И. Я. Сигал
ЗАЩИТА
ВОЗДУШНОГО
БАССЕЙНА
ПРИ
СЖИГАНИИ
ТОПЛИВА
Издание второе, переработанное
и дополненное
ЛЕНИНГРАД
«НЕДРА»
ЛЕНИНГРАДСКОЕ
ОТДЕЛЕНИЕ
1988
ББК 31.35
С34
УДК 632.15
Рецензент д-р техн, наук В. А. Спейшер
Сигал И. Я.
С34 Защита воздушного бассейна при сжигании топлива.— 2-е
изд., перераб. и доп.— Л.: Недра, 1988.— 312 с.: ил.
ISBN 5—247—00078—1
Сформулированы основные результаты отечественного и зарубежного
опыта по снижению содержания вредных веществ при сжигании топлива.
Особое внимание уделено условиям образования и методам уменьшения
выброса оксидов азота в атмосферу. Охарактеризованы условия их обра-
зования, рассмотрены процессы малотоксичного сжигания топлива.
Для инженерно-технических работников, занимающихся сжиганием
топлива и защитой воздушного бассейна от загрязнения.
С 2303010000—336 ... ос
V -------------- 14/'— о о
043(01)—88
ББК 31.35
ПРОИЗВОДСТВЕННО-ТЕХНИЧЕСКОЕ ИЗДАНИЕ
Сигал Исаак Яковлевич
ЗАЩИТА ВОЗДУШНОГО БАССЕЙНА
ПРИ СЖИГАНИИ ТОПЛИВА
Редактор издательства Л. А. Кобылок
Переплет художника А. А. Власова
Технический редактор Н. П. Старостина
Корректор Е. А. Стерлина
ИБ № 6616
Сдано в набор 28.03.88, Подписано в печать 16,08.88.	М-41220. Формат
бОХОО’/щ. Бумага тип. № 1. Гарнитура литературная. Печать высокая. Уел.
печ. л. 19,50. Усл. кр.-отт. 20,0. Уч.-изд. л. 21,0. Тираж 8910 экз. Заказ
№ 825/740. Цена 1 р. 50 к.
Ордена «Знак Почета» издательство «Недра», Ленинградское отделение.
193171, Ленинград, С-171, ул. Фарфоровская, 18.
Ленинградская типография № 4 ордена Трудового Красного Знамени Ле-
нинградского объединения «Техническая книга» им. Евгении Соколовой Со-
юзполиграфпрома при Государственном комитете СССР по делам изда-
тельств, полиграфии и книжной торговли. 191126, Ленинград, Социалистиче-
ская ул., 14.
ISBN 5—247—00078—1
© Издательство «Недра», 1977
© Издательство «Недра», 1988,
с изменениями
ПРЕДИСЛОВИЕ
Защита атмосферного воздуха от загрязнения является одной
из наиболее острых проблем современности.
Развитие энергетики и промышленности неизбежно сопровож-
дается увеличением потребления топлива, обрабатываемых ма-
териалов и ростом количества образующихся токсичных веществ.
Значительная работа по изучению загрязнений атмосферного воз-
духа и созданию методов и оборудования для снижения выбро-
сов токсичных веществ в атмосферу проводится Главной геофи-
зической обсерваторией им. А. И. Воейкова, институтами гигиены
им. А. Н. Сысина, им. Ф. Ф. Эрисмана, им. А. Н. Марзеева, инсти-
тутами НИИОГаз, Гипрогазоочистка, ВТИ им. Дзержинского,
ЭНИН, ВНИПИЧерметэнергоочистка, Академией Наук УССР
(Институтом газа, Институтом технической теплофизики и Ин-
ститутом физической химии), а также рядом других органи-
заций.
К настоящему времени в СССР достигнуты значительные ус-
пехи в борьбе за снижение содержания отдельных веществ в воз-
духе. Но углубление урбанизации приводит к увеличению газо-
образных выбросов (оксидов углерода, азота и серы), поступаю-
щих главным образом с продуктами сгорания топлива, в воздушном
бассейне городов. Методы, исключающие или снижающие
поступление в атмосферный воздух таких токсичных веществ,
образующихся в процессе горения, как оксиды азота, оксид угле-
рода, альдегиды, не освещены в достаточной мере.
В книге сделана попытка на основании работ, выполненных
в СССР и за рубежом, в том числе проводимых автором и сотруд-
никами Института газа АН УССР, рассмотреть условия образо-
вания и методы снижения выбросов оксидов азота топливосжи-
гающими устройствами.
I*	3
Автор выражает глубокую благодарность сотрудникам отдела
защиты атмосферного воздуха от загрязнения Института газа
АН УССР.
Автор особо благодарен Н. А. Гуревичу, совместно с которым
разработан ряд вопросов, изложенных в гл. 3, С. С. Нижнику,
А. В. Марковскому, Г. Ф. Найденову, Э. П. Домбровской,
О. И. Косинову, Е. М. Лавренцову, В. Г. Ляскоронскому,
А. С. Кущу, А. Н. Дубошию, совместно с которыми выполнен ряд
работ, освещенных в книге, доктору технических наук, профес-
сору В. А. Спейшеру за большой труд по рецензированию книги
и Е. С. Кернажицкой за большую помощь в подготовке рукописи
к печати. Раздел «Образование диоксида азота в процессах горе-
ния» написан А. И. Сигалом.
Глава 1
СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ПРОБЛЕМЫ
ЗАЩИТЫ АТМОСФЕРНОГО ВОЗДУХА
Во второй половине XX в. проблема защиты окружающей че-
ловека среды от загрязнения приобрела огромное значение для
всех высокоразвитых государств. В нашей стране это нашло под-
тверждение в решениях XXVI и XXVII съездов КПСС, в приня-
том в 1980 г. Верховным Советом Законе СССР «Об охране ат-
мосферного воздуха». Защита атмосферного воздуха является
одной из основных задач в охране окружающей среды от загряз-
нения. В материалах декабрьского 1983 г. и июльского 1985 г.
Пленумов ЦК КПСС подробно рассмотрено высокое экономиче-
ское и социальное значение природоохранных мероприятий, в де-
кабре 1984 г. на заседании Политбюро ЦК КПСС принято Поста-
новление ЦК КПСС и Совета Министров СССР о дополнитель-
ных мерах по предотвращению загрязнения воздушного бассейна
городов, а в марте 1983 г. вступила в действие Конвенция Евро-
пейской Экономической комиссии ООН о трансграничном загряз-
нении воздуха, принятая при активном участии СССР.
Несмотря на то что на долю природных источников загрязне-
ния воздуха приходится свыше 50 % соединений серы, 93 % окси-
дов азота, значительная доля оксида углерода и ряд других за-
грязнителей, все же наибольшую опасность создают искусствен-
ные источники загрязнения воздуха, связанные с деятельностью
человека, в первую очередь процессы сжигания топлива.
В отличие от природных искусственные источники загрязнения
отличаются крайней неравномерностью распределения. Отметим,
например, что на Северное полушарие приходится 95 % выбро-
сов оксидов азота и 93 % сернистого ангидрида, поступающих из
промышленных источников [1]. Еще более значительная неравно-
мерность распределения концентрации загрязнителей отмечается
между сельскими и городскими местностями. Большим городам
обычно соответствует более высокое содержание загрязнителей
в атмосферном воздухе.
Поступление в атмосферный воздух огромных объемов про-
дуктов сгорания топлива от котлов, промышленных печей, а также
отработанных газов автомобилей изменяет состав атмосферного
воздуха, часто приближая концентрации токсичных веществ
5:
ТАБЛИЦА 1-1
Состав природного воздуха и пороги восприятия запаха или биологического действия
его компонентов [2]
Компонент	Концентрация в чистом воздухе	Порог восприятия запаха или биологи- ческого действия
Азот N2, %	78,09		
Кислород О2, %	20,95	80
Аргон Аг, %	0,93	75
Диоксид углерода СО2, %	0,02—0,04	2
Диоксид азота N2O, мг/м3	2,0	10 000
Оксид углерода СО, мг/м3	0,2	200
Метан СН4, мг/м3	0,8—1,5	300 000
Сернистый ангидрид SO2, мкг/м3	60	3 000
Озон О3, мкг/м3	0—10	15
Оксид азота NO, мкг/м3	1—2	—
Диоксид азота NO2, мкг/м3	2—9	200
Сероводород H2S, мкг/м3	20	800
Аммиак NH3, мкг/м3	20—40	15 000
Формальдегид НСНО, мкг'м3	20	200
Хлор С12, мкг/м3	8	2 000
Иод 12, мкг/м3	1	600
к опасным по биологическому действию на человека, животных,
растения, приводит к быстрой коррозии металлов.
Исследования, проведенные в СССР и за рубежом, позволяют
определить подробный состав чистого воздуха. Содержания неко-
торых основных газов и основных загрязнителей в чистом воздухе
по данным [2] приведены в табл. 1-1.
Быстрый прогресс техники в послевоенные годы сопровож-
дался возрастающим потреблением топлива в энергетике и про-
мышленных установках, развитием автомобильного транспорта,
осуществлением новых технологических процессов в металлурги-
ческой, химической, нефтехимической и других отраслях промыш-
ленности. Увеличение потребления топлива и количества обраба-
тываемых материалов, а также формирование технологических
процессов приводят к увеличению количества токсичных веществ,
поступающих в атмосферу, в 2 раза за каждые 12—14 лет.
В 1970—1980 гг. во всех.развитых странах организован регуляр-
ный контроль за загрязнением атмосферного воздуха. В СССР
этой работой руководил Госкомгидромет СССР, в США — Агент-
ство по охране окружающей среды (ЭПА), в Великобритании —
лаборатория Уоррен Спринг Министерства промышленности,
в ФРГ — Институт водного хозяйства и поддержания чистоты
воздуха в г. Кёльне.
В 1980 г. Верховным Советом СССР утвержден закон СССР
«Об охране атмосферного воздуха», строго регламентирующий
выброс вредных веществ в атмосферу существующими предпри-
<?
ТАБЛИЦА 1-2
Максимальные разовые ПДКМ, р и среднесуточные ПДКС, с некоторых вредных
веществ в атмосферном воздухе населенных мест, мг/м3* [8]
Вещество	Химическая формула	ПД«м. р	ПДКС. с
Диоксид азота	no2	0,085	0,040
Оксид азота	NO	0,60	0,060
Оксид углерода	СО	5,0	1,0
Сернистый ангидрид	so2	0,5	0,05
Сероводород	H2s	0,008	0,008
Формальдегид	ясно	0,035	0,012
Сажа	с	0,15	0,050
Пыль нетоксичная	—	0,5	0,15
3,4-бензпирен	^20^ 12	—	0,000 001
Озон	Оз	0,16	0,03
Пятиоксид ванадия	V2O5	—	0,002
Бензол	с6н6	1,5	0,5
Акролеин	С3Н4О	0,3	0,1
Аммиак	NH3	0,2	0,2
Ацетон	С3Н6О	0,35	0,35
Стирол	с8н3	0,04	0,002
Толуол	С7Н8	0,6	0,6
Хлор	С12	0,1	0,03
* Эффектом суммации обладают: сернистый ангидрид и диоксид азота; озон, диоксид
азота и формальдегид; сернистый ангидрид и сероводород; сернистый ангидрид и фенол;
сернистый ангидрид, серный ангидрид, аммиак, оксиды азота.
ятиями и запретивший ввод в эксплуатацию новых и реконструи-
рованных предприятий, не удовлетворяющих требованиям по
охране атмосферного воздуха. Концентрации токсичных веществ
ограничены в СССР жесткими санитарными нормами. Для атмос-
ферного воздуха основное значение имеют максимальная разовая
и среднесуточная предельно допустимые концентрации (ПДК)
вредных веществ в атмосферном воздухе населенных пунктов. Мак-
симальная разовая ПДК вещества в атмосферном воздухе опре-
деляется, как максимальная концентрация, неощутимая для реф-
лекторных систем человека. В табл. 1-2 приведены ПДК для не-
которых основных загрязнителей атмосферного воздуха.
При наличии эффекта суммации должны выдерживаться сле-
дующие соотношения:
С1 4- -2- +--------и- Сп-<1,	(1-1)
77Д/Д ПДК2	ПДКп
где С], С2,..., Сп — фактические концентрации вредных веществ
в атмосферном воздухе; ПДДЬ ПДК2,..., ПДДП — предельно до-
пустимые концентрации вредных веществ в атмосферном воздухе.
Например, для ПДК сернистого ангидрида и оксидов азота в про-
7
ТАБЛИЦА 1-3
Стандарты качества воздуха некоторых стран, мг/м3
Вредные вещества	Концентрация	США	Вели- кобри- тания	Япония	ФРГ	Франция	Италия
so2	средн егодовая	0,08	0,06			0,14	0,07		
	среднесуточная	0,365*	0,20**	0,106	—	—	0,08
							(0,25)**
	среднечасовая	—	—	0,266	—	—	—
	средняя за 30 мин	—•	—	—	0,40**	—	—
no2	среднегодовая	0,10	—	—	0,08	—•	—
	среднесуточная	—	—	0,076—0,115	—	0,2	—
	среднечасовая	—	—		—	—	q 2****
	средняя за 30 мин	—	—	—	0,3**	—	—
со	среднегодовая	—	“—	—	10	—	—
	среднесуточная	—	—	11,6	—	—-	—
	средняя за 8 ч	10*	10	23,2	—	—.	10
	среднечасовая	40*	40	—	—	—	40
	средняя за 30 мин	—	—.	—	30**	—-	—
Оз	среднечасовая	0,235*	0,160	0,119	—.	—•	0 2*****
НС	средняя за 3 ч	0,160*	-—	0,132—0,205	•—	—	0 2******
Примечание. Возможность превышения стандарта, не более: * — 1 раз в год,
** — 7 раз в год, ♦♦*—18 раз в год, **** — 1 раз в день, *****—1 раз в месяц, ******—
применяется лишь в случае превышения стандарта по озону.
дуктах сгорания топлива можно (при условии перехода всего
оксида в диоксид) записать
С5О2/ПДХм^ + СЫо2/ПД№ОРг^1.	(1-2)
Нормы качества воздуха ряда крупнейших капиталистических
стран, учитывающие содержание основных загрязнителей воз-
духа, приведены в табл. 1-3.
При сжигании различных видов топлива в стационарных топ-
ливосжигающих установках (котлы, промышленные печи) в ат-
мосферу поступает значительное количество токсичных веществ,
среди которых основные: твердые частицы (зола, пыль, сажа),
оксиды серы (SO2 и &Оз), оксиды азота (NO и NO2), а также
в меньших количествах оксид углерода (СО), альдегиды (в ос-
новном НСНО), органические кислоты (СНзСООН и др.). Совре-
менная электростанция мощностью 2,4 млн. кВт расходует до
20 тыс. т/сут угля и выбрасывает в атмосферу 680 т/сут оксидов
серы (при Sp=l,7°/o), 60—120 т/сут твердых частиц (при КПД
системы пылеулавливания 97—99 %), 120 т/сут оксидов азота
(при концентрации NOX=0,6 г/м3 в продуктах сгорания).
При работе металлургических и коксохимических заводов на-
ряду с пылью и оксидами железа в атмосферу городов поступают
8
ТАБЛИЦА 1-4
Основные источники загрязнения атмосферного воздуха
Г руппа	Аэрозоли	Г азообразные выбросы
Котлы и промышленные печи	Зола, сажа	NO* SO2, а также СО, альдегиды (НСНО), органические кислоты, 3,4-бензпирен
Автомобильные двига- тели	Сажа	СО, NOX> альдегиды, углеводороды неканцерогенные, 3,4-бензпирен
Нефтеперерабатывающая промышленность	Пыль, сажа	SO2, H2S, NH3, NO*, CO, углеводо- роды,	меркаптаны,	кислоты, альдегиды, кетоны, канцерогенные вещества
Химическая промышлен- ность	Пыль, сажа	В зависимости от процесса (H2S, CS2, СО, NH3, кислоты, органические вещества, растворители, летучие вещества, сульфиды и др.)
Металлургия и коксохи-	Пыль, оксиды	SO2, СО, NH3, NOX, фтористые со-
МИЯ	железа	единения, цианистые соединения, органические вещества, 3,4-бенз- пирен
Горная промышленность	Пыль, сажа	В зависимости от процесса (СО, фто- ристые соединения, органические вещества)
Пищевая промышлен- ность	Пыль	NH3, H2S (многокомпонентные смеси органических соединений)
Промышленность строи- тельных материалов	Пыль	СО, органические соединения
• Под NO* понимается	сумма NO и NO2.	
оксид углерода, оксиды серы, оксиды азота, аммиак, фенолы и
фтористые соединения.
При работе химических и нефтехимических предприятий в воз-
дух городов в больших количествах выбрасываются сероводород,
сероуглерод, оксид углерода, кислоты, альдегиды, кетоны
(табл. 1-1). Кроме того, нефтехимические предприятия выбрасы-
вают в атмосферу 55—60 % общего количества углеводородов,
поступающих от стационарных источников.
Автомобили, речные, морские суда и самолеты являются наи-
более мощными источниками поступления в атмосферный воздух
оксида углерода (СО), углеводородов (этана — С2Н6, метана —
СН4, этилена — С2Н4, бензола — С6Н6, ацетилена — С2Н2, то-
луола—С6Н5СН3, 3,4-бензпирена и др.), альдегидов (формаль-
дегида— НСНО, акролеина — СН2 = СН—СНО, уксусного альде-
гида— СН3СНО и др.), а также оксидов азота (NO и NO2) и
ряда других токсичных веществ (табл. 1-4).
Отметим, что для большинства развитых стран электростанции
и металлургическая промышленность являются источником
9
ТАБЛИЦА 1-5
Выброс в атмосферу в США SO2 и NO* в процессе горения топлива [3] в млн т/год
Вещество	Источник	1930	1940	1950	I960	1970	1980
so2	Уголь	16,4	15,6	16,4	13,7	19,7	25,3
	Нефть	1,5	1,9	3,3	4,9	7,4	10,5
NO*	Уголь	4,5	4,1	4,2	3,4	4,7	6,1
	Нефть	2,2	3,0	5,1	7,4	11,2	15,5
	Газ	0,5	0,7	1,6	3,2	5,0	6,3
поступления в атмосферу более чем 70 % твердых частиц и окси-
дов серы и свыше 50 % оксидов азота, а с выбросом автомобиль-
ного транспорта в атмосферу попадают основное количество
оксида углерода, углеводородов и существенная часть (40—50 %)
оксидов азота.
Оксиды азота поступают в атмосферу от стационарных источ-
ников (ТЭЦ, промышленные установки) и автотранспорта в соиз-
меримых количествах. Крупнейшим источником выбросов твердых
частиц, оксидов серы и азота являются процессы сжигания топ-
лива. Так, если выброс твердых частиц в 1960—1980 годах начи-
нал уже снижаться [3], то выброс оксидов серы и азота нарастал
(табл. 1-5).
Выброс токсичных веществ при сжигании топлива в котель-
ных агрегатах будет подробно рассмотрен в последующих главах.
Из других крупнейших стационарных источников загрязнения воз-
духа отметим выброс в атмосферу твердых частиц в различных
процессах металлургии, где уже имеются достаточно отработан-
ные методы улавливания, а также выбросы SO2, СО и NOX в_ про-
цессах агломерации (табл. 1-5), NOX в мартеновском производ-
стве и при производстве азотных удобрений, CS2 и H2S в венти-
ляционных выбросах вискозных производств, где разработка
методов улавливания, нейтрализации или снижения выбросов на-
ходится в стадии проверки опытно-промышленных систем и по-
исков оптимальных решений (табл. 1-6).
ТАБЛИЦА 1-6 ,
Расчетный выброс СО и SO2 с агломерационными газами [4]
Сырьевая база	Концентрация в агломера- ционных газах, г/м3	
	со	so.
Криворожские руды	8,2	0,76
Руды Южного Урала	8,4	9,1
Керченские руды	14,8	1,9
10
ТАБЛИЦА 1-7
Концентрация NOX в продуктах сгорания 240-тонной мартеновской печи
(в вертикальном канале)
Способ подачи кислорода		Период плавки	Интенсив- ность подачи кислорода, м3/ч	Концентрация окси- дов азота в продук- тах сгорания, г/м3		Доля времени, в течение кото- рого имеют мес- то максимальные выбросы.
