Содержание к диссертации
Введение
1. Современные проблемы промышленной пыле – и газоочистки и способы их решения
1.1 Взаимосвязанность проблем энергетики, экологии и экономики 13
1.2 Способы и аппараты газоочистки 16
1.2.1 Инерционные пылеуловители и методы их расчета 16
1.2.2. Конденсационный способ улавливания тонкодисперсной пыли .
1.2.3. Абсорбционные методы очистки газов 23
1.3. Цели и задачи диссертации 25
2. Уравнения сохранения многокомпонентного трехфазного парога зового потока с каплями жидкости и твердыми частицами в приложении к пыле – и газоочистным форсуночным скрубберам 27
2.1. Основные допущения 30
2.2 Уравнения сохранения 31
2.3. Замыкающие соотношения и граничные условия 34
3. Численный анализ и верификация модели 40
3.1. Численная реализация модели конденсационно-абсорбционной пыле –и газоочистки в ПФС
3.2. Численная реализация модели конденсационно-абсорбционной пыли – и газоочистки в СВ .
4. Система сквозного расчета многоступенчатой пыле- и газоочистки дымовых газов котельных и ТЭС .
4.1. Алгоритм расчета трехступенчатой пыле – и газоочистки и его численная реализация
4.1.1. Первая ступень 63
4.1.2. Вторая ступень 68
4.1.3. Третья ступень 71
4.1.4 Энергетический принцип сравнения пылеулавливающих аппаратов (ЭП) 73
4.1.5. Численная реализация системы расчета 75
4.2 Оценка эффективности двухступенчатой инерционно конденсационно-абсорбционной пыле - и газоочистки дымовых газов ко
тельных и ТЭС, работающих на угле 82
4.3. Пути интенсификации процессов пыле – и газоочистки в промышленных скрубберах форсуночного типа 88
4.4. Об организации конденсационной очистки дымовых газов ТЭС от пыли в скрубберах Вентури 93
4.5. Адаптация абсорбционной модели на хемосорбционные процессы очистки газов от вредных газовых компонентов 97
4.6. Применение конденсационно-абсорбционной математической модели пыле- и газоочистки для расчета ПДВ предприятия ОАО «Азот» (г. Кемерово) 113
Заключение 117
Библиографический список
- Инерционные пылеуловители и методы их расчета
- Замыкающие соотношения и граничные условия
- Численная реализация модели конденсационно-абсорбционной пыли – и газоочистки в СВ
- Энергетический принцип сравнения пылеулавливающих аппаратов (ЭП)
Инерционные пылеуловители и методы их расчета
Для очистки промышленных выбросов в атмосферу на предприятиях в зависимости от осуществляемых на них технологических процессов используется различное газоочистное оборудование. Известно много типов пылеулавливающих аппаратов и все они имеют свои индивидуальные характеристики. Самыми важными из них, по которым в основном проводят их выбор, являются эффективность пылеулавливания и гидравлическое сопротивление, определяющие качество очистки газов и энергозатраты на его достижение. Как правило, аппараты, обеспечивающие высокую эффективность, обладают и большими энергозатратами, при этом в условиях огромных объемов производства и ограниченности ресурсов (материальных и энергетических) их снижение имеет особо важное значение. По России, например, 20 % всей расходуемой электроэнергии приходится только на вентиляционные системы, то есть каждый пятый электродвигатель установлен в системах вентиляции или кондиционирования воздуха. Снижение энергозатрат на вентиляцию в целом и на обеспечение предельно допустимых концентраций вредных веществ в вентиляционных выбросах в частности может обеспечить значительную экономию энергетических и материальных ресурсов при реализации общей программы энергосбережения. При этом возникает целый ряд вопросов: как выбрать наиболее выгодный пылеуловитель, как сравнить между собой пылеуловители разных типов, каковы характеристики комплексов из газоочистных аппаратов, как рассчитать оптимальную компоновку аппаратов в газоочистную систему.
