Зоны влияния источников и предприятий рассчитываются по каждому вредному веществу (комбинации веществ с суммирующимся вредным действием) отдельно.

Для предприятий и источников, зоны влияния которых целиком расположены в участках города, где рассчитанная суммарная концентрация от всех источников города Sс<ПДК, значения выбросов, использованные при указанных расчетах, принимаются в качестве ПДВ.

При детализации фона только по территории города в качестве фона сф для предприятия (источника) при установлении ПДВ используется его максимальное значение в зоне влияния рассматриваемого предприятия (источника). После этого учет фона производится обычным образом.

Для ТЭЦ и котельных, расположенных в городах, достаточно часто встречается ситуация, когда фоновая концентрация выше ПДКм.р., т. е. сф’>ПДКм.р. В этом случае увеличение мощности выброса от реконстрируемых объектов и строительство на предприятии новых котлов с выбросами тех же веществ, обладающих с ними суммацией вредного действия, может быть допущено только при одновременном обеспечении снижения вредных веществ в атмосферу на остальных объектах рассматриваемого предприятия или на других предприятиях города, обоснованного проектными решениями. Методика не содержит рекомендаций, каким образом сокращение выбросов должно быть распределено между ТЭЦ и другими предприятиями города.

Наряду с максимальными разовыми ПДВ (г/с) в оперативных целях для выполнения проектных оценок темпов снижения выбросов и возможностей утилизации содержащихся в них вредных веществ устанавливаются годовые значения ПДВ (т/год) для отдельных дымовых труб и ТЭС в целом.

Для действующих предприятий, если в воздухе городов или других населенных пунктов концентрации вредных веществ превышают ПДК, а значения ПДВ в настоящее время не могут быть достигнуты, по согласованию с контролирующими органами предусматривается поэтапное, с указанием длительности каждого этапа, снижение выбросов вредных веществ до значений ПДВ, обеспечивающих достижение ПДК, или до полного предотвращения выбросов. На каждом этапе до обеспечения значений ПДВ устанавливаются временно согласованные выбросы вредных веществ (ВСВ) с учетом значений выбросов предприятий с наилучшей (в части охраны окружающей среды) достигнутой технологией производства, аналогичной по мощности и технологическим процессам. При установлении ВСВ следует пользоваться теми же приемами, что и при установлении ПДВ.

Значения ВСВ, так же как и ПДВ, устанавливаются для источников и для предприятия в целом. Если зона влияния источника (вне зависимости от соотношения между концентрациями в точке его расположения и ПДК) захватывает участки местности, где концентрации больше ПДК, то на соответствующем этапе снижения выбросов должно устанавливаться значение ВСВ. Для вновь проектируемых предприятий (объектов) значения ВСВ не устанавливаются.

 

 

5.2 Документы, организующие процесс разработки ПДВ.

 

- ГОСТ 17.23.02-78 "Охрана атмосферы"

- Инструкция по инвентаризации выбросов загрязняющих веществ в атмосферу / Ленинград ЛДНТП 1991.

- Инструкция о порядке рассмотрения,согласования и экспертизы воздухоохранных мероприятий и выдачи разрешений на выброс загрязняющих веществ в атмосферу по проектным решениям ОНД 1-84 /Москва Гидрометеоиздат 1984.

- Инструкция по нормированию выбросов (сбросов) загрязняющих веществ в атмосферу и в водные объекты /Москва 1989.

- Методика расчета концентраций в атмосферном воздухе вредных веществ, содержащихся в выбросах предприятий ОНД-86/Ленинград Госкомгидромет 1987.

- Рекомендации по оформлению и содержанию проекта нормативов предельно допустимых выбросов в атмосферу (ПДВ) для предприятия /Москва 1989.

- Методические указания по расчету валовых выбросов вредных веществ в атмосферу для предприятий нефтепереработки и нефтехимии

- Методика проведения инвентаризации выбросов загрязняющих веществ в атмосферу для автотранспортных предприятий (расчетным методом) /Москва 1992.

