенденцию непрерывного роста цен на топливо, в том числе и газообразное (ОАО «Газпром» к 2010 году намерено довести уровень внутренних цен ($ 0,05 – 0,06/нм3) на природный газ до среднемировых ($ 0,25/нм3), предлагаемый способ в ближайшие годы станет экономически вполне рентабельным.

По аналогии с экологическим ранжированием первичных методов очистки, разработанных В. И. Кормилициным, предложен метод оценки экологической эффективности вторичных методов очистки дымовых газов. С этой целью предлагается комплексное экологическое ранжирование, учитывающее одновременно выбросы вредных веществ и тепловые потери. Процесс экологического ранжирования рассмотрен на примере опытного котла ДКВР–6,5–13.

При построении графика зависимости концентраций оксидов азота и тепловых потерь от значения экологического ранга на осях ординат откладывают концентрации оксидов азота в уходящих газах и потерь теплоты с уходящими газами , а на оси абсцисс значения экологического ранга (рисунок 9). За опорный экологический ранг принят базовый технологический режим работы котла ДКВР–6,5–13 по параметрам режимной карты для природного газа со средней концентрацией оксидов азота в уходящих газах г/м3 и потерей тепла 5,5 %.

Рисунок 9 – Экологическое ранжирование природоохранных мероприятий котла ДКВР–6,5–13 с учетом тепловых потерь с уходящими газами: – режимные параметры работы котла;  – первый вариант очистки дымовых газов (опытные данные); – второй вариант очистки всего потока газов (опытные данные); – третий вариант очистки всего потока газов (расчетные данные); 1 – КЭР=f(CNOx); 2 – КЭР=f(q2).

Физический смысл предлагаемых экологических рангов для вторичных методов очистки с учетом уменьшения тепловых потерь заключается в том, что они объединяют конструктивно-технологические мероприятия, проводимые в системе газоочистки, в единое целое и дают сравнительную количественную оценку экологической эффективности относительно базового варианта в определенной номенклатуре котельных агрегатов с учетом тепловых потерь с уходящими газами.

Основные результаты работы:

1. Разработаны основные положения вторичных природоохранных мероприятий по снижению NOх в дымовых газах теплогенерирующих установок при сжигании природного газа, а именно, для доокисления NO до NO2, абсорбции NO2 водой в присутствии озона совместно с утилизацией тепла и улавливаемых компонентов, в которых на основании анализа литературных источников показано:

а) доокисление NO озоном термодинамически более выгодно, чем доокисление NO кислородом воздуха (при температуре очистки в дымовых газах =500С константа равновесия возрастает в миллионы раз, при температуре 600С (средняя температура предлагаемого способа) остаточная концентрация NO в газе уменьшается от % об. до % об., причем при уменьшении температуры от 1000С до 500С константа равновесия К для реакции окисления оксида азота озоном увеличивается в несколько тысяч раз, а во влажном газе параллельно с процессами окисления NO озоном происходит образование азотной кислоты, что теоретически позволяет удалить оксиды азота полностью);

б) при малых концентрациях NO2 в газе скорость абсорбции NOх повышается с понижением температуры (коэффициент абсорбции увеличивается в 1,5 раза с уменьшением температуры от 500С до 200С), причем при температуре ниже точки росы в условиях конденсации водяных паров процесс образования азотной кислоты протекает со скоростью, превышающей в 10 раз скорость обычной абсорбции);

в) лимитирующей стадией, определяющей скорость поглощения NOх, является их диффузия в жидкую фазу, причем высокая скорость окислении NO достигается при введении озона в жидкую фазу (конденсат водяного пара) и концентрации кислорода в газе равной 6–8 % об. (скорость абсорбции возрастает в 1,6 раза, а количество азотной кислоты превышает в 20 раз, чем можно получить при введенном количестве озона).

2. Так как закономерности абсорбции определяют основные технологические параметры и конструкцию аппаратуры предлагаемого способа очистки, обоснована интенсификации процесса абсорбции диоксида азота водой в области малых концентраций, характерной для дымовых газов, которая осуществляется межфазным контактом газа с жидкостью в эмульгационном и пленочном режимах при многократной рециркуляции абсорбента с использованием в качестве циркуляционного устройства эргазлифта, абсорбента – смеси конденсата дымовых газов и подпиточной воды и обеспечивает, при наличии в жидкости минимального количества озона и азотной кислоты, повышение скорости абсорбции в несколько раз;

3. Исследование кинетики массопередачи при абсорбции на примере модельной системы «СО2 – вода» на экспериментальном стенде показывает, что величина коэффициентов массоотдачи в эмульгационной зоне основного аппарата установки очистки – воздухоподогревателя-абсорбера (эмульгационно-пленочного трубчатого абсорбера) в 10 раз превышает их величину в пленочной зоне и для расчета следует использовать критериальные уравнения для эмульгационной и для пленочной зоны.