				NO Аср	NO Amax	
Без кислорода		Завалка—про- грев—слив чу-	Нет	0,55	1,60	9
В	факел	Прогрев — довод- ка	1200—2000	2,5	3,8	30
В	ванну (умерен-	Плавление	1800—2600	0,75	2,40	25
	ная интенсив- ность продувки)	Доводка	1900—2200	1,00	1,90	35
В	ванну (интен- сивная продув-	Завалка Прогрев	5400—6400	0,55 0,80	1,60 1,75	
	к а)	Слив чугуна Плавление Доводка Выпуск и заправ- ка	5400—6800 5300—6300 5600—6400 0,5800	0,55 0,70 1,15 1,15	1,80 2,00 6,9 2,6	10 30
Наряду с твердыми частицами СО и SO2 в агломерационных
газах содержится 0,25—0,30 г/м3 оксидов азота, а по данным ра
боты [5] от 0,78 до 2,1 мкг/м3 3, 4-бензпирена.
Крупным источником выбросов оксидов азота в районе метал
лургических заводов являются мартеновские печи. По данным
исследований, проведенных О. И. Косиновым, концентрация ок
сидов азота в дымовых газах 500-тонных печей составляет 0,4
1,0 г/м3, изменяясь по режимам плавки, а по данным работы |1|
достигает более высоких значений (табл. 1-7).
Наиболее крупным источником выбросов в металлургии явля
ются агломерационные фабрики и ТЭЦ (табл. 1-8).
Если предприятия металлургической, горной, химической, не
фгехимической промышленности можно отнести к крупным, но
местным источникам загрязнения атмосферного воздуха (в от-
дельных городах, районах), то котлы электростанций, промыш-
ленные и отопительные котлы, а также автомобильный транспорт
определяют общий уровень загрязнения атмосферы всех городов.
Следует также учитывать, что выброс отработанных газов авто-
мобилей производится вблизи органов дыхания человека, а ото-
пительные и некоторые промышленные котельные размещаются
в непосредственной близости от жилых зданий и выходное сече-
ние дымовой трубы часто находится на уровне окон жилых по-
мещений.
II
ТАБЛИЦА 1-8
Основные источники выброса металлургических предприятий
Производство	Доля выброса, %			
	Пыль	SO2	СО	NOX
Агломерационная фабрика	34,3	82,5	62,5	25,0
Коксовый цех	11,1	0,9	7,5	7,0
Доменный цех	1,7	1,6	2,7	—
Конверторный цех	8,3	0,6	0,4	—
Мартеновский цех	4,0	0,6	0,2	15,0
Прокатный цех	—	3,0	—	8,0
Ремонтный цех|	1,1 0,3	0,2	4,3	—
Транспорт		0,3	5,0	—
Газовое хозяйство	—	—	7,5	—
Цех огнеупоров	2,7	0,2	0,1	—
Энергетические установки	36,9	7,5	—	40,0
Прочие	9,6	2,6	9,8	5,0
Производство топлива в СССР в 1985 г. составило: угля —
726 млн. т., нефти — 595 млн т и газа — 643 млрд м3 [6]. Даже
к 2000 г., когда значительно увеличится выработка электроэнер-
гии на атомных электростанциях, за счет использования органи-
ческого топлива будет вырабатываться около 82 % электроэнер-
гии. Если учесть быстро нарастающее потребление топлива авто-
транспортом, технологическими установками металлургической,
машиностроительной, химической и других отраслей промышлен-
ности, котлами ТЭЦ и отопительных котельных, то следует отме-
тить, что несмотря на улавливание твердых частиц и совершен-
ствование техники сжигания топлива, опасность увеличения за-
грязнения воздуха все же велика. Поэтому уже в период до
1990 г. необходимо разработать и осуществить на электростан-
циях и на других крупных источниках потребления топлива эффек-
тивные меры по снижению выбросов токсичных веществ в атмо-
сферу.
Мероприятия по защите воздушного бассейна от загрязнения
в целом для экономики страны не являются убыточными. Ущерб,
причиняемый загрязнением воздуха населению, жилым и про-
мышленным зданиям, урожайности сельскохозяйственных куль-
тур (особенно некоторым садовым деревьям, лесам и паркам)
в крупнейших городах составляет несколько миллиардов рублей
в год.
Следует учитывать, что загрязнение атмосферного воздуха
резко снижает продуктивность и плодовитость скота и птиц, уве-
личивает скорость коррозии металла в 10—20 раз. Только из-за
действия загрязнителей на металлы, краску, кожу, резину и дру-
гие материалы ежегодные потери в США составляют около
12
ТАБЛИЦА 1-9
Действие некоторых токсических газообразных веществ на человека [10]
Длительность и характер действия	Содержание в воздухе, мг/м3		
	со	so2	N0X
Несколько часов без заметного действия	115	65	15
Признаки легкого отравления или раз- дражения слизистых оболочек через 2—3 ч	115-575	130	20
Возможно серьезное отравление через 30 мин	2300—3500	210—400	100
Опасно для жизни при кратковременном воздействии	5700	1600	150
1 млрд, а общий ущерб достигает 12—14 млрд долл. Характер
вредного воздействия на человека, животных, растения и на ма-
териалы наиболее распространенных загрязнителей к настоящему
времени достаточно изучен [8].
Крупные частицы, размером более 5—10 мкм, приводят лишь
к загрязнению зданий и других поверхностей, улавливание их
в электрофильтрах и скрубберах все более совершенствуется,
а выброс мелких частиц золы, размером менее 1 мкм, и также
сажи, образующейся при горении мазута, все еще велик. Мелкие,
взвешенные в воздухе частицы уменьшают видимость, проникают
в дыхательные пути человека (особо опасны оксиды металлов).
Сернистый ангидрид даже в сравнительно малых концентра-
циях раздражающе действует на слизистые оболочки, дыхатель-
ные пути. В то же время, как известно, SO2 является ядом для
многих растений, особенно хвойных и фруктовых. Установлено,
что при кратковременном воздействии сернистый ангидрид вызы-
вает изменение процессов фотосинтеза при концентрации его
в воздухе свыше 0,9 мг/м3 [9].
Наиболее чувствительны к воздействию SO2 ель, сосна, клен.
Уже по истечении 5—10 дней (в зависимости от грунта) хвоя на-
чинает рыжеть, преждевременно опадает. Это воздействие резко
усиливается при наличии в воздухе диоксида азота.
Оксид углерода и диоксид азота вступают в соединения с ге-
моглобином крови и при больших концентрациях угрожают
жизни человека. В малых концентрациях оксид азота, так же как
и сернистый ангидрид, вызывает раздражение слизистой оболочки
глаз. Следует также учитывать канцерогенное действие NO2.
Действие основных газообразных токсических веществ в воз-
духе характеризует табл. 1-9;
Наличие в обычных для промышленных городов количествах
аэрозолей диоксидов углерода и азота в сочетании с повышенной
13
ТАБЛИЦА 1-10
Ущерб от источников загрязнения атмосферы по Великобритании за 1980 г. (расчетные
значения)
Источник	Ущерб, млн ф. ст.			
	Коррозия	Сельское хозяйство	Здоровье населения	Всего
Автомобили	8	18	25	51
Электроэнергетика	1	44	3	43
Промышленность	3	54	10	67
Бытовые источники	13	34	39	86
Всего:	25	150	77	252
влажностью приводит к уменьшению видимости, снижает на 20—
50 % количество солнечных дней (по сравнению с сельскохозяй-
ственными районами), уменьшает количество ультрафиолетовых
лучей (например, в Париже на 25—30 %, в Берлине на 17—23 %
по сравнению с близлежащими сельскохозяйственными районами
[11]). Особенно существенный ущерб урожайности сельскохозяй-
ственных культур наносят такие загрязнители, как сернистый ан-
гидрид (SO2) и диоксид азота (NO2).
В СССР доля ущерба от бытовых источников загрязнения
меньше в связи с широким развитием теплоснабжения и широким
использованием природного газа, однако, роль их все же весьма
высока, особенно в сельских районах.
В табл. 1-10 приведены лишь некоторые основные составляю-
щие ущерба от загрязнения атмосферы [12].
Как видно из табл. 1-10, наибольший вред здоровью населе-
ния наносят автомобили и бытовые источники, в то время, как
электростанции, промышленность вносят решающий вклад в сни-
жение сельскохозяйственного производства, уничтожают леса и
парки. Уменьшение видимости, вызываемое атмосферными за-
грязнениями, приводит к нарушениям движения и авариям авто-
мобильного, морского и воздушного транспорта.
Углеводороды, выбрасываемые автомобильными двигателями,
под действием солнечного света вступают в реакцию с оксидами
азота, выбрасываемыми двигателями, котельными установками
и промышленными печами. В результате протекают фотохимиче-
ские реакции с образованием озона, радикалов и различных пере-
кисей, вызывающих раздражение глаз, повреждение раститель-
ности, разрушение резины.
Профессор А. Дж. Хааген-Смит [13], исследовавший фотохи-
мические реакции в атмосфере в связи с проблемой лос-анджелес-
ских туманов (смогов), а впоследствии и другие исследователи,
14
Рис. 1-1. Схема влияния NOX на фотохимические реакции в атмосфере.
объясняют причину быстрого окисления находящихся в атмосфере
углеводородов и связанное с этим снижение видимости и нара-
щивание концентрации кислот и альдегидов влиянием NOX (в пе-
риод смога концентрация углеводородов составляла около
0,0003 %) на образование атомарного азота и озона под дейст-
вием солнечных лучей (рис. 1-1).
NO2 + /iv->NO2+O;	(1-3)
О + О2 = О3.	(1-4)
При этом следует учесть расход озона на доокисление NO
в дымовых струях:
NO + O3^NO2%O2.	(1-5)
Следующей по значению реакцией в атмосфере является фо-
тодиссоциация альдегидов с образованием свободных радикалов:
О
R — с + Av-> R + НСО.	(1-6)
Nx
Н
В результате последующих реакций образуются пероксиловые
радикалы R + O2->ROO, а также нитраты, кислоты, пероксикис-
лоты, озон и другие вещества. Наиболее сильное действие на
глаза человека и растения оказывает образующийся в этом про-
цессе пироксиацетилнитрат [13]. Уже сейчас в ряде крупнейших
городов Запада загрязнение воздуха является причиной массовых
легочных и других опасных заболеваний, а описанная выше схема
реакций инициирования оксидами азота в сочетании с естествен-
ными туманами послужила причиной известной трагедии в Лос-
Лпджелесе в 1962 г.
Основным источником появления оксида азота (NO) и диок-
сида азота (NO2) в атмосферном воздухе является сжигание топ-
лива. Для современных городов диоксид азота часто играет
15
доминирующую роль по сравнению с другими загрязнителями.
Диоксид азота обычно составляет от 40 до 80 % в сумме оксидов
азота (в зависимости от содержания в воздухе озона, в ночные
часы из-за замедленного окисления NO в NO2 часто преобладает
NO). При определении допустимых концентраций оксидов азота
следует учитывать не только их влияние на организм человека и
растительный мир, но и на уменьшение видимости и фотохимиче-
ские реакции в атмосфере.
Увеличение потребления природного газа, а также перспек-
тивы широкого использования малосернистых углей, канско-
ачинских, экибастузских и других, позволяют отметить, что
в целом в СССР не следует ожидать существенного роста выброса
оксидов серы и твердых частиц в атмосферу на период до 2010 г.,
даже при существующем уровне развития средств очистки. За по-
следующие 15 лет выброс оксидов азота, оксида углерода и угле-
водородов в связи с быстрым развитием автотранспорта может
возрасти в 2—3 раза. Необходима разработка и внедрение боль-
шого числа мероприятий по очистке и снижению выбросов авто-
транспорта от оксидов углерода, углеводородов и оксидов азота,
в энергетике — от оксидов азота. Наиболее радикальными мерами
являются широкий перевод автомобильного транспорта на газ,
массовое применение методов снижения образования оксидов
азота котлами электростанций и транспортными двигателями.
Если системы очистки газовых выбросов от примесей твердых
частиц нашли самое широкое применение в энергетике и промыш-
ленности, то в области разработки и применения промышленных
методов очистки от газообразных веществ еще необходимо проде-
лать большую работу.
К перспективным работам следует отнести исследования по
снижению образования оксидов азота в процессах горения, про-
веденные рядом организаций: Институтом газа АН УССР [14, 25],
Всесоюзным теплотехническим институтом им. Ф. Э. Дзержин-
ского (ВТИ) [15], Энергетическим институтом им. Кржижанов-
ского (ЭНИН) [16], САФ ВНИИПромгаз [17], ЦКТИ имени
И. И. Ползунова [18], МЭИ [19] и др. Нужно упомянуть работы
по удалению сернистого ангидрида из продуктов сгорания, кото-
рые проводятся институтами НИИОГАЗ, ИВТ АН СССР,
ВНИПИЧерметэнергоочистка и др. [4].
Наряду с решением проблем очистки газов на отдельных про-
изводствах разрабатываются и комплексные системы очистки для
нескольких производств. К таким схемам можно отнести исполь-
зование отработанного воздуха и кислородсодержащих газовых
выбросов вместо дутьевого воздуха или части окислителя в ТЭЦ
и котельных (Институт газа АН УССР [20]), сжигание низкока-
лорийных сажевых и других газов, являющихся отходами произ-
водств, в топках котлов (ЭНИН [21], ЦКТИ [22], Белгородский
котлостроительный завод).
16
Важную роль в очистке воздуха от диоксида серы, хлора,
фтора и ряда других токсичных веществ играют лесные массивы.
Так, по данным Г. М. Илькуна [23], в условиях лесостепной зоны
Украины дерево, имеющее около 10 кг листьев, способно на про-
тяжении одного вегетационного периода поглотить из воздуха и
нейтрализовать 500 г диоксида серы, 250 г хлора и 50—60 г фтора,
а гектар зеленых насаждений извлекает из воздуха за тот же пе-
риод в среднем 150—200 кг сернистого ангидрида.
Следует учитывать то обстоятельство, что защита атмосфер-
ного воздуха тесно связана также с рядом географических и ме-
теорологических факторов. Отметим, например, что катастрофи-
ческие смоги в 1950—1970 гг. в Лондоне и Доноре имели место
при почти полном безветрии (скорость ветра 1,5—3 км/ч) и влаж-
ности воздуха 90—100 % [24]. Это в сочетании с температурной
инверсией создало условия, при которых значительная часть
аэрозолей, содержащих частицы золы, сажи, паров серной кис-
лоты и ряда других токсичных веществ, осела вблизи дымовых
труб.
В СССР проводится [8, 9] большая работа по созданию и усо-
вершенствованию систем очистки воздуха, по разработке новых
и уточнению имеющихся норм допустимых концентраций различ-
ных вредных веществ в атмосферном воздухе (см. табл. 4-18), по
переводу стационарных установок и автомобилей на сжигание
природного газа. Министерствами энергетики, черной металлур-
гии, химической, нефтеперерабатывающей и нефтехимической
промышленности, строительных материалов и другими вклады-
ваются огромные средства в разработку и внедрение новых ме-
тодов очистки воздуха. Министерство химического машинострое-
ния расширяет производство аппаратов для очистки выбросов и
разработку новых систем, а Госкомгидромет СССР в содружестве
с рядом отраслевых проектных и исследовательских институтов
проводит большую работу по контролю и нормированию выбросов
для существующих и проектируемых предприятий.
Следует отметить, что с 1966 г. практически во всех городах
Госкомгидромет СССР проводит ежедневные наблюдения,
а с 1980 г. начато внедрение автоматизированных систем конт-
роля загрязнения атмосферного воздуха и выбросов промышлен-
ных предприятий. В США в 1970 г. создано Агентство по охране
внешней среды с бюджетом 1,4 млрд долл. В Японии, ФРГ,
Франции, Польше, Болгарии, Чехословакии и других стра-
нах введены и совершенствуются законы об охране ат-
мосферного воздуха [26—281. В апреле 1972 г. заключено Согла-
шение между СССР и США о сотрудничестве в области охраны
окружающей природы, предусматривающее ряд мероприятий по
предотвращению загрязнения воздуха [26].
В 1983 г. была подписана Конвенция ЕЭК ООН о снижении
выброса странами-участницами, в том числе СССР, SO2 в атмос-
17
ТАБЛИЦА 1-11
Примерные затраты на очистку газов угольной ТЭС [30]
Технология уменьшения выбросов	Увеличение удельной стои- мости ТЭС, %	Увеличение стои- мости выработанной электроэнергии, %
Золоулавливание	1—2	0,8—1,2
Сероочистка уходящих газов	8—14	9—12
Очистка уходящих газов от NO.V	5,5—11	5,4—9,6
Сжигание со снижением NO*	0,5—2,0	0,4—0,6
Всего (комплексная очистка)	9—25	10—23
феру на 30 % к 1993 г. (по сравнению с 1980 г.). Заканчивается
подготовка аналогичной Конвенции о снижении Ж.
Конечной целью защиты атмосферного воздуха от загрязнения
является решение трех основных задач: 1) создание замкнутых
циклов производства с полезным использованием всех техноло-
гических отходов; 2) глубокая очистка вентиляционных выбросов;
3) перевод автотранспорта (а со временем и авиации) на двига-
тели, не дающие токсичных выбросов в атмосферу. Для решения
этих сложных задач требуется значительный период времени и
совместные работы ученых и специалистов разных специально-
стей как внутри страны, так и в рамках международного сотруд-
ничества, большие капитальные и эксплуатационные затраты
[27—29]. При разработке мероприятий по снижению выбросов
в энергетике, металлургии и в других отраслях следует иметь
в виду, что затраты на снижение выброса оксидов азота и совер-
шенствование золоулавливания на порядок ниже, чем на очистку
дымовых газов от оксидов серы и азота (табл. 1-11 [30]).
Основной задачей ближайших лет является: а) разработка и
применение различных технологических процессов и, прежде
всего, процессов сжигания топлив с пониженным выбросом ток-
сичных веществ в атмосферу; б) разработка, исследование и вне-
дрение методов и аппаратов для улавливания или уничтожения
основных токсичных веществ.
Глава 2
ОСНОВНЫЕ ЗАГРЯЗНИТЕЛИ
АТМОСФЕРНОГО ВОЗДУХА
Из более чем 200 загрязнителей атмосферного воздуха, иа ко-
торые установлены нормы предельно допустимых концентраций,
следует выделить пять основных: 1) твердые частицы (пыль, зола,
сажа), 2) оксиды серы, 3) оксиды азота, 4) оксиды углерода,
5) углеводороды, определяющие на 90—98 % валовой выброс
вредных веществ в большинстве городов. Для большинства про-
мышленных регионов характерно следующее весовое соотношение
поступления этих веществ в атмосферный воздух: оксид углерода
около 50%, оксиды серы около 20%, твердые частицы 16—20%,
оксиды азота 6—8%, углеводороды 2—5%. Однако с учетом бо-
лее высокой токсичности оксидов азота (ПДКм.р = 0,085 мг/м3, по
сравнению с 0,5 мг/м3 для пыли и сернистого ангидрида и 5 мг/м3
для оксида углерода) вклад их в загрязнение атмосферного воз-
духа городов можно оценить в 30—35 %, после чего следуют
оксиды серы, оксид углерода и твердые частицы [8].
К крупным загрязнителям атмосферного воздуха следует
также отнести аммиак, сероводород, сероуглерод, озон, альде-
гиды, полициклические ароматические углеводороды, хлороргани-
ческие соединения, фториды, соединения свинца, кадмия, ртути,
ряд многокомпонентных «пахучих» соединений и др.
В табл. 2-1, по данным Е. Робинсона [1], В. Ф. Копытова [29],
М. А. Стыриковича [7] и автора [25], приведены сведения об ос-
новных токсичных веществах, существенная часть которых посту-
пает в атмосферный воздух с продуктами горения топлив.