 

 

5.3 Определение границ санитарно-защитной зоны

Применительно к ТЭС понятие санитарно-защитной зоны (СЗЗ) распространяется только на вредные вещества, уносимые с топливного склада, загазованных цехов и золоотвалов. К вредным веществам, уходящим с газами через дымовые трубы, понятии СЗЗ не применимо.

Размеры СЗЗ l₀ (м), установленные в Санитарных нормах проектирования промышленных предприятий, должны проверяться расчетом загрязнения атмосферы в соответствии с требованиями ОНД с учетом перспективы развития предприятий и фактического загрязнения атмосферного воздуха.

Полученные по расчету размеры ССЗ должны уточняться отдельно для различных направлений ветра в зависимости от результатов расчета загрязнения атмосферы и среднегодовой розы ветров района расположения предприятия по формуле:

L=L₀P/P₀

Где L (м) – расчетный размер СЗЗ; L₀ – расчетный размер участка местности в данном направлении, где концентрация вредных веществ (с учетом фоновой концентрации от других источников) превышает ПДК; Р (%) – среднегодовая повторяемость направления ветров рассматриваемого румба; Р₀ (%) – повторяемость направлений ветров одного румба при круговой розе ветров.

Например, при восьмирумбовой розе ветров Р=100/8=12,5%. Значения l и L отсчитываются от границы источников.

Если в соответствии с предусмотренными техническими решениями и расчетами загрязнения атмосферы значения СЗЗ для предприятия получаются больше, чем значения, установленные Санитарными нормами проектирования промышленных предприятий, то необходимо пересмотреть проектные решения и обеспечить выполнение требований Санитарных норм за счет уменьшения количества выбросов вредных веществ в атмосферу, увеличения высоты их выброса с учетом установленных ограничений и др.

 

 

7.2 Технологические мероприятия по снижению оксидов азота.

 

Снижение выхода 1@Ож достигается обычно уменьшением Ггоах. Известно, что в температурном поле топочной среды в горизонтальном сечении на уровне размещения горелок максимальный уровень температур соответствует центральной части топки, а в периферийных зонах температура снижается вследствие интенсивной теплоотдачи от продуктов сгорания к поверхностям нагрева, размещенным на стенах топки.

Зависимость выхода «термических» оксидов азота от температуры имеет экспоненциальный характер [106] и поэтому любая неравномерность температур пци одинаковом тепловыделении в топке определяет повышенный выход оксидов азота. Это объясняется тем, что превышение температуры по сравнению со средним уровнем дает больший прирост оксидов азота, чем снижение их выхода в зонах с температурой ниже среднего уровня. Отсюда вытекает необходимость выравнивания температурного поля в топке.

Такое выравнивание или приближение к нему может осуществляться соответствующим распределением газов рециркуляции по ширине топки или по горелкам горизонтального ряда. Не изменяя общего расхода рециркуляционных газов, большую их часть следует подавать в более высокотемпературные зоны, в частности в центральную часть топки через центральные горелки, и меньшую - в крайние, размещенные ближе к стенам топки.

Институтом газа АН УССР (А. Н. Дубоший) на энергоблоках 200 и 300 МВт исследовалась интенсификация рециркуляции дымовых газов и двухстадийного горения путем повышения воздействия этих методов на центральные зоны топочной камеры [2301. Зависимость концентрации 1@Озс в продуктах сгорания котла ТГМП-314А при сжигании мазута при различных соотношениях расходов газов рециркуляции в центральные и крайние горелки показана на рис. 5-24. Топка котла ТГМП-314А оборудована 16 горелками, размещенными на фронтальной и задней стенах в 2 яруса. При равномерной раздаче газов рециркуляции по всем 16 горелкам (Окр/Оц=1, где Окр и Он - расход газов рециркуляции соответственно в крайние и центральные горелки) и общей степени рециркуляции г=15"/о выход оксидов азота составил 520 мг/мЗ. Не изменяя общего расхода газов рециркуляции, увеличивали их подачу на центральные 8 горелок, соответственно снижая расход на крайние. При соотношении расхода газов рециркуляции Скр/Оц=0,2 выход оксидов снижался до 380 мг/м@, т. е. на 27%, а температура пара промышленного перегрева оставалась в допустимом диапазоне (Гпер=555-560 "С). При дальнейшем увеличении расхода газов рециркуляции на центральные горелки

Них, е/мЗ

 

Рис. 5-24. Концентрация МОи в продуктах сгорания при неравномерной подаче газов рециркуляции в центральные и крайние горелки.