При сопоставлении различных такого типов пылеуловителей, где определяющими выделения частиц пыли из газового потока являются силы инерции 17 центробежные, кориолисовы, силы инерции столкновения частиц с каплями жид кости, с пленками жидкости и др., обычно рассматривают совокупность некоторых осредненных эксплуатационных характеристик во взаимосвязи между собой. Для получения же более строгих оценок необходимо проводить сопоставление аппаратов, например, по удельным энергозатратам на очистку газов с учетом дисперсности пыли, подлежащей осаждению с заданной эффективностью. Такое сравнение может быть осуществлено только с использованием фракционного коэффициента проскока, являющегося индивидуальной характеристикой каждого отдельного инерционного пылеуловителя [1, 2]. В этой связи зависимости для фракционных коэффициентов проскока аппаратов различного типа в [1, 2] приведены к одному обобщенному виду.
При решении конкретных задач очистки воздуха перед инженером проблема выбора определенного аппарата с целью обеспечения требуемого качества очистки при минимальных энергозатратах встает постоянно. Справиться с этой проблемой нелегко вследствие значительного различия в диапазонах характеристик пылеуловителей. Поэтому решать ее инженеру, как правило, приходилось «методом проб», проигрывая либо в качестве, либо в стоимости газоочистки. В этой связи целесообразно вне зависимости от коньюктуры рынка и ценообразования выделить такие основные характеристики аппаратов, которые позволили бы сравнивать их между собой на объективной основе. От коньюктуры рынка зависят стоимость энергии, оплаты труда, эксплуатационные затраты, капитальные затраты и т.д. В то же время независимыми являются энергозатраты, приходящиеся на осуществление работы по очистке единицы объема газов в аппаратах, выраженные в кДж/м3, и являющиеся основными (более 90 % [1, 2, 13]) в общей стоимости очистки газов, а также эффективность, которая связана с энергозатратами.
Названная проблема ставит чрезвычайно важную задачу о создании единой теории сравнения пылегазоочистного оборудования. Эта теория должна, во-первых, обобщить весь имеющийся экспериментальный и теоретический материал, во-вторых, дать способ описания характеристик известных аппаратов с единой позиции, и, в-третьих, сформулировать принципы, позволяющие из всего многообразия пылеулавливающей техники выбирать именно те конструкции, которые оптимально решают задачу газоочистки в конкретных условиях. До сих пор в научно-технической литературе отсутствовали примеры подобного подхода. Такая теория впервые была разработана на кафедре отопления и вентиляции (ОиВ) ТГАСУ под руководством д.т.н., проф. М.И. Шиляева и опубликована в работах [1, 2, 14 - 39].
На основе этой теории сформулирован энергетический принцип сопоставления инерционных пылеуловителей, представленный в работах [40 – 49], сущность которого заключается в математическом выражении связи между удельными энергозатратами на очистку газов в аппаратах, либо в их комплексах с индивидуальными характеристиками при равных эффективностях пылеулавливания. Математическая формулировка принципа позволяет находить оптимальные условия эксплуатации и компоновки аппаратов при минимальных энергозатратах, обеспечивая требуемую степень очистки газов.
В научно-технической, справочной и учебной литературе по проблемам газоочистки до сих пор не сложилось единого подхода к расчету пылеулавливающих аппаратов. Казалось бы, очистка газов от механических примесей в инерционных пылеуловителях, определяющаяся действием на частицу пыли в потоке сил инерции, должна была бы подчиняться общим закономерностям, зависящим от инерционного критерия, которые позволили бы построить единый метод их расчета. Тенденции к этому обобщению в литературе уже имели место в виде представления фракционного коэффициента проскока экспоненциальной зависимостью от числа Стокса, как известно, являющегося критерием инерционности движущихся в вязком потоке частиц. Такое соотношение экспериментально получено для скруббера Вентури [50 – 53], для пенного аппарата [54], насадочных колонн [52, 53], в такое же соотношение можно преобразовать формулу Дейча для электрофильтров [51, 55].
Замыкающие соотношения и граничные условия
Расчетная схема задачи для вертикального исполнения противоточного ПФС представлена на рисунке 2.2, а. На рисунке 2.2, б приведена схема взаимодействия капли диспергируемой форсунками промывочной жидкости с парогазовым потоком и частицами пыли.
