Тепловой расчет котлоагрегата

25477

2076

20926

27569,6

-

-

1500

3504

2164

2779

27555

2239

22569

29811,9

-

-

1600

3767

2323

3001

29620

2403

24222

32042,2

-

-

1700

4035

2482

3227

31699

2566

25865

34285,5

-

-

1800

4303

2642

3458

33792

2729

27508

36542,8

-

-

1900

4571

2805

3688

35773

2897

29202

38693

-

-

2000

4843

2964

3926

37871

3064

30885

40959

-

-

2.4 Тепловой баланс котлоагрегата

Определение расхода топлива

Тепловой баланс, как известно, составляется для установившегося теплового режима работы котлоагрегата на 1кг твёрдого или жидкого и 1м3 газообразного топлива.

Тепловой баланс дает представление о характере распределения теплоты вносимой в котлоагрегат (располагаемой теплоты - Qрр, кДж/кг или кДж/м3) на полезно использованную теплоту (Q1, кДж/кг или кДж/м3) и тепловые потери (?Qпот = Q2+ Q3+Q4+Q5+Q6, кДж/кг или кДж/м3):

QPP=Q1+?Qпот = Q1+ Q2+ Q3+Q4+Q5+Q6 ,

где Q2 - потеря теплоты с уходящими газами, кДж/кг или кДж/м3;

Q3 - потеря теплоты от химической неполноты сгорания, кДж/кг или кДж/м3; Q4 - потеря теплоты от механической неполноты сгорания, кДж/кг или кДж/м3;

Q5 - потеря теплоты в окружающую среду, кДж/кг или кДж/м3;

Q6 - потеря с физической теплотой шлака, кДж/кг или кДж/м3;

Теплота, вносимая в котлоагрегат (распологаемая теплота), в общем случае определяется как:

QPP= Qн+ QфB+ Qфт+ Qп -Qжд

где Qн - низшая теплота сгорания топлива (для твердого и жидкого топлива - Qрн , кДж/кг; для газообразного - Qрн, кДж/м3).

При выполнении теплового расчета потери теплоты в котлоагрегате чаще всего выражаются относительными величинами (в процентах от распологаемой теплоты Qрр):

qi =

Потеря теплоты с уходящими газами (q2 =) - наибольшая из тепловых потерь, обусловлена превышением температуры уходящих газов над температурой окружающего воздуха и определяется как разность энтальпий продуктов сгорания на выходе из котла и холодного воздуха, поступающего в агрегат:

I0хв - энтальпия теоретически необходимого количества воздуха (кДж/кг или кДж/м3), расчитываемая по выражению:

I0хв= V0•CB•tB ,

где СВ- теплоемкость воздуха, кДж/(м3К);

tB - температура холодного воздуха, поступающего в котлоагрегат (при отсутствии специальных указаний принимается tB = 300, для которой теплоёмкость воздуха СВ = 1,3 кДж/(м3 К) ).

Потеря теплоты от химической неполноты сгорания () обусловлена наличием в дымовых газов продуктов неполного горения (Н2, СО, СmНn и др.) и определяется как одна из расчётных характеристик топки в зависимости от её конструкции и вида сжигаемого топлива по данным таблиц 5.1-5.3.

Потеря теплоты от механической неполноты сгорания () обусловлена недожогом твёрдого топлива топочной камере (удалением из топки несгоревших топливных частиц со шлаком, выносим их с дымовыми газами или провалом через щели колосниковой решетки).

Потеря теплоты в окружающую среду () обусловлена наружным охлаждением котлоагрегата (потерей теплоты через его обмуровку) и при выполнении теплового расчёта определяется в зависимости от тепло- или паропроизводительности котла. пропорцианально количеству теплоты, отдаваемой газами соответствующим поверхностям нагрева, и учитывается введением коэффициента сохранения теплоты:

где зка - к.п.д. котлоагрегата, %.

Потеря с физической теплотой шлака () вводится в расчёт только при сжигании твёрдых топлив и обуславливается тем, что удаляемый шлак, имея высокую температуру, выносит из топки определённое количество теплоты. Величина потери q6 расчитывается по формуле:

где бшл= 1- бун - доля золы топлива в шлаке (бун - доля золы в топливе уноса, определяемая по данным таблицам 5.1, 5.2);

Коэффициент полезного действия котлоагрегата (зка, %), характеризующий эффективность использования располагаемой теплоты как:

Зка= 100 - ?qпот= 100 - (q2+q3+q4+q5+q6),

Полное количество теплоты, полезно использованное в паровом котле (Qка , кДж/ч), (теплоты воспринятой поверхностями нагрева и переданной рабочему теплу), находится по уравнению:

Qка= D•(in•iпб) + Dпр•(iI- iпв),

Dпр - расход воды на продувку котла, кг/ч, определяемый по соотношению:

где Р - величина непрерывной продувки, % (при отсутствии данных по величине продувки принимается Р = 5%.

Для водогрейного котлоагрегата полное количество полезно использованной теплоты (Qка , кДж/ч) принимаются равным его номинальной теплопроизводительности, а расход воды через котел (G,кг/ч) рассчитывается по формуле:

где i1 и i2- энтальпия воды на входе в котел и на выходе из него, кДж/кг, определяемые в зависимости от ее температуры и расчетного давления по данным таблицы 8.4.

Полный расход топлива, подаваемого в топку на горение (В, кг/с или м3/с), определяется по уравнению:



Расчетный расход твердого топлива (Вр, кг/с) учитывающий механическую теплоту сгорания и используемый в дальнейшем для определения суммарных объемов дымовых газов и теплоты, передаваемой в поверхностях нагрева котла, вычисляется по формуле:

Таблица 2.5 Расчет теплового баланса котла КВ-ГМ-30-150

Рассчитываемая величина	обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчет	Результат
Температура подогрева мазута перед форсункой	tT	0C	По таблице 8.1 мазут- М100, ротационная форсунка	-	100
Теплоемкость мазута	CT	кДж/кг·К	1,74+0,0025·tт	1,74+0,0025·100	1,99
Физическая теплота топлива (мазута) поступающего в топку	QФT	кДж/кг	Ст··tт	1,99·100	199
Распологаемая теплота	QPP	II	QHP+ QФТ	38800+199	38999
Температура уходящих газов	UYX	0С	По заданию	-	240
Энтальпия уходящих газов	IYX	кДж/кг	По таблице 3.2	При Uух=240C и бух=бд=,21	3748,2
Температура холодного воздуха	tB	0С	По § 8	-	30
Энтальпия теоретически необходимого количества воздуха	IXB0	кДж/кг	V0·CB·tB; CB=1,3 (кДж/м3К при tВ=300С	10,08·1,3·30	393,1
Потери теплоты а) от химического подожога	q3	%	Из расчетных характеристик топки	-	0,5
б) от механического подожога	q4	II	Не учитывается	-	0
в) с уходящими газами	q2	II			8,39
г) в окружающую среду	q5	II	По рисунку 8.1	При Q=11,63 МВт	1,0
д) с физической теплотой шлака	q6	%	Не учитывается	-	0
Сумма тепловых потерь	?qпот	II	q2+q3+q4+q5+q6	8,39+0+0,5+0+1,0+0	90,11
КПД котлоагрегата	зКА	II	100-?qпот	100-90,11	9,89
Теплота, полезно используемая в котлоагрегате	QКА	кДж/ч	Соответствует номинальной теплопроизводительностью котла	-	1256·10
Расчетный расход топлива	ВР	кг/с			0,99
Энтальпия воды на входе в котел	i1	кДж/кг	По таблице 8.4	При t1 =700С и P=2,5 Мпа	295,0
Энтальпия воды на выходе из котла	i2	II	По таблице 8.4	При t2 =1500С и P=2,5 Мпа	633,4
Расчетный расход воды через котел	G	кг/с			103,1
Коэффициент сохранения теплоты	Y	-			0,99

