Управление выбросами оксидов азота на тэс рециркуляцией дымовых газов

Вид материала

Автореферат

Содержание Общая характеристика работы Содержание работы Q – объемный расход перекачиваемой среды при нормальных условиях, м/с; h D, степень рециркуляции r Z от массового выброса оксидов азота m Распределение экологической нагрузки между котлами ТЭС. Рециркуляция дымовых газов в газомазутных котлах с промежуточным перегревом пара Предлагаемые способы измерения К в широком диапазоне режимных параметров котла (паровой нагрузки D К можно использовать выражение (15). Для этого следует установить на котле режим с заведомо известным значением r К при различных значениях D К оказывает степень рециркуляции и неучет этого влияния при экспериментальном определении К Основные публикации по теме диссертации 7. Парчевский В.М. Подошло ли время управлять выбросами оксидов азота ? //Электрические станции, 2010, № 10. С. 22-27.

Подобный материал:

• Вала увеличение объема исследований, направленных на изучение механизмов образования, 516.21kb.
• Лекции по курсу: «Природоохранные технологии в промышленной теплоэнергетике», 148.59kb.
• Урок химии в 9 классе. Тема: «Оксиды азота», 68.76kb.
• Метод повышения эффективности некаталитической очистки отработавших газов судовых дизелей, 266.03kb.
• Защита природных ресурсов, 483.65kb.
• Насадка для очистки дымовых газов теплогенераторов систем автономного теплоснабжения, 21.32kb.
• Тема урока: Общая характеристика элементов подгруппы азота. Свойства азота, 85.69kb.
• Адсорбционные и кинетические закономерности поверхностных окислительно-восстановительных, 361.65kb.
• Газов, жидкостей и частиц для нефтегазовой промышленности, 17.99kb.
• Состояние атмосферного воздуха, 6.82kb.

На правах рукописи


ПАРЧЕВСКИЙ Валерий Михайлович


УПРАВЛЕНИЕ ВЫБРОСАМИ ОКСИДОВ АЗОТА НА ТЭС

РЕЦИРКУЛЯЦИЕЙ ДЫМОВЫХ ГАЗОВ


Специальность 05.13.06. Автоматизация и управление технологическими

процессами и производствами (по отраслям: энергетика)


АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени

кандидата технических наук


Москва – 2010


Работа выполнена в Московском энергетическом институте (техническом университете) на кафедре Автоматизированных систем управления тепловыми процессами.


Научный руководитель: доктор технических наук, профессор

Плетнев Геннадий Пантелеймонович


Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

Балакирев Валентин Сергеевич


доктор технических наук, профессор

Кормилицын Владимир Ильич


Ведущая организация: ОАО «Энергетический институт

им. Г.М. Кржижановского» (ЭНИН)


Защита диссертации состоится « 10 » марта 2011 г. в 14 ч. 00 мин.

на заседании диссертационного совета Д 212.157.14 при Московском энергетическом институте (техническом университете) по адресу:

Москва, ул. Красноказарменная, д. 17, ауд. Б-205.


С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МЭИ (ТУ).


Отзывы на автореферат диссертации (в двух экземплярах, заверенные печатью учреждения) просим направлять по адресу: 111250, Москва,

ул. Красноказарменная, д. 14, Ученый совет МЭИ (ТУ).


Автореферат разослан « » февраля 2011 года.


Ученый секретарь

диссертационного совета Д 212.157.14

к.т.н., доцент Зверьков В.П.


ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ


Актуальность темы. В составе мероприятий по охране воздушного бассейна на ТЭС важнейшими являются меры по снижению выбросов оксидов азота (NO_x). Особенностью оксидов азота является возможность их подавления с помощью технологических (первичных, режимных) мероприятий, не требующих больших капитальных вложений. Исторически первым и наиболее распространенным технологическим методом в газомазутных котлах служит рециркуляция дымовых газов (РДГ). Перераспределяя теплоотдачу между конвективными и радиационными поверхностями нагрева в пользу первых, РДГ, наряду с экологическим действием оказывает существенное влияние на технико-экономические показатели (ТЭП) котла, снижая его КПД нетто на 0.5-2.5 %. С ростом степени рециркуляции удельная стоимость подавления оксидов азота возрастает, и при некотором ее значении начинает превосходить полезный результат. Предприятию, работающему в условиях рыночной конкуренции (а на это направлены реформы в энергетике последних лет), должно быть небезразлично, какой ценой выполняются установленные для него нормативы предельно-допустимых выбросов (ПДВ).

Для рациональной, экономически грамотной постановки атмосфероохранной деятельности на ТЭС в условиях роста цен на топливо, наличия платежей за выбросы и работы с переменной суточной и сезонной нагрузкой необходимо управление выбросами NO_x, а для этого – разработка соответствующих структур в составе АСУ ТП ТЭС.

Среди трех наиболее распространенных технологических методов (используются также разновидности ступенчатого сжигания и впрыск воды в зону горения) только РДГ может плавно регулироваться в широком диапазоне путем воздействия на направляющие аппараты дымососов рециркуляции (ДРГ).

Оптимальное управление выбросами оксидов азота требует разработки в рамках АСУ ТП соответствующего обеспечения: алгоритмического для определения оптимальных значений выбросов отдельными котлами и всей ТЭС, и технического для поддержания найденных оптимальных значений в реальном масштабе времени.

Алгоритмическое обеспечение должно включать в себя специальные характеристики оборудования в виде эколого-экономических моделей, а также процедуры поиска оптимальных режимов с учетом действующих ограничений; техническое – методы и аппаратуру для получения необходимой информации и для воздействия на процесс генерации оксидов азота.