При прямоточной схеме (рисунок 2.3) начальные параметры парогазового потока, орошающей жидкости и пыли задаются на одной стороне (входной) аппарата, результирующие получаются на выходе из аппарата. При противоточной схеме параметры парогазового потока и пыли задаются на одной стороне аппарата, параметры орошающей жидкости на противоположной (на выходе из аппарата). Прямоточная схема с точки зрения численной реализации является задачей Коши, противоточная – краевой.
Проведем расчеты для прямоточной схемы в соответствии с известными опытными данными для обобщенных объемных коэффициентов массообмена, приведенными в [115, с. 562], для различных газов, абсорбируемых на диспергируемую воду. Расчетная схема приведена на рисунке 2.3 (условно, конструктивное оформление может быть другим). Задачу будем решать в стационарной постановке. Граничные условия будем задавать при JC=0 (=0) следующим образом: для парогазового потока где S0 и S площадь поперечного сечения потока на входе и текущая, для ПФС S=So=const, р0 и р - парциальные плотности парогазового потока на входе и текущая по высоте (длине) аппарата; М{ и М - молекулярные массы і - го реагирующего и нереагирующего компонентов парогазовой смеси; к - количество компонентов в смеси. Эффективности улавливания пыли и извлечения газовых компонентов в ПФС определяются по их массовым расходам на входе и на выходе из аппаратов соотношениями:
На рисунке 3.1 приведены результаты расчетов абсорбции СОг на капли воды в прямоточном полом скруббере. Здесь на расчет по пределу растворимости (на концентрацию растворяющегося газа в капле) не накладывается никаких ограничений. Однако существует предел растворимости как экспериментальный факт для газов, представленный табличными данными в справочной литературе в виде коэффициента абсорбции , в объемных долях, приведенных к 0 С и давлению 0,1 МПа, либо в виде коэффициента растворимости qр в массовых долях к раствору или к растворителю [129, 130]. Так в [129] для (Т), м3 газа/ м3 воды, для СОг и СН4 приведены следующие данные (табл. 3.1):
Этим значением должна ограничиваться концентрация растворенного С02 в капле. Из рисунка 3.1, а видно, что согласно табл. 3.1 расчетное значение смik не достигает предела растворимости и меньше его на целый порядок. Так смik (Т k=278,63К, см. рисунок 3.1, в) =2,81-10 3 кг СЮ2/кг воды. Из рисунка 3.1, б видно,
Расчет абсорбции С02 в прямоточном форсуночном скруббере что в результате конденсации паров воды и абсорбции СО2 размер капли увеличивается незначительно, менее чем на 0,05 %, т.е. весьма мало конденсируется на капле паров воды и в то же время мало абсорбируется каплей СО2, рисунок 3.1, а. Расчетное количество массы абсорбируемого газового компонента каплями жидкости в скруббере определится по формуле, кг/чм2, Wiтеор = рсв 040 0Лг3600. (3.9) Для рассчитанного варианта с учетом парциальной плотности сухого воздуха на входе рсв 0=1,0363 кг/м3, газосодержания dСО0 =0,2 кг/кг сух. возд., С/0=0,25 м/с и гСО2 =0,022262 по формуле (3.9) будем иметь ,теор =1,0363-0,2-0,25-0,022262-3600 = 4,153 кг/чм2. (3.10) Сопоставим полученный результат с величиной, получаемой с помощью эмпирического объемного коэффициента массообмена, приведенного в [115, с. 562] (в наших обозначениях): R = 720770 9(9 45Я 0 Здесь Q - плотность орошения, м/ч, %Нз 0=0,19810"4 м2/с - коэффициент диффузии аммиака в воздухе при В0=0,1 МПа и Т0=273 К, Н - расчетная высота скруббера, м. Запишем величину извлекаемого компонента на единицу площади поперечного сечения аппарата через коэффициент P/v в виде, кг/чм2: э=P/VAp//, (3.12) где Арг - расчетное значение концентрационного напора на пути извлечения газового компонента х=0, х=1, где / - соответствует координате, на которой достигается термодинамическое равновесие в потоке для і-го компонента.