2.5 Тепловой расчёт топки

Расчёт теплообмена в топке целесообразно начинать с проверки величин видимых тепловых напряжений топочного объёма - qv (кВт/м3) и зеркала горения (только для слоевых топок)-qR (кВт/м2) :

или

Значения qv и qR, найденные по уравнениям и , не должны выходить за пределы рекомендуемых тепловых напряжений. Отклонение расчётных тепло напряжений от рекомендованного диапазона значений свидетельствует о недопустимых условиях организации топочного процесса.

Целью поверочного теплового расчёта топки заданной конструкции является определение температуры дымовых газов на выходе из неё (UIIT, 0C), которая находится из уравнения:

Адиабатическая (теоретическая) температура горения

Тб,К (Uб, %).

Адиабатическая температура горения - это такая температура, которая развивалась бы в топке при отсутствии теплообмена между топочными газами и луче воспринимающими поверхностями (экранами, обмуровкой и др.). Значение Uб определяется по величине полезного тепловыделения в топке - Qт ( кДж/кг ; кДж/м3):

При отсутствии подогрева воздуха, для слоевых и газомазутных топок, величина QВ может определяться по упрощённой формуле:

QB = бт · CB · tB ,

В которой температура воздуха - tВ=30 0С, а теплоёмкость воздуха - СВ =1,3 кДж/(м3 К).

По найденному значению полезного тепловыделения в топке Qт, равному энтальпии дымовых газов Iб при коэффициенте избытка воздуха бТ, используя I - U - таблицу находят величину адиабатической температуры горения Uб, 0С или Тб=Uб+273, K.

Параметр М, учитывающий влияние характера распределения температур в топке на интенсивность лучистого теплообмена, определяется в зависимости от конструктивных особенностей и конфигурации топочной камеры, вида сжигаемого топлива и способа его сжигания.

В частности, в «вертикальных» топках с верхним выходом газов параметр М находится по следующим эмпирическим уравнениям:

а) при сжигании газа и мазута:

М = 0,54 - 0,2·Хт;

б) при камерном сжигании малореакционных твердых топлив (АШ, Т), а также каменных углей с повышенной зольностью (типа Экибастузских):

М = 0,56-0,5·Хт;

Хт - относительное положение максимума температур по высоте топки:

,

3) Коэффициент тепловой эффективности экранов Шср.

Коэффициент тепловой эффективности экранов (Шс) характеризуется отношением количества лучистой теплоты воспринятой экранной поверхностью, и поступающему на ее суммарному тепловому потоку:

Шi = xi М оi

4) Степень черноты топки бТ.

Степень черноты топки определяется структурой, физическими свойствами топочной среды и лучевоспринимающих поверхностей.

5) Средняя суммарная теплоемкость продуктов сгорания VCср, кДж/(кгМ0С) или кДж/(м3М0С). Величина VCср, входящая в уравнение (9.3), определяется по соотношению:

При выполнении проверочного теплового расчета топки, для определения численных величин коэффициентов ослабления лучей трехатомными газами КГ, золовыми частицами Кзл и частицами сажи Кс, а также величины средней суммарной теплоемкости газов VCср, необходимо предварительно задаваться температурой газа на выходе из топки UTII и осуществлять расчет методом последовательных приближений. Значения температуры UTII рекомендуется принимать в диапазоне 900+1150 0С. Если расчетная температура газов UTII, полученная по уравнению (9.3) или по номограммой отличается от принятой предварительно более чем на 100 0С, задаются новой величиной UTII и вычесления повторяют. Если разница между принятыми предварительно вычесленным значениями UTII не привышает 1000С, то расчет топочной камеры считают законченым и в дальнейшем используют расчетное значение температуры газов на выходе из топки.

2.7 Аэродинамический расчёт газо-воздушного тракта

Как известно, в зависимости от типа и конструкции котельного агрегата, его мощности, сложности газового и воздушного трактов могут применяться различные схемы тяги и дутья в котельных установках.

При незначительной величине суммарного аэродинамического сопротивления газового и воздушного трактов используется обычно схема с естественной тягой и дутьём. В некоторых случаях осуществляется только искусственная тяга. В большинстве же котельных установок используется схема так называемой уравновешенной тяги, в которой дутьевой вентилятор преодолевает сопротивление воздуховодов, калорифера, воздухоподогревателя и топочного устройства, а дымосос - всего газового тракта таким образом, что в верхней части топки создаётся небольшое, близкое к нулю разряжение.

В любом случае тяго-дутьевые устройства должны обеспечивать перемещение требуемых количеств воздуха и дымовых газов в котельной установке. Выбор типа этих устройств осуществляется при аэродинамическом расчёте котельной установки на основе определения производительности тяго-дутьевых систем и перепада полных давлений в газовом и воздушном трактах.

В котлах с уравновешенной тягой аэродинамический расчёт выполняется раздельно для воздушного и газового трактов, а в установках, работающих под наддувом, весь газовоздушный тракт рассчитывается совместно.

Производительность тяго-дутьевой системы (расход воздуха или дымовых газов) Q, м3/ч определяется по данным теплового расчёта для номинальной нагрузки котельного агрегата.

Перепад полных давлений по тракту котельной установки (или на любом его участке) ДHп, Па находится по общей формуле: ДHп = ДH - Hс