ТВЕРДЫЕ ЧАСТИЦЫ
Основными промышленными источниками выбросов в атмо-
сферу твердых частиц являются электростанции, промышленные
и отопительные котельные, металлургические и цементные за-
воды, угле- и рудообогатительные фабрики. Остановимся подроб-
нее на вопросах загрязнения воздушного бассейна твердыми ча-
стицами, поступающими в атмосферу с продуктами сгорания топ-
лив. Около 60 % общего количества аэрозолей, попадающих
19
, ТАБЛИЦА 2-1
Основные загрязнители атмосферного воздуха
Загрязнители	Основные источники		Среднегодовая концентрация в воздухе. МГ/М3	
	Природные	Искусственные		
Твердые части- цы (пыль, зола и др.)	Вулканические из- вержения, пыле- вые бури, лесные пожары, испаре- ния морской соли и др. (около 3760 т/год —94 % от общего коли- чества)	Сжигание топли- ва в промыш- ленных и быто- вых установках (около 240-10° т/год)	В городских районах 0,04—0,4	
Сернистый ан- гидрид SO2	Вулканические из- вержения, окисле- ние серы и суль- фатов, рассеянных в море (около 150-10° т/год —70 50 % от общего количества)	Сжигание топли- ва, нефтепере- работка, чер- ная и цветная металлургия (175 4- 150) X X 10° т/год — до 50 %)	В городских районах до 0,5—1	
Оксиды азота NCX	Лесные	пожары (770-10° т/год — около 93 % от об- щего количества)	Окисление атмо- сферного азота и азота топли- ва при высокой температуре — энергетика, промышлен- ность, автомо- били (около 55•10 6 т/г — 7 %)	В районах с разви- той промышленно- стью и автотранс- портом— до 0,2, в других до 0,05	
Оксид углеро- да СО	Лесные	пожары (11 • 10° т/год), вы- деления океанов (10-10° т/г), окис- ление терпенов (12-10° т/год— 5—10 % от обще- го количества)	Неполное сгора- ние топлива (автомобили, промышлен- ность до 250 — 350-10° т/год — 90—95 %)	1—50 (в зависимости от интенсивности автотранспорта, близости метал- лургических про- изводств)	
Летучие угле- водороды и их продукты	Лесные пожары, по- ступления природ- ного метана (из почвы болот) и природных терпе- нов (2600-10° т/год— 97 %)	Неполное сгора- ние органиче- ского топлива (автомобили), дожигание от- ходов, испаре- ния раствори- телей и про- дуктов нефте- переработки (80-Ю6 т/год — 3 %)	В районах с разви- тым автотранспор- том и промышлен- ностью — до 3	
20
	Химические процессы взаимодействия с окру- жающей средой	Воздействие на здоровье человека	Воздействие на окружающую среду
	В зависимости от хими- ческого состава и раз- мера частиц Атмосферное окисление до SO3 приводит к об- разованию тумана, со- держащего пары H2SO4 Абсорбция и химическая реакция со взвешен- ными частицами В процессах горения образуется 95—100 % NO, который окисля- ется ® атмосферном воздухе до NO2 атмо- сферным озоном. В выбросе отопительных установок, газовых турбин и дизелей 70— 90 % NO, 10 30 % no2 Медленное окисление до СО2 в нижнем слое атмосферы. В целом химическая инертность по отношению к дру- гим компонентам го- родской	атмосферы Реакции СО и О3 с об- разованием альдеги- дов, кислот и других соединений	Зависит от химического состава Заболевания дыхатель- ных путей Уменьшение содержания гемоглобина в крови То же Раздражающее действие некоторых продуктов окисления углеводо- родов (альдегидов) на глаза и дыхательные пути	Снижение солнечного осве- щения и видимости, уве- личение облачности и ту- манности. Разрушение и загрязнение материалов. Возможное снижение тем- пературы Земли в резуль- тате длительного воздей- ствия Хроническое	поражение растений, снижение уро- жайности в сельском хо- зяйстве,	уничтожение лесов Ускоренная коррозия ме- таллов, порча различных материалов Поглощение солнечного света, NO2, образование коричневой дымки, кото- рая является одним из главных компонентов фо- тохимических туманов — смогов. Разрушение ряда материалов, снижение урожайности в сельском хозяйстве, уничтожение лесов. Никакого воздействия на высшие растения при кон- центрации менее 1 мг/м3 Поражение растений неко- торыми соединениями при концентрации	выше 0,02 мг/м3. Понижение ви- димости; частое появление запаха
21
ПРОДОЛЖЕНИЕ ТАБЛ. 2-1
Загрязнители	Основные источники		Среднегодовая концентрация в воздухе» мг,м3	
	Природные	Искусствен ные		
Полицикличе- ские арома- тические уг- леводороды		Неполное сгора- ние органиче- ского топлива в стационар- ных установ- ках и двигате- лях автомоби- лей и самоле- тов, выбросы химических, металлургиче- ских, нефтепе- рерабатываю- щих и асфаль- тобетонных за- водов (100 %)	Вблизи асфальтобе- тонных заводов и при сжигании твер- дого топлива в слое — до 0,01	
в атмосферный воздух из промышленных источников во всем мире,
составляют твердые частицы, поступающие при сжигании угля
[24]. Это главным образом зола и пыль, в значительно меньших
концентрациях сажа, в отдельных случаях аэрозоли, содержащие
микроконцентрации канцерогенных веществ. Выброс золы при
сжигании твердых топлив зависит от состава их минеральной ча-
сти, типа топочного устройства (слоевые, камерные топки с сухим
или жидким шлакоудалением) и от эффективности работы пыле-
улавливающих установок.
В связи -с использованием низкосортных углей содержание ми-
неральной части имеет тенденцию к повышению от обычных 15—
30 до 40—50 %. Однако вследствие непрерывного повышения сте-
пени золоулавливания (на лучших энергоблоках т]3^98 %) и уве-
личения доли газа и мазута в топливном балансе общий уровень
содержания пыли в воздухе снижается [3]. Это характерно для
СССР, США (табл. 2-2), Великобритании и ряда других стран.
Как видно из таблицы, выброс твердых частиц котельными
агрегатами при сжигании угля, начиная с 60-х годов, снижается.
Исследованию концентраций и разработке методов улавливания
твердых частиц при сжигании топлива посвящен ряд отечествен-
ных и зарубежных работ [31, 32]. Необходимо отметить работы
некоторых организаций (НИИОГаз, Сипрогазоочистка, ВТИ им.
Ф. Э. Дзержинского, ЦКТИ, ВНИПИЧерметэнергоочистка) по
созданию систем пылеулавливания и труды ученых-гигиенистов
(Д. Н. Калюжный, Р. С. Гильденскиольд, Б. Н. Гуринов,
М. С. Гольдберг, С. А. Давыдов, Н. Я. Янышева, К. В. Григорьева
22
—	Химические процессы взаимодействия с окружающей средой	Воздействие на здоровье человека	Воздействие на окружающую среду 4
	Нет данных	Понижение видимости, поражение ряда рас- тений; некоторые уг- леводороды могут вы- зывать заболевания раком	Нет данных
и другие), занимающихся исследованием выброса твердых частиц
электростанциями и металлургическими предприятиями. Содер-
жание минеральной части и серы в некоторых видах топлив при-
ведено в табл. 2-3; для малосернистого мазута оно составляет со-
ответственно 0,2 и 0,5 %, для высокосернистого 0,2.
При сжигании угля с содержанием минеральной части Лр =
= 16-4-20 % в камерных топках вынос твердых частиц в рабочей
массе топлива за пределы топочной камеры составляет до 20%
от его массы. Вследствие этого эксплуатация камерных топок без
систем пылеулавливания невозможна. Меньший вынос твердых
частиц за пределы топочного устройства имеет место при приме-
нении циклонных топок. Исследование уноса при сжигании твер-
дых топлив в циклонных топках, проведенное на стендах Москов-
ского отделения ЦКТИ показало, что, например, при сжигании
ТАБЛИЦА 2-2
Загрязнение атмосферы в США твердыми частицами,
образующимися при сжигании топлива на электростанциях,
тыс. т/год
Топливо	1950	I960	1970
Уголь	5358	6124	4253
Нефть	630	922	1370
Природный газ	. 26	113	174
23
тощего угля (Лр= 19-^24 %, низшая теплота сгорания рабочей
массы топлива QHp=27,2 мДж/кг) унос мелкодисперсных частиц
топлива за циклонами составлял в среднем 1,8 % от массы сжи-
гаемого топлива [33]. Содержание золы в уносе (остальная зола
удаляется со шлаком) составляет для пылеугольных топок с су-
хим шлакоудалением 85—93 %, с жидким шлакоудалением 60—
70%, для циклонных топок 10—15%, цепных решеток 20—30 %
[34].
ВТИ им. Ф. Э. Дзержинского рекомендует следующую зави-
симость для годового выброса частиц Л4ТВ, т/год [35]:
МТБ = 0,01В [%Д р % qV (Qp/32 680)] (1 ^ц3),	(2-1)
где В — расход топлива, т/год; Ар— зольность на рабочую массу,
%; аун — доля золы в уносе; ^4ун — потери теплоты от механиче-
ской неполноты сгорания с уносом; QHp — низшая теплота сгора-
ния, кДж/кг; т)3— КПД золоулавливания.
Унос частиц золы и несгоревшего топлива в газоходы с пото-
ком продуктов сгорания зависит от кинетической энергии движе-
ния основного потока, размеров и формы частиц топлива; при
сферической форме частиц унос определяется неравенством
[36, 37]
£ (nrf2/4) [(u>2/(2g)] 7г > [nd3/6] (Тт—Vr),	(2-2)
где dT— диаметр частиц топлива, м; — скорость потока про-
дуктов сгорания, м/с; уг и ут— соответственно плотность продук-
тов сгорания и частиц топлива, кг/м3; g — ускорение свободного
падения, м/с2; £— коэффициент сопротивления, равный f (Re).
ТАБЛИЦА 2-3
Содержание минеральной части и серы в углях, %
Бассейн	Марка (сорт)	Минеральная часть	Сера
Донецкий	д	19,6	4,0
	Г	15,8	3,3
	А	13,3	4,0
Карагандинский	пж	25,0	0,8
	Б	17,0	0,6
	ПП	33,9	1,1
Кузнецкий	д	5,0	0,4
	г	10,0	0,6
Подмосковный	Б	23,5	2,9
Челябинский		24,9	1,2
Кизеловский	Г	29,3	5,1
	д	26,5	4,6
	ПП	35,6	9,5
Экибастузский	с	36,8	0,8
Канский	Б	10,2	0,5
24
В выражении (2-2) левая часть уравнения характеризует подъ-
емную силу, создаваемую потоком продуктов сгорания по отно-
шению к частице, а правая — массу частицы с учетом вытесняе-
мого объема газа. Выражение (2-2) в ряде случаев [37] исполь-
зуется для определения максимального диаметра уносимых
частиц в зависимости от скорости продуктов сгорания:
d”ax = f(Yr- YT, о£)-	(2-3)
Вредное действие пыли на организм человека зависит от ряда
факторов (концентрация в воздухе, химический состав, размеры
частиц, дисперсность, твердость, электрозаряженность пылинок)
[37].
Дисперсность твердых частиц имеет большое значение также
в связи с худшим улавливанием более мелких частиц. Имеются
различные данные о гранулометрическом составе золы твердых
топлив. По данным А. М. Гурвича, А. Г. Блоха и А. И. Носовиц-
кого [38], средние значения для золы отечественных топлив нахо-
дятся в пределах 4—125 мкм. В монографии Р. С. Прасолова [39]
приводятся усредненные данные для разных топочных устройств
из работы [40] (табл. 2-4).
По данным обследований М. С. Гольденберга, в дымовых га-
зах электростанций 47,8 % частиц меньше 1, 34,2 % — 1>5, 4,7 % —
—54-20, 2,7 %—20н-40 и 2,8 %—больше 40 мкм. Как следует из
этих данных, частицы размером менее 5 мкм, проникающие в лег-
кие при дыхании, составляют значительную долю общего вы-
броса. Согласно же другим источникам, количество частиц раз-
мером менее 5 мкм не превышает 10 %, а свыше 80 % имеют раз-
меры от 5 до 80 мкм [30].
' ./ ТАБЛИЦА 2-4
Фракционный состав летучей золы в дымовых газах
котельных установок, %
Размер частиц золы, мкм	Цепные решетки	Пылеуголь- ные топки с сухим шлакоуда- лением	Циклонные топки
0—20			25	72
10—20	11	24	15
20—30	—	16	6
30—40	—	14	2
40—74	12	13	—
74—149	30	6	5
>149	47	2	—
Итого:	100	100	100 
25
Распределение логарифма диаметра частиц соответствует
кривой вероятности Гаусса [41]:
Ind
/ ( JJLd-ln^P \ e----1. Г exp Г — -(-d -ln^P)2l d ln d> (2.4)
\ In a / In a V2n J 1 |_	2 In2 a J
— 00
где f[(lnd—lndcp)/lno]— масса частиц размером от 0 до d; d —
диаметр частиц; dcp — средний геометрический диаметр частиц;
о — среднее квадратичное отклонение; 1п2сг — дисперсия лога-
рифма диаметров.
Наряду с дисперсностью пыли весьма существенное значение
имеет и ее химический состав. Например, содержание оксидов
кремния в пыли более 10 % делает ее опасной для здоровья чело-
века. Вместе с тем, по данным М. С. Гольденберга [32], содержа-
ние оксидов кремния в пыли в воздухе большого города состав-
ляло 20,1—22,8 %•
Б. П. Гуринов и Н. Я- Янышева [32], проводившие обследова-
ния загрязнения воздуха в районе одиннадцати ТЭЦ, работаю-
щих на угле, обнаружили, что максимальные концентрации твер-
дых частиц в атмосферном воздухе имеют место на расстояниях
в 8—18 раз больших высоты трубы. При отсутствии средств пыле-
улавливания в котельных установках малой производительности
со слоевыми топками выброс твердых частиц в атмосферу соиз-
мерим с выбросом их на ТЭЦ. Однако при слоевом сжигании
только 3% выбрасываемых частиц имеет d<10 мкм, а при пыле-
угольном —• не менее 20—45 % [32]. Выбросы твердых частиц в ат-
мосферу все еще являются одним из наиболее серьезных видов за-
грязнений, вносимых процессами горения в атмосферу городов.
Если для крупных котельных установок совершенствование
системы пылеулавливания и строительство высоких труб позво-
ляют в значительной мере уменьшить остроту проблемы, то для
малых отопительных и промышленных котельных установок со
слоевыми топками практически единственным радикальным реше-
нием является перевод их на мазут или природный газ. При от-
сутствии систем пылеулавливания твердое топливо (уголь) по-
ставляет в атмосферу в 100—200 раз больше твердых частиц, чем
жидкое топливо.
При сжигании жидкого топлива выделяется значительное ко-
личество мелкодисперсной сажи, обладающей большей токсич-
ностью, чем обычная пыль, и оказывающей неблагоприятное вли-
яние на прозрачность атмосферы. Как показывают долгосрочные
прогнозы [42], в связи с непрерывным совершенствованием систем
пылеулавливания при работе на твердом топливе и изменением
топливного баланса количество твердых частиц, выбрасываемых
в атмосферу при сжигании угля, к 1990 г. может быть соизмеримо
с выбросами твердых частиц при сжигании жидких топлив.
26
ТАБЛИЦА 2-5
Концентрации твердых частиц в продуктах сгорания, г/м3
Номер котла	Жидкое топливо	Природный газ	Номер котла	Жидкое топливо	Природный газ
1			0,23	и	1,80	0,088
2	1,80	0,94	12	1,14	0,067
3	—	—	13	3,58	0,056
4	2,01	—	14	0,33	0,069
5	3,24	—	15	9,40	2,46
6	—	0,087	16	1,12	0,082
7	—	0,180	17	1,23	0,184
8	1,01	0,064	18	1,68	0,186
9	4,60	0,061	19	2,90	0,112
10	3,02	0,114			
Согласно экспериментальным данным А. Д. Горбаненко, мак-
симальные концентрации твердых частиц в продуктах сгорания
мазута в котлах ТП-170, БК.3-210 и ПК-Ю составляли 0,073—
0,076 г/м3. С возрастанием тепловых напряжений топочного объ-
ема отмечалась тенденция к росту количества твердых частиц.
А.	К. Внуков [44, 45] приводит данные, из которых следует, что
при коэффициенте избытка воздуха в топке ат<1,06 значения
и соответствующие концентрации твердых частиц могут в 3—5 раз
превышать средние значения. Если принять потери q$ в случае
жидкого топлива 0,10—0,12 %, то и тогда количество твердых ча-
стиц, выбрасываемых в атмосферу, соответствует 0,17—0,20 %
от массы топлива.
Р. Л. Чэсс и Р. Е. Джордж [46] исследовали состав дымовых
газов 19 отопительных и мелких промышленных котлов паропро-
изводительностью от 0,5 до 10 т/ч, работающих при а от 1,2 до 3
без какой-либо предварительной регулировки. Результаты иссле-
дований при_ работе на жидком топливе (нефть, мазут, газолин)
и природном газе (85 %—СН4, 12%—СгНе, 3% балласта) при-
ведены в табл. 2-5. Концентрации твердых частиц в пределах 1—
10 г/м3, видимо, характерны для промышленных котлов. В мазут-
ных котлах электростанций ТГМ-84Б, ПК-41, ГМН-75, работаю-
щих с ат = 1,014-1,05, средние концентрации твердых частиц со-
ставляли 0,4 г/м3 [47]. Высокие концентрации твердых частиц
в продуктах сгорания жидкого топлива (до 2,6 кг/т) в малых кот-
лах объясняются, по-видимому, наличием значительного количе-
ства недогоревших в зонах горения, обедненных кислородом, кок-
сосажевых частиц.
Как следует из таблицы, при сжигании мазута в малых уста-
новках концентрация твердых частиц может быть той же, что и
при сжигании угля с применением системы пылеулавливания,
а при сжигании газа — в среднем на два порядка ниже. В котло-
27
ТАБЛИЦА 2-6
Выброс в атмосферу твердых частиц
Потребитель топлива	Уголь		Жидкое топливо		Природный газ	
	кг/Гкал	%	кг/Гкал	%	кг/Г кал	%
Электростанции	1,83	100	0,102	5,6	0,0255	1,4
Промышленные котлы и печи	1,83	100	0,102	5,6	0,0312	1,7
Жилые здания, в том числе до- мовые котельные	1,83	100	0,151	8.2	0,0330	1,8
агрегатах электростанций, как показали последующие работы
тех же авторов [48], концентрации твердых частиц намного ниже
и составляют около 0,15 кг/т мазута (или 0,015 кг/Гкал). Однако
эти данные не согласуются с результатами исследований ряда
других авторов.
В табл. 2-6 приводятся среднестатистические данные о выбросе
твердых частиц в атмосферу США в 1960 г. [48], которые дают
представление о соотношении выбросов твердых частиц при сжи-
гании угля, жидких топлив и газа.
Системы золоулавливания подробно освещены в ряде моно-
графий [30, 49]. Отметим только, что в СССР применяются элек-
трофильтры, а также мокрые золоуловители (центробежные и мо-
кропрутковые скрубберы), позволяющие довести эффективность
системы пылеулавливания до 98—99 % (рис. 2-1).
Семибратовским экспериментальным заводом газоочиститель-
ной аппаратуры «Газоочистка» выпускаются 2-, 3- и 4-польные
электрофильтры типа УГ с высотой коронирующих электродов 4,2;
7,5 и 12 м, площадью активного сечения от 10 до 74 м2 [49]. Элек-
трофильтры У Г при скорости газов 1,5 м/с обеспечивают ц3 =
= 95-т98%. Разработаны электрофильтры, обеспечивающие ц3
до 99,5%.
Средние эксплуатационные значения т]3 пылеочистных уст-
ройств с учетом размеров частиц приведены в табл. 2-7 [50].