Подставляя (3.11) в (3.12), а также полагая 1=Н, как это принималось при обработке опытных данных [115], получим действительной Ар,-. Отсюда следует вывод, что эффективность пылеулавливания и массообмена надо вести не по измеренной разности концентраций пыли и газовых извлекаемых компонентов на входе и выходе, а по разности их массовых потоков в соответствии с законом сохранения массы, и лишь в том случае, если скорости потока на входе и на выходе равны или близки между собой, эффективности можно рассчитывать по действительному перепаду концентраций. На рисунке 3.1, г представлено распределение массового потока СО2 по высоте скруббера. Из рисунка 3.1, в и 3.1, г видно, что процесс абсорбции завершается задолго до выхода потока из скруббера, для данного варианта расчета при х/Н 0,1 (1,3 м). Следовательно, оставшаяся высота скруббера излишняя, что определить практически невозможно опытным путем.
Можно предыдущее сопоставление провести в относительной форме, что будет свидетельствовать о верности расчета коэффициента массообмена как мере, определяющей интенсивность процесса, на основе модели в сопоставлении с его экспериментальным выражением [115]:
Численная реализация модели конденсационно-абсорбционной пыли – и газоочистки в СВ
Различие результатов (3.22) и (3.23) составляет 8 %. Для расчетной высоты Н=1 м Wiэ = 12,257 кг/чм2 и 8 % с другой стороны. В случае и Н2S предел концентрации (растворимости) в воде в расчете не превышается (растворимость составляет для 20 С порядка 3,8510 3 кг Н2S/кг воды) (см. рисунок 3.3, а). Как видно из графиков, и здесь процесс абсорбции завершается уже на 1,3 - 1,5 м от входа в скруббер. Процентное различие расчетных и опытных данных объясняется тем, что экспериментальное значение объемного коэффициента массообмена «размазано» на всю высоту скруббера без учета достижения равновесного состояния на определенной высоте за пределами которой процесс абсорбции и массообмена прекращаются, и кроме того по всем высотам экспериментальных установок от 4,3 до 12 м [115]. Это обстоятельство не дает возможность оптимизировать габариты промышленного газоочистного оборудования на основе использования эмпирических значений коэффициентов массообмена.
Расчет процесса абсорбции по растворимостям l и qр Если для mрх (или Е) какого-либо газа табличных данных от температуры нет, а в справочнике имеются одновременно данные по растворимостям, например, l, м3 газа/ м3 воды, и qр, г газа/100 г воды, то можно l и qр связать с предельной плотностью насыщенного газа на поверхности капли ik ,пр., кг/м3, учитывая, что процесс его растворения идет в ее объеме достаточно быстро, т.е. характерное время растворения газа намного меньше характерного времени пребывания капли в рабочем объеме скруббера. Тогда р =10р. (3.24) Так в [129, с. 260-261] для S02 представлены табличные данные для / и qр, где в последней строчке табл. 3.2 нами приведен перерасчет р80Апр по формуле
Последующий расчет проводится по общей схеме (формулы (2.31)–(2.35)). Результаты расчета представлены на рисунке 3.4 при вентиляционных условиях влажности воздуха d0=0,02 кг/кг сух. возд., dо2,о=0 2 кг/кг сух. возд., dСн4,о=0 2 кг/кг сух. возд. Остальные параметры приведены в подписи к рисунку. Для данного варианта расчета получено rso =51,1 %, тсн =0,08 %. Предельное значение концентрации SO2 в капле далеко не достигается, также и для СЩ Исходя из табличных данных по коэффициенту абсорбции а, м V воды (см. табл. 3.1):
Сравнение WiTSOp и WiЭ для S02 свидетельствует о хорошем согласовании теории с экспериментом. Как показывает расчет, рисунке 3.4, в, метан практически водой не абсорбируется. Однако и для метана сопоставление расчета с опытом дает удовлетворительное согласование: WiTeop = 0,1624 900 0,00079541 = 0,11626 кг/ч-м2; Wi з = 28685,9 0,1539 0,151 0,1624 0,00079541 0,715 = 0,1026 кг/ч-м2 при Н=4,3 м, А=11,75 %. При Н=7 м Wi3 = 0,1217 кг/ч-м2 и А=4,5 %. Заметим, что высота абсорбера Н в экспериментальной зависимости для рiv принята неправомерно. Оптимальная и расчетная высота установки должна быть равной пути l, на котором завершается процесс извлечения компонента. В большинстве рассчитанных нами случаев он завершается значительно раньше, на высоте меньшей принятой высоты абсорбера Н= 12,75 м. 8/8 Н =12,75 м; q =0,015 м3/м3; Ью =700 мкм; Vm =24,5 м/с; U0 =0,25 м/с; Тт =278 К; ТЬо =293 К; do =0,02 кг/кг сух. возд.; 4о2,о =0,2 кг/кг сух. возд.; d 0 =0,2 кг/кг сух. возд.; л3о2 =0,51064; Лсн4 =0,00079541 Рисунок 3.4 - Расчет абсорбции S02 и СЦ в прямоточном форсуночном
В этой связи при сопоставлении опытных и расчетных данных в опытной зависимости для коэффициента массообмена нами проведено варьирование расчетной высоты в пределах высот испытанных установок от 4,3 м до 12 м [115]. Для СН4 mрх аппроксимируется зависимостью
На рисунке 3.5 представлены расчеты совместного конденсационного улавливания пыли и абсорбционного извлечения сероводорода из паровоздушного потока в прямоточном полом скруббере. Расчетные параметры приведены под рисунком. Из рисунка 3.5 а) видно, что даже при повышенном влагосодержании размер капель за счет конденсации увеличивается слабо. Так что для подобных процессов уравнение движения капель можно рассчитывать с постоянной массой.