Цель работы заключается в разработке методического, алгоритмического и технического обеспечения задач охраны окружающей среды в АСУ ТП ТЭС на примере подавления выбросов оксидов азота газомазутными котлами при использовании РДГ в качестве атмосфероохранного воздействия. В рамках поставленной цели разрабатываются следующие конкретные задачи:

- разработать элементы концепции оптимального экологического поведения ТЭС в части управления выбросами оксидов азота в рамках существующих нормативных ограничений и возможностей современных технических средств АСУ ТП;

– оценить влияние РДГ на технико-экономические и экологические параметры работы котла;

- разработать структуру и методику определения эколого-экономической характеристики (ЭЭХ) котла, связывающей затраты на РДГ, паровую нагрузку, степень рециркуляции и массовый выброс оксидов азота;

- разработать процедуры и оценить эффективность различных вариантов использования ЭЭХ для управления выбросами оксидов азота, в частности для оптимального распределения экологической нагрузки между котлами, между технологическими и очистными методами снижения выбросов, для определения оптимального соотношения между РДГ и впрыском при регулировании температуры пара вторичного перегрева;

- разработать удобный для практики метод непрерывного автоматического измерения степени рециркуляции дымовых газов (СРДГ) в паровых котлах и оценить его погрешность.

Объект исследования - РДГ в энергетических паровых котлах, работающих на газообразном и жидком топливе, при ее использовании как средства управления выбросами оксидов азота.

Предмет исследования - эколого-экономическая оценка РДГ, представление ее в форме, удобной для оптимального управления выбросами оксидов азота, варианты использования ЭЭХ, а также разработка метода измерения СРДГ, удобного для практического использования.

Методы исследования - поиск опубликованных данных о результатах испытаний паровых котлов, связанных с РДГ, проведение собственных испытаний, анализ и обобщение полученной информации, разработка расчетно-экспериментальных методик и математическое моделирование, адаптация известных математических методов оптимизации для их использования в данной предметной области, метрологический анализ.

Прикладная ценность. Использование результатов данной работы позволяет:

1. Использовать возможности современных средств АСУ ТП для управления выбросами оксидов азота на ТЭС. В зависимости от технической оснащенности создавать системы управления выбросами различной степени интеграции, от локальных (на одном котле) до полностью интегрированных в составе всей ТЭС.

2. Решать следующие оптимизационные задачи, получая реальный экономический эффект:

- распределять суммарные выбросы оксидов азота между котлами ТЭС в рамках ПДВ с учетом удельных затрат на подавление выбросов каждым котлом;

- устанавливать оптимальное соотношение между технологическими мероприятиями по подавлению оксидов азота на одном котле, если их несколько, например, ступенчатым сжиганием и РДГ;

- устанавливать оптимальное соотношение между технологическими и очистными (СКВ, СНКВ) мероприятиями по подавлению оксидов азота на одном котле;

- обоснованно принимать решения в ситуации выбора «затраты на экологию – «платежи за выбросы»;

3. Измерять и регулировать СРДГ в паровом котле в режиме нормальной эксплуатации, а также в процессе наладки и испытаний.

4. Повысить инвестиционную привлекательность и конкурентоспособность энергетической компании как предприятия с высоким уровнем экологического менеджмента в соответствии с международным стандартом ISO 14001.

Научную новизну представляют:

1. Концепция управления выбросами, основанная на разработке и использовании ЭЭХ технологического оборудования (паровых котлов).

2. Методика разработки и моделирования ЭЭХ.

3. Метод измерения СРДГ как коэффициента соотношения расходов в ветвях разветвляющегося потока путем измерения перепадов давления дымовых газов на поверхностях нагрева до и после отбора на рециркуляцию.

Достоверность полученных результатов основана на использовании в расчетных алгоритмах общепризнанных нормативных методов теплового и аэродинамического расчетов паровых котлов, типовых энергетических характеристик котлов, использовании результатов эксперимента для определения наиболее важных зависимостей, а также на многократной обкатке и проверке расчетных методик в множестве студенческих типовых расчетов, дипломных проектов и выпускных работ.

На защиту выносятся следующие основные положения:

1. Элементы концепции оптимального управления выбросами оксидов азота газомазутной ТЭС на основе разработки и использования ЭЭХ паровых котлов.

2. Методика моделирования ЭЭХ газомазутного котла при использовании РДГ в качестве атмосфероохранного воздействия.

3. Методики оптимального распределения экологической нагрузки между котлами ТЭС , а также оптимального сочетания технологических и очистных способов снижения выбросов оксидов азота на основе использования ЭЭХ.

4. Метод непрерывного автоматического измерения СРДГ в паровых котлах.

Реализация результатов. Результаты работы использованы для коррекции режимных карт котла ТП-87 ст. № 8 ТЭЦ-16 Мосэнерго и энергетических котлов ГРЭС № 5

(г. Шатура). Они используются в научно-исследовательских работах, выполняемых при участии автора, а также в учебном процессе на кафедре АСУ ТП МЭИ.

Личный вклад соискателя. Автору принадлежат теоретическое и экспериментальное обоснование цели работы, выбор объектов и постановка задач, разработка алгоритмов расчетов, построение моделей, организация экспериментов и участие в них, анализ и использование полученных результатов.

Апробация работы. Разделы и положения диссертации докладывались и обсуждались на 12 научно-технических конференциях и отраслевых совещаниях, часть из которых упомянута в разделе «Основные публикации по теме диссертации» данного автореферата, и получили положительную оценку.

Публикации. Результаты диссертационной работы опубликованы в 37 научных работах, в том числе в двух методических указаниях, в 12 докладах на различного рода конференциях, в 13 статьях в журналах и сборниках, в том числе 7 – в рецензируемых журналах, рекомендуемых ВАК. В тексте диссертации имеются ссылки на 25 из них. По результатам работы получено три авторских свидетельства на изобретения. Часть результатов отражена в зарегистрированных во ВНИТЦ отчетах по НИР.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, библиографического списка, включающего 133 наименования, и четырех приложений. Содержит 199 страниц машинописного текста, 38 рисунков и 29 таблиц.


СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы, сформулированы цель, задачи, объекты и предмет исследования. Дан анализ современного состояния атмосфероохранной деятельности на отечественных ТЭС в части управления выбросами оксидов азота: рыночная экономика требует экономически эффективного управления выбросами, технические средства современных цифровых АСУ ТП позволяют это сделать, но отсутствует соответствующее методическое, алгоритмическое и метрологическое обеспечение.

В первой главе рассматривается влияние РДГ на технико-экономические и экологические параметры работы газомазутных котлов, а также разрабатываются способы описания (моделирования) этого влияния.

Анализ опубликованных данных, а также результаты экспериментальных работ, выполненных при участии автора на котле ТП-87, показывают, что среднее снижение концентрации NO_x на один процент степени рециркуляции лежит в пределах от 11.7 до 72 (мг/м³)/%, среднее повышение температуры уходящих газов – от 0.3 до 0.5 ºС/%, среднее снижение КПД котла брутто – от 0.02 до 0.05 %/%. При уменьшении нагрузки котла и увеличении степени рециркуляции экологическая эффективность РДГ снижается.

Температура перегретого пара, дымовых газов и горячего воздуха при работе на газе более чувствительна к действию рециркуляции, чем при работе на мазуте.

При моделировании ЭЭХ выброс оксидов азота с дымовыми газами m, мг/с, рассчитывался по формуле

m(r,D) = C_NOx(r,D)V_гB , (1)

где C_NOx(r,D) – концентрация оксидов азота в дымовых газах на выходе из котла как функция атмосфероохранного воздействия (СРДГ) r и паровой нагрузки D, мг/м³ при нормальных условиях; B - расход топлива, м³/с; V_г – объем дымовых газов, образующихся при сгорании 1 м³ топлива, м³/м³ при нормальных условиях.

Аналитическое выражение зависимости C_NOx(r,D) рекомендуется получать путем аппроксимации экспериментальных данных. Структура аппроксимирующего выражения выбиралась таким образом, чтобы учесть характерные закономерности, отмеченные при анализе большого количества результатов экспериментов:

, , (2)

где D, D₀ - текущая и номинальная паровые нагрузки котла, т/ч; C₀(r) - зависимость концентрации оксидов азота от степени рециркуляции при номинальной нагрузке; C₀^r=0 – то же при отключенной рециркуляции; n - эмпирический коэффициент, учитывающий влияние нагрузки на концентрацию оксидов азота; L - коэффициент, учитывающий снижение экологической эффективности РДГ при уменьшении нагрузки; k, s - эмпирические коэффициенты. Имеется методика определения указанных коэффициентов.

Зависимость температуры уходящих газов от степени рециркуляции t_ух(r) должна также определяться экспериментально.

t_ух = t_ух^r=0 + Δt_ух^r , (3)

где t_ух^r=0 - температура уходящих газов при r = 0; Δt_ух^r - приращение температуры уходящих газов при r ≠ 0.

Основная доля экономических потерь, вызванных использованием рециркуляции дымовых газов в паровом котле, связана с повышением расхода электроэнергии на привод тяго-дутьевых устройств (ТДУ). Главная часть прироста идет на привод ДРГ, но при этом также в разной степени догружаются основные дымососы и вентиляторы. Расход электроэнергии на РДГ определялся расчетом. Известно, что мощность W (кВт), требуемая

для привода вентилятора или дымососа, вычисляется по формуле:

, (4)

где Q – объемный расход перекачиваемой среды при нормальных условиях, м³/с;

h – перепад давления, создаваемый ТДУ, кПа; ψ - коэффициент использования теплоты сжатия (для вентилятора); η_{тду ,} η_дв – коэффициенты полезного действия соответственно тягодутьевого устройства и электродвигателя; t – температура перекачиваемой среды, °С.

При турбулентном течении расход среды Q и гидравлическое сопротивление участка газовоздушного тракта h с достаточной для практических расчетов точностью связаны соотношением

(5)

(квадратичный закон сопротивления), где k – коэффициент, учитывающий геометрию гидравлического сопротивления и свойства (плотность, вязкость) среды; при незначительных изменениях свойств среды этот коэффициент можно считать постоянным. Значение k для конкретного участка тракта определяется из выражения (5) для режима, при котором известны (измерены или рассчитаны) Q и h и затем используется для определения h при других значениях Q .

Во второй главе рассматривается методика определения ЭЭХ парового котла при использовании РДГ. Выполнен анализ структуры затрат на РДГ, определен состав исходных данных для расчета затрат, приведен алгоритм расчета с использованием ключевых моментов, рассмотренных в главе 1.

Полные (приведенные) затраты состоят из двух составляющих: условно-постоянной, не зависящей от уровня выбросов оксидов азота, и переменной, зависящей от уровня выбросов; последняя складывается из дополнительного расхода электроэнергии на привод ТДУ (бóльшая доля) и увеличения расхода топлива вследствие снижения КПД котла брутто, вызванного ростом температуры уходящих газов. Для последующего применения в целях эколого-экономической оптимизации технологического процесса важна переменная составляющая затрат, которая и используется в дальнейшем в составе ЭЭХ.