Таблица 2.6 Расчёт теплообмена в топке котла КВ - ГМ - 30

Рассчет	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчёт	Результат
1	2	3	4	5	6
Видимое тепловое напряжение топочного объёма	qV	кВт/ мі	Bр · Qнр/ Vт	0,99 · 38800 / 36,5	1052,3
Теплота, вносимая в топку воздухом	QB	кДж/кг	бт· Vо · CB · tB	1,1 · 10,08 · 1,3 · 30	332,6
Полезное тепловыделение в топке	QT	"	100-q3-q4-q6 Qрр · ----------------- + QB 100-q4	38999 (100-0,5-0-0/100-0) + 332,6	39136,6
Адиабатическая (теоретическая) температура горения	ха	оС	По табл. 3.2	При бт = 1,1 и Qт = Jа	2000
Параметр	M	----------	По данным ЦКТИ	----------	0,54
Коэффициенты, учитывающие загрязнение:
А) для открытых экранов	ооткр	----------	По табл. 9.1	-----------	0,55
Б) для экранов, закрытых изоляцией	озакр	----------	По табл. 9.1	------------	0,1
Средний коэффициент тепловой эффективности экранов	Шср	----------	ооткр ·УHл.откр+озакр·УHл.закр ---------------------------- Fст	(0,55·39,69+0,1·8,526) /0,65	0,57
Температура газов на выходе из топки	хт"	оС	Принимается предварительно	-----------	930
Произведение	Pn · S	м · МПа	P · Rn· S	0,1·0,232·2,7	0,063
Коэффициенты ослабления лучей трёхатомными газами	Kг	1/ м · МПа	По рис. 9.5	При RH2O = 0,107 хт" = 930	4
Соотношение	Cр/Hр	-------	По характеристикам топлива	83/10,4	7,98
Коэффициент ослабления лучей частицами сажи	kс	1/м · МПа	хт" +273 0,3(2-бт)·(1,6 -------------- - 1000 - 0,5)· Cр/Hр	0,3(2- 1,1)[1,6(930+273/1000)-0,5] 7,98	1,51
Суммарная поглощающая способность светящейся части пламени	K · p · S	----------	(kг · Rn + kс)· P·S	(4·0,77+1,51)·0,1·2,7	1,239
Степень черноты светящейся части пламени	бCB	---------	По рис. 9.4.	-----------	0,7
Суммарная поглощающая способность несветящейся части пламени	K · p · S	----------	kг·Rn·P·S	4·0,77·0,1·2,7	0,831
Степень черноты несветящейся части пламени	бг	----------	По рис. 9.4.	----------	0,57
Коэффициент	m	--------	По рис. 9.7.	При qv = 1052,3 кВт/м3	0,9
Степень черноты факела	ба	--------	m · бCB +(1 - m) · бг	0,9·0,7+(1-0,9)·0,57	0,41
Тепловое напряжение стен топки	qFст	кВт/мІ	Bр · Qт/Fст	0,99·39136,6/48,2	803,8
Расчётная температура газов на выходе из топки	хтр"	0C	По рис. 9.2.	---------	1250
Энтальпия газов на выходе из топки	Jт"	кДж/ кг	По табл. 3.2	При бт = 1,1	17300
Количество теплоты, переданное экранам	Qл	"	ц ·(Qт - Jт")	0,99(39136,6-17300)	21837

2.8 Расчет теплообмена в конвективных поверхностях нагрева

10.1. Общие положения методики.

Для расчета конвективных поверхностей нагрева используются уравнения теплового баланса и теплообмена.

В уравнениях теплового баланса определяется количество теплоты Qб, отданное греющей средой - дымовыми газами или воспринятое нагреваемой средой - водой, паром и воздухом:

Qб= У(II- III+Дб· I0ХВ),

Qб=(iII-iI),

Qб=бВПСР·( IВ0II- IВ0I).

По уравнению теплообмена находится количество теплоты QТ переданное в процессе теплопередачи от греющей среды (дымовых газов) и к нагреваемой среде (воде, пароводяной смеси, пару, воздуху):

QТ=

В уравнениях - приняты следующие обозначения:

У- коэффициент сохранения теплоты;

II и III- начальная и конечная энтальпии дымовых газов;

?б- присос воздуха на рассчитываемом участке газохода;

I0КВ- энтальпия теоретического количества воздуха, необходимого для горения, кДж/кг или кДж/м3;

D- расход нагреваемого теплоносителя (воды или пара) на рассчитываемом участке, кг/ч;

Вр- расчетный расход топлива, кг/с или м3/с;

iI и iII- начальная и конечная энтальпии нагреваемого теплоносителями (воды и пара), кДж/кг;

бвпср- среднее значение коэффициента избытка воздуха в воздухоподогревателе;

I0IВ и I0IIВ- энтальпии теоретического количества воздуха, необходимого для горения, при температуре на входе в воздухоподогреватель и на выходе из него, кДж/кг или кДж/м3;

К- коэффициент теплопередачи, Вт/(м2К);

Н- поверхность нагрева рассчитываемого участка, м2;

?t- температурный напор, 0С.

10.2. Порядок расчета пароперегревателя.

Для пароперегревателей котлов, как правило, выполняется конструктивный тепловой расчет, поскольку температура перегрева пара обычно задана, а величина поверхности нагрева пароперегревателя в значительной степени зависит от вида сжигаемого топлива.

В котельных агрегатах низкого и среднего давлении обычно применяются конвективные пароперегреватели [2], представляющие собой параллельно включенные змеевики, составленные из труб малого диаметра (dr = 28:42 мм) и расположенные после топки после первых рядов труб кипятильного пучка.

Для расчета пароперегревателя используются уравнения , и

10.3. Порядок расчета конвективных пучков паровых и водогрейных котлов.

При поверочном тепловом расчете все конструктивные характеристики конвективного пучка (поверхность нагрева, диаметр и шаги труб, поперечное сечение газохода и др.) определяются из чертежа котла или по его паспортным данным, а температура и энтальпия продуктов сгорания перед котельным пучком принимаются из расчета топки или предшествующей поверхности нагрева.

10.5. Порядок расчета воздухоподогревателей.

С целью улучшения условий воспламенения и горения влажных и малореакционных топлив, а также при необходимости снижения потерь теплоты с уходящими газами, котлоагрегаты оборудуются воздухоподогревателями. Дымовые газы в таких воздухоподогревателях проходят внутри расположенных в шахматном порядке вертикальных труб диаметром 29:40 мм, омываемых снаружи в поперечном направлении воздушным потоком [3]. Скорость газов в воздухоподогревателях принимаются в пределах Wг = 8:12 м/с, а скорость воздуха- WB= (0,5·0,7)· WГ.

Расчет воздухоподогревателя, по аналогии с расчетом водяного экономайзера, основывается на условии равенства количества теплоты, определяемых по уравнениям , и .

Поверочный тепловой расчет воздухоподогревателя, ведется с целью определения конечных температур нагреваемого воздуха и дымовых газов.

Таблица 2.7 Расчет теплообмена в конвективных поверхностях нагрева котла КВ- ГМ-30-150

Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчёт	Результат
Температура газов перед фестоном		?С	Фестон	-	930
Энтальпия газов перед фестоном	IIФ	КДж/кг	IIФ= IIIТ	-	17300
Температура газов за фестоном		?С	Задаёмся двумя значениями	-	850 900
Энтальпия газов за фестоном	IIIФ	кДж/кг	По таблице 3.2.	При бТ=1,1	15866 16898
Тепловосприятие фестона (по уравнению теплового баланса)	QФб	II	У=( IIФ- IIIФ)	0,99(17300-15866) 0,99(17300-16898)	1420 400,5
Энтальпия воды на входе в фестон	IIФ	кДж/кг	i1+	295 +(21837·0,99/103)	504,8
Температура воды на входе в фестон	tIФ	?С	По таблице 8.4.	При iф=504,8 кДж/кг и Р=2,5 Мпа	118,5
Энтальпия воды на выходе из фестона	IIIФ	кДж/кг	IФI+	504,8+(1420·0,99/103) 504,8+(400,5·0,99/103)	518,4 508,6
Температура воды в фестоне	tIIФ	II	По таблице 8.4.	При iIIф=518,4 и 508,6 кДж/кг Р=2,5 МПа	118,9 118,7
Средняя температура воды в фестоне	tсрФ	II		118,5 + 118,9/2 118,5 + 118,7/2	237,4 237,2
Температурный напор на входе в фестон	? tб	II		930-237,4 930-237,2	692,6 692,8
Температурный напор на выходе из пестона	? tм	?С		850-237,4 900-237,2	612,6 662,8
Отношение температурных напоров		-	Проверка условия ?tб/?tм?1,7	692,6/612,6?1,7 692,8/662,8?1,7	1,130 1,045
Средняя (расчётная) температура газов в фестоне		?С			890 915
Средний температурный напор в фестоне	? t	II		890-237,4 915-237,2	592,6 677,8
Расчётный объём дымовых газов		м3/кг	По таблице 3.1.	При бT=1,1	4,294
Расчётная скорость дымовых газов	WФ	м/с		0,99·4,294(273+890)/273·4,4 0,99·4,294(273+915)/273·4,4	4,11 4,20
Номинальный коэффициент теплоотдачи конвекцией	бн	Вт/м2К	По рисунку 10.4.	-	45,3 45,5
Поправки: А) на геометрическую компоновку	CS	-	По рисунку 10.4.	При =S1/d=1,06 2=S2/d=60:64	1
б) на число рядов труб	Сz	-	По рисунку 10.4.	При Z2=4; 1=S1/d=1,06	1
в) на изменение физических характеристик среды	СФ	-	По рисунку 10.4	При и 9150С ЧН2О=0,41	1,05 1,09
Коэффициент теплоотдачи конвекцией	бК	Вт/м2К	бNМCSМCEМCФ	45,3М1М1М1,05 45,5М1М1М1,09	47,6 49,5
Температурный перепад	? tЗ	?С	По § 10.1	-	80
Температура загрязнёных стенок труб	tЗ	II	tфср+?tз	237,4 + 80 237,2+ 80	317,4 317,2
Произведение	PnS	мММПа	PМ Чп ·S	0,1М0,77М0,061	0,0046
Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами	KГ	1/ мММпа	По рисунку 9.5.	При ЧH2O = 0,41 срф= 890 0С и 915	40,7 40,0
Суммарная поглощающая способность газового потока	KМPМS	-	КГМ PМ Чп·S	40,7М0,77М0,1М0,061 40,0М0,77М0,1М0,061	0,191 0,187
Степень черноты газового потока	A	-	По рисунку 9.4.	-	0,18 0,16
Номинальный коэффициент теплоотдачи излучением	бr	Вт/м2К	По рисунку 10.7.	При tз=317,4 и 317,2 0С 890 и 9150С	170 172
Поправка на температуру незапылённого газового потока	CГ	-	По рисунку 10.7.	«	0,96 0,96
Коэффициент теплоотдачи излучением	бЛ	Вт/м2К	бrМaМCr	170М0,18М0,96 172М0,16М0,96	29,4 26,5
Коэффициент использования пестона	о	-	По § 10.1.	-	1,0
Коэффициент теплоотдачи от дымовых газов к стенкам труб	б1	Вт/м2К	оМ(бk+бл)	1(47,6+29,4) 1(49,5+26,5)	77 76
Коэффициент тепловой эффективности	Ш	-	По таблице 10.2	-	0,6
Коэффициент теплопередачи	K	Вт/м2К	ШМб1	0,6М77 0,6М76	46,2 45,6
Тепловосприятие фестона (по уравнению теплообмена)	QФТ	КДж/кг		46,2·5,54·592,6/103·0,99 45,6·5,54·677,8/103·0,99	153,2 172,9
Расчётная температура газов на выходе из пестона		?С	По рисунку 10.19.	-	905
Расчётная энтальпия газов на выходе из фестона	IIIФР	КДж/кг	По таблице 3.2.	При бТ=1,1	15986,2
Расчётное тепловосприятие фестона	QФ	II	У=( IIФ- IIIФР)	0,983(18442,4-17441,3)	1313
Температура газов перед конвективным пучком		?С	Конвективный пучок	-	905
Энтальпия газов перед конвективным пучком	II	КДж/кг	II= IIIФР	-	15986,2
Температура газов за конвективным пучком		?С	Задаёмся двумя значениями	-	200 300
Энтальпия газов за конвективным пучком	III	КДж/кг	По таблице 3.2.	При бK=1,15	3551 5410,3
Присос воздуха в конвективном пучке	Дб	-	бк -бT	1,15 -1,1	0,09
Энтальпия теоретического количества воздуха	I0КВ	КДж/кг	V0МCBМtB CB=1,3 кДж/м3К при tB=300С	10,08М1,3М30	393,1
Тепловосприятие конвективного пучка (по уравнению теплового баланса)	QБ	II	УМ( II- III+ДбМ I0ХВ)	0,99(15986,2-3551+0,09М393,1) 0,99(15986,2-5410,3+0,09М393,1)	12696,1 10855,4
Расчётная энтальпия воды на входе в конвективный пучок	iI	КДж/кг		504,8+(1313·0,99/103,1)	517,4
Расчётная температура воды на входе в конвективный пучок	tI	?С	По таблице 8.4.	При iI=517,4 кДж/кг и P=2,5 Мпа	124,5
Температура воды на выходе из конвективного пучка	tII	II	tII=t2	-	150
Средняя температура воды в конвективном пучке	tCP	II		124,5 + 150/2	137,25
Температурный напор на входе в пучок	Дtб	II		905-137,25	767,75
Температурный напор на выходе из пучка	ДtM	?С		200-137,25 300-1357,25	62,75 162,75
Средний температурный напор	Дt	II		(767,75- 62,75)/2,3lg(767,75/62,75) (767,75-162,75)/2,3lg(767,75/162,75)	273,1 384,2
Расчётная температура газового потока		II	tcp+Дt	137,25+273,1 137,25+384,2	410,35 521,45
Расчётный объём дымовых газов	VГ	м3/кг		4,294 + 3,423/2	7,717
Расчётная скорость газового потока	W	М/с		0,99·7,717(273+ 410,35)/273·1,22 0,99·7,717(273+521,45)/273·1,22	4,55 5,62
Номинальный коэффициент теплоотдачи конвекцией	бH	Вт/м2К	По рисунку 10.4.	При d=60 мм	48,5 55,4
Поправки: а) на геометрическую компоновку б) на число рядов труб в) на изменение физических характеристик среды	CS Cz CФ	- - -	По рисунку 10.4. По рисунку 10.4. По рисунку 10.4.	При 1=S1/d=1,06 2=S2/d=60:64 При Z2=64; 1=S1/d=2,29 При х = 410,35и 521,450С ЧН2О=0,107	0,543 0,720 1,1 1,04
Коэффициент теплоотдачи конвекцией	бк	Вт/м2К	бHМCSМCEМCФ	48,5М0,543М1,1М0,720 55М0,543М1,М0,720	19,1 21,7
Температурный перепад	ДtЗ	?С	По § 10.1.	-	60
Температура загрязненных стенок труб	tЗ	II	tcp+ДtЗ	137,25+60	197,25
Произведение	РПМS	мММпа	РМ Чп·S	0,1М0,77М0,072	0,00554
Коэффициент ослабления лучей трехатомными газами	КГ	1/ мММпа	По рисунку 9.5.	При ЧН2О=0,107	43,1 46,3
Суммарная поглощающая способность газового потока	KМpМS	-	КГМ Чп·РМS	46,3М0,77М0,1М0,072 43,1М0,77М0,1М0,072	0,0256 0,0238
Степень черноты газового потока	a	-	По рисунку 9.4.	-	0,256 0,238
Номинальный коэффициент теплоотдачи измерением	бн	Вт/м2К	По рисунку 10.7.	При tз=197,25 х = 410,35 и 521,450С	47,0 56,2
Поправка на температуру незапылённого газового потока	СГ	-	По рисунку 10.7.	«	0,94 0,97
Коэффициент теплоотдачи излучением	Л	Вт/м2К	бrМaМCr	47,0М0,256М0,94 56,2М0,238М0,97	11,3 12,9
Коэффициент использование конвективного пучка	о	-	По § 10.1	-	1
Коэффициент теплоотдачи от дымовых газов к стенкам труб	б1	Вт/м2К	о(бk+бл)	1(19,1+11,3) 1(21,7+12,9)	30,4 34,6
Коэффициент тепловой эффективности	Ш	-	По таблице 10.2.	-	0,6
Коэффициент теплопередачи	K	Вт/м2К	ШМб1	0,6М30,4 0,6М34,6	18,3 20,8
Тепловосприятие конвективного пучка (по уравнению теплообмена)	QT	кДж/кг		18,3·258,6·273,1/103·0,99 20,8·258,6·273,1/103·0,99	13055,6 20874,2
Расчётная температура газов на выходе из пучка		?С	По рисунку 10.20.	-	242
Расчётная энтальпия газов на выходе из конвективного пучка	IIIР	кДж/кг	По таблице III.2.	При бк=1,15	4283,1
Расчётное тепловосприятие конвективного пучка	QКП	II	У=( II- IIIР+ДбМ I0ХВ)	0,99(15986,2-4283,1+0,09М393,1)	11621,1