0,8 0,6 0,4 0,2 икр/Си,

 

ТАБЛИЦА 5-9 Обозначение горелок по их расположению в топке

 

Скр/Сц<(),2 выход оксидов азота не уменьшался и, кроме того, в результате значительного охлаждения центральной части топочной камеры в дымовых газал появились продукты неполного сгорания.

Усредненный выход оксидов азота при неравномерной по горелкам подаче газов рециркуляции можно оценить с помощью следующего выражения с эмпирическими коэффициентами:

@Ю?' == МО@ [_п@ (@-&@) + лпр (@пр @@/пр) + +«,@р(М«р-@@р)1/2я, (5-9)

где @Од - выход оксидов азота без подачи газов рециркуляции в топку, г=0, мг/м@; «ц, дар, икр-число соответственно центральных, промежуточных и крайних горелок, 2д==лц+/21,р+дкр1 Ни,

1дпр, [икр - условная относительная интенсивность образования оксидов азота в зоне действия соответственно центральных, промежуточных и крайних горелок; кг'@, Кт@, @(т@ - эффективность снижения выхода оксида азота при подаче газов рециркуляции соответственно в центральные, промежуточные и крайние горелки; Гц, /пр. гкр - коэффициент рециркуляции соответственно в центральных, промежуточных и крайних горелках.

Исходя из опыта исследования выхода оксидов азота в зоне действия различных по расположению в топке горелок, принимается:

1,5-2,0; (апр@О; @?=0,04; @'@@025;

цкр==0,5; @?Р=0,010.

Обозначение горелок в зависимости от числа их в горизонтальном ряду приведено в табл. 5-9.

Пример. В горизонтальном ряду 6 горелок: при @О 1ТО,:"Р=МО.д; при г«=0,2 и равномерном распределении газов рециркуляции по горелкам

НО@ = МО, [2 (1,5 - 0.04.20) + 2 (1 - 0,025.20) + Ч (0,5 - 0,01.201/6 =

= 0,50 @Юл,

 

при гобщ=0,2 и неравномерное распределении газов рециркуляции по горелкам гц=0,35,?пр=0,25, гкр=0,

ту == НО@ [2 (1,5 - 0,04.35) + 2 (1 - 0,025.25) + 2 (0,5- 0,0101/6 ==

=0,3251@0@.

Снижение выхода Мод за счет неравномерного распределения газов рециркуляции по горелкам

Л КО@ == [(0,5 - 0,325)/0,51. 100 = 25,0 %.

На котлах ТГ-104 энергоблоков 200 МВт при сжигании попутного нефтяного газа проведено исследование эффективности двух- стадийного сжигания топлива в зависимости от места его реализации по ширине топочной камеры. Топка котла оснащена 12 горелками, размещенными в два яруса по шесть горелок в каждом. Двухстадийность сжигания топлива осуществлялась подачей 10 о/о общего расхода воздуха через центральный канал горелки. Закрытием шибера центрального канала воздуха производился перевод горелки на одностадийное сжигание.

Сравнивался выход оксидов азота в пяти режимах работы горелок котла:

1-все горелки работают по одностадийному принципу сжигания топлива;

11-4 крайние горелки - по двухстадийному, остальные - по одностадийному;

III - 4 центральные - по двухстадийному, остальные - по од- ностадийному;

1У-8 центральных и промежуточных горелок - по двухста- дийному, остальные - по одностадийному; @-все горелки работают по двухстадийному принципу. Результаты исследования приведены в табл. 5-10. Анализируя данные, приведенные в таблице, можно отметить, что эффективность двухстадийного сжигания топлива по снижению выхода сйксидов азота на центральных горелках выше, чем на крайних,