Основными исходными данными для расчета являются цена натурального топлива, себестоимость электроэнергии, используемой для собственных нужд, найденные экспериментально зависимости C_NOx(r,D), t_ух(r,D) и коэффициенты k_i для расчета перепадов давления, создаваемых ТДУ в соответствии с формулой (5). На входе алгоритма расчета затрат задаются значения режимных параметров: паровой нагрузки котла D и степени рециркуляции r (избыток воздуха α не считается независимым параметром, так как он жестко связан с паровой нагрузкой и регламентируется режимной картой котла). Затраты на РДГ складываются из двух составляющих:

Z(r,D)=Z_т+ Z_э , (6)

где Z_т и Z_э - соответственно топливная и электрическая составляющие, руб/ч, которые рассчитываются по формулам:

Z_т = Ц_т(В – В ^r=0) , Z_э = Ц_э(W – W ^r=0) , (7)

где Ц_т, Ц_э – цены натурального топлива, руб/т и электроэнергии, руб/кВт·ч; В, W – расходы натурального топлива, т/ч, и электроэнергии на привод ТДУ, кВт·ч; В ^r=0, W ^r=0 – то же при отключенной РДГ. В расчете использовались значения Ц_т = 1776 руб/(10³м³), Ц_э = 1.00 руб/кВт·ч, соответствующие ценам в Мосэнерго в 2008 г.

Формулы (1) и (6) связывают между собой четыре параметра: паровую нагрузку котла D, степень рециркуляции r, затраты на рециркуляцию Z и массовый выброс оксидов азота m. В графическом виде для котла ТП-87 эта связь представлена на рис. 1. При неизменных Z и D параметры r и m жестко (функционально) связаны между собой.

Для дальнейшего использования зависимости Z(m,D) в рамках АСУ ТП ее нужно представить в аналитической форме. Моделирование функции двух переменных Z(m,D) выполняется в два этапа. На первом этапе подбирается структура функции одной переменой m, адекватно описывающая каждую кривую из семейства D_i = const (см. рис. 1). Методом выравнивания была подобрана структура гиперболического класса

, (8)

где параметры a, b и c являются функциями D.

На втором этапе путем решения систем уравнений (8) при пяти значениях D находятся



Рис. 1. Зависимость затрат на рециркуляцию дымовых газов Z от массового выброса оксидов азота m при различных значениях паровой нагрузки D, т/ч, и степени рециркуляции r. Котел ТП-87, топливо – газ.


пять значений каждого из параметров a, b и c и по пяти точкам строятся графики a(D), b(D), c(D), по которым подбирается соответствующая аппроксимирующая модель.

В Приложении 2 описана процедура аппроксимации ЭЭХ в среде Mathcad.

В результате получено аналитическое выражение для ЭЭХ:

Z(m, D) = a(D)/[m + b(D)] + c(D) ,

где a(D) = a₀D^a1 + a₂; a₀ = 1.358·10^-8; a₁ = 4.75; a₂ = 181.98;

b(D) = b₀ + b₁D + b₂D²; b₀ = - 1.962; b₁ = - 0.013; b₂ = - 6.063·10^-5; (9)

c(D) = c₀ + c₁D + c₂D²; c₀ = - 308.957; c₁ = 2.668; c₂ = - 9.813·10^-3.

Относительная погрешность моделирования ЭЭХ не превышает 1 % для нагрузок

420-360 т/ч и 2 % - для 360 – 280 т/ч.

В третьей главе рассматриваются варианты использования ЭЭХ для оптимального управления выбросами оксидов азота на ТЭС. Теоретически здесь возможны два направления. Первое основано на определении и максимизации «чистого эффекта» РДГ как разности между затратами и результатом:

Э = У_п – Z_пр , (10)

где У_п – предотвращенный экологический ущерб, руб/ч; Z_пр – приведенные затраты на рециркуляцию дымовых газов, руб/ч. Предотвращенный ущерб, в свою очередь, определяется как разность У_п = У^r=0 –У, где У^r=0 , У – ущербы от выбросов оксидов азота котлом соответственно без использования и с использованием РДГ.

В настоящее время в России нет официально признанной методики адекватной оценки экологического ущерба, вследствие чего методологически правильный подход, основанный на использовании чистого эффекта, не может считаться легитимным. Поэтому рассматриваемые в диссертации задачи оптимального управления выбросами решаются в рамках второго подхода с позиции непревышения ПДВ, когда не требуется оценка ущерба. Это задачи оптимального распределения экологической нагрузки между котлами ТЭС и между различными способами снижения выбросов в пределах одного котла.

Распределение экологической нагрузки между котлами ТЭС. Так как показатель ПДВ устанавливается для всего предприятия в целом, а нормируемый выброс складывается из выбросов отдельных котлов, то возникает проблема оптимального распределения выбросов между котлами. Но экологическая нагрузка (выброс NO_x) функционально связана с технологической (паровой) нагрузкой. Концентрация оксидов азота при отсутствии атмосфероохранных мероприятий в среднем пропорциональна паровой нагрузке котла, поэтому массовый выброс NO_x пропорционален квадрату нагрузки. При методологически строгом подходе технологическую и экологическую нагрузки между котлами ТЭС следует распределять совместно. Целевая функция при этом есть функция двух групп параметров (D_i, m_i), оптимальные значения которых предстоит определить. С точки зрения математики это довольно сложная, но разрешимая задача, требующая использования численных методов. Возможен второй вариант (последовательное распределение), когда сначала распределяется технологическая (D_i), а затем экологическая (m_i) нагрузки. При этом процедура оптимизации существенно упрощается. Расчеты, выполненные автором, показывают, что выигрыш от использования совместного распределения по сравнению с последовательным лежит в пределах погрешностей исходных данных, поэтому его использование неоправданно. Следует также учитывать, что затраты на рециркуляцию на полтора – два порядка ниже, чем затраты на выработку пара, эти две составляющие затрат выступают в разных весовых категориях.

