Оптимизация систем глубокой очистки дымовых газов пылеугольных энергетических котлов Текст научной статьи по специальности «Химические технологии»

УДК 621.181.4: 622.96

ОПТИМИЗАЦИЯ СИСТЕМ ГЛУБОКОЙ ОЧИСТКИ ДЫМОВЫХ ГАЗОВ ПЫЛЕУГОЛЬНЫХ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ КОТЛОВ

В. Ф. СИМОНОВ, Н. В. ПОНОМАРЕВА, М. А. АГЕЕВ Саратовский государственный технический университет

Составлена математическая модель для реактора селективного каталитического восстановления оксида азота аммиаком, с помощью которой описываются процессы, происходящие на поверхности катализатора и в потоке дымовых газов. На основе математической модели разработан алгоритм расчета. Полученные результаты могут быть использованы в экономико-математической модели для комплексной оптимизации состава оборудования и рабочих параметров системы очистки дымовых газов энергетических котлов.

В соответствии с «Энергетической стратегией России» на период до 2020 г. производство электроэнергии на тепловых электрических станциях должно возрасти на 35-50 %. При этом увеличивается доля угля в топливном балансе с 25,8 до 44,4 % [1]. Все это должно привести к радикальному пересмотру сложившегося отношения к проблеме негативного воздействия твердотопливных электрических станций на окружающую среду. С экологической точки зрения тепловые электростанции представляют собой непрерывнодействующие уже в течение десятков лет источники выбросов в атмосферу оксидов азота и серы, а также зольного остатка.

В последнее время определился несомненный прогресс в технологических процессах подготовки и сжигания твердых топлив, приводящих к существенному уменьшению количества вредных ингредиентов в дымовых газах, покидающих котел. Следует отметить: флотационное удаление пиритной серы из

тонкоизмельченного топлива, сжигание твердого топлива в псевдоожиженном слое с добавлением известняка, применение водотопливных эмульсий. Уменьшение выхода оксидов азота может быть обеспечено путем подавления их образования при «нестехиометрическом сжигании», применением топок МЭИ с перекрещивающимися струями, вихревых топок ЦКТИ, у-топок ВТИ, трехступенчатого сжигания [2] и других решений.

Несомненного внимания заслуживают также решения по селективному некаталитическому и каталитическому восстановлению оксидов азота в пределах котельного агрегата путем дозирования в дымовые газы аммиака [3, 4]. В первом случае ввод аммиака осуществляется в зоне температур 1000-1100 0С, во втором -при температурах дымовых газов 300-400 0С с последующим размещением в дымоходе за экономайзером решетки катализатора.

Все указанные способы подавления образования и удаления вредных ингредиентов из дымовых газов обладают одним существенным преимуществом -они относительно малозатратные. Вместе с тем, их использование в котельной технике ТЭС может быть связано со снижением тепловой эффективности котлов, появлением побочных реакций и другими негативными явлениями. При применении любого из перечисленных методов остаточное содержание вредных ингредиентов в отходящих дымовых газах остается достаточно большим, что, в сочетании с огромными объемами выбрасываемых газов, на мощных ТЭС приводит к значительным выбросам вредных ингредиентов в атмосферу.

© В.Ф. Симонов, Н.В. Пономарева, М. А. Агеев Проблемы энергетики, 2006, № 9-10

Радикальным решением в этой ситуации может быть сооружение отдельной от котельных агрегатов системы глубокой очистки дымовых газов. Один из вариантов схемы такой системы приведен на рис. 1. Назначение отдельных элементов этой схемы следует из подрисуночных подписей. В приведенном варианте схемы необходимый нагрев дымовых газов в подогревателе П осуществляется с помощью воздуха, подаваемого в систему пылеприготовления и на горение топлива. В связи с этим при модернизации пылеугольных энергетических котлов и оснащении их системами очистки требуется реконструкция конвективной шахты с увеличением площади поверхности воздухоподогревателя. Это обстоятельство потребует дополнительного расхода для восстановления паропроизводительности котла. В другом варианте догрев дымовых газов пред подачей их в реактор СКВ может осуществляться паром из барабана котла или путем сжигания в подогревателе резервного жидкого или газообразного топлива с соответствующими качественными показателями.