ТАБЛИЦА 5-10

Выход оксидов азота в режимах с различным размещением горелок двухстадийного сжигания топлива, мг/м®

 

в 2 раза (режимы 11 и III при а=1,05). Наибольшая эффективность соответствует работе всех горелок по двухстадийному принципу, однако при этом может повыситься температура перегрева пара и появиться химическая неполнота сгорания топлива. В связи с этим переоборудование горелок на двухстадийный принцип сжигания топлива целесообразно начинать с центральных горелок, затем можно вводить двухстадийность последовательно на промежуточных и крайних горелках до появления продуктов неполного сгорания топлива или превышения допустимого значения температуры перегрева пара.

Ограничение расхода рециркуляционных газов в топках котлов, особенно при сжигании газового топлива, ставит вопрос о более эффективном их использовании с точки зрения снижения выхода оксидов азота. Важно, чтобы рециркуляционные газы попадали в самые высокотемпературные зоны факела. При смешении с общим потоком воздуха газы рециркуляции распределяются в большом объеме как по длине факела, так и за его пределами. Более целесообразным является подмешивание рециркуляционных газов к первичному воздуху или к газовому топливу. В этом случае практически весь объем рециркуляционных газов оказывает влияние на зону максимальных температур.

Исследования турбулентного газового факела показали, что при его общей длине @@@Об? (с? - диаметр амбразуры горелки) образование 1@0.х фактически заканчивается на расстоянии @= ==(2,5-3,0)@ для прямоточного факела и @@=2,751г1р (р-угол подъема факела по спирали) для вихревого факела [79], что подтверждает необходимость воздействия рециркуляционными газами именно на начальную корневую зону факела.

Исследование влияния подачи газов рециркуляции в топливо и в воздух на образование 1@0;? проводилось на опытной установке, схема которой представлена на рис. 5-25.

Для сжигания природного газа использовалась прямоточная горелка 1 с центральной подачей топлива в сносящий поток воз-

пах, з/мз Рис. 5-25. Схема экспериментальной лабораторной установки.

1 - горелка: 2 - дымосос циркуляционных газов; 3 - камера сгорания; 4 - дутьевой вентилятор; 5- подогреватель воздуха.

.

20 г,°/<,

Рис. 5-26. Подача газов рециркуляции. 1 - в дутьевой воздух, 2 -в газ.

духа, нагнетаемого вентилятором 4. Дымовые газы отбирались за камерой сгорания 3 дымососом 2 и подмешивались к топливу или воздуху.

Выход оксидов азота в зависимости от степени рециркуляции при различных схемах подачи дымовых газов в камеру сгорания (с топливом или с воздухом) показан на рис. 5-26. Результаты эксперимента свидетельствуют о том, что подача рециркуляцион- ных газов с топливом более эффективно снижает выход оксидов азота. При одинаковой степени рециркуляции, например, при г= =10°/о подмешивание дымовых газов к воздуху снижает выход 1ТО2с на 22,7 "/о, а к топливу- на 45,4 "/о.

В практике применения метода рециркуляции дымовых газов на промышленных и энергетических котлах использовались различные схемы подачи этих газов в топку. Эффективность их воздействия на снижение выхода оксидов азота в зависимости от способа подачи газов рециркуляции приведена в табл. 5-11. Здесь же для сравнения помещен результат экспериментальной проверки способа подачи газов рециркуляции в топливо.

Как следует из данных таблицы, подача газов рециркуляции в топку вместе с топливом в 4,5/2,5=1,8 раз эффективнее по снижению оксидов азота, чем подача их в канал дутьевого воздуха.

Из рассмотрения приведенных результатов можно сделать следующие выводы.