4. Исследования эффективности очистки дымовых газов от NOх на базе отопительного котла КВ–0,1 при сжигании природного газа на экспериментальном стенде показали, что при средней температуре дымовых газов в эмульгационно-пленочном трубчатом абсорбере равной 600С степень очистки 0,7 – 0,73, действительный удельный расход озона на окисление NOх 0,35–0,4 г/г, что в несколько раз меньше теоретического (1,6 г/г), полученного по уравнению (3), причем при увеличении удельного расхода озона больше 0,4 г/г эффективность очистки практически не меняется.

5. Экспериментальные исследования опытно-промышленной установки очистки на базе парового котла ДКВР–6,5–13, показали, что при охлаждении дымовых газов от 1200С до температуры ниже точки росы (50–70)0С, окислении NOx озоновоздушной смесью и абсорбции полученной диоксида азота подкисленной подпиточной водой в смеси с конденсатом водяных паров (удельный расход озона на окисление оксидов азота (0,25–0,35) г/г) содержание NOx в сбросных дымовых газах уменьшилось на (72 –77)%, температура дутьевого воздуха повысилась за счет утилизации тепла дымовых газов на 45–500С, а КПД котла увеличился на (2,5–2,8) %.

6. Разработана методика расчета основных технологических и конструктивных параметров узловых аппаратов установки очистки дымовых газов от NOx, в которой тепловой и аэродинамический расчет основаны на нормативном методе, а технологический расчет секций воздухоподогревателя-абсорбера основан на результатах исследований автора (количество поглощенных оксидов азота определяется с учетом абсорбции NOx пленкой на поверхности труб секций в пленочном режиме и в трубе эргазлифта в эмульгационном режиме, а также кислотообразования в результате конденсации водяных паров).

7. Обоснованы и разработаны расчетные схемы теплового баланса парового котла, оснащенного установкой очистки дымовых газов для трех вариантов очистки с учетом очистки дымовых газов от NOx и снижения тепловых потерь с одновременной их утилизацией, в основу которых положены базовые уравнения: – для рабочей среды и – для греющих газов, в которых количественно показаны  параметры, влияющие на величину тепла утилизации дымовых газов.

8. Разработаны расчетная зависимость, методика экономического расчета установки очистки и утилизации газообразных выбросов и приведены результаты экономического расчета по данным испытаний и сравнение их с известными способами, которые показывают, что капитальные затраты на внедрение предлагаемого способа очистки (93700 руб./МВт) в 13 раз меньше, чем внедрение зарубежных СКВ - технологий (50000 $/МВт), а удельные капиталовложения на внедрение известной СНКВ - технологии равны 96000 руб./МВт, но в тоже время предлагаемый способ лишен недостатков СНКВ.

9. Разработан метод комплексного экологического ранжирования котельных установок с применением вторичных природоохранных мероприятий по снижению выбросов NOx, который объединяет конструктивно-технологические мероприятия, проводимые в системе газоочистки, в единое целое и дает сравнительную количественную оценку экологической эффективности относительно базового варианта в определенной номенклатуре котельных агрегатов с учетом тепловых потерь с уходящими газами, что позволяет расставить в один ряд для котлов одного типа экологическую значимость конструктивно-технологических мероприятий в системе газоочистки.

10. Разработаны конструкторские решения аппаратуры (струйные и стеклоблочные воздухоподогреватели) для установок очистки дымовых газов теплогенераторов от NOx, утилизации их тепла и уловленных компонентов в системах центрального и автономного теплоcнабжения, работающих при охлаждении дымовых газов до температуры ниже точки росы, позволяющих, наряду с очисткой газов от NOx, повысить КПД теплогенераторов на (2–5)%.

Содержание диссертации опубликовано в следующих работах:

Монография

1. Ежов, В. С. Очистка и утилизация газообразных выбросов теплогенераторов [Текст]: монография. Курск: Изд-во КурскГТУ, 2006. 128 c.