Размер «образований» за счет конденсации на них паров воды увеличивается существеннее: для 0=0,01 мкм в 2,1 раза, для 0=0,1 мкм в 2,3 раза, для 0=1 мкм в 32 и более раз при той же общей концентрации пыли на входе 1,72 г/м3. В первом случае частицы не улавливаются, во втором улавливаются на 5,76 %, в третьем на 100 % уже сразу на входе в аппарат. Стабилизированное состояние по концентрациям растворяющегося Н2S в каплях и в конденсате на «образованиях» наступает далеко до выхода потока из скруббера для данного варианта расчета. Процесс конденсации водяных паров по выходе потока из аппарата для частиц также уже завершается (см. рисунок 3.5, ж.) так что, в данном случае высота аппарата как абсорбера более 1,5 м является излишней и конструктивно можно ограничиться 2 м. Из рисунков 3.5, г и 3.5, д видно, что в конденсате на частице и в каплях концентрация растворенного Н2S возрастает, но не превосходит предела растворимости (в данном случае порядка 3,8510-3 кг Н2S/кг воды).
На рисунке 3.6 приведены результаты расчета процесса абсорбции Н2S и конденсационного улавливания пыли разных размеров в скруббере Вентури. В качестве примера для расчета выбран скруббер Вентури со следующими параметрами: диаметр горловины трубы Вентури dг=0,02 м, длина диффузора /=0,2 м, угол раствора диффузора а=6 (а=6-7, //4=10-15 - рекомендуемые для нормализованной трубы Вентури [50, 115]), скорость парогазового потока в горловине трубы [7o=80 м/с, начальная скорость капель в горловине трубы КАО=4М/С, коэффициент орошения q =0,015 м3/м3, температура парогазового потока и капель в горловине трубы Т00=333 К и Т =278 К соответственно, концентрация частиц пыли на входе рчо=1,72 г/м3, размер частиц пыли 5ч0=0,1 мкм, влагосодержание пара воды на входе задавалось равным i0=0,2 кг/кг сух. возд., газосодержание du so =0,1 кг/кг сух. возд.
Энергетический принцип сравнения пылеулавливающих аппаратов (ЭП)
Предлагается система сквозного расчета комплексной многоступенчатой инерционной и абсорбционно-конденсационной пыле- и газоочистки дымовых газов котельных и ТЭС, работающих на угольном топливе, с помощью аппаратов различных типов. Система расчета, реализуемая на ЭВМ, позволяет оптимизировать выбор аппаратов, их компоновку, габариты и режимные параметры их работы по минимуму металло- и энергозатрат при обеспечении требуемых норм концентраций вредностей в выбросах в атмосферу.