1. Для повышения эффективности методов подавления образования оксидов азота в топках котлов (рециркуляции дымовых

ТАБЛИЦА 5-11 Эффективность различных схем подачи газов рециркуляции в топку

Схема подачи газов рециркуляции

в топку

В топливо

В первичный воздух В общий канал дутьевого воздуха По кольцевому каналу вокруг горелки

Через шлицы напротив нижнего яруса горелок

Через шлицы под горелками Через шлицы в поду топки

Коэффициент снижения выхода оксидов азота

0,45

0,30 0,25 0,15

0,10

0,08-0,10 0,002

Экспериментальные данные авторов То же

[16. 43] То же

газов в топку двухстадийного сжигания топлива, подача пара и др.) следует организовать их воздействие в первую очередь на наиболее высокотемпературные зоны, способствуя таким образом выравниванию температурного поля топки в ее горизонтальном сечении.

2. При заданной степени рециркуляции дымовых газов повышение их подачи в центральные горелки (Сц) и соответствующее снижение подачи в крайние до отношения Окр/Оц@-0,2 уменьшает выход оксидов азота на 25-30 о/о по сравнению с равномерной подачей газов рециркуляции во все горелки.

3. Организация двухстадийного сжигания топлива на центральных горелках эффективнее по снижению выхода оксидов азота, чем на крайних.

4. Применение такого нового способа снижения образования оксидов азота, как неравномерное воздействие, позволяет увеличить эффективность снижения оксидов азота без ухудшения качества сжигания топлива и параметров вырабатываемого пара.

5. При равной степени рециркуляции дымовых газов подача их в топку с газовым топливом снижает выход оксидов азота на 4,5 "/о на 1 "/о степени рециркуляции, что в 1,8-2,0 раза эффективнее, чем при подаче газов рециркуляции в канал дутьевого воздуха.

 

ГОРЕЛОЧНЫЕ УСГРОйСТВА С ПОНИЖЕННЫМ ВЫХОДОМ ОКСИДОВ АЗОТА

 

Институтом газа АН УССР (ИГ АН УССР), САФ ВНИИ- Промгаз, ВТИ им. Ф. Э. Дзержинского, ЦКТИ им. И. И. Ползу- нова. Харьковским филиалом ЦКБ Главзнергоремонта и другими

организациями разработаны горелочные устройства с пониженным выходом оксидов азота. При их создании использованы известные принципы - в основном двухстадийное горение и рециркуляция продуктов сгорания.

 

ГОРЕЛКИ Д БУХСТАД НИКОГО СЖИГАНИЛ КГ АН УССР ДЛЯ ПРОМЫШЛЕННЫХ КОТЛОВ

 

@@вшах/@пр щах @ @1П Рср

Сжигание больших количеств топлива в горелке с малой длиной факела и широкими пределами стабилизации пламени, а также необходимость использования одного и того же гор елочного устройства для сжигания двух, а иногда и трех видов топлива делают весьма привлекательным применение вихревых горелок в энергетических и промышленных котлах. Вместе с тем применение закрутки воздушного потока обычно повышает концентрацию оксидов азота в продуктах сгорания в связи с более высокой интенсивностью выгорания (д@я/@ф) и более высокими температурами в корне факела. При наличии закрутки воздуха положение максимума температур в вихревом потоке смещается в сторону устья горелки по сравнению с прямоточным. Из уравнений (3-127) и (3-128) получаем

@@@<1. (5-10)

Ка

Расположение максимума температур в вихревом факеле в выходном сечении амбразуры горелки или на незначительном расстоянии от нее положительно влияет на полноту выгорания топлива, однако в целом ряде случаев снижает эксплуатационную надежность горелок и элементов конструкции котла из-за появления локальных перегревов, усложняет регулирование температуры перегретого пара в промышленных котлах. Измерение поля температур отсосными платина-платинородиевыми термопарами в 13 сечениях водоохлаждаемой камеры при сжигании газа в вихревой горелке с периферийной подачей газа при степени крутки 1,86 и при подаче воздуха прямым потоком на нескольких режимах показало, что изморенные максимальные температуры в прямом потоке ниже, чем в вихревом, а положение Ттм сдвинуто от устья горелки в направлении топки. Однако осуществить полный переход от вихревого факела к прямоточному в котельных установках часто не представляется возможным в связи с ограниченностью размеров топочных камер и свободной площади стен и необходимостью обеспечить достаточно высокий уровень температур при сжигании в одном и том же горелочном устройстве не только газа, но также мазута и твердого топлива.