На ряде ТЭЦ широко применяются золоуловители конструк-
ции ВТИ им. Ф. Э. Дзержинского типа 'МП-ВТИ (мокропрутко-
вые), а также ПВ УОРГРЭС (с трубой Вентури) и др. Они при-
менимы для улавливания золы с содержанием CaO + MgO<20%
(при большем содержании золы прутковая решетка быстро заби-
вается и выходит из строя). КПД золоуловителя МП-ВТИ 90—
97%. При девятирядных двухступенчатых решетках степень очи-
стки в скруббере диаметром 3100 мм достигает 97 %.
Одной из основных характеристик, определяющих возмож-
ность применения мокрых золоуловителей, является расход воды,
который в различных аппаратах изменяется от 0,1 до 1 л на 1 м3
очищаемых газов. Мокрые золоуловители имеют несколько мень-
28
Рис. 2-1. Зависимость обеспечивгающей
одинаковую концентрацию в воздухе сте-
пени очистки от мощности ТЭС и приве-
денной зольности топлива.
1—5 — приведенная зольность: /—0.48; 2 — 0,72;
3 — 1,2; 4 — 2,4; 5 — 4,6 кг  %/МДж.
Мощность электростанции, ГВт
ший КПД, чем лучшие электрофильтры, но широко применяются
на электростанциях ввиду меньшей стоимости и значительно
меньших размеров.
В работах Л. И. Кроппа и сотрудников [51] указано на необхо-
димость повышения КПД золоулавливания при увеличении мощ-
ности электростанции с учетом ограничения высоты труб. Необ-
ходимая степень очистки в зависимости от мощности станции при-
ведена на рис. 2-1. Ущерб лесному и сельскому хозяйству при
концентрации золы в воздухе, равной ПДК (0,5 мг/м3), составляет
2—7 руб/ч [51]. Однако по данным Сумского филиала Харьков-
ского политехнического института [52], он на порядок выше и при-
мерно равен ущербу от загрязнения атмосферы сернистым ангид-
ридом (табл. 2-8).
Если расчетные значения т]3 составляют для новых станций
98—99,5 %, то реальные эксплуатационные показатели их часто
не выше 95—97 %. При этом согласно работе [51] степень очистки
от тонких фракций, с которыми попадают в атмосферный воздух
оксиды тяжелых металлов (хрома, ванадия и др.), составляет
70—94 %, а поэтому авторы предлагают ужесточить ПДК, соот-
ветственно-содержанию металлов и оксидов в золе (табл. 2-9).
Следует отметить, что совершенствование системы пылеулав-
ливания, а также тенденция к замене твердого топлива жидким
ТАБЛИЦА 2-7
\ Эффективность очистки газообразных выбросов от взвешенных частиц
Устройство	Размер частицы, мкм	Эффективность очистки Т)3, %
Осадительная камера	100	40—50
Циклон	30	50—60
Мультициклон	10—15	90—95
Тканевый фильтр	0,5	до 99
Скруббер	0,5	75—85
Электрофильтр	0,1	96—99
29
ТАБЛИЦА 2-8
Удельный ущерб, причиняемый лесному хозяйству на 1 га, руб/год
Вещество	Среднегодовая концентрация							
	0,051	0,10	0,15	0,20	0,25	0,30	0,35	0,40
Зола	7	14	21	29	36	43	51	58
Сернистый ангидрид SO2	7	14	20	28	37	45	52	59
и газообразным (а в последние 5 лет в основном газообразным)
в последние 30 лет опережали рост потребления топлива. Поэтому
в СССР, США и ряде других стран в последние годы наблюдается
снижение концентрации пыли в атмосферном воздухе.
В частности, среднее содержание твердых частиц в атмосфере
крупных городов США снизилось со 115—134 мг/м3 в 1957 г. до
87—97 мг/м3 в 1967 г. [3]. Вместе с тем в связи с широким ис-
пользованием газомазутных котлов на ГРЭС, а особенно на ТЭЦ,
размещенных вблизи жилых кварталов, достаточно остро стоит
вопрос о резком снижении (в конечном итоге о полной ликвида-
ции) выбросов твердых частиц (сажи) при сжигании жидких
топлив.
ТАБЛИЦА 2-9
Содержание примесей в золе некоторых углей [51]
Вещество (параметр)	Угли				
	донецкие	кузнецкие	экибастуз- скне	канско- ачинские	подмосков- ные
Свинец, мг/кг Мышьяк, мг/кг Ванадий, мг/кг Хром, мг/кг Цинк, мг/кг Оксид кальция, мг/кг Свободный оксид кальция, мг/кг Оксид кремния, мг/кг Свободный оксид кремния, мг/кг ПДК золы с учетом свободного окси- да кремния, мг/м3	170—210 80—110 120—170 110—150 70—400 2—8 0,14—0,85 40—60 8—32 0,3	3,5—20 0,2—3,0 50—65 20—35 0,3	20—40 15—30 40—120 20—100 60—250 1,7 0,03 62—66 24—33 0,3	10—35 20—60 10—40 15—60 30—70 26—42 ? 7—23 15—47 3—30 0,3—0,5	5,5 0,13 40—50 5-15 0,3—0,5
Итого:	0,15—0,20	0,20—0,25	0,20—0,25	0,25—0,35	0,25—0,35
30
По-видимому, следует разрабатывать горелочные устройства
и режимы сжигания жидкого топлива, при работе которых не об-
разуются сажистые частицы (без увеличения выброса оксидов
азота и других токсичных веществ), а также — системы пылеулав-
ливания.
Отечественные установки золоулавливания для мазутных кот-
лов УТВ-500 и УТВ-700 имеют ряд прямоточных циклонных эле-
ментов и устанавливаются между экономайзером и регенератив-
ным воздухоподогревателем. Испытания системы УТВ-700 на
котле ТГМ-84Б в режимах паропроизводительности от 314 до
420 т/ч в области температур дымовых газов 320—350 °C пока-
зали, что коэффициент улавливания не превышает 71 % [47].
Установка системы УТВ-700 потребовала дополнительного рас-
хода энергии 0,4 кВт-ч/т пара, что эквивалентно снижению КПД
на 0,1 %.
В НИИОгаз проведены исследования на пилотной установке,
разработан опытный образец электрофильтра для улавливания
золы из продуктов сгорания мазута для котла паропроизводи-
тельностью 950 т/ч [53]. Пилотный однопольный электрофильтр
при сжигании мазута с S₽ = 2,6 % при наличии в дымовых газах
СО2—15,5%; О2—1 %; SO2—0,2 % и при температуре 370 °C
обеспечил удовлетворительное улавливание золы с размером ча-
стиц от 4 до 16 мкм (г]з = 81 %).
В ВТИ им. Ф. Э. Дзержинского на мазутном котле ТП-170
ТЭЦ-16 Мосэнерго применен батарейный циклон БУУ 4X10X11,
установленный в рассечку трубчатого воздухоподогревателя в об-
ласти температур дымовых газов порядка 200 °C и обеспечиваю-
щий очистку газов на 80 % от золы и сажи.
В США и Японии с 1967 г. на ряде мазутных котлов паропро-
изводительностью более 480 т/ч применялись механические золо-
уловители и электрофильтры. Так, фирма «ЗАМ» (США) разра-
ботала недорогой механический золоуловитель для мазутных
котлов с т]з = 854-88%. Конструкция аппарата позволяет быстро
очищать его во время остановки котельного агрегата [54]. По-
скольку уловленные частицы состоят на 91 % из углерода, их мо-
жно дожигать в топке. Для котлов малой производительности при-
меняют рукавные фильтры из стеклоткани или тефлона [17]. Как
отечественные, так и зарубежные аппараты для очистки дымовых
газов мазутных котлов от сажи нуждаются в дальнейшем совер-
шенствовании.
ОКСИДЫ СЕРЫ
Одним из наиболее крупных и трудно поддающихся очистке
загрязнителей атмосферного воздуха, выбрасываемых главным
образом энергетическими установками, являются оксиды серы
31
ТАБЛИЦАХ2-1(у
Ежегодные выбросы SO2 в атмосферу США, млн т [56]
Источник	1967	1970	1980	1990	2000
Тепловые электростанции	15,0	20,0	41,1	62,0	94,5
Все источники	30,8	36,6	60,9	96,4	115,8
(SO2 и в меньших количествах SO3). Ежегодный выброс в ниж-
ние слои атмосферы превышает 150 млн т; при этом от 60 до 80 %
этого количества выбрасывается с продуктами сгорания котлов
и печей [55]. Доля тепловых электростанций в общем выбросе
сернистого ангидрида в США в настоящее время составляет 64—
68 % (табл. 2-10).
Из ориентировочного ущерба от загрязнения атмосферы
в США в 1977 г. (24,9 млрд, долл.) 55 % составил ущерб от за-
грязнения сернистым ангидридом [56].
Оксиды серы, а также образующиеся при их соединении с во-
дяными парами кислоты (H2SO3 и H2SO4) оказывают вредное
воздействие на здоровье людей, вызывают разрушение стальных
конструкций и строительных материалов, снижение прозрачности
атмосферы, гибель хвойных лесов и плодовых деревьев, снижают
урожайность сельскохозяйственных культур. Диоксид серы нару-
шает процесс фотосинтеза и дыхания, вызывает острые и хрони-
ческие повреждения листьев. Растения еще более чувствительны
к SO2, чем человек (табл. 2-11).
Вредное воздействие SO2 на растения резко увеличивается при
наличии в атмосфере диоксида азота [58] и повышении влажности
[57]. В ФРГ повреждено 2 млн. га леса, в Польше и Чехословакии
по 0,5 млн. га [27].
Если принять, что вся содержащаяся в топливе сера превра-
тится в SO2, то содержание ее составит 20 г на 1 % серы в топ-
ливе (табл. 2-12). В действительных условиях содержание SO2
будет ниже значений, приведенных в таблице.
Концентрация сернистого ангидрида и соотношение между
ним и серным ангидридом в продуктах сгорания измеряются срав-
нительно часто в связи с необходимостью контроля сернокислот-
ной коррозии хвостовых поверхностей нагрева котла [59]. В газо-
ходах котлов Приднепровской ГРЭС, работающих на АШ (при
СО2 в уходящих газах 10,6%), концентрации оксидов серы за
котлом составляли SO2—0,62, SO3—0,001 <-0,005 % [58]. Обычно
содержание серного (SO3) ангидрида не превышает 2—3 % от
содержания сернистого (SO2) в продуктах сгорания. Эти данные
совпадают с результатами американских исследований, согласно
которым окисление сернистого ангидрида в серный составляет
для котельных агрегатов 0,2—2,5, для газовых турбин 1,5—3,5%.
32
ТАБЛИЦА 2-11 .
Влияние S02 на растения [57]
Концентрация в воздухе, мг,м3	Продолжительность воздействия	Результат воздействия
2,1	18 мин	Повреждено 0,5 % листьев
1,75	159 мин	Повреждено 0,1 % листьев
1,5	4,2 ч	Заметное повреждение листьев на третьи сутки
0,5	26 сут	Небольшие нарушения в ассимиляции
0,37	45 сут	Изменения в ассимиляции не обнаружены Снижение прироста хвойного леса, %:
0,5	Постоянно	48
0,2—0,5	»	29
0,1—0,2		10
Образование SO3 в пламенах и продуктах сгорания зависит от кинетики трех основных реакций [60]:	топлив
SO2 + О + М SO3 + М;	(2-5)
SO8 + O-^->SO2 + O2;	(2-6)
SQ,j r М SO2 + O + M,	(2-7)
при	
[SO3] = Kt [SO2] [О] [M] T,	(2-8)
где М— любая молекула; К—константа скорости реакции.
По некоторым данным количество серного ангидрида зависит
не только от температуры и содержания кислорода, но и от коп
центрации оксидов азота в продуктах сгорания [61]. Последние
могут вступать в реакцию с сернистым ангидридом в газоходах
котла, увеличивая содержание серного ангидрида по реакциям
[Kremer Н., 1973 г.]:
2NO + SO2 = N2O + SOs;	(2-9)
NO2 + SO2 = NO + SOs.	(2-10)
Следует отметить, что уменьшение коэффициента избытка воз-
духа в зоне горения с целью снижения количества оксида азота
ТАБЛИЦА 2-12
Расчетный выброс SO2 с продуктами сгорания
Топливо	Содержание серы в топливе, %	Выброс SOj, г/кг
Уголь АШ	1,8	36
Мазут: высокосернистый	3,0	60
малосернистый	0,5	10
2 Заказ № 825
33
ТАБЛИЦА 2-13
Ориентировочные значения t]SOj при факельном сжигании топлив
Топливо	4so2
Торф Экибастузский уголь Березовские угли Канско-Ачинского бассейна:	0,15 0,02
в топках с твердым шлакоудалением	0,50
в топках с жидким шлакоудалением	0,20
Остальные угли Канско-Ачинского бассейна:	
в топках с твердым шлакоудалением	0,20
в топках с жидким шлакоудалением	0,05
Прочие угли	0,10
Мазут	0,02
Газ	0,0
Сланцы эстонские и ленинградские	0,80
Остальные сланцы	0,50
и серного ангидрида должно осуществляться таким образом,
4тобы не образовывалось значительное количество сажистых и
углеводородных комплексов, сорбирующих оксиды серы и крайне
вредных для людей и конструкций. Например, в одном из райо-
нов, где имеются ТЭЦ, комбинат химического волокна и асфаль-
тобетонный завод, наблюдения, проведенные при участии автора,
показали, что частые обрывы высоковольтной линии в этом рай-
оне связаны с отложением на изоляторах пылевых и сажистых
частиц, адсорбирующих серную кислоту, в результате чего со-
противление изоляции снизилось более чем в 100 раз.
ВТИ им. Ф. Э. Дзержинского рекомендует определять годовой
выброс оксидов серы (SO2 и SO3) в пересчете на SO2 [35]
(табл. 2-13):
Mso2 = 0,02В Sp(l — r]so2)(l— T]so2), т/год,	(2-11)
где В — расход топлива, т/год; Sp-—содержание серы на рабо-
чую массу, %; т|30а —доля оксидов серы, уносимых золой; т]"О2—-
доля оксидов серы, улавливаемых в золоуловителе вместе с твер-
дыми частицами.
Для сухих золоуловителей доля улавливания	В мо-
крых золоуловителях доля улавливания зависит от щелочности
воды и сернистости топлива [51].
По выходе из дымовой трубы в дневное время под действием
солнечного света сернистый ангидрид окисляется в серный, а за-
тем переходит в серную кислоту [13]. Исследования, проведенные
в последние 10 лет И. Г. Кальвертом с сотрудниками, показали,
что образование серной кислоты в атмосфере зависит в решающей
34
I АБЛИЦА 2-14
Концентрации S02 вблизи электростанций малой мощности
Показатель	Расход топлива на каждой электростанции, т/ч			
	580	260	252	180
Содержание серы в топливе, %	0,85	0,44	2,4	2,3
Выброс SO2, т/ч	10	2,3	12,1	10
Высота дымовой трубы, м	120	105	120	150
Концентрация SO2, мг/м8, на расстоянии				
от трубы, м:				
500	0,24	0,33	0,73	0,48
1000	0,23	0,38	0,51	0,6
1500	Нет	0,66	0,95	Нет
	свед.			свед.
2000	0,30	0,31	1,06	0,7
3000	0,28	0,25	0,3	0,76
5000	0,17	Нет	Нет	0,6
		свед.	свед.	
мере от цепного механизма с участием радикала ОН и оксидов
азота:
SO2 + OH-^HSO3;
HSO3 О2 -> SO3 + НО2;
HO2 + NO-^NO2--OH;
HSOs + OH^H2SO4.
В табл. 2-14 приведены значения концентраций сернистого ан-
гидрида в районе нескольких электростанций, работающих на
твердом топливе, по данным Б. П. Гуринова и Н. Я. Янышевой
|32]. Эти данные показывают, что вблизи ТЭЦ и электростанций
устаревших конструкций с высотой дымовых труб до 150 м в ряде
случаев обнаружйваются концентрации выше ПДК-
Для современных ГРЭС с энергоблоками мощностью 200, 300
и 800 МВт, построенных до 1975 г. и проектировавшихся до 1970 г.,
расчет дымовых труб производился только из условий обеспече-
ния допустимых концентраций сернистого ангидрида в воздухе
(при этом предполагалось, что выброс оксидов азота котлами от-
сутствует [64]).
В табл. 2-14 и 2-15 приведены данные Р. С. Гильденскиольда,
В. Б. Рихтера и В. П. Левина [Гигиена и санитария, 1971, № 11],
изучавших концентрационные поля SO2 и NO*.
Несмотря на то что концентрация каждого из веществ ниже
НДК, суммарный показатель токсичности для максимальных кон-
центраций составляет 0,53/0,5 + 0,075/0,085=1,94, т. е. почти в 2
раза выше ПДК-
2
35
ТЛВЛИЦЛ 2 I!.
Распределение концентраций SO2 и \ОЛ- в приземном слое воздуха вблизи ГРЭС, мг/м3
Расстояние, км	Концентрации SO.		Концентрации NO*	
	экстремаль- ные	достоверные	экстремаль- ные	достоверные
0,5	1,0; 0,5;	0,25	0,100	0,050
	0,34			
1,0	1,0	0,50	0,075	0,038
2,0	0,79	0,53	—	0,075
3,0	0,76; 0,63	0,50	—	0,053
4,5	—	0,50	0,050	Одноразовое определение
5,0	—	0,50	0,100	То же
8,0	—	0,53	—	0,050
10,0	0,5	0,37	—	0,025
12,0	—	0,39	0,025	Одноразовое определение
В СССР, США и некоторых других странах рассматривается
вопрос о целесообразности десульфирования угля путем дробле-
ния и промывки водой и щелочными растворами, удаления кол-
чедана из угля с помощью воздушных сепараторов и др. [62, 63].
Рядом организаций в СССР (ВНИИНП, Институт нефтехимиче-
ского синтеза АН СССР, НИИОГаз) и за рубежом [55, 11] прово-
дятся работы по десульфированию жидких топлив.
В ряде случаев за рубежом применяется отбраковка топлив
с высоким содержанием серы. Например, в США принято реше-
ние не применять топлива с Sp> 1 % на электростанциях Нью-
Йорка, Вашингтона и ряда других городов, а во Франции преду-
смотрено использование мазута с SP<1 % при кратковременном
ухудшении метеорологических условий, в ФРГ содержание SO2
в уходящих газах должно быть менее 2,5 г/м3 [11]. В СССР, Ан-
глии, Японии, ФРГ и США строятся и эксплуатируются системы
улавливания сернистого ангидрида в продуктах сгорания.
В.	С. Альтшулер [55] классифицирует методы очистки на про-
цессы без утилизации серы и циклические процессы извлечения
сернистого ангидрида с прямым получением серосодержащих ве-
ществ, подразделяя их в каждой группе на мокрые и сухие.
Подробное рассмотрение методов приведено в работах
Н. Г. Вилесова и С. Б. Костюковской [62], В. С. Альтшулера [55]
и других. Наиболее изученным в техническом отношении следует
считать известковый метод (орошение дымовых газов известко-
вым молоком в скрубберах), в основе которого лежат следующие
реакции:
CaCOs + SO2-> CaSOs + СО3;	(2-12)
СаО /SO2->CaSOs;	(2-13)
2CaS03-i-02->2CaS04.	(2-14)
36
К недостаткам применения известкового молока (СаСО.О ог
носят сравнительно низкую степень использования кальция (60
70%). Поэтому углекислый кальций часто заменяется окисью
кальция, что позволяет также увеличить эффективность очистки
газов от сернистого ангидрида. Продукты взаимодействия соеди-
нений кальция и серы в США удаляются в шлам, а в Японии пе-
рерабатываются на гипс и другие строительно-дорожные мате-
риалы [65],
Известны аммиачный, аммиачно-циклический, магнезитовый
(доломитовый) методы очистки, а также метод, основанный п >
окислении сернистого ангидрида на ванадиевом катализаторе.
Среди других методов отметим связывание серы путем вдува
ния в топку порошка доломита (СаСО3• MgCO3), проверенное
в эксплуатации и применяемое в США, Японии и ФРГ и пока-
завшее возможность очистки на 90—91 % от SO2; каталитическое
окисление сернистого ангидрида в серный с использованием ва-
надиевого катализатора и последующим переводом в серную ки-
слоту и (в аммиачном дозаторе) в сульфат аммония со степенью
очистки 97,5%; сухое улавливание адсорбентами — мелкозерни-
стым торфяным полукоксом или оксидами железа (ФРГ) [62].