Рис. 1. Схема системы глубокой очистки дымовых газов пылеугольных энергетических котлов: СПП - система пылеприготовления; ТЧ, КЧ - топочная и конвективная части котла; ЭФ -электрофильтр; СО - сероочистка; ТР - теплообменник-регенератор тепла; П-подогреватель; Р -реактор СКВ; В - вентилятор; Д - дымосос; ДТ - дымовая труба; ВП - воздухоподогреватель

В качестве критерия оптимизации системы глубокой очистки дымовых газов в приведенном варианте может быть использована изменяющаяся часть годовых расчетных затрат АЗ в виде [6]

АЗ = £Иі (і- Ун )+[(а + Ро Мі- Ун )+ Рин ]] . (1)

1

где ИI — ежегодные издержки в систему очистки дымовых газов и дополнительные издержки для обеспечения постоянной паропроизводительности котла, руб./год; ДК - капитальные затраты в систему очистки (включая затраты в реконструкцию конвективной шахты котла), руб.; ун — функция, учитывающая систему федеральных и региональных налогов; р ин — коэффициент эффективности инвестиций, характерный для данного региона и зависящий от экономических условий периода внедрения, 1/год; ра,ро — коэффициенты,

учитывающие затраты на амортизацию и обслуживание оборудования, 1/год.

Для решения задачи оптимизации системы очистки (ДЗ ^ шш) все составляющие капитальных затрат и ежегодных издержек должны быть выражены через оптимизирующие параметры на основе математического описания соответствующих процессов. Наиболее сложным для описания является реактор селективного каталитического восстановления (СКВ) оксидов азота (Р).

Процесс СКВ основан на способности аммиака к избирательному восстановлению N0* на поверхности катализатора. Восстановление оксидов азота протекает по следующим реакциям:

4NHз + 6N0 = 5^ + 6Н20, (2)

8NHз + 6N02 = 7^ + 12Н20. (3)

Согласно экспериментальным данным [7], доля оксида азота при горении угольной пыли в топочных камерах паровых котлов составляет 98,5-99,0 % от суммарного количества оксидов. В связи с этим основное внимание при последующем анализе и описании уделяется схеме и соотношениям реакции (2). Величина теплового эффекта этой реакции при температуре 298 К и давлении 101,3 кПа составляет — 449227кДж/кмольN0, следовательно, восстановление

оксида азота аммиаком происходит с поглощением тепла. Это обстоятельство необходимо учитывать при математическом описании реактора СКВ.

В основу конструкции катализатора принята сотовая структура блочного типа с размерами ячеек 3 х 3, 5 х 5 или 7 х 7 мм. При этом размеры перегородок между ячейками привязаны к размерам самих ячеек. Активность нанесенного ванадийтитанового катализатора такой структуры экспериментально исследована в Институтах физической химии и газа НАН Украины [5] и признана хорошей (степень конверсии N0 около 100 %).

Согласно теории гетерогенного катализа, кинетическое уравнение скорости химической реакции имеет следующий вид:

V =, (4)

¥ • йт

или

№ = №’ ' * = А = к' С™3 'СN0 • *• <5>

где — количество вещества, моль; ¥ — поверхность катализатора, м2; йт —

время протекания реакции, с; к — константа скорости реакции 1/с; с * , с *

^Н3 N0

соответствующие концентрации N^5 N0, моль/м3; п1, п2, — порядок реакции по N^5 N0; х — удельная поверхность катализатора, м2/м3.

По данным авторов [5], при изменении концентрации оксида азота от 0 до

_6 з

15 • 10 кмоль/м скорость химической реакции восстановления оксида азота

_5 з

изменяется от 0 до 15 • 10 кмоль/(м *с). При этом скорость химической реакции

увеличивается пропорционально концентрации оксида азота. Сделан вывод, что зависимость скорости реакции от концентрации оксида азота N0 имеет порядок, близкий к первому. Теми же экспериментами установлено, что зависимости скорости реакции от концентрации аммиака NH3 близки к кривым с насыщением. В области малых концентраций аммиака скорость реакции увеличивается пропорционально концентрации NH3, а при достижении стехиометрических соотношений скорость реакции не зависит от концентрации аммиака. Таким образом, скорость реакции восстановления N0 имеет первый порядок по N0 и нулевой порядок по NH3. Уравнение (5) примет следующий вид:

— = к •с N0 , (6)

йт

где сN0 - концентрация N0 на поверхности катализатора, кмоль/м3.