Для регулирования параметров факела и снижения концентрации оксидов азота, образующихся в факеле, автором и Г. Ф. Найденовым проведено исследование взаимодействия пря-

Рис. 5-27. Горелочное устройство конструкции Института газа АН УССР с закрученным и осевым подводами воздуха.

@-воздушный короб; 2 - цилиндрический канал: 3 - тангенциальный подвод воздуха; 4- шибер; 5 - осевой подвод воздуха; 6 - место установки мазутной форсунки; 7 - газовая камера.

маго и закрученного потоков воздуха и разработаны вихревые горелочные устройства с комбинированным подводом воздуха, в которых снижение выброса оксидов азота, регулирование температуры, размеров и параметров вихревого факела осуществляются изменением доли воздуха, подаваемого прямым (незакру- ченным) потоком по оси вихревой горелки (рис. 5-27).

В том случае, когда доля воздуха, подаваемого по оси трубы незакрученным потоком б, смешивается с остальной частью воздуха (1-6) до начала горения, имеет место снижение интегральной интенсивности крутки воздушного потока, которая с учетом данных работы [152] может быть записана в виде

п == \Дт (<Аг-а)/(аЪ)\ x X ((1-6)/[(1-6)+6(да@]1,

(5-11)

где а и Ь - соответственно ширина и длина тангенциального патрубка для подвода воздуха; @г - диаметр горелки; @тр - диаметр патрубка, служащего для осевой подачи воздуха.

Анализ выражения (5-11) показывает, что увеличение расхода воздуха, подаваемого по осевой трубе, приводит к снижению интегральной интенсивности крутки потока и, следовательно, должно сопровождаться перестройкой поля скоростей и температур, увеличением длины факела и снижением выброса оксидов азота. Увеличение длины трубы приводит к двухстадийному горению топлива, так как воздух, подаваемый по осевой трубе, в последнем случае не участвует в процессе горения в первичной зоне.

Исследование аэродинамики потока в комбинированной двух- зонной горелке первого типа (с укороченной трубой) проведено на

 

 

горелке с расходом газа 250 м@/ч (см. рис. 5-16), с диаметром цилиндрического канала 6?ц=300 мм, а=0,Зд?ц (интенсивность крутки 1,8) и б@тр==0,Зб?ц и 0.5@ц. При исследовании интенсивность крутки изменялась с помощью языкового шибера. Характеристики воздушного потока определялись по 12 радиусам через интервалы, равные О,@. Распределение средней

 

Рис. 5-28. Распределение скоростей воздуха в цилиндрическом канале.

/-.7 - значения б при ото-0,511 и м=1,8: /-0.1; @-0,25; @О@. /-и - скорость воздушного потока: 1 - результирующая, а - аксиальная.

 

0,4

результирующей скорости шр. ф при различном расходе воздуха по осевой трубе, выраженное в процентах от общего расхода воздуха на горелку, при п=1,8 и б?тр= ==0,3@ц приведено на рис. 5-28.

Средняя результирующая (действительная) скорость потока определялась усреднением максимальных скоростей потока, изморенных на данном расстоянии от центра по 12 радиусам

шр. ср = @ пир/г.

(5-12)

Общий расход воздуха во всех опытах выдерживался постоянным и соответствовал а=1,1.

По оси ординат отложена приведенная осевая скорость щос.пр, определенная расчетным путем:

шос. пр == 0,353. 10-» (1 + ат @о) (В/Да) (7/273), (5-13) шр. ср/а@ос. пр == 772. 103 {шр. @/[Д (1 + пМ Т\ I (5-14)

где @о - теоретически необходимое количество воздуха.

По оси абсцисс отложено расстояние от оси в долях радиуса /? цилиндрического канала.

Подача части воздуха по осевой трубе приводит к значительному изменению эпюры скоростей в цилиндрическом канале горелки. При этом существенно изменяются дальнобойность газовых струй в газовой камере и концентрация кислорода в корне факела.