Известковый метод прошел проверку на ряде станций в СССР
(Каширская ГРЭС, Киевская ТЭЦ-4) и за рубежом.
Еще в 1937 г. в СССР впервые в мировой практике на Кашир-
ской электростанции был применен скруббер для улавливания
SO2 с помощью растворов и суспензии MgO. Впоследствии этот
метод внедрили на металлургическом заводе. Наличие в боль-
ших количествах СаО в таких топливах, как эстонские сланцы,
березовские, ирша-бородинские угли, позволяет снизить стоимость
очистки, особенно при получающем развитие сжигании углей
в кипящем слое [63].
Весьма перспективен также разработанный в НВТ АН СССР
под руководством С. А. Христиановича метод очистки сернистого
мазута путем его газификации под давлением. Метод реализован
на одной из отечественных электростанций [20]. На опытной уста-
новке на Молдавской ГРЭС ВТИ им. Ф. Э. Дзержинского осу
ществлена система очистки дымовых газов от оксидов серы н
азота путем окисления их озоном и использованием полученных
продуктов в качестве удобрений [64].
Строительство атомных электростанций, благоприятный топ-
ливный баланс последних десятилетий, позволивший резко увели-
чить удельный вес используемого на электростанциях природного
газа в Европейской части СССР и осуществить переход к широ-
кому использованию малосернистых углей Канско-Ачинского и
Экибастузского месторождений в Восточной части СССР, позво-
лили несколько отсрочить необходимость массового строительства
дорогостоящих установок сероочистки. При этом следует учесть,
что большинство ТЭЦ и ГРЭС в Европейской части СССР исполь-
37
зуют природный газ 6—9 мес. в году и, следовательно, установки
сероочистки на этих станциях работали бы менее половины вре-
мени года.
Вместе с тем в Японии, США, ФРГ и некоторых других стра-
нах в последние 15—20 лет началось широкое освоение систем
сероочистки на электростанциях. К 1985 г. общая мощность уста-
новок превышала 50 тыс. МВт [65]. Наиболее широкое распростра-
нение, начиная с середины 60-х годов, установки сероочистки
с получением дополнительных продуктов получили в Японии [651.
Например, на ТЭС «Сакаико» с улавливанием SO2 на активиро-
ванном угле и последующем получении 98 %-й серной кислоты и
на ТЭС «Амагасаки-Хигаси», где использован мокрый известко-
вый метод и в качестве конечного продукта получают гипс. Так
как при использовании мокрого метода температура уходящих
газов снижена со 130—150 до 55—60 °C, применяется подогрев
дымовых газов специальной форсункой. В тот же период на не-
скольких энергоблоках было применено вдувание порошка MgO
с дисперсностью 10—ПО мкм, при этом степень улавливания SO2
составила 90 % при получении существенных количеств (2 т/ч на
150 тыс. м3/ч продуктов сгорания) сульфата аммония. Кроме
сульфата аммония в установках сероочистки получают серу, сер-
ную кислоту, сульфат натрия.
В настоящее время десульфуризационные установки с получе-
нием гипса, содержащие обычно две реакционные колонны, в од-
ной из которых SO2 взаимодействует с СаО, образуя CaSO3, а во
второй CaSO3 доокисляется воздухом до CaSCh, составляют бо-
лее 50 из 70 существующих на угольных и мазутных энергоблоках
Японии установок [66]. В США также, начиная с 1968 г., на ряде
электростанций (ТЭС «Ганнон», «Портленд» и др.), в том числе
работающих на угле, применены установки сероочистки. Еще
в 1974 г. в эксплуатацию было введено 13 крупных установок
(в том числе 3 магнезитовых, 9 аммиачных и 1 аммиачно-цикли-
ческая), а в 1984 г.—55 установок. К началу 1980 г. общая мощ-
ность энергоблоков, оснащенных сероочистными установками, со-
ставляла 22 100 МВт. На нескольких установках удалось полу-
чить товарную серу с чистотой 99,5 % и довести эффективность
очистки до 99 %.
В ФРГ очистке газов от сернистых соединений уделяется
большое внимание. Нормы на содержание SO2 в продуктах сго-
гания снижены в 1983 г. с 1600 до 400 мг/м3, что еще ускорило
темпы ввода в эксплуатацию сероочистных установок, массовое
строительство которых начато в 1970 г. В первую очередь десуль-
фуризационные установки строились на электростанциях, рабо-
тающих на пыли каменных углей, а в последние годы и на стан-
циях, сжигающих бурые угли. Большинство установок работает
по известковому методу, основанному на промывке дымовых га-
зов известковой суспензией, после чего сульфид кальция в окис-
38
I А БЛИЦА 2-16
Стоимость сероочистки на ТЭС
Мощ- ность ТЭС, МВт	Топливо	Способ очистки	Удельные капитало- вложения		Удельные годовые эксплуатаци- онные затраты		Увеличение расхода топлива на ТЭС, %
			руб./кВт	%	коп./(кВт-ч) |	%	
1200	Подмосковный	Аммиачно-цикли-	61,2	39,0	0,55	34,0	16,8
(4Х 300) 3200	бурый уголь Донецкий уголь	ческий Аммиачно- цикли-	37,0	24,0	0,27	31,7	7,8
(4 X 800)	ГСШ	ческий Магнезитовый	49,6	32,0	0,27	31,7	8,1
лительной колонне превращается в сульфат кальция, из которого
после разделения в центрифугах получают товарный гипс. Введе-
ние систем сероочистки привело к повышению отпускной цены на
электроэнергию на 30 % [64].
У нас в стране заканчивается строительство опытно-промыш-
ленной аммиачно-циклической системы очистки от SO2 на Доро-
гобужской ГРЭС производительностью 1 млн м3/ч. ГРЭС сжигает
подмосковный бурый уголь с содержанием серы 2,5—3%, в ка-
честве конечного продукта будет получаться жидкий сернистый
ангидрид. В течение нескольких лет на одной из ГРЭС работает
оригинальная опытнц-промышленная установка одновременной
очистки от оксидов серы и оксидов азота путем подачи озона
в скруббер. Установка обеспечивает очистку газов по сернистому
ангидриду до 90%, по оксидам азота до 65 % с одновременным
получением сульфата и нитрата аммония для удобрений в сель-
ском хозяйстве [63].
Основной недостаток систем сероочистки — очень высокая
стоимость строительства и эксплуатации. В табл. 2-16 по данным
Л. И. Кроппа показано, что системы сероочистки повышают за-
траты на строительство и эксплуатацию электростанций на твер-
дом топливе в среднем на 32 % [63].
На агломерационных фабриках работают системы сероочистки
производительностью до 1 млн м3/ч [67].
Несмотря на высокую стоимость при строительстве новых и
эксплуатации ряда существующих электростанций в ряде случаев,
например при работе, на высокосернистых углях, в районах с боль-
шой плотностью промышленности необходимо создавать системы
очистки от серы. Повышение КПД процесса улавливания серы до
90 % и более, а главное, снижение эксплуатационных затрат на
39
сероочистку может быть достигнуто при сжигании на ТЭС угля
с высоким содержанием СаО в кипящем слое. В этом случае мо-
жет быть обеспечено связывание сернистого ангидрида собствен-
ной щелочью топлива с образованием сульфата кальция [64]. Этот
процесс выгоден в первую очередь для тех топлив, в которых со-
держание щелочи достаточно для связывания всей серы топлива
и отношение CaOCB/SO2>l (эстонские сланцы, березовские и
ирша-бородинские угли и менее выгоден для кузнецких углей и
донецкого АШ). С учетом экономии за счет отказа от привозного
реагента эти топки могут быть рентабельными. Следует отметить,
что технология работы топок энергетических котлов с кипящим
слоем, тем более «активным», еще не отработана. В настоящее
время в отечественной практике она сравнительно широко (до
100 топок) используется в малой энергетике (котлы до 10 т/ч
пара).
Несмотря на то что снижение концентрации серы в топливе
на нефтеперегонном заводе требует больших капитальных затрат,
чем, например, очистка дымовых газов на электростанции магне-
зитовым методом, именно такой путь представляется более пер-
спективным, так как он позволяет ликвидировать сернистую кор-
розию хвостовых поверхностей нагрева котла и высокотемпера-
турную сернистую коррозию топочных экранов.
По данным С. А. Фейгина, С. Б. Костюковской, В. К. Солкина
и др. [1975 г.], для строительства установки гидроочистки мазута
мощностью 1,5 млн т/год с целью снижения содержания серы
в мазутах, поступающих на ТЭЦ Москвы, с 2,5 до 0,5 % необхо-
димы капиталовложения в размере 109 млн. руб.
Для достижения максимальной высоты эмиссии атмосферных
выбросов наиболее целесообразным является применение высоких
одиночных многоканальных труб.
Для уменьшения концентрации сернистого ангидрида в воз-
духе городов СССР реальными представляются следующие
меры.
1.	Замена твердого топлива и высокосернистого мазута при-
родным газом и малосернистым мазутом в отопительных и про-
мышленных котельных и ТЭЦ, размещенных в непосредственной
близости от жилых массивов. Реальность этого направления под-
тверждается благоприятным топливным балансом СССР, по-
этому имеется возможность снабдить природным газом значи-
тельное число отопительных котельных и ТЭЦ, а' также ряд круп-
ных тепловых электростанций.
2.	Освоение методов улавливания сернистого ангидрида на
ТЭЦ.
3.	Очистка мазута от серы на нефтеперегонных заводах.
4.	Кратковременное сжигание малосернистого мазута или газа
на электростанциях при особо неблагоприятных метеорологиче-
ских условиях.
40
ОКСИДЫ АЗОТА
В ряду основных загрязнителей атмосферного воздуха специ-
алыюе место занимают оксиды азота. В связи с тем что большин-
< ।во приборов и методов измерения основано на определении дио-
ксида азота с предварительным доокислением оксида в диоксид,
.1 также вследствие того что до 1983 г. были установлены нормы
ИДК только на содержание NO2 в атмосферном воздухе, обычно
фиксировалась сумма оксидов азота (NO + NO2 = NOX). До 1950—
1960-х гг. исследование NOX как загрязнителей атмосферы, выбра-
сываемых с продуктами сгорания топлива, практически не прово-
шлось и все внимание было сосредоточено на твердых частицах
( «>ла, пыль, сажа) и сернистом ангидриде. Между тем, как по-
казали исследования, проведенные еще в 1960-х годах автором
|<>8, 69], содержание оксидов азота определяет токсичность про-
дуктов сгорания угля и мазута на 40—50 %, а природного газа на
'»() -95%. Валовой выброс оксидов азота в атмосферный воздух
и различных регионах и . городах составляет 6—8% общего вы-
проса всех вредных веществ, уступая лишь выбросу оксида угле-
рода, оксидов серы и твердых частиц. Однако по токсичности NO2
(11ДКмр = 0,085 мг/м3 по сравнению с 0,5 мг/м3 для SO2 и пыли
и 5 мг/м3 для СО) и ввиду активного участия в фотохимических
реакциях в атмосфере оксиды азота не уступают по своему воз-
ц'йетвию этим трем группам загрязнителей.
До 1980 г. во всех исследованиях по образованию оксидов
.нога в процессах горения исходили из следующих предпосылок.
I.	В процессе горения топлива в котлах и других топливосжи-
|.||<>щих устройствах образуется только оксид азота.
2.	При выходе из дымовой трубы оксид азота сравнительно
иыстро полностью доокисляется до диоксида азота.
Вместе с тем исследованиями Белорусского отделения
BI [ИПИЭнергопром [70], Института газа АН УССР [71], Главной
и'офизической обсерватории [72] показано, что только 40—80 %
оксида азота, содержащегося в дымовой струе, превращается
и диоксид азота. В связи с работами, проведенными Белорусским
медицинским институтом по обоснованию ПДК на NO, Минздра-
ТАБЛИЦА 2-17
ПДК оксидов азота в атмосферном воздухе населенных пунктов
Вещество	Предельно допустимая концентрация, мг/м3	
	максимальная разовая	среднесуточная
Диоксид азота NO2	0,085	0,04
Оксид азота NO	0,6	0,06
41
вом СССР в 1982 г. утверждены значения ПДК [73], указанные
в табл. 2-17.
В Японии введена еще более жесткая норма (NOX—
0,035 мг/м3).
В США, Японии, Великобритании и других высокоразвитых
капиталистических странах при строительстве новых электростан-
ций не учитывается усиление вредного влияния при совместном
присутствии в атмосферном воздухе SO2 и NO2. Но результаты
исследований на животных, проведенных в 1-м Московском меди-
цинском институте и в Институте санитарии и гигиены им.
Г. М. Натадзе, показали, что сочетания этих оксидов при концент-
рациях, равных сумме ПДК, вызывают усиление процессов коло-
генообразования в легких, нарушение состава крови, снижение
плодовитости животных и т. д. Концентрация двуокиси азота
15 мг/м3 вызывает раздражение глаз, а 200—300 мг/м3 опасна
уже при кратковременном вдыхании, так как оксиды азота по-
падают в легкие, где соединяются с гемоглобином крови и могут
вызвать отек легкого. Исследования по выявлению порога запаха
диоксида азота, проводимые в разные годы различными авто-
рами [8, 73; Шаламберидзе О. П., 1969 г.; Фельдман Ю. Г., 1975 г.],
позволяют принять его равным 0,2 мг/м3.
Более 95 % от общего количества выбросов оксидов азота
(51 млн т/год) во всем мире поступает в атмосферу с продуктами
сгорания и жидкого топлива и газа и лишь 2,4 млн т выбрасывает
химическая промышленность (следует отметить, что образую-
щиеся в результате атмосферных явлений оксиды азота в коли-
честве 770 млн т/год не представляют опасности, так как они рав-
номерно распределяются по поверхности земного шара в малых
концентрациях). При внесении минеральных азотных удобрений
в почву, из нее также выделяются N2O, NO, NO2 и NH3. Однако
количество NO2 невелико и обычно не превышает 2—3 % от
N2O.
В топочных камерах котлов и промышленных печей, где мак-
симальные локальные температуры в факеле достигают 2100—
2200 К, при наличии свободного кислорода достаточно активно
протекает реакция синтеза оксида азота из азота и кислорода.
Выход оксида азота растет с увеличением температуры в зоне го-
рения. Обычно количество образовавшегося оксида азота выше
предельно допустимых концентраций в атмосферном воздухе
в 1000—20000 раз (от 0,2 до 1,5 г/м3).
После выхода из дымовой трубы в атмосферу основная часть
оксида азота переходит в диоксид азота по двум основным реак-
циям:
а)	при высоких концентрациях в корне факела за счет окис-
ления кислородом в результате экзотермических реакций
2NO+O2->2NO2+188 кДж/моль;	(2-15)
42
б)	при низких концентрациях в результате окисления атмо-
сферным озоном:
NO г О3 —О., , 205 кДж/моль.	(2-16)
Последняя реакция при низких концентрациях, имеющих место
н приземной области дымовой струи [71], протекает в 105 раз ско-
рее реакции (2-15) и является превалирующей.
Работами последних лет [70—72] показано, что при малых кон-
центрациях NO, например для приземной части факела дымовой
трубы электростанций, реакция оксида азота с озоном является
ведущей и в решающей мере определяет переход оксида азота
в диоксид в атмосферном воздухе. Содержание NO2 в зоне влия-
ния дымового факела, таким образом, будет складываться из сле-
ту тощих четырех составляющих:
NO2 = NOf/cp-h NO°2+ NO2°!p NOj,	(2-17)
1 де NO2a— содержание NO2 в дымовых газах; ср — коэффициент
разбавления; NO°’ —количество NO2, образовавшееся в резуль-
тате окисления NO молекулярным кислородом; NO°t —количе-
ство NO2, образовавшееся в результате окисления NO атмосфер-
ным озоном; NO2* — фоновое содержание диоксида азота в воз-
духе, мг/м3.
Отметим, что в связи с раздельным нормированием содержа-
ния NO и NO2 в атмосферном воздухе необходимо изучать раз-
дельно содержание NO и NO2 как в атмосферном воздухе, так и
в продуктах сгорания.
В связи с решающей ролью озона в процессе перехода NO
и NO2, существенным влиянием его на ряд превращений других
основных загрязнителей, необходимо при размещении электро-
станции или другого крупного источника сжигания топлива иметь
та иные о содержании О3 в приземном слое, а при возможности и
его вертикальное распределение до высоты 400—500 м.
Общее количество озона в атмосфере сравнительно невелико —
толщина приведенного слоя 3 мм, масса 3,29 • 109 т [Александ-
ров Э. Л., Король И. Л., Ракинов Л. П. и др., 1982 г.]. Обычное
содержание О3 в атмосфере городов составляет 0,02—0,10 мг/м3,
при этом максимум концентраций имеет место в дневные (12—
17 ч), а минимум — в ночные или утренние часы. Для городского
воздуха характерна корреляция содержания О3 с числом автомо-
билей. При этом, например, максимум О2 и минимум О3 прихо-
дятся на четверг — пятницу, что соответствует максимальной ин-
тенсивности движения автотранспорта.
Наряду с наиболее важной реакцией (2-16) следует учитывать
разрушение озона и в ряде других реакций, в частности с Н, С1,
Вг, ОН, а также в реакции с пероксидным радикалом:
О3 + НО2->ОН +2О2.	(2-18)
43
Диоксид азота, а особенно озон, общее содержание которого
в атмосфере больше, существенно снижают солнечную радиацию
(табл. 2-18). Кривые изменения концентраций NO2 и О3 имеют
взаимно противоположный характер.
Таким образом, поглощение О3 и NO2 может уменьшить сол-
нечную радиацию на 10 %.
Дж. Р. Холмс и др. [1973 г.] указывают, что в атмосфере про-
текают следующие основные реакции окисления — разложения
оксидов азота под действием солнечного света:
N02+/zv->N04-0;	(2-19)
О-уО2 + М->О3 + М;	(2-20)
NO + O3->NO2 + O2;	(2-21)
O + NO2->NO + O2;	(2-22)
O+NO2 + M->NO3 + M;	(2-23)
NO3 + NO-> 2NO2;	(2-24)
' О Д NO + M NO2 + M;	(2-25)
2NO+ 02->-2N02;	(2-26)
NOs+NO2->N2O6;	(2-27)
N3O6-> NO3+ NO2;	(2-28)
NO2 + O3 NO3 + O2.	(2-29)
Основную роль, однако, играют три первые реакции, подробно
разобранные в работах [74, 75].
Д. Питтс [75] на лабораторной установке подвергал ультра-
фиолетовому облучению смесь воздуха, NO и NO2- При этом
в основном протекали реакции (2-19), (2-20) и (2-21).
ТАБЛИЦА 2-18
Доля суммарной радиации солнца, поглощаемая О3 и NO2, по
Э.	Л. Александрову, И. Л. Король, Л. П. Ракинову
Зенитный угол
Солнца,градус
Альбедо подстилающей поверхности
0	0,25	1	0,75
Поглощение Оз, %
0	2,95	3,28	4,01
60	4,00	 4,28	4,90
78	6,25	6,48	6,97
Поглощение NO2, %
0	0,72	0,91	1,34
60	1,04	1,57	1,95
78	3,04	3,18	3,48
44
Оксиды азота оказывают двоякое действие на озон воздуха.
С одной стороны озон расходуется на окисление NO в NO2 по ре-
акции (2-21)—этот процесс характерен для выброса тепловых
электростанций, где есть оксид азота, но нет углеводородов.
В выхлопе автомобилей, где есть углеводороды, наоборот отме-
чается образование повышенного количества озона.
При добавлении углеводородов, в частности олефинов или
бензина, динамическое равновесие не устанавливается. В этом
случае окисляются и исчезают углеводороды, образуются альде-
гиды, нитриты и т. д., оксид азота окисляется в диоксид, появля-
ется озон, а также образуется пероксиацетилнитрат:
О
СН3С
^ООЫОг.