Доклады на международных и всероссийских конференциях

  1. Ежов, В. С. Снижение тепловых выбросов в окружающую атмосферу от котельных агрегатов [Текст] / В. С. Ежов,  Ю. М. Лукашов, А. Н. Веденьев, В. А. [и др.] // Современные экологические проблемы провинции: Междунар. экологический форум. М., 1995.
  2. Ежов, В. С. Интенсификация нагрева воздуха при прямом контакте с дымовыми газами [Текст] / В.С. Ежов // Труды IV Росс. нац. конф. по теплообмену. М.: 2006. Т. 6. с. 215–218.

3. Ежов, В. С. Экологичная технология очистки и утилизации газообразных выбросов теплогенерирующих установок [Текст] / В. С. Ежов // Успехи современного естествознания / Академия естествознания. М., 2007. №7. с. 81–83.

Статьи и изобретения в центральных журналах

  1. Ежов, В.С. Снижение вредных газообразных выбросов источников центрального теплоснабжения [Текст] / В.С. Ежов // Промышленная энергетика, 2006. №12.
  2. Ежов, В.С. Уменьшение вредных газообразных выбросов от источников теплоснабжения в жилых массивах [Текст] / В.С. Ежов, Н.Е. Семичева // Безопасность жизнедеятельности, 2006. №12.
  3. Ежов, В.С. Экологически эффективное получение двуокиси углерода. [Текст] / В.С. Ежов // Экология и промышленность России, 2007. №4.
  4. Ежов, В.С. Определение основных параметров установки очистки вредных газообразных выбросов [Текст] / В.С. Ежов // Промышленная энергетика, 2007. №7.
  5. Ежов, В.С. Эмульгационно-пленочный абсорбер для очистки дымовых газов от окислов азота [Текст] / В.С. Ежов // Химическое и нефтегазовое машиностроение, 2007. №11.
  6. Ежов, В.С. Очистка уличного воздуха в местах скопления городского автотранспорта [Текст] / В.С. Ежов // Безопасность жизнедеятельности, 2007. №12.
  7. Ежов, В.С. Иccледование теплообмена в коррозионностойком воздухоподогревателе [Текст] / В.С. Ежов, Н.Е. Семичева // Электростанции, 2008. №2.
  8. Ежов, В.С. Повышение эффективности утилизации тепла агрессивных вентиляционных выбросов [Текст] / Н. Е. Семичева, В. С. Ежов, Н. С. Кобелев // Изв. Орл. ГТУ. Орел, 2007. Окт. – дек.
  9. Ежов, В.С. Энерговодосбережение при очистке дымовых газов от окислов азота [Текст] / В. С. Ежов // Энергосбережение и водоподготовка. 2008. №2.
  10. Ежов, В.С. Механизм процессов окисления оксидов азота при синхронной очистке и утилизации газообразных выбросов [Текст] / В. И. Кормилицын, В. С. Ежов // Энергосбережение и водоподготовка. 2008. №3.
  11. Ежов, В.С. Механизм процессов поглощения оксидов азота из дымовых газов [Текст] / В. И. Кормилицын, В. С. Ежов // Энергосбережение и водоподготовка. 2008. №6.
  12. Ежов, В.С. Определение  варианта и оборудования установки синхронной очистки и утилизации газообразных выбросов теплогенераторов [Текст] / В. С. Ежов // Химическое и нефтегазовое машиностроение. 2008. №4.
  13. Ежов В. С. Об экономической эффективности синхронной очистки и утилизации газовых выбросов теплогенерирующих установок [Текст] / Промышленная энергетика, 2008. №4.
  14. Ежов, В.С. Влияние величины тепловых выбросов на концентрацию оксидов азота в дымовых газах теплогенераторов. [Текст] / В.С. Ежов // Экология и промышленность России, 2008. №5.
  15. Пат. 2161528 Российская Федерация, МПК7 B 01 D 53/60, 53/34. Способ и устройство для удаления окислов азота и окислов серы [Текст] / Ежов В.С.; опубл. 10.01.01, Бюл. № 1, 5 с.
  16. Пат. 2186612 Российская Федерация, МПК7 B 01 D 53/60. Способ и устройство для очистки дымовых газов, утилизации их тепла и улавливаемых компонентов [Текст] / Ежов В.С.; опубл. 10.08.02, Бюл. № 22, 5 с.