Штриховыми линиями показано изменение аксиальной составляющей скорости для тех же режимов. По оси ординат отложена безразмерная скорость ша, характеризующая отношение аксиальной составляющей скорости

Ша. ср == Шу. ср 51П рср (5-15) к осевой приведенной скорости

[е@а=Ша.Ср/ШОС.Пр· (5-16)

Определение аксиальной составляющей скорости на различном расстоянии от оси цилиндрического канала дает возможность рассчитать распределение расхода воздуха и определить количество газа, которое следует подавать в ту или иную зону поперечного сечения воздушного потока. Сумма расходов в отдельных кольцевых сечениях должна соответствовать общему расходу

20 == (@ шее' @гДг == шос. пря@. (5-17)

Взаимодействие прямого и закрученного потоков заключается в том, что прямой поток приобретает осесимметричное вращательное движение, а закрученный поток несколько «раскручивается», т. е. угол закрученного воздушного потока по спирали р возрастает.

Аэродинамические исследования при изотермических условиях, являясь одним из наиболее распространенных методов изучения качественных закономерностей организации топочных процессов, не могут дать количественных зависимостей, непосредственно связанных с параметрами факела, тем более определяющих выход оксидов азота. Поэтому при изучении влияния осевого потока на параметры вихревого факела при изменении конструктивных и режимных факторов были проведены исследования го- релочных устройств (см. рис. 5-27) с двухступенчатым комбинированным подводом воздуха на огневых стендах в открытой атмосфере и в камере сгорания больших размеров в лаборатории Института газа АН УССР (рис. 5-29).

В первом случае проводились визуальные наблюдения и фотографирование факела, во втором - изучение полей температур, концентраций, тепловых потоков от факела, а также исследования условий образования оксидов азота при комбинированной подаче воздуха и при подаче воздуха только через тангенциальный патрубок.

Экспериментальная установка (см. рис. 5-29) представляла собой прямоугольную горизонтальную топочную камеру из шамотного кирпича с внутренними размерами 1.5Х1.5Х4.5 м, стенки которой полностью экранированы водоохлаждаемыми трубами. В передней стенке камеры (1.5Х1.5 м) установлена вихревая горелка с периферийной подачей газа и комбинированным подво-

Гис. 5-29. Стенд для огневых исследований.

дом воздуха (расчетный расход газа 100 м@/ч). Продукты сгорания отводились через прямоугольный канал в задней экранированной стенке. Для измерений в камере имелось 33 лючка, расположенных по три в вертикальном ряду в десяти сечениях камеры с расстоянием друг от друга 400 мм, начиная от плоскости среза амбразуры.

На фотографиях (рис. 5-30) показано изменение размеров факела вихревой горелки с комбинированным подводом воздуха при изменении доли вторичного воздуха б от О до 0,5. С увеличением расхода по осевой трубе до б==0,3 жесткость факела уменьшается, а длина и, что наиболее трудно объяснимо, прозрачность увеличиваются. При б=0,4 факел становится менее прозрачным, а при бяО.5 резко увеличивает свою дальнобойность и желтеет, приближаясь по окраске к диффузионному прямоточному факелу.

Изменение относительной длины факела (@ф=@ф/@ф,,) приведено на рис. 5-31, здесь @фд - длина факела при б==0 и д=1,8. Изменение интенсивности крутки в интервале значений д=1,8- -4,3 достигалось путем изменения положения языкового шибера, а в интервале д@1.8-0.3-за счет увеличения доли воздуха, подаваемого по осевой трубе (б=0-0,5). Экспериментальные отрезки кривой в области п=1,8 удовлетворительно стыкуются, что свидетельствует о правильности выражения (5-11) для интенсивности крутки комбинированных потоков. Экспериментальная кри-

@Они

Рис. 5-30. Факел горелок с комбинированной податей воздуха (тангенциальной и осевой) при значениях б: О (а), 0,2 (б), 0,4 (в) и 0,5 (г).