Проверочный тепловой баланс.

ДQ = Qрр · зка - (Qл + Qф + Qкп)·(1 - (q4 / 100)) = 38999 · 0,901 - (21837 + 1313 + 11621,1)·1 = 366,9 Дж

(ДQ / Qрр) · 100 = (366,9 / 38999)· 100 = 0,9 %

3. Технологическая часть

3.1 Очистка дымовых газов от окислов серы

Методы очистки дымовых газов могут быть подразделены на сухие и мокрые, а также действующие по схеме с использованием и без использования улавливаемой двуокиси серы. Технико-экономические расчеты показывают, что с увеличением содержания серы в топливе и соответственно концентрации двуокиси серы в дымовых газах увеличивается целесообразность применения способов с использованием двуокиси серы, и, наоборот, когда в топливе содержится относительно небольшое количество серы, а очистка дымовых газов все же требуется, экономически более оправданной является очистка газов без использования улавливаемой двуокиси серы. Такая закономерность объясняется тем, что с уменьшением содержания серы в топливе количество очищаемых газов остается постоянным, а количество производимой в результате очистки серной кислоты или какого-либо другого реализуемого продукта сокращается. В связи с этим капиталовложения в сероулавливающие установки и эксплуатационные расходы на очистку практически мало изменяются, а суммы, полученные от реализации продукции, уменьшаются.

В подтверждение этого положения следует привести материалы, полученные чехословацкими исследователями [9-5] при сравнении технико-экономических показателей известнякового, известкового, аммиачно-циклпческого и магнезитового методов очистки дымовых газов (табл. 9-1). Материалы этой таблицы показывают, что удельная стоимость очистки газов с ростом содержания двуокиси серы увеличивается для первых двух методов без использования уловленной двуокиси серы и снижается для двух других.

Учитывая масштабы производства серной кислоты в СССР, а также то, что экономически более целесообразно получать серную кислоту из газов, более богатых двуокисью серы, например из отходящих газов предприятий цветной металлургии, и что существующие сернокислотные заводы в основном будут использовать для производства традиционное сырье, можно перейти к заключению, что при развитии сероулавливания на ТЭС часть улавливаемой серы неизбежно будет направляться о отходы. Изложенные соображения подтверждаются мировой практикой в области сероулавливания. Например, в США основным направлением в области очистки газов ТЭС является применение способов нейтрализации двуокиси серы известняком, известью или доломитом. Руководствуясь высказанными соображениями, можно предполагать, что применение способов очистки дымовых газов, рассчитанных на использование уловленной двуокиси серы, на наших электростанциях будет ограничено только ТЭС, сжигающими угли с высоким содержанием серы типа углей Подмосковного и Кизеловского бассейнов.

Сухой известняковый способ очистки газов является технологически наиболее простым и требует наименьших капиталовложений. Поэтому исследованию процессов, происходящих при очистке газов этим методом, и его промышленному внедрению

Таблица 9-1. Технико-экономические показатели некоторых методов сероулавливания и эксплуатационной проверке в СССР и в особенности за рубежом уделялось много внимания [9-5, 9-6].

Известняковый	0,5 0,35 0,15	162 360 136270 97 760	48864 38 684 25122	--	23,27 18,42 11,96
Известковый	0,5 0,35 0,15	133 320 117250 93750	47 328 37 909 25 978	--	22,53 18,05 12,37
Аммиачно-циклический	0,5 0,35 0,15	231 354 213 746 190 638	20155 29 007 41991	65 616 45 799 19812	9,60 13,80 20,00
Магнезитовый	0,5 0,35 0,15	174 300 169 540 163020	12 384 7 798 4 024	72 384 50 554 20 536	5,90 6,90 9,80

Сущность этого способа заключается в добавлении к сжигаемому твердому топливу перед его размолом известняка или доломита в количестве, примерно в 2 раза превышающем стехиометрически содержание серы в исходном топливе. Смесь угольной пыли с молотым известняком подается в горелочные устройства котлоагрегата. В топке при горении угольной пыли известняк -- углекислый кальций диссоциирует на углекислоту и окись кальция, а последняя, двигаясь совместно с продуктами сгорания по газоходам котлоагрегата, взаимодействует с серным и сернистым ангидридами, образуя в конечном итоге сульфат кальция. Сульфат кальция совместно с золой и непрореагировавшей окисью кальция улавливается в обычных золоуловителях, например электрофильтрах.

Существует несколько вариантов этого способа, отличающихся между собой местом ввода известняка, доломита или готовой извести в топку или газоходы котлоагрегата, применением мокрой ступени для повышения степени очистки газов, устанавливаемой на выходе газов из котлоагрегата, и др.