Экспериментально [5] были получены эмпирические уравнения для скорости химической реакции восстановления оксида азота на поверхности катализатора:

йс

при г < 300 о С: — =19,8 • ехр йт

_178,5

я • г *

*

•сN0 ;

йс

при г > 300 о С: — = 1449,85 • ехр йт

(7)

*

•с N0

где г - температура газового потока, °С; г * - температура на поверхности катализатора, °С.

Скорость подвода оксида азота из газового потока к поверхности катализатора может быть представлена как

— = Р •(с_ с* )•«, (8)

йт

где в - коэффициент массоотдачи, моль/(м2 • с• моль/м3); с- концентрация N0 в

ядре газового потока, моль/м3; с * - концентрация N0 на поверхности катализатора, моль/м3.

Реакция восстановления N0 является эндотермической, следовательно, необходим подвод тепла из ядра потока дымовых газов к поверхности катализатора. Для реактора идеального вытеснения уравнение теплового баланса и теплоотдачи для стационарных условий имеет вид

к • с *• Ч энд = а • (г _ г * ) • я. (9)

Изменение концентрации оксида азота по высоте реактора может быть оценено с помощью уравнения материального баланса по оксиду азота:

© Проблемы энергетики, 2006, № 9-10

йе к • е йі и

Аналогично, изменение температуры газового потока по высоте реактора может быть оценено с помощью уравнения теплового баланса:

й* = к •е • 9 энд (11)

йі и • Ср

В результате система уравнений, описывающих процесс восстановления оксида азота на поверхности катализатора, будет иметь следующий вид:

к • с * = р • (с - с*);

к • с • 9 энд = а • (і - і ) • я;

йс к • с йі и

(12)

йі к • с • 9 эНд

йі и • С р

где а,в - коэффициенты тепло- и массоотдачи между потоком газа

Вт/ (м 2 • К),

моль/ (м2 • с • моль/м3); с, с * —

поверхностью катализатора, к ]

концентрации N0 в потоке и на поверхности катализатора, моль/м3; Т, Т* _ температура газового потока и катализатора, К; я _ удельная наружная поверхность катализатора, м2/м3; и _ скорость газового потока, м/с; ср _ удельная

изобарная теплоемкость газового потока, кДж/(м3 • К); чэнд _ тепловой эффект

реакции, кДж/кмоль N0; I _ высота слоя катализатора, м.

При этом два последних уравнения характеризуют изменения концентрации оксида азота и температуры в ядре потока дымовых газов по высоте реактора.

Разработан алгоритм решения системы уравнений (12), позволяющий получить все необходимые данные по размерам конструкции катализатора и реактора СКВ для последующего использования в экономико-математической модели. Основу алгоритма составляет разбивка реактора на участки с постоянными в их пределах значениями температур дымовых газов и концентрациями оксида азота в ядре потока. При этом начальные значения указанных величин принимаются по данным расчета предыдущего участка. Укрупненная схема алгоритма представлена на рис. 2.

На рис. 3 и 4 представлены результаты расчета для следующих интервалов изменения исходных данных: расход дымовых газов после котла; температура дымовых газов перед реактором 250-350 0С [5], скорость газового потока в каналах катализатора 10-30 м/с, размеры ячеек катализатора 0,003-0,007 м. Во всех случаях начальная концентрация оксида азота в дымовых газах 0,348 г/м3, конечная - 0,0099 г/м3.

и

Рис. 2. Укрупненная схема алгоритма расчета реактора СКВ

Н, м

2

1

\ 3

0,003 0.004 0,005 0,006 0,007

Рис.3. Зависимость высоты реакторного блока от температуры дымовых газов (при размере ячеек 5*5 мм). Скорости дымовых газов: 1-30 м/с; 2-22 м/с; 3-10 м/с

2 1.... І... . І. ... І .... І ... . і... . І.... І .... І.... І.... І /,°С 250 260 270 280 290 300 310 320 330 340 350

Рис. 4. Зависимость высоты реакторного блока от размера ячеек (при скорости газового потока 15 м/с). Температура перед реактором: 1-250 0С; 2- 300 0С; 3-350 0С