200 400 600 0 Расстояние от оси намерь/ сеоранця

01 Ч

Рис. 5-32. Распределение температур в поперечных сечениях камеры при тангенциальном (1) и комбинированном (2) (б=0,5) подводах воздуха на расстоянии от горелки @: 2,5 (а), 5,5 (б) и 8 (в).

дал. 02, СО, %

Рис. 5-31. Изменение длины факела при разных интенсивности крутки и подаче части воздуха по оси.

вал @ф/@фо==/(л) удовлетворительно аппроксимируется эмпирической зависимостью

@ф/@ф„»1,2к-°·@. (5-18)

Интересно отметить, что несмотря на различный характер кривых @ф/@фа=@(п), абсолютные значения длины факела, определенные в открытой атмосфере, достаточно близко (Л@(1)=±0,07)

"128

@ @

200 400 еОО О 200 400 600 0 200 ЩО ВООмм

Расстояние от оси камеры сгорания

Рис.5-33. Концентрации СОа (1), Оа (2) и СО(,3) при комбинированном подводе воздуха на расстоянии от горелки @: 2,5 (а), 5,5 (б) и 8 (в).

совпадали с определенной визуально и по степени выгорания длиной факела в экранированной топочной камере с горизонтальным развитием факела. На графиках (рис. 5-32, 5-33) приведено распределение температур факела и концентраций выбросов в сечениях [,=2,5·, 5,5; 8 при сжигании газа (ат и р - постоянные Белизна

чины) в вихревом (п=1,8) и комбинированном (б=0,5) газого- релочных устройствах. В первом случае выгорание топлива практически заканчивается ()(=0,997-1) в сечении камеры, соответствующем @@о = 6, а при ступенчатом подводе воздуха это расстояние существенно увеличивается:

@@о. в < @@о. к ' (5-19)

При комбинированном (ступенчатом) подводе воздуха положение Тф щах смещается к оси камеры горения лишь на значительном расстоянии от горелки (@«8). Максимальные изморенные температуры на отдельных участках зоны горения внутри амбразуры и вблизи нее при комбинированном подводе воздуха были существенно ниже, чем в вихревом факеле (1670 и1420 "С).

На рис. 5-34 приведено распределение тепловых потоков по длине камеры при двух способах сжигания, изморенное узкоуголь- ным радиометром. Подача части воздуха (б=0,5) прямым потоком по осевой трубе приводит к снижению Тф щах и уменьшению концентраций оксидов азота, образующихся в зоне горения. При подаче части воздуха по оси вихревого потока характер изменения концентраций меняется. Однако все локальные значения концентраций оксидов азота меньше минимальных значений в вихревом потоке и усредненные по сечению значения концентраций в комбинированном потоке всегда ниже, чем в вихревом (рис. 5-35, 5-36). В сечении, где горение еще не завершено, Ссо=1-1,4%, Си, = 0,4 - 1,2 %, я == 0,93 - 0,95, а концентрация оксидов азота достигает максимальных значений. В дальнейшем концентрация оксидов азота уже не изменяется по длине топочной камеры (см. рис. 3-31). При б=0,5 оптимальные соотношения концентраций при комбинированном и вихревом подводах воздуха составляют

(5-20)

у@, ккал/@- ч)

[Смо@ср = [(Смо@комб/@Смо@в@р = 0,64; [@СМО@1пах= [(СМО@омб/@мО@в@ах « 0,63.

(5-21)

Экспериментальные исследования двухзонных газогорелочных устройств, проведенные на той же крупной лабораторной установке (см. рис. 5-29) при изменении режимных и конструктивных факторов в интервале Дг=50-200 м@/ч и а=1,03-1,20, показали, что подача части воздуха (б==0,3-0,5) прямым потоком по оси вихревой горелки позволяет снизить концентрацию оксидов азота в факеле и конечных продуктах сгорания на 37-40%.

Г. Ф. Найденовым и автором в 1960-1970 гг. в Институте газа АН УССР был разработан ряд комбинированных горелочных устройств, рассчитанных на сжигание газового топлива, а впоследствии реконструированных при участии Белгородского котла- строительного завода, Промэнергогаза (Ленинград) и других организаций в газомазутные и пылегазовые.