В СССР имеется длительный опыт эксплуатации ТЭС, сжигающих сланцы, горючая масса которых содержит серу, а минеральная часть -- значительные количества карбоната кальция. Таким образом, сланец как бы является готовой смесью топлива с известняком, применяемой в этом способе очистки газов. Анализ работы сланцевых котлоагрегатов показывает, что, несмотря на восьмикратный избыток окиси кальция над серой в исходном топливе, химическое связывание окислов серы происходит только на 50--60%, и в уходящих газах наряду с двуокисью серы содержится значительное количество свободной окиси кальция. При меньшем избытке окиси кальция наблюдается и менее глубокая очистка газов от сернистых соединений; при двукратном избытке окиси кальция связывание двуокиси серы происходит только примерно на 30%. Отрицательным явлением, сопутствующим этому способу очистки газов, является образование прочных отложений золы и сульфата кальция на поверхностях нагрева, расположенных в газоходах котлоагрегатов в области температур 700--1000° С [9-7]. Эти отложения препятствуют нормальной работе котлоагрегатов, снижая их паропроизводительность по сравнению с номинальной, и требуют применения эффективных средств поддержания поверхностей нагрева в чистом состоянии. Малая эффективность очистки дымовых газов от окислов серы и значительное ухудшение эксплуатационных показателей работы котлоагрегатов являются причиной отказа от применения этого наиболее прост эго и дешевого по капитальным затратам способа очистки гг.зов. Разработано еще несколько сухих способов очистки газов, основанных, например, на адсорбции окислов активированным углем или полукоксом (метод «Рейнлюфт») или на взаимодействии SO2 с соединениями марганца (Япония), однако эти методы не расцениваются как перспективные.

Применение мокрых способов очистки дымовых газов от окислов серы имеет свои особенности. В соответствии с существующим в СССР санитарным законодательством эффект работы установок по очистке дымовых газов от вредных примесей следует оценивать по изменению их концентрации в атмосферном воздухе в районе расположения ТЭС на уровне дыхания человека. Такая оценка при наличии в очищаемых газах нескольких вредных примесей однонаправленного действия (см. гл. 2) и охлаждении газов в результате очистки может существенно отличаться от степени очистки газов, определенной как отношение концентрации примесей в газах, поступающих и выходящих из газоочистительной установки. Покажем это на примере. Допустим, что на действующей ТЭС, рассчитанной на сжигание м'алосернистого топлива, производится замена этого топлива на более сернистое и расчетная концентрация Ст

(см. гл. 3) двуокиси серы в атмосферном воздухе при работе ТЭС на новом топливе увеличилась от 0,5 до 2,0 мг/м3 и превышает установленную норму в 4 раза. В расчете принимается, что концентрация окислов азота в дымовых газах и атмосферном воздухе до и после замены топлива на ТЭС остается постоянной и в воздухе равной Cnox=0,0425 мг/м3, т. е. в 2 раза ниже ПДК. Для того чтобы концентрация двуокиси серы в воздухе при сжигании на ТЭС сернистого топлива не превысила ПДК, необходимо соорудить на ТЭС сероулавливающую установку со степенью очистки газов 75%.

При более высокой концентрации двуокиси азота, чем принятая в настоящем примере, степень очистки дымовых газов от двуокиси серы должна быть еще выше.

В этом расчете не учитывалось, что при применении мокрых способов температура очищенных газов понижается со 130-1500 С до температуры, близкой к точке росы, обусловленной упругостью паров воды в газах, т. е. примерно до 45--50° С. Охлаждение газов, выходящих из труб ТЭС, изменяет значение трех величин в формуле расчета рассеивания примесей в атмосфере (см. гл. 3). При охлаждении газов сокращается их объем, и в связи с этим уменьшается скорость их выхода из устья трубы в атмосферу, и, наконец, уменьшается Это означает, что охлажденные в сероулавливающей установке газы при выходе из дымовой трубы поднимаются над ее устьем на меньшую высоту, чем горячие газы, а поэтому, двигаясь с массой воздуха, при прочих равных условиях достигают земной поверхности в меньшей степени разбавленными воздухом и с более высокой концентрацией примесей.

Следует особо подчеркнуть, что в соответствии с принятой методикой расчета при охлаждении газов ухудшается рассеивание всех примесей. Например, если в дымовых газах содержатся двуокиси серы и азота и окись углерода, а в сероулавливающей установке улавливается только двуокись серы, то концентрация двуокиси азота и окиси углерода в воздухе в районе расположения ТЭС увеличивается.

Такую высокую степень очистки газов от двуокиси серы практически невозможно достигнуть, применяя существующие способы очистки. В связи с этим на всех без исключения сооруженных за рубежом промышленных сероулавливающих установках осуществляется подогрев очищенных мокрым способом газов перед выбросом их в атмосферу. В большинстве случаев на этот подогрев расходуется жидкое или газообразное топливо в количестве около 3% топлива, сжигаемого в котлоагрегате, оборудованном сероулавливающей установкой. Загрязняющие примеси этого топлива без очистки выбрасываются в атмосферу. Подогрев очищенных газов в теплообменнике за счет тепла неочищенных газов представляет значительные технические трудности и обычно не применяется.

<^ Очистка дымовых газов от двуокиси серы известью или известняком является наиболее разработанным процессом. Еще в 30-х годах в Великобритании на электростанции Бенксайд была сооружена и длительное время находилась в эксплуатации сероулавливающая установка, нейтрализующая двуокись серы известью [9-8]. В США находится в эксплуатации целый ряд сероулавливающих установок этого типа. Подобные установки разрабатываются фирмами Японии, Швеции, ФРГ. В СССР еще в 1938--1940 гг. подробно исследовалась работа опытно-промышленной установки по известковому способу [9-9]. В промышленном масштабе этот способ реализован на агломерационной фабрике одного из металлургических заводов.

Метод основан на нейтрализации сернистой кислоты, получающейся в результате растворения двуокиси серы, содержащейся в дымовых газах, наиболее дешевыми щелочными реагентами -- гидратом окиси или карбонатом кальция:

Са (ОН)2+ S62 = CaSO3 + Н2О; (9-11)

CaCO3 + SO2 = CaSO8 + CO2. (9-12)

В результате этих реакций получается сульфит кальция, частично окисляющийся в сульфат. Чем ниже концентрация двуокиси серы в дымовых газах, тем большая доля сульфита окисляется в сульфат.> В большинстве случаев продукты нейтрализации не используются и направляются в отвал. В редких случаях, например, в Японии продукты взаимодействия известняка с двуокисью серы превращают в сульфат кальция с целью очистки от двуокиси серы. Скруббер орошается водой, содержащей мелко размолотый известняк и продукты нейтрализации. Очищенные газы освобождаются от брызг раствора в брызго-уловителе, подогреваются и выбрасываются в атмосферу через дымовую трубу. К вытекающей из скруббера закисленной жидкости добавляется свежая известняковая суспензия для нейтрализации кислоты. После этого жидкость, пересыщенная сульфитом кальция, выдерживается в течение некоторого времени в емкости с целью завершения процесса кристаллизации сульфита кальция и насосом направляется на орошение скруббера. С течением времени в орошающей жидкости накапливаются кристаллы сульфита и сульфата кальция и остатки летучей золы. Когда концентрация твердых частиц достигает примерно 10--15% массы жидкости, часть суспензии выводится из цикла орошения с таким расчетом, чтобы концентрация твердых частиц в циркулирующем растворе оставалась постоянной. Удаленная из цикла орошения суспензия совместно или раздельно с золовой пульпой из бункера золоуловителя направляется на золоотвал. Приготовление суспензии известняка производится путем его дробления и размола на установке.