Математическая формулировка задачи: На ТЭС имеется n котлов с известными, дифференцируемыми ЭЭХ:

Z₁(m₁, D₁), Z₂(m₂, D₂), . . . Z_n(m_n, D_n) ;

имеются ограничения на допустимый суммарный выброс, определяемый уровнем ПДВ

M = m₁ + m₂ + . . . + m_n , (11)

и на массовые выбросы отдельных котлов:

m₁^min≤ m₁ ≤ m₁^max . . . m_n^min ≤ m_n ≤ m_n^max . (12)

Требуется определить значения m₁*, m₂*, . . . , m_n*, удовлетворяющие ограничениям (11), (12), при которых

Z = Z₁(m₁, D₁) + Z₂(m₂, D₂) + . . . + Z_n(m_n, D_n) → min . (13)

Сформулированная выше задача распределения экологической нагрузки относится к классу задач нелинейного программирования. На практике для решения задач подобного типа (задача распределения ресурсов) нашли применение три метода: метод деформируемого многогранника (модификация симплекс-метода); метод динамического программирования; метод неопределенных множителей Лагранжа. В главе 3 приводится пример использования метода неопределенных множителей Лагранжа для ТЭС с пятью котлами, а в Приложении 3 - программа на языке Си, использующая метод динамического программирования.

Выполнен расчет экономического эффекта использования ЭЭХ для оптимального распределения экологической нагрузки в сравнении с базовым вариантом нормирования выбросов, регламентируемым отраслевой инструкцией РД 153-34.0-02.303-98 для гипотетической ТЭС, имеющей пять котлов средней мощности. Для различных режимов по нагрузке экономия составляет от 0.12 до 0.87 % от стоимости топлива, расходуемого ТЭС.

Оптимальное сочетание технологических и очистных методов. При работе на газе для отдельных типов котлов удается снизить выбросы оксидов азота до нормативов ПДВ, используя только технологические методы. Для котлов, работающих на других видах топлива, а также при жестких экологических требованиях радикальным средством является установка очистных устройств. Наибольшее распространение получили методы селективного каталитического (СКВ) и селективного некаталитического (СНКВ) восстановления оксидов азота аммиаком. На рис. 2 представлена структурная схема совместного использования первичного (технологического) и вторичного (очистного) методов. Здесь m₁ обозначает количество оксидов азота на входе в каталитический реактор, г/с; m₂ – массовый выброс NO_х после реактора. Первичное мероприятие снижает выброс на ∆ m₁ = m₀ - m₁ , а вторичное на ∆m₂ = m₁ – m₂ , где m₀ означает количество NO_х перед реактором при отсутствии технологических атмосфероохранных мероприятий. Величина m₀ зависит от нагрузки котла: m₀(D).



Рис. 2. Схема совместного использования технологического

и очистного мероприятий по подавлению выбросов оксидов азота

Регулируемой величиной, устанавливающей соотношение нагрузок первичного и вторичного методов, следует выбрать m₁, которая, в свою очередь, при заданной паровой нагрузке определяется значениями параметров первичных воздействий: степенью рециркуляции дымовых газов r, степенью ступенчатости сжигания топлива β, долей вводимой в зону горения влаги g. На рис. 3а представлены зависимости переменной составляющей затрат на ступенчатое сжигание (С₁), СКВ (С₂) и их суммы от промежуточного выброса m₁ при m₂ = const = 32.2 г/с, что соответствует концентрации NO_х в дымовых газах, равной 100 мг/м³ при коэффициенте избытка воздуха α = 1.4 и номинальной нагрузке для котла блока 300 МВт, работающего на твердом топливе. Затраты выражены в единицах прироста расхода условного топлива ΔB, т/ч. Эксплуатационные затраты на СКВ определяются главным образом стоимостью реагента (аммиака) и расходом электроэнергии на прокачку дымовых газов через каталитический реактор. Минимуму суммарных затрат отвечает промежуточный выброс m₁*, соответствующий малой нагрузке каталитического реактора (небольшой расход аммиака, менее 0.2 от максимального расхода) и большой нагрузке первичного метода (степень ступенчатости β ≈ 0.18). При максимальном использовании вторичного метода, т.е. при отклонении от оптимального режима, потери составят 1870 т. условного топлива в год.

В подобного рода задачах оптимум соответствует равенству удельных затрат (относительных приростов) и определяется соотношением углов наклона суммируемых характеристик. Так, например, возрастание цены топлива приводит к увеличению крутизны характеристики С₁ и оптимум сместится в сторону бóльших m₁, т.е. возрастет нагрузка на вторичный метод. При возрастании цены аммиака оптимальный режим сместится в сторону меньшей нагрузки каталитического реактора.

На рис. 3б представлены те же зависимости для газомазутного блока аналогичной мощности, где в качестве первичного мероприятия используется РДГ. В этом случае, вследствие больших удельных расходов на первичный метод, оптимальный режим соответствует максимальной нагрузке установки СКВ, и минимальной, порядка 4 % степени рециркуляции. Повышение степени рециркуляции до 0.13 (при этом каталитический реактор работает «вполсилы») приводит к потерям 1550 т.у.т. в год.




Рис. 3. Соотношение между затратами на первичное и вторичное мероприятия

для пылеугольного (а) и газомазутного (б) котлов блока 300 МВт


(Расчеты рис. 3 выполнены при соотношении цен условного топлива и аммиака, соответствующем 2003 г. В настоящее время (2010 г.) это соотношение таково, что рециркуляцию дымовых газов нужно использовать в еще меньшей степени).

Рассмотренные примеры показывают, что при проектировании денитрационной установки необходимо учитывать вид и эколого-экономические характеристики технологических атмосфероохранных мероприятий, с которыми она должна сочетаться.