При соединении озона, диоксида азота и пероксиацетилнит-
рата образуются фотохимические оксиданты, являющиеся одной
из причин фотохимического смога.
Количество озона, которое образуется в воздухе в присутст-
вии оксидов азота и углеводородов, определяется из уравнения
[2, 76, 77]
С01- 0,25 д/с^ д/ско+ £ «о.Ссн ,	(2-30)
где — коэффициент, характеризующий озонообразующую спо-
собность углеводородов и равный для непредельных углеводоро-
дов (пентана, гексана и др.) примерно 1, для ароматических со-
единений 0,4, для предельных углеводородов (метана и др.) 0,1.
В табл. 2-19, по данным Ю. И. Израэля и сотрудников [1984 г.],
приведены газофазные реакции окисления оксидов азота с указа-
нием ориентировочного времени жизни реагента.
Соотношение NO и NO2 имеет большое значение, так как NO2
обладает, согласно некоторым исследованиям, в 7 раз большей
токсичностью, чем NO. Д. П. Парцеф [Гигиена и санитария, 1972,
№ 8] указывает, что кратковременные пиковые концентрации NO2
оказывают большее воздействие на человека, чем среднее содер-
жание в воздухе.
Исследования, проведенные в Институте газа АН УССР
(И. Я. Сигал, Г. С. Андрейчук, Э. П. Домбровская, С. Л. Жуков-
ская, В. В. Хоха) на территории, не прилегающей непосредст-
венно к автотрассам, показывают наиболее характерное распре-
деление Cno/Cno (табл. 2-20).
Как следует из таблицы, в утренние и вечерние часы концен-
трация оксида азота в атмосферном воздухе составляет 30—40 %
45
ТАБЛИЦА 2-19
Газофазные реакции окисления оксидов азота
Реакция	Константа ско- рости реакции, см*/(с«число молекул)	Типичная среднесуточная концентрация реагента, число молекул см3	Среднее время жизни реагента относительно данной реакции, ч
no + o3->no2 + o2	1,6-10-1*	8-Ю11	0,02
no2 no 4- 0	4-10-31	.		0,07
NO 4- HO2-^NO24-H	8,1-10-12	3-10»	0,11
NO2 4-О3—>NO2-f-NO2	1,3-10-”	8-Ю11	27
NO34-NO->NO2-|-NO2	1,9-10—11	3 • 1010	0,0005
NO3 ^X NO2 4- O-	2,1-Ю-11	—	0,001
NO3 ^X NO 4- O2	8,3-10-21	—	0,003
NO24-OH->HNO3	9-10—12	1,8-10s	17
3NO2 4- H2O—>2HNO3 4- NO	2 • 10-25	3-10”	5000
NO3 4- NO2 N2O5	—	—	—
N2O5 4-H2O—>-2HNO3	—	—	—
NO2 4- RCOOO—>- RCOOONO2	1,4-10~15	5-Ю9	40
от общего количества оксидов азота, а в период с 10 до 16 ч —
лишь 20—25 %. В целом можно сделать вывод о преобладании
диоксида в общем содержании оксидов азота в атмосферном воз-
духе.
В последние годы в нашей лаборатории Н. А. Гуревичем,
Э. П. Домбровской, А. М. Куклиным [77, 78] выполнен большой
комплекс исследований по изучению концентраций NO и NO2
в дымовой струе в атмосферном воздухе и изучению их взаимо-
действия с атмосферным озоном. Количество образующихся ок-
сидов азота возрастает быстрее, чем оксидов серы и твердых ча-
стиц, так как в отличие от этих загрязнителей, они производятся
не только стационарными установками, но и автотранспортом.
Кроме того, при замене твердого и жидкого топлива природным
газом картина существенно не меняется (а в энергоблоках мощ-
ностью более 300 МВт выброс NOX даже возрастает). Необходимо
уже в ближайшие годы завершить начатые в широких масшта-
ТАБЛИЦА 2-20
Изменение соотношения концентраций в летний день
Время суток, ч	NO,/NO	Время суток, 4	no2/no
8	1,5	18		
10	—	20	2,0
12	3,7	22	1,6
14	3,3	24	1,3
16	3,2		
46
бах работы по снижению образования оксидов азота в котлах
шектростанций [79], осуществить мероприятия по снижению вы-
бросов их огневыми промышленными установками, а также авто-
мобильными двигателями [80, 81].
ОКСИД УГЛЕРОДА И ДРУГИЕ ПРОДУКТЫ
НЕПОЛНОГО СГОРАНИЯ
Одной из наиболее значительных групп токсичных веществ,
попадающих в атмосферный воздух, являются продукты непол-
ного сгорания топлива: оксид углерода (СО), альдегиды (глав-
ным образом, НСНО), органические кислоты [уксусная
(СН3СООН) и др.] и углеводороды. В этой группе наибольшее
шачение имеет оксид углерода. Если содержание пыли, оксидов
серы и оксидов азота в атмосферном воздухе городов определя-
ется уровнем выброса токсичных веществ с продуктами сгорания
топлива, сжигаемого в топках котлов и печах, то содержание ок-
сида углерода на улицах больших городов на 75—97 % опреде-
ляется автотранспортом. Так, по данным Ю. Г. Фельдмана
|1975 г.], загрязнение воздуха оксидом углерода в Москве и Ле-
нинграде определяется автотранспортом соответственно на 96,3
и 88,1 %, а углеводородами на 64 и 79%. Такое же положение
характерно для подавляющего числа крупных городов, за исклю-
чением городов с развитой металлургической промышленностью,
в которых при наличии агломерационных фабрик и других про-
изводств в черте города содержание СО в атмосферном воздухе
определяется примерно в равной степени металлургией и авто-
транспортом.
Оксид углерода составляет около половины от общего весо-
вого количества всех вредных веществ, поступающих в воздуш-
ный бассейн городов. Более половины этого количества (десятки
миллионов тонн в год) составляют выбросы автомобильного
транспорта, остальное — агломерационные производства черной
металлургии и другие более мелкие источники (отопительные
котлы, вагранки и др.).
Оксид углерода — высокотоксичное вещество. Уже при кон-
центрации СО в воздухе порядка 0,01—0,02 об. % при вдыхании
в течение нескольких часов возможно отравление, а концентра-
ция 0,2 об. % (2,4 мг/м3) через 30 мин приводит к обморочному
состоянию.
Оксид углерода вступает в реакцию с гемоглобином крови,
образуя карбоксигемоглобин (CO)W/;. К настоящему времени
обычное содержание (СО)нь у жителей крупных городов состав-
ляет: у некурящих 1,2—1,9%, а у курящих в 2 раза больше [80,
81]. Содержание (СО)нь в крови, не зависящее от внешних источ-
ников, составляет 0,4%. Следует отметить, что гемоглобин имеет
47
сродство к СО в среднем в 2—10 раз выше, чем к кислороду
[Уорк К, Уорнер С., 1980 г.]:
(CO)Hbl(O2)Hb = М (pcolpOi)	(2-31)
где М — константа для крови человека, равная 200—250; р —
парциальное давление в крови; (СО)нь — содержание СО в крови;
(О2~)нь — содержание О2 в крови. Однако за 3—4 ч после оконча-
ния вдыхания СО кровь здорового человека наполовину очища-
ется от (СО)нь.
- Схема образования и выгорания СО при горении углеводоро-
дов имеет следующий характер: на начальном участке выгорания
углеводородов идет накопление оксида углерода, а затем его
окисление по длине камеры сгорания. Так, при горении метана
в факеле и общей длине факела L=10d (где d — диаметр воз-
душного канала) на расстоянии (0-4-2)d обычно происходит на-
копление СО от О до 2—3%, а на последующем участке —
(2ч-10)с/—постепенное снижение концентрации до конечных зна-
чений 0,1—0,01 % в зависимости от совершенства организации
процесса горения. Для интегрального описания процесса образо-
вания СО иногда используется реакция
(п/2)О2—>-пСО-1 (rn/2)H2.	(2-32)
Однако в действительности накопление СО при горении про-
исходит в результате быстрых реакций [82]:
СНз + О^НСНО+Н;	(2-33)
HCHOiM^CHOiH;	(2-34)
СНО + М-> СО Д Н;	(2-35)
СНООН->СО-'ГН2О.	(2-36)
Накопление формальдегида (НСНО) в пламенах также от-
мечалось в работе [79]. Окисление СО в топочной камере в ре-
зультате реакции
СОДО2->СО2ДО	(2-37)
не играет заметной роли ввиду очень малой скорости.
Основной реакцией, по которой выгорает оксид углерода в то-
почной камере, является реакция с гидроксилом [82]:
СО + ОНч±СО2+Н.	(2-38)
Поэтому добавки пара и воды, увеличивающие выход ради-
кала ОН, способствуют снижению содержания СО. В двигателях
внутреннего сгорания, где время горения составляет несколько
миллисекунд, содержание СО достигает нескольких процентов.
По усредненным подсчетам автомобиль потребляет в год 2 т бен-
зина и выбрасывает в воздух 20—25 тыс. м3 продуктов сгорания,
48
ТАБЛИЦА 2-21
Содержание.вредных веществ в выхлопных газах автомобилей в зависимости
от режима работы
Вещество	Автомобиль	Карбюраторный двигатель				Дизельный двигатель			
		Малый ход	1	ф ‘ р. о * <у	Повышен- ный ход	Замедле- ние	1	Малый ход	ф о. о S ф « S >> К	Повышен- ный ход	Замедле- । ине	i 1
со, %	1	13,8	2,8	5,1	4,8	0,0	0,0	0,0	0,0
	2	11,2	2,2	2,4	6,3	0,0	0,1	0,0	0,0
	3	10,0	3,9	2,7	5,5	0,0	0,05	0,0	0,0
	4	5,7	4,7	3,0	2,7				
СПНП1, %	1	0,98	0,20	6,05	2,64	0,047	0,018	0,013	0,061
	2	0,30	0,05	—	1,84	0,017	0,023	—	—
	3	0,16	0,04	0,02	0,54	0,055	0,021	0,015	0,038
	4	0,67	0,34	0,32	0,68	—-	—	—.	—
NOX, ppm	1	45	1430	314	12	60	827	310	40
	2	15	1940	740	12	50	863	224	42
	3	38	670	906	30	68	856	178	9
КСНО, ppm	I	73	28	1	2214	4	7	4	7
	2	12	13	15	303	14	6	19	10
	3	5	16	6	312	17	37	8	70
в которых содержится 700 кг СО, 40 кг NOX, 230 кг углеводородов
!i 2—5 кг твердых частиц.
Ж- Детри [11] приводит данные наблюдений за автомобилями
г карбюраторными и дизельными двигателями в Париже
(табл. 2-21).
В больших городах концентрация оксида углерода в воздухе
юстигает очень высоких значений: в Париже, например, в 1960—
1970 гг. в среднем 30—31 мг/м3 [11]. Дж. Нильсон [83] приводит
средние концентрации оксида углерода в пробах, отбираемых
каждые 20—30 мин в центральной части некоторых крупнейших
городов США (до введения систем каталитической очистки), из
которых видно, что они во много раз превышают принятые
в СССР нормы.
Задача снижения выбросов оксидов углерода при работе дви-
гателей внутреннего сгорания является одной из важнейших про-
блем современного автомобилестроения. Эта проблема рассмат-
ривается в ряде работ, среди которых можно отметить работы
II. Я. Варшавского, Р. В. Малова [1968 г.], Ж. Детри [И],
В. А. Звонова [1973 г.], Ю. Якубовского [1980 г.] и др.
Автомобили с карбюраторными двигателями выбрасывают до
5 % и более оксида углерода от объема выхлопных газов. При
правильной регулировке двигателя это количество может быть
уменьшено до 0,15—0,20 °/0 [84]. Поэтому необходимо создавать
приборы для экспресс-методов контроля состава топливовоздуш-
иой смеси и определения содержания оксида углерода в продук-
49
тах горения, разрабатывать методы очистки продуктов сгорания
от оксида углерода.
Важнейшими задачами является перевод на сжатый природ-
ный и сжиженный газ, а также на смесевое топливо (бензин +
газ) автобусов и грузового автотранспорта, а впоследствии и ча-
сти легкового автотранспорта. В СССР имеется 30-летний опыт
эксплуатации грузового автотранспорта на газе и газозаправоч-
ных станций.
Проведенные в НАМИ, ГосавтотрансНИИпроекте и в других
организациях исследования показывают, что при переводе двига-
телей с бензина на газ выброс в атмосферу СО снижается
в 10—15, выброс углеводородов в 5—10, оксидов азота в 2 раза
[84, 85].
В США, Японии, ФРГ и других странах с 80-х годов значи-
тельное число автомобилей оснащено нейтрализаторами СО.
Большинство конструкций нейтрализаторов представляет собой
насадку на выхлопную трубу, в которой содержатся решетки,
трубочки или шарики из носителя (обычно, А12О3), покрытого
тонким слоем катализатора — оксида платины (или других ме-
таллов) для окисления СО и СО2.
Центральной научно-исследовательской и конструкторско-тех-
нологической лабораторией токсичности двигателей Минсельхоз-
маша СССР и Институтом химии АН КазССР разработаны ка-
тализаторы и устройства для окисления СО, применяемые для
грузовых автомобилей, работающих в карьерах, разрабатываются
нейтрализаторы для городского автотранспорта.
Из стационарных установок к крупнейшим источникам вы-
броса следует отнести в первую очередь агломерационные фаб-
рики, каждая из которых выбрасывает 1—7 млн м3/ч аглогазов,
содержащих до 1 % СО, а также кислородные конвертеры (70—
90 % в продуктах сгорания), электросталеплавильные печи (23—
32 % СО), вагранки (8—5 %), мартеновские печи (до 1 %), котлы
малой производительности [Кочо В. С., Курилов В. К-, 1971 г.].
В металлургических агрегатах, где концентрация оксида углерода
велика, его обычно дожигают в котлах-утилизаторах или специ-
альных печах, с предварительным обогащением продуктов сго-
рания воздухом. Выброс СО котлами изучен недостаточно. Он
происходит в основном при работе на твердом топливе и при не-
удовлетворительном регулировании процесса горения.
Статистическая обработка результатов отдельных исследова-
ний, проведенных в США А. Геллером и Д. Вальтерсом [86], по-
казала, что отопительные установки выбрасывают в атмосферу
в 20 раз больше оксида углерода на единицу теплоты, чем про-
мышленные котельные, и в 500 раз больше, чем электростанции.
Эти авторы указывают, что при сжигании угля в мелких установ-
ках выброс оксида углерода превышает 2 % от массы топлива,
а при сжигании мазута и газа незначителен. Однако результаты
50
ряда других исследований [46], в том числе и опыты автора [69,
87], показывают, что при горении этих топлив в котлах малой
производительности имеют место существенные концентрации ок-
сида углерода (до 0,05 %).
Отметим, что при условии полного горения в продуктах сгора-
ния имеется лишь незначительное количество оксида углерода
[88], определяемое диссоциацией диоксида углерода Ссодисс = /(^,а)
и рядом других реакций. Значение Ссодисс увеличивается с ростом
температуры в зоне горения и с уменьшением концентрации сво-
бодного кислорода [88, 89]. И. Н. Карпом, Б. С. Сорокой, Л. Н.Да-
шевским и С. Д. Семерниной [88] в Институте газа АН УССР про-
ведены расчеты равновесного состава продуктов сгорания при-
родного газа, которые приняты состоящими из 11 компонентов:
СО2, Н2О, О, СО, Н2, О2, О, ОН, Н, N2, N. Составив 11 уравнений
и решив их методом Ньютона—Рафсона (линеаризация системы
путем представления уравнений в логарифмической форме и раз-
ложения в ряд Тэйлора), авторы получили концентрации компо-
нентов в широком диапазоне изменения Тиа. Абсолютные зна-
чения содержания оксида углерода в диапазоне температур
1600—1800 К и а= 1-4-1,4 находятся в пределах 0,006—0,017 %,
а отношение СО/Н2~1,9.
Расчетные данные не учитывают влияния конструкции, аэро-
динамики топочной камеры и исходят из условий равномерности
температур. Близкие к действительным данные о концентрации
оксида углерода могут быть получены при изучении процесса го-
рения в топках котлов. Следует учесть, что на концентрацию
в конечных продуктах сгорания наряду с кинетическими факто-
рами (Ссо; Со/, Сн2о‘> 0 влияют также аэродинамика топочной
камеры; эффективность перемешивания холодного топливовоз-
душного потока с рециркулирующими продуктами сгорания; рас-
положение поверхностей нагрева по отношению к факелу; взаим-
ное расположение горелок и некоторые другие факторы.
Концентрация оксида углерода в продуктах сгорания газа
около 0,02%, сопровождающаяся потерями теплоты от химиче-
ской неполноты сгорания <7з = О,1 %, обычно не привлекает осо-
бого внимания наладчиков котлов и эксплуатационного персо-
нала электростанций. Вместе с тем при работе на таком режиме
при сжигании 10-106 м3/сут природного газа в атмосферный воз-
чух поступает 30—40 т оксида углерода. В табл. 2-22 приведены
расчетные данные о выбросе СО отопительными котельными
(квартальной и районной) и электростанцией мощностью 1,2 МВт.
Особо следует отметить выброс малометражных котлов домо-
вого отопления. В СССР большая часть зданий в городах охва-
чена централизованным теплоснабжением, однако в районах ма-
лоэтажной застройки (окраины городов, районные центры) рабо-
тает более 4 млн малометражных котлов, сжигающих каменный
51
ТАБЛИЦА 2-22
Расчетный выброс СО в атмосферу
Концентрация СО в продуктах сгорания		Химическая неполнота сгорания, %	Суточный выброс СО, т		
			Квартальная котельная (3 котла ДКВР-10 или ТВГ-8)	Районная котельная (3 котла ПТВМ-50)	Электростанция 1,2 МВт нлн ТЭЦ с аналогичным расходом топлива
%	мг л				
0,01	0,12	0,054	0,10	0,66	9,2
0,02	0,24	0,108	0,20	1,32	18,4
0,05	0,60	0,27	0,50	3,3	46
0,10	1,2	0,54	1,0	6,6	92
0,5	6,0	5,4	5	33	460
уголь или природный газ. Эти установки снабжены дымовой тру-
бой высотой 5—8 м и, особенно при сжигании угля, являются ис-
точником загрязнения атмосферного воздуха СО, сажей, 3,4-бенз-
пиреном.
Данные о незначительности выброса СО при сжигании ма-
зута и газа и прогноз уменьшения его (практически до нуля) при
переводе установок с угля на жидкое и газообразное топливо не
всегда подтверждаются. Анализ работы котлов паропроизводи-
тельностью до 10 т/ч показывает, что при переводе их с угля на
газовое топливо при очень тщательной регулировке системы ав-
томатики можно снизить содержание оксида углерода до 0,01 %,
в реальных условиях до 0,02 % • Эти результаты совпадают с дан-
ными Р. Л. Чэсса и Р. Е. Джорджа [46]. Однако Беккер [89] на
основании анализа состояния атмосферы Базеля и Цюриха с ха-
рактерным увеличением концентрации СО в зимний период ука-
зывает, что при сжигании газа в отопительных и промышленных
установках вместо жидких топлив концентрация СО в воздухе
увеличивается. Эти данные подтверждаются другими исследова-
ниями [Stern A. S., 1962 г.]. Так как выброс котельными установ-
ками и печами суммируется с выбросом автотранспорта, следует
обеспечить снижение выброса СО малыми установками путем
правильного регулирования горения.
Наряду с оксидом углерода в продуктах сгорания газа в ряде
случаев обнаруживается также формальдегид и другие продукты
неполного горения (органические кислоты и т. д.). Наиболее су-
щественное значение имеет формальдегид, обладающий высокой
токсичностью и резким неприятным запахом. Наличие формаль-
дегида в значительных количествах отмечалось при горении
жидкого топлива и природного газа в малых установках при об-
щем или локальном недостатке воздуха [46, 90].