В основу системы расчета положены универсальный метод расчета инерционных пылеуловителей (УМР) [1, 2], для которого составлен единый банк данных (БД) по основным характеристикам, отвечающим за качество пылеулавливания и за гидравлическое сопротивление аппаратов, а также энергетический принцип (ЭП) сравнения пылеуловителей и систем из них (каскадных, батарейных) по удельным энергозатратам на очистку газов. УМР и ЭП с использованием БД позволяют расчетным путем подобрать менее энергоемкое пылеулавливающее оборудование для I-ступени сухой очистки дымовых газов от пыли. При этом I-я ступень в свою очередь может быть двух – и трехступенчатой. Количество ступеней определяется вариацией расчетов. II-я и III-я ступени рассчитываются на основе обобщенной абсорбционно конденсационной модели, [главы 2 и 3], в которых осуществляется очистка пыли, вынесенной из I-й ступени конденсационным способом за счет ее укрупнения конденсатом паров жидкости и повышения инерционно – столкновительного эффекта частиц с каплями жидкости в форсуночных аппаратах (скрубберах Вентури (СВ), полых форсуночных скрубберах (ПФС)). В этой ступени практически полностью улавливается на капли пыль и абсорбируется значительная часть вредных газов, таких как SO2, NOx, на каплях и конденсате на частицах. В III-ей ступени окончательной очистки газов от вредных газовых компонентов могут быть использованы ПФС, но наиболее выгоднее применять пенные аппараты (ПА), для которых в [94-96] разработаны собственные модели абсорбционной газоочистки. В настоящей главе представлены примеры расчетов, иллюстрирующие возможности предлагаемой системы сквозного расчета оптимизировать в инженерной практике выбор, компоновку и условия работы сложного пылегазоочистного оборудования предприятия топливно энергетического комплекса.
Автором настоящей работы предлагается для очистки дымовых газов ТЭС, котельных от пыли и вредных газовых компонентов, таких как SO2, NOx и пр., многоступенчатая система, состоящая из первой ступени сухого пылеулавливания (I), из второй ступени мокрой конденсационно-абсорбционной пыле- и газоочистки (II) и третьей мокрой окончательной абсорбционной газоочистки от вредных газовых компонентов (III) (рисунок 4.1).
Каждая из ступеней по отдельности и система в целом могут быть рассчитаны на основе методов, разработанных авторами работ [1, 2, 94 - 96, 126, 127, 135 - 141]. Рассмотрим подробно и последовательно подходы и основы расчета пыле- и газоочистки на отдельных ступенях, условия перехода от ступени к ступени и получение окончательного результата по параметрам вредных компонентов в выбросах в атмосферу.
На этой ступени I используются аппараты сухой инерционной очистки газов от пыли, в частности, циклоны различных типов, либо другие устройства, например, дымососы-пылеуловители, жалюзийные пылеуловители и др. Она может состоять в свою очередь из нескольких ступеней, но, как показано в [1, 2], не более 3-х. В [1, 2] изложен универсальный метод расчета (УМР) инерционных пылеуловителей, базирующийся на представлении фракционного коэффициента проскока K в виде обобщенной экспоненциальной зависимости от безразмерного числа Стокса: Ks=c = ras n , (4.1) c вх где c5вх и c5вых - входная и выходная концентрации частиц пыли размером (диаметром) в аппарате; a и n - постоянные, определяющие пылеулавливающие качества аппарата (занесены в банк данных (БД)) (табл. 4.1); Stk - число Стокса:
Как правило, в батарею устанавливаются параллельно однотипные аппараты для очистки общего расхода газа ZE. Пусть на первой ступени сухой очистки газов от пыли их будет Кх. Так что расход через каждый отдельный аппарат будет равен L L jK1. Если линейные размеры d есть диаметры расходных сечений аппаратов, то на первой ступени Vr"h- (4.3) 1 ndf Здесь dx - диаметр расходного сечения аппарата, например, для циклона - это его диаметр, выбирается по рекомендуемой расчетной скорости vx [1, 2, 13] и количеству циклонов K \. Полная эффективность пылеулавливания на первой ступени сухой очистки выражается интегралом СО x\x=\-\Kbxg\b)db = \-Kzx, (4.4) о где Ки и К51 - суммарный (полный) и фракционный коэффициенты проскока первой ступени сухой очистки: 1 " 18 KS1 = e-aiStk", Stk, = Ь»ї1і s (4.5) a1, n1, V1, d1, 1 – отвечают первой ступени. Динамическая вязкость газа 1 вычисляется по формуле