Рециркуляция дымовых газов в газомазутных котлах с промежуточным перегревом пара. В некоторых отечественных газомазутных котлах принято газовое регулирование температуры пара промперегрева с использованием РДГ. При номинальной нагрузке степень рециркуляции должна поддерживаться на минимальном уровне (r = 3-5 %); при снижении нагрузки степень рециркуляции должна возрастать, обеспечивая требуемую температуру пара. В качестве аварийного средства используются впрыскивающие устройства. При этом технологическое и экологическое назначение рециркуляции противоречат друг другу: при увеличении нагрузки котла для снижения выбросов оксидов азота степень рециркуляции нужно увеличивать, а для поддержания температуры вторичного пара – уменьшать. Компромисс может быть найден путем использования впрыска в качестве штатного средства регулирования, а оптимальные значения степени рециркуляции и впрыска должны определяться путем анализа затрат на рециркуляцию и потерь из-за впрыска вследствие снижения термодинамического КПД блока.

На рис. 4 представлены полученные расчетным путем зависимости необходимой доли впрыска α от степени рециркуляции дымовых газов r для котла ТГМП-314 при сжигании природного газа для ряда нагрузок котла при условии поддержания температуры пара вторичного перегрева на требуемом уровне 545 ºС. Доля впрыска определяется как отношение α = d/D, где d – расход впрыскиваемой во вторичный тракт воды, т/ч; D – расход первичного пара, т/ч.



Рис. 4. Зависимости доли впрыска во вторичный тракт α от степени рециркуляции

дымовых газов r для котла ТГМП-314 при нагрузках 1000, 900, 800 и 700 т/ч.


Из рисунка видно, что включение впрыска на нагрузке 1000 т/ч необходимо при r > 0.088, для 900 т/ч при r > 0.15 и т.д.

В табл. 1 представлены значения некоторых ТЭП энергоблока, связанные с впрыском воды в пар промежуточного перегрева при нагрузке котла 1000 т/ч.

Таблица 1

Влияние впрыска воды в тракт вторичного пара на ТЭП энергоблока (котел ТГМП-314, нагрузка 1000 т/ч, топливо – газ)

r	α	η	δη·104	Δb, г.у.т./кВт·ч
0.10	0.002	0.4287	6.37	0.144
0.15	0.012	0.4274	38.09	0.861
0.20	0.025	0.4256	78.90	1.783

В табл. 1 приведены значения следующих параметров: r – степень рециркуляции дымовых газов; α – относительная доля впрыска; η – внутренний абсолютный КПД цикла; δ_η – относительное изменение КПД цикла; Δb – перерасход условного топлива, г.у.т./кВт·ч.

Дополнительные затраты на впрыск относительно суммарных затрат на рециркуляцию при r = 0.20 составляют ≈ 23 %. С учетом сказанного выше ЭЭХ газомазутного котла с промежуточным перегревом пара будет иметь вид:

Z(D, r) = Z_рц(D, r) + Z_впр[D, d(r)] ,

где зависимость d(r) при каждой нагрузке строго определена (см. рис. 4) и может быть аппроксимирована аналитическим выражением.

Для окончательного ответа на вопрос, какой должна быть степень рециркуляции и

величина впрыска при каждой нагрузке котла, необходимо располагать сведениями об экологическом ущербе. Тогда минимум суммы

Z_рц(D, r) + Z_впр(D, d) + У(D, r) → min

дает оптимальные значения r и d.

В последних выражениях Z_рц, Z_впр, У – соответственно затраты на рециркуляцию дымовых газов, ущерб от впрыска и экологический ущерб от выбросов оксидов азота.

В четвертой главе рассматриваются способы измерения и регулирования степени рециркуляции дымовых газов. Экологическое и технологическое действие РДГ в паровых котлах принято оценивать степенью рециркуляции, определяемой как отношение

r = Q_рц/Q_г , (14)

где Q_рц - расход рециркулирующих газов; Q_г - расход дымовых газов за местом отбора.

В настоящее время в теплоэнергетике отсутствует универсальный, пригодный для всех типов котлов способ непрерывного автоматического измерения данного параметра, что затрудняет использование РДГ на ТЭС. В тандеме задач «измерение – регулирование» первое играет ключевую роль, так как без измерения параметра невозможно и его регулирование.

Непрерывное автоматическое измерение СРДГ необходимо по двум причинам: для контроля выбросов оксидов азота и для регулирования степени рециркуляции как атмосфероохранного воздействия. Среди известных способов измерения СРДГ можно отметить следующие три: 1) прямой метод, когда расходы Q_рц и Q_г измеряются непосредственно; 2) метод, основанный на измерении перепада давления дымовых газов на поверхности нагрева, расположенной до отбора газов на рециркуляцию; 3) метод смесителя, когда газы рециркуляции предварительно смешиваются с дутьевым воздухом, горячим или холодным. Из перечисленных методов только последний может использоваться для автоматического непрерывного измерения, но при этом погрешность измерения велика и трудно поддается оценке. Например, при «малозатратной» схеме, когда дымовые газы подаются на всас дутьевого вентилятора, в формулу вычисления r входят шесть параметров (три температуры, избыток воздуха и присосы в двух участках газового тракта).

Предлагаемые способы измерения. В качестве универсального рассматривается метод, основанный на измерении перепадов давления дымовых газов на поверхностях нагрева до и после отбора на рециркуляцию.

На рис. 5 представлена схема рециркуляции дымовых газов на котле ТП-87 номинальной паропроизводительностью 420 т/ч, реконструированном для сжигания газа и мазута.