Изучение работы малых котлов [46], используемых для отопи-
тельных и коммунальных нужд (паропроизводительность менее
10 т/ч), показало, что концентрации формальдегида для котлов
этой группы находятся в пределах 0,0037—0,031 мг/л продуктов
52
сгорания и могут различаться на целый порядок в зависимости
от режимных и конструктивных особенностей работы топки. Ин-
тересно отметить, что при сжигании жидкого топлива концентра-
ция в продуктах сгорания тех же котлов была ниже (0,0025—
0,0080 мг/л), чем при сжигании газового топлива.
На образование формальдегида в топках существенное влия-
ние оказывает переохлаждение фронта горения потоками избы-
точного вторичного воздуха или соприкосновением с холодными
поверхностями нагрева. Первый из этих случаев изучался
Дж. Томасом, Г. Санборном и М. Мукаи [91] на эксперименталь-
ной установке, представляющей собой трубу-горелку, на выходе
из которой сжигался метан и пропан в диффузионном пламени
или после предварительного смешения с воздухом. Газовые фа-
келы обдувались спутным потоком вторичного воздуха. Данные
авторов показывают, что при горении заранее подготовленной
смеси (а= 1,19) повышение охлаждения факела спутным потоком
при увеличении а от 2,3 до 4,1 приводило к увеличению образова-
ния формальдегида в 8 раз. В то же время при диффузионном го-
рении метана увеличение а от 1,1 до 2—2,4 сопровождалось сни-
жением концентрации формальдегида в среднем в 4 раза (с 60 до
12—18 мг/м3). В дымовых газах котлов, работающих на мазуте
или природном газе, обычно обнаруживается от 0 до 70 мг/м3
нсно.
По данным исследований, выполненных в Институте газа АН
УССР [Аксенов В. Л., 1985 г.], увеличение а от 1,1 до 1,7 приво-
дило к увеличению содержания НСНО в дымовых газах котлов,
например, в котле ДКВР-10-13 с горелками ГМГ от 0,2 до
0,5 мг/м3, а в другом котле ДКВР-10-13 с горелками ГА-110 от
0,7 до 1,0 мг/м3.
В продуктах сгорания также обнаруживаются углеводороды
п органические кислоты. Обычно содержание формальдегида и
органических кислот является заметным лишь при высоком со-
держании СО в продуктах сгорания. И все же следует иметь
в виду, что содержание СО в воздухе подавляющего большинства
городов определяется в решающей степени автомобильным транс-
портом. Даже увеличенные в последние годы ПДК по СО —
5 мг/м3 часто превышаются в 2—3 раза и более.
Суммируя вышесказанное, следует отметить следующие ос-
новные задачи по снижению содержания СО в двигателях:
а)	регулирование карбюраторов и организация контроля;
б)	широкое производство и применение каталитических ней-
трализаторов;
в)	перевод части автотранспорта на сжатый природный, сжи-
женный газ, смесевые топлива;
г)	постепенный перевод части автотранспорта на электриче-
ские и другие двигатели, не связанные с выбросом вредных ве-
ществ в атмосферу.
53
Для снижения выбросов СО стационарными источниками не-
обходимо осуществить ряд мероприятий, основные из которых:
1)	разработать и применить методы термической или катали-
тической очистки агломерационных газов;
2)	увеличить полноту сгорания топлива в котлах малой мощ-
ности и в промышленных печах;
3)	обеспечить дожигание конверторных и ваграночных газов;
4)	обеспечить предотвращение попадания СО в атмосферу из
межконусного пространства доменных печей и через неплотности
оборудования;
5)	не допускать возгорания терриконов в районах угледо-
бычи.
КАНЦЕРОГЕННЫЕ ВЕЩЕСТВА
В последние 50 лет в поле зрения исследователей попали кан-
церогенные вещества, поступающие в атмосферу с продуктами
сгорания топлив, а также с газовыми выбросами нефтеперераба-
тывающих, коксохимических и асфальтобетонных заводов, агло-
мерационных фабрик, обогатительных фабрик, терриконов уголь-
ных и сланцевых шахт.
К числу обладающих большой канцерогенной активностью и
достаточно хорошо изученных канцерогенных веществ следует
отнести в первую очередь 3,4-бензпирен (С20Н12), который обра-
зуется в процессах пиролиза угля и углеводородных топлив при
температуре более 600 °C [92] и обнаруживается в саже, дымо-
вых газах, выхлопе автомобилей.
По некоторым данным [93, 94], механизм образования 3,4-бенз-
пирена протекает с участием ацетилена и других углеводородов
ацетиленового ряда, образующихся при пиролизе или крекинге,
нс=сн
I
СН2 = СН—СН = СН2 (дивинил)->-С20Н12.	(2-39)
По Н. В. Лаврову [93], балансовые уравнения образования
3,4-бензпирена могут быть представлены в виде
из ацетилена
10C2H2->C20Hi2 + 4H2;	(2-40)
при пиролизе метана
20СН4 -+ 10С2Н2 + 60Н2 -> С20Н12 + 34Н2.	(2-41)
Л. М. Шабад, П. П. Дикун и другие исследователи [95, 96]
указывали на наличие связи между загрязнением атмосферы 3,4-
бензпиреном в городах и заболеваниями жителей раком легких.
С 1930 г. по 1950 г. смертность от рака легких увеличилась с 50
54
случаев на 1 млн. жителей в США до 130, в Голландии до 150,
в Великобритании до 300 случаев [95]. Концентрация в воздухе
3,4-бензпирена увеличивается вместе с масштабом города, при
этом максимальные концентрации наблюдаются зимой. ПДКм. р
в атмосферном воздухе населенных мест по 3,4-бензпирену
в СССР очень жесткая и составляет 0,1 мкг/100 м3. Высокие кон-
центрации 3,4-бензпирена обнаружены в районе размещения ме-
таллургических, коксохимических и нефтеперерабатывающих за-
водов (табл. 2-23) [97]. Для городов с местным отоплением на
угле максимальные концентрации имеют место в зимний период.
Исследования, проведенные под руководством Р. Хагебраука
[98], показали, что существенные количества канцерогенных ве-
ществ образуются при сжигании угля в слое, сжигание же топ-
лива в пылеугольных топках не сопровождается значительным
выбросом канцерогенных веществ в атмосферу (табл. 2-24).
Из табл. 2-24 видно, что концентрация 3,4-бензпирена в топ-
ках с неподвижной колосниковой решеткой, применяемых глав-
ным образом в установках для отопления домов и мелких котель-
ных, на 4 порядка превосходит содержание 3,4-бензпирена в кот-
лах электростанций.
По данным [97] вклад некоторых источников в выброс С2оН12
в атмосферу США оценивался в 1972 г. следующим образом:
юмовые отопительные установки — 82,5%, электростанции —
0,1 %, автотранспорт — 4,3%, нефтехимия — 3,9%. В ФРГ в рай-
оне отапливаемых углем малоэтажных домов в зимнее время кон-
центрация 3,4-бензпирена и других полициклических ароматиче-
ских углеводородов (ПАУ) была в 20 раз выше, чем летом [98].
Основное количество ПАУ адсорбируется на поверхности частиц
сажи и золы размером менее 200 мкм, способных проникать в ды-
хательные пути человека. Полагают, что угольная энергетика от-
ветственна примерно за 20 % случаев гибели от рака легких [99].
ТАБЛИЦА 2-23
Содержание 3,4-бензпирена в атмосферном воздухе в районе
предприятий
Предприятие	Расстояние от источника выброса, м	ССМН,2- мкг/100 м3
	50	9,39—167,9
Коксохимическое	500	3,88—15,0
	1000	0,44—2,30
Металлургическое	1500	0,87—3,06
	2000	0,58—0,99
	3000	0,32—0,51
Нефтеперерабатывающее	500	0,031—5,035
	1000	0,065—0,487
	2000	0,027—0,505
	4000	0,012—0,350
55
ТАБЛИЦА 2-24
Содержание полициклических углеводородов при сжигании угля в разных топочных
камерах, %
Вещество	Топка с неподвижными колосниками	Цепная решетка	Пылеугольная топка
3,4-Бензпирен	100	0,01	0,01
1,2-Бензпирен	100	0,01	0,05
Пирен	100	0,10	0—0,20
Флуорантен	100	—	0—0,10
Исследования, проведенные в киевском НИИ санитарной тех-
ники совместно с Киевским институтом общей и коммунальной
гигиены им. А. М. Марзеева (КНИИОКГ), показали, что при
слоевом сжигании угля в малометражных котлах, особенно в пе-
риод розжига слоя дровами, концентрация 3,4-бензпирена в про-
дуктах сгорания составляет 150—170 мкг/100 м3, что с учетом вы-
соты дымовой трубы 5—8 м и ее расположения вблизи соседних
зданий может создавать в зоне пребывания человека концентра-
ции, превышающие ПДК.
Как в отопительных котлах, так и в металлургических агрега-
тах и в двигателях внутреннего сгорания наблюдается четкая
корреляция процесса ухудшения качества горения и выхода 3,4-
бензпирена. Большие количества его выделяются только при ре-
жимах горения, сопровождающихся сажеобразованием. Опыты
И. А. Шура и сотрудников [92] показали, что при хорошем каче-
стве сжигания газа концентрация 3-4-бензпирена в продуктах сго-
рания невелика, а в ряде случаев даже ниже, чем в окружающем
воздухе. Изучение условий образования канцерогенных веществ
при горении представляет существенный интерес и является те-
мой специальных исследований, проводимых в настоящее время.
Отметим только, что образование 3,4-бензпирена зависит от ре-
жима горения, прежде всего от количества кислорода и темпе-
ратуры.
Исследования, проводимые Л. М. Цирульниковым и сотрудни-
ками [100], а также ВТИ, Институтом газа АН УССР и другими,
показали, что 3,4-бензпирен и другие канцерогенные вещества
присутствуют в продуктах сгорания различных топлив в котлах
электростанций, однако их влияние не столь велико, и опреде-
ляют токсичность продуктов сгорания мощных ГРЭС не более
чем на 3—4 % •
Исследования, выполненные в САФ ВНИИПромгазе [Коню-
хов В. Г., 1978 г.] на нескольких газомазутных котлах электро-
станций, ТГМП-114, ТГМП-314, ПК-41, а также ТГМП-84 и
ТГМП-94, показали, что максимальный уровень концентраций
3,4-бензпирена в продуктах сгорания составляет 2,5—3,0 при сжи-
56
ТАБЛИЦА 2-26
Концентрация 3,4-бензпирена в продуктах сгорания котлов электростанций
Котел	Нагрузка энергоблока, МВт	Доля рециркуля- ции, %	Коэффициент избытка воздуха	Концентрация 3, 4-бензпирена в дымовых газах, мкг/10 м3	Уровень токсичности
8	300	5	1,01	21,0	210
8	300	5	1,03—1,04	7,1	71
8	300	0	1,01 — 1,02	19,0	190
8	300	11	1,01—1,015	14,6	146
8	150	22	1,02	14,0	140
7	150	30	1,03	24,7	247
7	30	5	1,01	30,2	302
6	300	5	1,01	н,з	113
гании газа и 90—100 при сжигании мазута, а минимальный 0,5—1,0
для газа и 3—5 мкг/100 м3 для мазута. При сжигании угля вы-
брос 3,4-бензпирена выше, чем при сжигании мазута, а при сжи-
гании мазута в смеси с газом приближается к уровню выброса
на мазуте. С увеличением нагрузки от 50 до 100 % концентрация
3,4-бензпирена обычно снижается.
Из приведенных выше данных следует, что перевод котлов
электростанций на сжигание газа снижает выброс 3,4-бензпирена
в атмосферу в среднем в 10 раз. Вместе с тем, если в продуктах
сгорания электростанций превышение ПДКм. р (C/ПДКм. р) поБОг
и NO.V составляет обычно 5000—8000, то по канцерогенным веще-
ствам это превышение [101] от 100 до 200, а по данным ВТИ до
300. В табл. 2-25 приведены результаты исследований выброса
3,4-бензпирена при сжигании мазута в котлах ТГМП-314 (энерго-
блоки 300 МВт), проведенных сотрудниками ВТИ им. Ф.Э. Дзер-
жинского. При этом два котла (6 и 7) были оснащены 16 настен-
ными, а один — 8 подовыми горелками [Горбаненко А. Д., Анич-
ков Е. Н., Божевольнова Е. В. и др., 1982 г.].
Электростанции не создают зоны превышения ПДК по канце-
рогенным веществам. Такие зоны обычно создаются коксохимиче-
скими, металлургическими, нефтеперерабатывающими производ-
ствами, а также автомобильным транспортом.
Исследования, выполненные в Киевском институте общей и
коммунальной гигиены им. А. Н. Марзеева Н. Я- Янышевой и
И. С. Киреевой [1967 г.], показали, что на транспортных магистра-
лях городов существуют устойчивые зоны высоких концентраций
С20Н12, а концентрации в жилых районах с местными отопитель-
ными системами зимой достигают 0,32—0,56 мкг/100 м3 (в 2—2,3
раза превышают концентрации 3,4-бензпирена в жилых районах
с централизованным отоплением).
Как правило, значительный выброс канцерогенных веществ
двигателем связан с общим ухудшением качества горения, а уве-х
57
ТАБЛИЦА 2-26
Концентрация оксида углерода и 3,4-бензпирена в выхлопных газах бензинового
двигателя [84]
Режим работы	СО, об. %	е^Ни, мкг/100 ма
Холостой ход	2,5—3,0	4 000
Разгон	2,0—5,0	10 000
Равномерное движение	0,5—1,0	До 4 000
Торможение	до 4,5	До 28 000
личение выброса СО обычно сопровождается увеличением вы-
броса сажи и 3,4-бензпирена (табл. 2-26).
В последние 10—15 лет Н. Я- Янышевой с сотрудниками вы-
полнен большой объем работ по изучению выброса канцероген-
ных веществ металлургическими установками [67, 97]. Согласно
этим данным содержание 3,4-бензпирена в продуктах сгорания
воздухоподогревателей доменных цехов, отапливаемых природ-
ным или коксовым газом, не превышает 7 мкг/100 м3, что хорошо
коррелируется с данными, приведенными в таблице. Вместе с тем
при отоплении прокатных печей коксовым газом отмечались кон-
центрации С20Н12 до 880 мкг/100 м3, что, очевидно, вызвано пло-
хой организацией режима горения. Основной вклад в выброс
3,4-бензпирена металлургическим производством вносит обычно
коксохимическое, а также агломерационное производство (70—
75%), выбросы которого составляют 1—6 млн м3/ч, а концентра-
ция 3,4-бензпирена находится в пределах 78—216 мкг/100 м3
[67].
Сравнительно недавно при сушке пищевых продуктов дымо-
выми газами начали обнаруживать канцерогенные вещества, по-
падающие вместе с мелкодисперсной сажей, содержащейся в про-
дуктах сгорания, также образующиеся в результате взаимо-
действия углеводородов, вещества с NO2, продуктов сгорания
нитрозамины. В работе [102] отмечается, например, что при ис-
пользовании для сушки травяной муки типовой установки
АВМ-1,5, работающей на дизельном топливе и содержании 3,4-
бензпирена (фоновом) в ней 0,076 мкг/кг сухой массы, уровень
его в результате сушки возрастает до 0,556 при а=1,21 и до 4,485
или в 64 раза при а=1,08. При а>1,4 концентрация NO2 уже со-
ставляет основное количество оксидов азота [103].
А. Н. Кашурин с сотрудниками [102] в Киевском технологиче-
ском институте пищевой промышленности, проводивший исследо-
вание процесса сушки продуктами сгорания, как и ряд зару-
бежных исследователей [Wain Wright В. Т., 1981 г.], отмечает об-
разование канцерогенных нитрозаминов. Образование А-нитрозо-
диметиламина происходит при наличии в зерне вторичных аминов,
58
когда NO2, адсорбируясь влагой зерна, переходит в азотистую
кислоту и нитрозирует амины:
(СН3)2 -> HNO	(CH3)2N — NO + Н2О.	(2-42)
'	среда
Они переходят в новое ароматическое соединение нитрозогор-
денин, который при нагреве в процессе сушки выделяет У-нитро-
зодиметиламин:
СН3
\n—no.
ch;
Таким образом, при сушке дымовыми газами пищевых про-
дуктов в них не должны практически содержаться NO2 и сажа.
Зависимость образования 3,4-бензпирена от а имеет экстре-
мальный характер с минимумом вблизи а—1,10 [92], аналогично
зависимости CO = f(a), полученной в работе [104]. В хорошо отре-
гулированных топочных устройствах выход 3,4-бензпирена не пре-
вышает (0,24-0,4) • 10~2 мкг/100 м3 продуктов сгорания [92]. Сле-
дует также отметить, что 3,4-бензпирен хорошо растворяется
в ацетоне, бензоле, толуоле и ряде других растворителей и мо-
жет быть уловлен фильтрами из ткани ФПП-15, разработанными
И. В. Петряновым. 3,4-бензпирен может быть также ликвидиро-
ван путем прямого дожигания или окисления на катализаторах
(например, в автомобильном нейтрализаторе при температуре
300—400 °C) при подаче дополнительного воздуха.
КИСЛОТНЫЕ дожди
В последние годы особое внимание привлечено к проблеме пе-
ремещения соединений серы и азота в атмосферном воздухе на
большие расстояния (до 1000 км) от источника выброса. Эта про-
блема имеет важное значение для СССР в связи с наличием ре-
гионов с высокой концентрацией промышленности внутри страны
(например, Донбасс, Подмосковье,'Урал), строительством мощ-
ных топливно-энергетических комплексов, а также в связи с транс-
граничным переносом загрязнений из-за рубежа через западную
границу СССР.
Проблема обострилась в последние годы в связи со строитель-
ством электростанций большой мощности на низкосортных топ-
ливах с высоким содержанием серы и применением дымовых труб
высотой 250 м и более.
Она связана как с перемещением, так и с превращением в ат-
мосфере оксидов серы и азота, выбрасываемых главным образом
электростанциями, а также другими крупными топливосжигаю-
59
щими установками либо предприятиями по переработке полезных
ископаемых (предприятия цветной металлургии и др.).
В ряде случаев в результате последующих реакций в атмо-
сфере токсичность первичных загрязнителей воздуха существенно
повышается. При этом следует рассматривать атмосферный воз-
дух как вторичный реактор дообразования вредных веществ (пер-
вичный— топка котла, транспортный двигатель, вторичный—ат-
мосферный воздух). Например, при переходе NO в NO2 в атмо-
сферном воздухе масса вредного вещества увеличивается в 1,5
раза, а токсическое действие возрастает в 7 раз.
Обычно оксиды серы и азота находятся в атмосферном воз;
духе до 2—5 сут (нижний предел более характерен для оксидов
азота, верхний — для оксидов серы, табл. 2-27), перемещаясь
с потоками воздуха на расстояние до 1 тыс. км. При этом проис-
ходит их превращение в кислоты и сток из атмосферы с осад-
ками в почву и в поверхностные воды, главным образом в виде
слабых растворов серной, азотной и азотистой кислот в резуль-
тате ряда реакций, среди которых отметим следующие:
SO2 + ОН — -> HSO3;	(2-43)
HSO3 + О2 -> SO3 + НО2;	(2-44)
HSO3 + ОН —-> H2SO4,	(2-45)
а также ранее приведенные реакции NO с О3 (2-21) и NO2 с гид-
роксилом (2-19).
Наряду с этими реакциями (реакция NO с озоном является
ведущей в переходе NO в NO2 в дымовых струях электростанций,
см. гл. 3) под воздействием солнечного света протекают и реак-
ции с радикалами НО2 и RO2, образующимися в атмосфере в ре-
ТАБЛИЦА 2-27
Рассеивание и трансформация некоторых веществ в атмосфере
Вещество	Масштабы трансформации	
	Расстояние	Время
NO	10 км	1 ч
no2	100 км	2 сут
ПАН	1000 км	4 cvt
HNO3	1000 км	4 cvt
SO2	100 км	2 сут
H2SO4	1000 км	5 сут
СН4	в глобальном масштабе	10 лет
60
Рис. 2-2. Цепи реакций окисленных соединений азота в атмосфере.