Из рис. 3 видно, что увеличение температуры перед реактором СКВ (Р на рис.1) приводит к уменьшению высоты реакторного блока сотовой конструкции. Это обстоятельство связано с изменением кинетических характеристик реакций восстановления оксида азота аммиаком на поверхности катализатора в соответствии с уравнениями (7). При этом увеличение скорости дымовых газов в каналах катализатора оказывает противоположное воздействие, что связано с меньшим влиянием скорости на интенсивность тепломассообмена на поверхности катализатора (первое и второе уравнения системы (12)), чем на время пребывания газового потока в пределах реактора (вторые два уравнения системы (12)). Отметим также существенное влияние на высоту реактора размеров ячеек сотового катализатора. Как видно из рис. 4, переход от ячеек 3x3 мм к ячейкам 7x7 мм приводит к увеличению этого размера реактора более чем на 70 %. При этом необходимо иметь в виду, что изготовление мелкоячеистого катализатора обходится дороже.

На рис. 5 представлены зависимости объема используемой для изготовления сотовых блоков катализаторной массы от температуры дымовых газов перед реактором при трех значениях скорости дымовых газов. Из рис. 5 следует, что, несмотря на увеличение высоты реактора с увеличением скорости газов, объем катализаторной массы и, следовательно, стоимость реактора уменьшается. При этом легко могут быть оценены дополнительные издержки на электроэнергию для привода дымососов.

Температура, “С

Рис. 5. Зависимость объема используемой катализаторной массы от температуры перед реактором. Скорость дымовых газов: 1-30 м/с; 2-22 м/с; 3-10 м/с. Ячейка сотового катализатора 5^5 мм

Выводы

1. Составлена математическая модель для реактора селективного каталитического восстановления оксида азота аммиаком, описывающая процесс, проходящий на поверхности катализатора и в потоке дымовых газов.

2. Для решения системы уравнений разработан алгоритм расчета.

3. Результаты расчета могут быть использованы в экономикоматематической модели для комплексной оптимизации состава оборудования и рабочих параметров системы очистки дымовых газов энергетических котлов.

Summary

The mathematical model for a reactor of selective catalytic recombination of nitrogen oxide by ammonia which describes the processes occurring on a surface of the catalyst and in a flue of smoke gases is made. On the basis of mathematical model the algorithm of calculation is developed. The received results can be used in economic-mathematical model for complex optimization of structure of the equipment and working parameters of system of clearing of smoke gases ofpower boilers.

Литература

1. Гаврилин А. С. Об «Энергетической стратегии России на период до 2020 г.» и структурной реформе в электроэнергетике / А. С. Гаврилин // Энергетическая политика. - 2001. - Вып. 1. - С. 3-14.

2. Котлер В. Р. Оксиды азота в дымовых газах котлов // В. Р. Котлер - М.: Энергоатомиздат, 1987. - С. 144.

3. Применение СНКВ-технологии для снижения выбросов NOx котельными установками / Ю. С. Ходаков и др. // Теплоэнергетика. - 2004. - № 5.

- С. 53-59.

4. Исмагилов З. Р. Очистка дымовых газов от оксидов азота методом селективного каталитического восстановления / З. Р. Исмагилов, М. А. Керженцев // Проблемы тепло- и массообмена в современной технологии сжигания и газификации твердого топлива: Материалы международной школы-семинара. -Минск: ИТМО АН БССР, 1988. - С. 146-153.

5. Разработка процесса СКВ для очистки отходящих газов от оксидов азота / М. Г. Марценюк-Кухарук, Г. С. Марченко // Химическая промышленность. -1996. - № 4. - С. 29-33.

6. Симонов В. Ф. Критерии сопоставления и оптимизации энергосберегающих решений в рыночных условиях / В. Ф. Симонов, А. И. Попов, Р. А. Попов // Материалы межвузовского научного семинара по проблемам теплоэнергетики. - Саратов: СГТУ, 1996. - С. 87-91.

7. Титов С. П. Исследование образования NOx из азота топлива при горении пыли каменных углей / С. П. Титов, В. И. Бабий, В. М. Барбараш //

Теплоэнергетика. -1980. - № 3.- С. 64-67.

Поступила 01.06.2006