  17. Пат. 2254161 Российская Федерация, МПК7 B 01 D 53/60, 53/14. Комплексный способ и устройство для очистки и утилизации дымовых газов [Текст] / Ежов В.С., Семичева н.Е.; опубл. 20.06.05, Бюл. № 17, 7 с.
  18. Пат. 2271500 Российская Федерация, МПК7 F 24 D 3/00. Способ автономного теплоснабжения и мобильная мультикотельная для его осуществления [Текст] / Ежов В.С., Мамаева Д.В., Левит В.А.; опубл. 10.03.06, Бюл.№7, 9 с.
  19. Пат. 2280815 Российская Федерация, МПК7 F 24 D 3/00. Способ автономного теплоснабжения и миникотельная для его осуществления [Текст] / Ежов В.С., Семичева Н. Е., Мамонтов А. Ю.; опубл. 27.07.06, Бюл.№21, 9 с.
  20. Пат. 2285866 Российская Федерация, МПК7 F 24 D 3/00. Автономная система квартирного теплоснабжения [Текст] / Ежов В.С., Левит В. А., Мамаева Д. А.; опубл. 20.06.06, Бюл.№29, 5 с.
  21. Пат. 2321445 Российская Федерация, МПК7. F 24 D 3/00. Насадка для очистки дымовых газов [Текст] / Ежов В.С., Кладов Д. А., Левит В. А., Мамаева Д. В.; опубл. 10.04.08, Бюл. № 10, 6 с.
  22. Пат. 2217221 Российская Федерация, МПК7 B 01 D 53/14. Способ и устройство для выделения двуокиси углерода  из дымовых газов [Текст] / Ежов В.С.; опубл. 27.11.03, Бюл. № 33, 7 с.
  23. Пат. 2303747 Российская Федерация, МПК7 B 01 D 53/18. Комплексное устройство для очистки дымовых газов от двуокиси углерода и его утилизации [Текст] / Ежов В.С.; опубл. 20.02.07, Бюл. № 21, 4 с.
  24. Пат. 2317137 Российская Федерация, МПК7 B 01 D 53/14. Установка для выделения двуокиси углерода из дымовых газов [Текст] / Ежов В.С.; опубл. 20.02.08, Бюл. №5,8 с.
  25. Пат. 2172413 Российская Федерация, МПК7 F 01 P 3/22., F 02 G 5/04/ Теплоутилизационное устройство поршневого двигателя внутреннего сгорания [Текст] / Ежов В.С.; опубл. 20.08.01, Бюл. № 23, 8 с.
  26. Пат. 2227215 Российская Федерация, МПК7 F 01 N 3/00. Способ и устройство для очистки и утилизации отработавших газов [Текст] / Ежов В.С.; опубл. 20.04.04, Бюл. № 11, 11 с.
  27. Пат. 2286469 Российская Федерация, МПК7 F 01 N 3/00. Комплексный способ и устройство для очистки и утилизации отработавших газов [Текст] / Ежов В.С.; опубл. 27.10.06, Бюл. № 30, 7 с.
  28. Пат. 2301945 Российская Федерация, МПК7 B 01 D 53/14. Способ и устройство для реабилитации уличного воздуха [Текст] / Ежов В.С.; опубл. 27.06.07, Бюл. № 18. 6 с.
  29. Пат. 2230258 Российская Федерация, МПК7 F 23 L 15/04. Дымовсасывающий струйный воздухоподогреватель [Текст] / Ежов В.С. опубл. 10.06.04, Бюл. № 16. 5 с.
  30. Пат. 2294487 Российская Федерация, МПК7 F 23 L 15/00. Способ и устройство для нагрева воздуха дымовыми газами [Текст] / Ежов В.С.; опубл. 27.02.07, Бюл. № 6, 8 с.
  31. Пат. 2307288 Российская Федерация, МПК7 F 23 L 15/04. Полифункциональный струйный воздухоподогреватель Текст] / Ежов В.С.; опубл. 27.09.07, Бюл. № 27. 6 с.
  32. Пат. 2247281 Российская Федерация, МПК7 F 23 L 15/04. Стеклоблочный воздухоподогреватель [Текст] / Ежов В.С., Семичева Н.Е.; опубл. 27.02.05, Бюл. № 6, 5 с.
  33. Пат. на полез. модель 49187 Российская Федерация, МПК7 F 23 L 15/04. Моноблочный воздухоподогреватель [Текст] / Ежов В.С., Семичева Н.Е.; опубл. 10.11.05, Бюл. № 31, 2 с.
  34. Пат. 2289067 Российская Федерация, МПК7 F 23 L 15/04. Плоскоканальный стеклянный воздухоподогреватель [Текст] / Ежов В.С., Семичева Н.Е.; опубл. 10.12.06, Бюл. № 34.

NOх








© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.