Простота технологии, отсутствие необходимости применения для изготовления аппаратуры дорогих кислотоупорных материалов, отсутствие аппаратов, работающих при повышенном давлении или вакууме, определяют более низкие капиталовложения в сероулавливающие установки по известняковому способу, чем для установок, работающих по технологии с использованием двуокиси серы.

Длительная работа опытных и промышленных установок по этому способу позволила установить процессы; вызывающие наибольшие трудности в работе этих установок, и частично разработать мероприятия, повышающие надежность их эксплуатации.

Установлено, что подмешивание известняка к исходному топливу и их совместный размол и подача в топку котлоагрегата хотя и обеспечивают более дешевое получение окиси кальция из известняки, но приводят к образованию отложений на поверхностях нагрева, ухудшающих теплообмен и снижающих выработку пара. Поэтому совместный размол и подача в топку топлива и известняка нецелесообразны.

Сульфит кальция СаSOз, образующийся в результате нейтрализации двуокиси серы известняком, имеет очень низкое значение предела растворимости и выпадает в виде кристаллов. Эти кристаллы образуются как в объеме жидкости, так и на поверхности аппаратуры и коммуникаций, уменьшая их проходное сечение. В результате этого сероулавливающие установки приходится периодически останавливать для очистки. Для уменьшения образования отложений сульфита кальция в скруббере применяется интенсивное орошение при больших удельных расходах жидкости. В орошающей жидкости поддерживается относительно высокая концентрация кристаллов сульфита кальция, чтобы кристаллизация происходила в основном на их поверхности. Между моментом добавления в раствор свежей суспензии известняка и поступлением жидкости на орошение скруббера обеспечивается определенное время, в течение которого пресыщение жидкости сульфитом кальция ликвидируется.

Одним из сложных процессов при очистке газов мокрым способом является эффективное улавливание брызг орошающего раствора из газов, выбрасываемых в атмосферу. Капли орошающей скруббер суспензии, содержащей много взвешенных частиц, осаждаясь на поверхностях элементов брызгоуловителей, образуют отложения, увеличивающие гидравлическое сопротивление аппаратов и требующие периодической очистки.

Влажные дымовые газы перед выбросом их в атмосферу подогреваются, для чего расходуется дополнительно жидкое или газообразное топливо.

Опыт показывает, что известняк не полностью используется при очистке газов и часть его сбрасывается с отработанной пульпой в отвал. Увеличение коэффициента использования известняка может быть достигнуто применением более активных его форм, обеспечением длительного контакта частиц известняка с кислой жидкостью и более тонким его размолом.

Наиболее вероятной областью использования отходов серо-улавливающях установок, работающих по известняковому способу, является переработка их на строительные материалы. В этом направлении в СССР были произведены опытные работы, показавшие, что путем окислительного обжига отходов сероулавливающих установок, улавливающих двуокись серы совместно с золой, возможно получать быстротвердеющий строительный вяжущий материал, имеющий после 28 дней хранения сопротивление сжатию более 500 кгс/см2. Однако обезвоживание и сушка отходов сероулавливающих установок являются дорогостоящими операциями.

Опытами доказано, что применение беззольных отходов сероулавливающих установок, содержащих в основном сульфит кальция, возможно для производства варочной кислоты в производстве сульфит-целлюлозы. Установлено, что при длительном хранении отходов сульфит кальция постепенно окисляется в сульфат.

Магнезитовый способ очистки дымовых газов от двуокиси серы разработан в СССР в 1938--1940 гг. на установке [9-Ю], сооруженной на электростанции, сжигающей подмосковный уголь. Сущность этого способа заключается в нейтрализации двуокиси серы суспензией окиси магния в скруббере по реакции

MgO + SO2 = MgSO3 (9-15)

Получающийся при этом сульфит магния пересыщает раствор и выпадает в виде относительно крупных кристаллов, содержащих шесть молекул кристаллизационной воды (MgSO3 ·Н2O). Кристаллы отделяются от раствора, сушатся, теряя при этом кристаллизационную воду, и направляются, в печь, где происходит термическая диссоциация сульфита магния по реакции

MgSO3= MgO + SO2, (9-16)

при которой регенерируется окись магния, а газообразные продукты содержат двуокись серы в концентрации, достаточной для производства серной кислоты по обычной технологии.

Магнезитовый способ является более простым по сравнению с аммиачно-циклическим. Единственной побочной реакцией при очистке газов окисью магния является окисление сульфита магния в сульфат:

2 MgSO3+O2=2 MgSO4

Этот процесс может быть сведен к минимуму добавлением к циркулирующему в системе орошения раствору некоторых веществ, в присутствии которых даже в незначительных количествах процесс окисления существенно замедляется.

Технологическая схема установки по очистке газов магнезитовым способом изображена на рис. 9-5. Дымовые газы из

Рис. 9-5. Принципиальная технологическая схема очистки дымовых газов от двуокиси серы магнезитовым способом

1 -- золоуловитель; 2 -- дымосос; 3 -- скруббер: * -- брызгоуловитель; 5 -- подогреватель очищенных газон; S -- дымовая трува: 7 -- сгуститель для удаления кристаллов сульфита магния на циркулирующего раствора; 8 -- фильтр; 9 -- сушилка кристаллов сульфита магния: 10 -- печь обжига кристаллов сульфита магния; 11 -- механический пилеотделитель; 12 -- электрофильтр для очистки газов, идущих на производство серной кислоты; 13 -- газы на сернокислотный завод: 14 -- силос оборотной окиси магния; 15 -- циклон пневмотранспортной линии окиси магния: 16- рукавный фильтр;17 -- емкость для приготовления суспензии описи магния; /8 -- сбориия циркулирующего раствора; 19 -- насос циркулирующего раствора; 20 -- бункер свежей окиси магния; 21--рукавный фильтр для очистки сушильного агента; 22 -- подача топлива и воздухе.