В соответствии с (5) расходы среды на участках до (Q₁) и после (Q₂) отбора на рециркуляцию выражаются формулами

, . Так как Q_рц = Q₁ - Q₂, то

. Обозначив , получаем

. (15)

Значение коэффициента К в широком диапазоне режимных параметров котла (паровой нагрузки D, степени рециркуляции r, избытка воздуха α) может быть найдено посредством аэродинамического расчета поверхностей нагрева, на которых измеряются перепады давления ∆P₁ и ∆P₂. Можно также определить значение К экспериментально, при этом будет учтена вся конкретика данного котла. Для экспериментального определения



Рис. 5. Схема рециркуляции дымовых газов на котле ТП-87

а) на продольном разрезе котла; б) упрощенная схема


коэффициента К можно использовать выражение (15). Для этого следует установить на котле режим с заведомо известным значением r и измерить перепады давления ∆Р₁ и ∆Р₂ . Единственным режимом, при котором значение r точно известно, это режим с отключенной рециркуляцией, когда r = 0. При этом

Q_рц = 0; Q₁ = Q₂ ; ∆P₁ = ∆P₁⁰; ∆P₂ = ∆P₂⁰ ,

и из формулы (15) получаем:

. (16)

Устройство, реализующее рассмотренный способ, содержит измерительные преобразователи (датчики) перепадов давлений ∆P₁ , ∆P₂ и вычислительное устройство (контроллер, компьютер), выполняющее расчет r по формуле (15). В память вычислительного устройства предварительно заносится значение коэффициента К.

Формула (15) дает минимальную методическую погрешность при идеальных условиях, когда: 1) отсутствует теплообмен; 2) нет присосов; 3) поток газов горизонтален (отсутствует самотяга); 4) соблюдается «квадратичность» закона гидравлического сопротивления (соотношение (5) справедливо). Анализ показывает, что из перечисленных факторов наибольшее влияние на точность измерения r оказывает самотяга. Но ее влияние легко компенсируется введением поправки. Так, при измерении ∆P₁, ∆P₂ на пакетах воздухоподогревателя второй и первой ступеней (см. рис. 5) при D = 420 т/ч, r = 0, α = 1.03:

∆P₁ = 194.3 Па, ∆P₂ = 536.3 Па, и самотяга равна соответственно h_c1 = 36.6 Па, h_c2 = 51.7 Па, что составляет 15.85 % от ∆P₁ и 8.79 % от ∆P₂. Для исключения влияния самотяги в расчетные формулы (15) и (16) следует подставлять

∆P₁ = ∆P₁^и - h_c1; ∆P₂ = ∆P₂^и - h_c2; ∆P₁⁰ = ∆P₁^0и - h_c1; ∆P₂⁰ = ∆P₂^0и - h_c2,

где верхний индекс «и» означает «измеренное» значение, включающее в себя самотягу.

Определенный однажды коэффициент К будет постоянным до тех пор, пока изменение геометрической формы гидравлических сопротивлений и физических параметров среды не приведет к изменению отношения K₁/K₂. В случае необходимости новое, скорректированное значение К находится по формуле (16), при этом переходят в режим r = 0 на короткое время, необходимое для измерения ∆P₁⁰ , ∆P₂⁰ .

Метрологический анализ, выполненный в Приложении 4, показывает, что погрешность измерения степени рециркуляции данным способом существенно зависит от погрешности определения коэффициента К. В погрешности коэффициента К главную роль играет методическая составляющая, вызванная эксплуатационными изменениями нагрузки котла, коэффициента избытка воздуха и степени рециркуляции. Для практического использования формулы (15) важно знать, в какой степени режимные параметры D, α и r влияют на коэффициент К. От этого зависит ответ на вопрос, можно ли использовать значение К, найденное экспериментально при одном ( i-м) режиме работы (r = 0, D_i, α_i), в других режимах работы котла, или учитывать влияние режимных параметров, если оно существенное.

Для оценки этого влияния значения коэффициента К при различных значениях D, α и r определялись расчетным путем в соответствии с нормативным методом аэродинамического расчета для котла ТП-87 при измерении перепадов давления дымовых газов ∆P₁ и ∆P₂ соответственно на пакетах трубчатого воздухоподогревателя второй (ВП2) и первой (ВП1) ступеней. При заданном r и рассчитанных значениях ∆P₁ и ∆P₂ коэффициент К определялся по формуле

, (17)

полученной из выражения (15). Расчет выполнялся для значений режимных параметров в диапазонах

210 ≤ D ≤ 420 т/ч , 0.96 ≤ α ≤ 1.10 , 0 ≤ r ≤ 0.3 . (18)

На рис.6 представлена зависимость коэффициента К от D при фиксированных значениях r и α ; на рис. 7 – зависимость К от r при фиксированных D и α , на рис. 8 – зависимость К от α.

Расчеты показывают, что наибольшее влияние на коэффициент К оказывает степень рециркуляции и неучет этого влияния при экспериментальном определении К по формуле (16) приведет к максимальной относительной погрешности коэффициента К, равной 1.71 %,

причем погрешность тем больше, чем больше r.



Рис.6 Рис. 7

На рис. 9 представлена область возможных значений коэффициента К, ограниченная крайними линиями K(r) при D = 210 т/ч, α = 0.96 и K(r) при D = 420 т/ч, α = 1.10.

На практике СРДГ при номинальной нагрузке редко достигает 0.2. В этом случае





Рис. 8 Рис. 9


максимальная относительная погрешность коэффициента К, вызванная влиянием r, составит 1.14 % . Аналогично, максимальная относительная погрешность К, вызванная изменением паровой нагрузки D, составит 0.53 % , а максимальная погрешность, вызванная неучетом изменения α, составит 0.32 % .

При необходимости снижения методической погрешности измерения r в первую очередь следует исключить влияние степени рециркуляции на коэффициент К. Это нетрудно сделать, располагая зависимостью К(r) при наиболее вероятных значениях D и α. Учитывая, что эта зависимость практически линейна (см. рис. 7, 9), она может быть аппроксимирована выражением

К(r) = a∙r + b . (19)

Подставив в формулу (15) вместо К его аппроксимирующее выражение (19) и разрешив полученное уравнение относительно r, получим новую, модернизированную формулу для измерения степени рециркуляции:

r = . (20)

Формула (20) свободна от главной составляющей методической погрешности, связанной с изменением степени рециркуляции r , но для ее применения нужно знать параметры a и b, для определения которых необходимо выполнить аэродинамический расчет поверхностей нагрева, на которых измеряются перепады давления ∆Р₁ и ∆Р₂ .

В Приложении 4 приведен метрологический анализ измерения степени рециркуляции дымовых газов для котла ТП-87 по формуле (15) с учетом самотяги. Для измерения r используются два дифференциальных манометра-перепадомера с классом точности 0.25 и программируемый контроллер Ремиконт Р-130ISa с основной допустимой погрешностью аналого-цифрового преобразователя (АЦП), равной 0.4 % и цифро-аналогового преобразователя (ЦАП), равной 0.5 % . В качестве результирующей погрешности измерения параметра r рассматривается погрешность унифицированного токового сигнала на выходе ЦАП при доверительной вероятности, равной 0.9. При этом инструментальная составляющая приведенной погрешности составляет 2.4 %. При экспериментальном определении коэффициента К с использованием формулы (16) максимальная приведенная погрешность измерения r, включающая методическую и инструментальную составляющие, равна 5.7 %, причем бóльшую долю в общей погрешности составляет методическая составляющая ΔК_м погрешности определения коэффициента К. Выполнение аэродинамического расчета позволяет снизить полную погрешность до 2.5 % путем введения поправок или усложнения формулы измерения. В большинстве случаев погрешность измерения r, меньшая, чем 2.5 %, не требуется.

При измерении ∆P₁, ∆P₂ на поверхностях нагрева, расположенных ближе к месту отбора газов на рециркуляцию, а именно на верхнем и нижнем пакетах водяного экономайзера первой ступени ВЭ₁^В и ВЭ₁^Н методическая составляющая погрешности измерения коэффициента К, вызванная неучетом эксплуатационных изменений степени рециркуляции r, в 3 раза меньше, чем при измерении ∆P₁, ∆P₂ на пакетах воздухоподогревателя. В этом случае можно обойтись без выполнения аэродинамического расчета, без использования формулы (20) и определять r по формулам (15) и (16).

В мощных котлах с регенеративными воздухоподогревателями (РВП) отбор дымовых газов на рециркуляцию осуществляется обычно из газохода после экономайзера, до его разветвления на два РВП. При такой компоновке также можно использовать описанный выше способ измерения степени рециркуляции. Но из-за раздвоения потока сразу за местом отбора формула косвенного измерения усложняется и имеет вид:

, (21)

где ΔР₁, ΔР_2А, ΔР_2Б – перепады давления дымовых газов соответственно на поверхности нагрева до отбора на рециркуляцию, на РВП «А» и «Б»; К_А и К_Б – коэффициенты, определяемые экспериментально или путем аэродинамического расчета.

Формула (21) так же как (15) получена для «идеальных» условий, не учитывающих теплообмен, присосы, самотягу, «неквадратичность» закона сопротивления. Как и в предыдущем варианте (схема рис. 5) кардинальным способом приближения ее к реальным условиям является выполнение аэродинамического расчета задействованных поверхностей нагрева в широком диапазоне режимных параметров r и D с последующим моделированием полученных зависимостей между r, D, ΔP₁, ΔP_2А и ΔP_2Б .

Измерение r по формуле (21) возможно только в случае длительной работы котла на газе. При работе на мазуте набивка РВП постепенно забивается отложениями, их подвергают периодической продувке и промывке, после которых гидравлическое сопротивление резко падает, постепенно возрастая снова. При этом в расчетной формуле (21) будут изменяться коэффициенты К_А и К_Б.

Этого недостатка можно избежать, если вместо перепадов давления на РВП измерять перепады ΔP_А и ΔP_Б на мультипликаторах, встроенных в прямые участки газоходов рециркулирующих газов. Тогда выражение для расчета степени рециркуляции имеет вид:

. (22)

Преимуществом данного варианта является еще и то, что на гидравлических сопротивлениях ΔР_А, ΔР_Б нет теплообмена, присосов, самотяги. Недостатком данного варианта является малая величина сигналов ΔР_А, ΔР_Б при малых значениях степени рециркуляции, вследствие чего измерение СРДГ в диапазоне 0 ≤ r ≤ 0.05 требует использования дифманометров с соответствующим диапазоном входного сигнала.

Автоматическое непрерывное измерение степени рециркуляции дымовых газов делает возможным и ее автоматическое регулирование.

На рис.10 представлена структурная схема автоматической системы регулирования (АСР) степени рециркуляции дымовых газов для котла типа ТП-87. На схеме аббревиатурами Н.А.«А», Н.А.«Б» обозначены направляющие аппараты ДРГ«А» и ДРГ«Б». Объект регулирования представляет собой участок тракта дымовых газов котла от направляющих аппаратов дымососов рециркуляции до мест измерения перепадов давления дымовых газов ΔР₁ и ΔР₂ (см. рис. 5).




Рис. 10. Структурная схема АСР рециркуляции дымовых газов


Динамические характеристики объекта регулирования были получены экспериментально для котла ТП-170 (компоновка поверхностей нагрева такая же, как у котла ТП-87) при работе котла на мазуте. Динамика объекта регулирования может быть описана апериодическим звеном 2-3 порядка с постоянной времени Т ≈ 10 с, запаздыванием

τ ≈ 5-12 с и коэффициентом усиления К = ΔР/ΔУП ≈ 0.5 Па/(% УП).