котлоагрегата поступают, а золоуловитель. Опыт показывает, что степень очистки газов от золы должна быть возможно более высокой* чтобы количество золы, которое улавливается жидкостью," орошающей скруббер, было минимальным, так как фильтрация этой вязкой жидкости от мелких золовых частиц является трудной операцией, связанной с некоторой потерей солей магния. Выходящие из золоуловителя газы дымососом направляются в скруббер. Скруббер орошается жидкостью, представляющей собой раствор сульфита и сульфата магния, в котором взвешены кристаллы сульфита магния и частицы золы и окиси, магния; последние нейтрализуют улавливаемую в скруббере двуокись серы. Степень очистки газов от SO2 составляет 90-- 92%. Очищенные в скруббере газы проходят через брызгоуло-витель, подогреваются до температуры 100--120° С и через дымовую трубу выбрасываются в атмосферу. К жидкости, вытекающей из скруббера, добавляется суспензия окиси магния, нейтрализующая кислые соединения, и жидкость насосом направляется вновь на орошение скруббера. По мере работы установки в жидкости накапливаются кристаллы сульфита магния, и увеличивается концентрация сульфата и мелкой золы. В связи с этим часть жидкости выводится из цикла орошения и направляется для отделения кристаллов в гидроциклон или классификатор. Количество удаляемого раствора обеспечивает постоянство концентрации сульфата магния и твердых частиц в орошающей скруббер жидкости. После отделения кристаллов часть жидкости фильтруется от частиц золы и возвращается в цикл орошения.

Кристаллы сульфита магния поступают в сушилку и высушенные -- в печь для обжига. В результате обжига образуется газ, содержащий около 8% двуокиси серы, который очищается от пыли окиси магния //, 12 и используется для получения серной кислоты 13. Окись магния 14 возвращается в систему очистки газов.

Принимается, что количество сульфата магния, удаляемого с кристаллами сульфита магния из цикла орошения в печь для обжига, эквивалентно его количеству, образующемуся в циркулирующей через скруббер жидкости.

На опытной установке были подробно исследованы процессы абсорбции двуокиси серы из газов, образования шестиводных кристаллов сульфита магния, окисления сульфита, разделения кристаллов от летучей золы. Вопросы сушки и обезвоживания кристаллов, а,также их обжиг исследовались на отдельной установке. В связи с этим работа установки на оборотном магнезите не производилась.

Положительной стороной магнезитового способа является возможность достижения высокой степени очистки газов от двуокиси серы без предварительного их охлаждения.

Обжиг кристаллов сульфита магния может производиться на химическом предприятии, отстоящем от сероулавливающей установки на некотором расстоянии, так как высушенные и обезвоженные кристаллы могут транспортироваться, например, колесным транспортом, так же как и регенерированная окись магния. Это обстоятельство позволяет сооружать сероулавливающие

в противном случае необходимо выводить на упарку дополнительное количество раствора и добавлять в систему соответствующее количество свежего аммиака.

При наличии в очищаемых газах даже небольших количеств сероводорода тиосульфат может образовываться за счет реакции

3 (NH4J2 SOB+ 2 HSS -f SO2 = 3 №)3 S A + H2O, (9-23)

в этом случае опасность разложения раствора значительно увеличивается. Для вывода тиосульфата часть раствора обрабатывается серной кислотой 43 в аппарате 42, при этом сульфит, бисульфит и тиосульфат аммония превращаются в сульфат с выделением двуокиси и элементарной серы. Раствор сульфата аммония идет на выпарку; сера отфильтровывается в фильтре 44 и используется как побочный продукт, а двуокись серы направляется в систему осушки 31.

Аммиачно-циклический способ очистки газов позволяет получить сжиженный 100%-ный сернистый ангидрид и сульфат аммония -- химические продукты, которые могут найти широкое применение в народном хозяйстве. Это обстоятельство является одним из главных преимуществ рассматриваемого способа очистки газов. К положительным сторонам следует отнести также отсутствие в цикле абсорбции и регенерации раствора операций с твердыми продуктами, интенсивно изнашивающими аппаратуру, что свойственно, например, известняковому и в особенности магнезитовому методам очистки газов. Преимуществом этого способа является также незначительное количество отходов относительно небольшое дополнительное увеличение грузооборота на ТЭС.

Вместе с тем аммиачно-циклический способ обладает и недостатками. Один из них -- необходимость предварительного л;-Сокого охлаждения дымовых газов перед абсорбцией дву-tp.cn серы. Такое глубокое охлаждение может быть достигнуто о при непосредственном контакте газов с большим количеством охлаждающей воды. При этом вода приобретает кислую реакцию, и нагревается примерно до 45--50° С. Такая вода t может быть сброшена в водоемы общего пользования, а ее циркуляция в системе охлаждения требует нейтрализации «слоты известью и охлаждения в градирне. При нейтрализации образуются соли кальция, которые кристаллизуются на поверхности аппаратов и коммуникаций системы охлаждения. Очищенные и охлажденные газы требуют значительного количества тепла для их подогрева перед выбросом в атмосферу. Поглощая из дымовых газов около 90% двуокиси серы и некоторое количество окислов азота, сероулавливающая установка по аммиачно-циклическому способу имеет и свои выбросы. К ним относятся выбросы воздуха из градирен, охлаждающих жидкость, вытекающую из скрубберов. Этот воздух может иметь запахи, так как жидкость соприкасается с дымовыми газами." Уходящие в атмосферу очищенные газы имеют некоторое содержание аммиака, который по выходе газов в атмосферу, охлаждаясь, соединяется с двуокисью серы и углерода с образованием тумана.

Слив аммиака 46 и сернистого ангидрида на соответствующих складах, выброс сушильного агента после сушки сульфата аммония являются дополнительными источниками загрязнения атмосферы. Сероулавливающая установка имеет и жидкие загрязненные стоки, например, из системы охлаждения, которые увеличивают трудности создания на ТЭС бессточных систем водоснабжения.

Дополнительный расход топлива, связанный с потреблением пара на регенерацию раствора, выпарку и сушку сульфата аммония, расход электроэнергии на собственные нужды сероулавливающей установки и расход топлива на подогрев очищенных газов -- все это в сумме составляет не менее 10% топлива, идущего на выработку тепла и электроэнергии. Этот дополнительный расход топлива обусловливает и дополнительные выбросы в атмосферу всех загрязняющих веществ.

Существенную роль играет высокая стоимость сероулавливающей установки, обусловленная многочисленной громоздкой аппаратурой, выполненной из кислотоупорных материалов. Большие площади, требующиеся для размещения оборудования сероулавливающей установки, практически исключают возможность ее сооружения на действующих ТЭС.

Анализ показывает, что промышленные установки по аммиачно-циклическому способу отсутствуют на зарубежных электростанциях,

Способ очистки дымовых газов от двуокиси серы сульфит-бисульфитным раствором солей натрия разработан в США и назван процессом Веллман-Лорд. В принципе этот способ аналогичен аммиачно-циклическому, только вместо солей аммония в процессе участвуют сернистокислые соли натрия. Поглощение двуокиси серы осуществляется при орошении дымовых газов жидкостью, содержащей сульфит натрия. При этом происходит реакция

Na2SO3 + SO2 -f H2O Z 2]NaHSO3. (9-24)

Образовавшийся бисульфит натрия поступает в отгонную колонну, где при нагревании раствора реакция (9-24) идет в обратном направлении. Выделившаяся из раствора в газовую

Рис

фазу двуокись серы является основным продуктом, который получается в результате очистки газов. Побочный продукт -- это сульфат натрия, получающийся в результате окисления сернистокислых солей. Сульфат удаляется из циркулирующего раствора выпариванием некоторой его части. Взамен выведенного сульфата натрия в орошающий раствор добавляется эквивалентное количество соды Na2CO3.