зультате фотохимических реакций гидроксила ОН с углеводоро-
дами:
NOy-HO., — NO2 + OH;	(2-46)
NO+RO2^NO2 + RO.	(2-47)
Образование азотистой кислоты наиболее вероятно в резуль-
тате реакций:
2NO2 + H2O-52^^^->HNO2 + HNO3.	(2-48)
Следует учитывать, однако, что часть азотистой кислоты, об-
разовавшейся в ночное время, разлагается под воздействием сол-
нечного света в утренние часы.
Образование азотной кислоты происходит в дневное время че-
рез NO2
NO2 + OH + M^HNO3 + M,	(2-49)
а в ночные часы через N2Os
NO2 4- О3 —>- NO3 О2;
NO2-'-O3^NA;
N2O5 у- Н2О 2HNO3.	(2-50)
Реакции окисления соединений азота в атмосфере условно
изображены схемой, представленной на рис. 2.2.
Такие химические превращения в сочетании с перемещением
на большие расстояния привели к возникновению проблемы кис-
лотных дождей, остро интересующих в настоящее время не только
специалистов, но и правительственные органы ряда стран. В табл.
2-28 приведены некоторые ориентировочные данные о выбросе
SO2 и NOX на территории европейских стран. Впервые явление
61
ТАБЛИЦА 2-28
Выброс SO2 [26] и NO2 [данные ЕЭК ООН за 1980—1983 гг.]
Страна	Выбросы, тыс. т/год		Страна	Выбросы, тыс. т год	
	SO2	NOx		S02	NO*
Албания	50	Нет свед.	Италия	2200	Нет свед.
Австрия	215	64	Люксембург	24	7
Бельгия	380	82	Нидерланды	240	157
Болгария	500	Нет свед.	Норвегия	75	38
Чехословакия	1500	365	Польша	1500	Нет свед.
Дания	228	70	Португалия	84	То же
Финляндия	270	76	Румыния	1000	»
Франция	1800	Нет свед.	Испания	1000	180
ГДР	2000	То же	Швеция	275	99
ФРГ	- : 	1815	943	Швейцария	58	55
Греция	352	Нет свед.	Турция	500	Нет свед.
Венгрия	750	122	Великобритания	2560	543
Исландия	6	Нет свед.	Югославия	1475	Нет свед.
Ирландия	87	23			
закисления осадков отмечалось в Швеции и Норвегии 20 лет на-
зад, затем в США и Канаде.
Проведенное изучение показало, например, что 65 % кислых
осадков, выпадающих в северо-восточной части США, связано
с оксидами серы, а 30—35 % с оксидами азота, попадающими
в воздух с продуктами сгорания топлива. При этом трансгранич-
ный перенос оксидов серы из США в Канаду, например, состав-
ляет 4 млн т/год, а в обратном направлении лишь 1 млн т/год.
Такой же в ряде случаев неравноценный обмен имеет место и
между европейскими странами (табл. 2.29).
Кислотные дожди выпадают в США, Канаде, странах Западной
Европы, в Европейской части СССР и в ряде других стран. Как
указывает председатель Госкомгидромета СССР Ю. А. Израэль
[28] в 1979—1981 гг. на территорию СССР в среднем поступало
2,3 млн т серы (а в некоторые годы до 10 млн т в пересчете на
NO2), в то время, как поток с нашей территории был в 5—10 раз
меньше (что связано с преобладающим направлением ветров).
Около 900 тыс. км2 территории СССР подвержено действию кис-
ТАБЛИЦА 2-29
Трансграничные переносы серы в ФРГ и из нее в соседние страны, тыс. т/год [27]
Перенос серы	ЧССР	Франция	ГДР	ПНР	Швеция	Австрия	Другие страны
Из ФРГ	130	118	102	96	42	38	246/
В ФРГ	58	130	142	22	0	10	234
62
лотных дождей. Озера Карелии и Кольского полуострова, так же
как и озера скандинавских стран, закисляются вследствие транс-
граничного переноса соединений серы и азота. Воздействие кис-
лых дождей ощущается также в УССР, БССР, Архангельской,
Московской и в других областях. Восстановление кислых почв
путем известкования требует больших материальных затрат.
34 государства Европы, США и Канада в 1985 г. подписали
«Протокол о сокращении выбросов серы или их трансграничных
потоков по меньшей мере на 30 %», который должен быть выпол-
нен к 1993 г. (за базовый уровень принимается 1980 г.). Для вы-
полнения этой задачи в Советском Союзе проводится ряд меро-
приятий, из которых главные:
— перевод части электростанций и ряда других топливосжи-
гающих установок на природный газ;
— широкое применение методов снижения образования окси-
дов азота.
Там, где эти мероприятия недостаточны, будут строиться си-
стемы сероочистки и системы очистки от оксидов азота.
Глава 3
ОБРАЗОВАНИЕ ОКСИДОВ АЗОТА
ПРИ ГОРЕНИИ
Условия образования оксидов азота при горении до сих пор
не разработаны в достаточной мере и требуют глубокой прора-
ботки весьма сложной химической кинетики процесса в сочета-
нии с детальным изучением тепломассообмена и его влияния на
кинетику. В 1960—1970 гг. в большинстве публикаций в СССР и
за рубежом в качестве основной модели образования NO прини-
малась «термическая» схема, разработанная подробно в работах
Я. Б. Зельдовича [105, 106]. Согласно этой схеме выход NO опре-
деляется реакцией между атомом кислорода и молекулой азота
(£ = 75 ккал/моль). При этом количество атомарного кислорода
определяется диссоциацией молекулы О2 (£1/2 = 59 ккал/моль).
Эти процессы имеют очень высокий энергетический барьер £ =
= 561 кДж/моль и, следовательно, определяются температурой
процесса. Однако исследования за последние 20 лет показали:
1)	образование NO в пламенах имеет место не после оконча-
ния реакции горения, а непосредственно в зоне горения и зави-
сит от ряда других химических реакций в пламенах (рис. 3-1 [79]).
При этом собственно образование NO происходит не только в ре-
зультате реакций атомарного кислорода с молекулой азота, но и
в ряде других;
2)	образование О в пламенах происходит не только за счет
диссоциации О2, но и в ряде других реакций, концентрация ато-
марного кислорода в зоне горения на 1—2 порядка выше равно-
весного, определяемого из условий диссоциации молекулярного
кислорода, и в пламенах углеводородов составляет 0,4—0,8%;
3)	максимальная температура в ядре зоны горения сущест-
венно ниже расчетной теоретической вследствие наличия сверх-
равновесных концентраций промежуточных продуктов реакций и
теплообменных процессов;
4)	зависимость выхода NO от температуры значительно сла-
бее, чем это предполагалось ранее.
К настоящему времени приближенно до детальной разработки
процесса можно отметить три основных группы источников обра-
зования оксида азота при горении: «термические», «быстрые» и
«топливные» NO, которые рассмотрим подробнее.
64
УСЛОВИЯ ОБРАЗОВАНИЯ «ТЕРМИЧЕСКИХ»
ОКСИДОВ АЗОТА
Условия протекания цепной реакции окисления атмосферного
азота свободным кислородом при горении (взрыве), формальная
кинетика которой описывается уравнением
N24-O2^2NO—180 кДж/моль,	(3-1) *
рассмотрены в работах Н. Н. Семенова [105], Я- Б. Зельдовича,
П. Я. Садовникова, Д. А. Франк-Каменецкого [106], Ю. П. Рай-
зера [107], А. М. Маркевича, И. И. Тамма и Ю. И. Рябинина
[1959 г.], А. И. Атрощенко [1970 г.], С. Н. Ганза [1967 г.], В. Ф. Ко-
пытова, А. И. Стеженского, О. А. Загоровского [1964 г.], автора
п сотрудников [68, 69, 87].
Ряд исследований [106, 88, 107] позволяет определить влияние
концентрации исходных веществ, температуры и давления на рав-
новесную концентрацию, а также на время установления равно-
весия реакций образования оксида азота. Я- Б. Зельдович,
П. Я- Садовников и Д. А. Франк-Каменецкий [106] рассмотрели
скорость обратимой реакции образования — разложения оксида
азота:
-^^ = K1CN2O2-K2[CNO]2,	(3-2)
где K^Q-Wexpl-Er/IRT)]- К2= 3 • 106 exp[-E2/(RT)].
В работе [106] показано, что несмотря на цепной механизм ре-
акции образования оксида азота, ее формальная кинетика доста-
точно хорошо описывается уравнением обратимой реакции (3-1)
с энергией активации для прямой реакции £\ = 542 кДж/моль, об-
ратной £2 = 360 кДж/моль (в более поздних работах [107] приво-
дятся значения £1 = 565 кДж/моль, £г=385 кДж/моль). В резуль-
тате получено уравнение для равновесного количества NO [106]:
[CNO] = 4,6 д/Со,Сн2ехр [—21 500/(£Т)].	(3-3)
Температура в зоне реакции оказывает решающее влияние на
равновесную концентрацию оксидов азота (рис. 3-2) в воздухе:
Температура, К	300	700	800 1800	2500
Равновесная концентрация, 0,00127 0,38 2,54 4700 31 700
[CNO1. мг/м3
Я. Б. Зельдовичем [106] разработана цепная схема окисления
азота, в которой активную роль играют свободные атомы кисло-
рода и азота:
1)	О2 + М->О + О + М—494 кДж/моль (инициирование);
2)	O + N2->NO + N—314 кДж/моль 1
3)	N д О2—NO + О+ 134 кДж/моль J
4)	О + О4 М->О2 +М + 494 кДж/моль (обрыв цепи).
3 Заказ № 825	65
66
I Л БЛИЦА 3-1
Константа скорости реакции образования NO
(O-|-N2->NO+ N)
Константа, (об. %/с) 1	Константа при Г=2000 К	Источник
2,2-Ю7 ехр [—74 000/(£Г)1 (2-М)-10’ ехр [—75 500/(/?Т)] <>. 1 • Ю7 ехр [—75 400/(/?Г)] 1,1 • 107 ехр [—75 000/(£7’)]	0,22 0,13—0,26 0,38 0,21	я. Б. Зельдович, Ю. П. Райзер [108] К. Фенимор [109] Д. Томпсон, Т. Браун, Дж. Бир 1110] И. Шейхед, Т. Ньюхолл [1973 г.]
При этом концентрация атомарного кислорода остается неиз-
менной, а скорость процесса определяется реакцией 2 схемы.
Энергетический барьер этой реакции складывается из двух со-
ставляющих:
а)	энергии, требующейся на образование одного атома кис-
лорода (£i);
б)	энергии активации реакции атома кислорода с молекулой
азота (Ег).
Таким образом,
Е = Е1-|-Е2 = 494/2-|-314 = 561 кДж/моль.	(3-4)
Так как энергия активации этой реакции очень высока, то она
предопределяет исключительно сильную зависимость скорости
образования оксида азота от температуры:
dC^o/dr = 2ЕпСо Cn>,	(3-5)
। i,e Ец — константа скорости реакции, (об. %/с)-1 (табл. 3-1);
С<> и Сц,—концентрации атомарного кислорода и молекулярного
азота, об.% •
Концентрация атомарного кислорода в пламенах может быть
определена экспериментально с использованием методов элек-
।ронно-парамагнитного резонанса (или других спектральных ме-
|<>дов) или расчетным путем.
Согласно [106] при горении с избытком окислителя
co=[K]Vc^,	(3-6)
। ie Со.—концентрация кислорода в продуктах сгорания, об. %;
|/<| -константа равновесия, (об. %/с)0’5 (табл. 3-2).
Так как [Е] очень сильно зависит от температуры, то, следова-
le./ibiio, концентрация атомарного кислорода и зависящий от нее
Гис. 3-1. Средние по сечению концентрации СО2, О2, СО, Нг, С11< и NOX.
• ' вдоль оси факела вихревой горелки, б — вдоль развертки факела.
67
Рис, 3-2. Равновесные концентрации NO в продуктах
сгорания природного газа при различной температуре
в зоне горения.
выход оксида азота обусловлены максимальной температурой
в зоне горения. Значения констант реакций приведены в табл. 3-1
и 3-2.
Концентрация оксидов азота линейно увеличивается с увели-
чением концентрации атомарного кислорода и экспоненциально
с увеличением температуры [115]. Отметим, однако, что, согласно
последующим работам К- Фенимора [ИЗ], Р. Мальте и сотруд-
ников [114], зависимость выхода О от О2 по формуле (3-6) не
имеет места.
При стационарном режиме горения реакция горения и сле-
дующая за ней (или частично совпадающая во времени) реакция
ТАБЛИЦА 3-2
Константа равновесия реакции
о,502 + м->0 4-м
Константа [К], (об. %/с)°>5	Константа при Г =20 000 К	Источник
1.3-104 ехр [—61 000/(/?Т)] 0,75-104 ехр [—59 300/(ЯТ)] 4,7-104 ехр [—59 000/(ЯЛ1 2,8-104 ехр [—61 000/(ЯТ)]	0,003 2 0,002 7 0,002 8 0,006 5	Я. Б. Зельдович, Ю.П.Райзер [108] Д. Томпсон, Т. Браун, Дж. Бир [ПО] В. Н. Кондратьев [111] И. Н. Карп и др. [88]
68
образования оксида азота протекает при переменной темпера-
туре. При анализе процесса в работах [106, 108] за характерную
температуру принята максимальная температура.
Я. Б. Зельдовичем [106] развита математическая теория син-
теза азота в условиях переменной температуры. Получены реше-
ния для двух крайних случаев подвижности реакции: а) малой
подвижности, когда в зоне горения не успевает образоваться
равновесная концентрация оксида азота и реакция останавлива-
ется при малом выходе вследствие охлаждения; б) большой по-
тнижности, когда в процессе горения достигается равновесная
концентрация, но реакция остается подвижной и далее при ох-
лаждении в результате концентрация оксида азота несколько па-
шет вследствие его разложения.
Мерой подвижности реакции является безразмерный критерий,
поставленный из константы скорости обратной реакции — Кт, рав-
новесной концентрации — [Cno]t и времени реакции — тР:
/Ст [Cno]tTp.
В частности, при малой подвижности реакции, соответствую-
щей значениям /Ct[Cno]tTp< 1, безразмерный (отнесенный к равно-
весной концентрации) выход равен критерию подвижности:
CnO= Cno/[Cno]t = /Ст [CnoItVp.	(3-7)
Используя характерное время установления равновесной кон-
центрации tno, приведенное Ю. И. Райзером [107], получим:
|TNo]max= 1/(/Ct[Cno]t)= (2,06- Ю^/д/С^) — ехр [107 500/(flT)J, с
(3-8)
(при а= 1,1 время установления равновесия реакции синтеза
в продуктах горения, рассчитанное по формуле (3-8), для темпе-
ратуры 1700 К—140; 1870 К —20; 2000 К—1,0; 2300 К — 3,1 X
; IO-3, 2600 К —2,2- IO-3 с )
Запишем критерий подвижности реакции в виде
/Ct[Cno]tTp = tp/[Cno1-	(3-9)
Покажем, что это значительно больше времени, в течение ко-
торого протекает процесс образования оксида азота в топочных
камерах (табл. 3-3).
Вследствие значительного энергетического барьера реакции
(Л’1 = 561 кДж/моль) можно считать, что образование основного
количества оксида азота, определяющего концентрацию в конеч-
ных продуктах сгорания, происходит при максимальной темпера-
туре и остается существенным на некотором температурном ин-
тервале АТ, так называемой температурной ступеньке. За ха-
рактерное значение «температурной ступеньки» целесообразно
69
принять введенную Д. А. Франк-Каменецким [116] единицу темпе-
ратуры, соответствующую изменению скорости реакции в е раз:
Rt^Je ~	(з-ю)
где R — универсальная газовая постоянная.
В этом случае время реакции рассматривается как интервал
Дт, в течение которого поддерживается температурная ступенька.
Экспериментальные данные, полученные в основном при горе-
нии углеводородов в области температур, имеющих место в то-
почных камерах, показали существенное несовпадение между за-
висимостями (3-3) и экспериментальными значениями выхода
NO. Это расхождение возрастает с понижением уровня темпера-
туры. Наибольшее количество исследований выхода NO прове-
дено при горении метановоздушных смесей. Многими авторами на
протяжении последних 10—20 лет предпринимались попытки до-
полнить рассмотренную выше теорию с целью увязки с экспери-
ментальными данными, полученными при исследовании процес-
сов горения.
Подробное рассмотрение позволило отметить следующее:
1) время пребывания реагентов в зоне максимальных температур
в топочных камерах обычно ниже равновесного [Бурико Ю. А.,
Кузнецов В. Р., 1986 г.]; 2) в пламени имеется сверхравновесная
концентрация атомарного кислорода [113, 114] и зависимость
(3-6) не соблюдается; 3) температура в ядре зоны горения суще-
ственно ниже теоретической из-за повышенного расхода теплоты
на неравновесную диссоциацию и наличия теплообмена излуче-
нием и турбулентных пульсаций [114, 117].
Согласно работам [79, 118] решающее влияние на образование
«термических» NO оказывают максимальная температура, время
реакции образования NO, характеризуемое темпом охлаждения
в зоне максимальных температур:
N0rpM=f,(7’max, Tp) = f2fTmax-^-Y (3-11)
Для топочных камер больших размеров характерны медлен-
ный темп охлаждения продуктов сгорания
dTldr = f(HIV)	(3-12)
и больший, чем для топок малых размеров, период реакции син-
теза оксида азота. Вследствие этого выход «термических» NOX
в топочных камерах энергоблоков на природном газе с эквива-
лентным размером топочной камеры d3= 104-12 м составляет
0,8—1,5 г/м3 [79], в то время как в малых промышленных и ото-
пительных котлах без подогрева воздуха, имеющих более низкие
значения Ттзх и характеризующихся значительным темпом ох-
лаждения продуктов сгорания (10“3Ч-10-4 град/с), выход терми-
ческих NO невелик и составляет 0,1—0,2 г/м3, либо вообще в ма-
70
таблица 3-3
Параметры выхода NO при горении метановоздушных смесей
Коэффициент расхода воздуха
Параметр	0,8	1,0	1,2	1,4
Теоретическая температура горения, К	2087	2218	2036	1863
Характеристический интервал температур реакции образования NO, К Равновесные концентрации реагентов, об. %:	65	73	61	51
о2	0,0005	0,5	3,0	5,3
n2	67,7	71,5	73,3	74,0
NO	0,005	0,16	0,27	0,22
Время образования равновесной концен- трации ]tno|, с	0,30	0,030	0,30	4,0
Время реакции |тр|, с < )| ношение Tp/[TNO]	0,014	0,012	0,016	0,020
	0,047	0,400	0,053	0,005
лых топках (отопительные, промышленные котлы) не образуются
термические NO, а выход NO 0,1—0,2 г/м3 объясняется «быст-
рыми» NO.
Параметры, характеризующие реакцию образования оксида
азота при горении метановоздушных смесей, исследованные в ра-
боте [112], приведены в табл. 3-3.
Время реакции составляет лишь незначительную часть вре-
мени пребывания реагентов в топочной камере:
Тр/Тпр ~ АТцо/^тах—Т'тах),	(3-13)
। де '/'"max — температура на выходе из топки; Ттзх— максималь-
ная температура в зоне горения; тпр — время пребывания в топоч-
ной камере.
Время пребывания в топочной камере
тпр = КпрУт/Уг = ЗбООКз (1 + «/-о)]} Тв/Тшах»	(3-14)
'Де Qh —низшая рабочая теплота сгорания; qv — удельное теп-
ловое напряжение; Кт— объем топочной камеры; Уг— объем про-
дуктов сгорания; Кпр — коэффициент, учитывающий степень за-
полнения топки (зоны горения) и характер движения (рецирку-
ляция и т. д.) продуктов сгорания в топочной камере; Кз — коэф-
фициент заполнения; Lo — теоретически необходимое количество
воздуха; Тв — температура воздуха. Коэффициент Кпр учитывает
неравномерность траекторий отдельных частиц в зоне горения
в связи с наличием зон рециркуляции и других факторов. Рас-
пределение времени пребывания в зоне горения может быть по-
лучено на основе использования функции распределения. Обозна-
чив через Е (тпр) долю частиц газов, которые находились
71
Рис. 3-3. Равновесная концентрация NO при
максимальной температуре в туннеле и дей-
ствительный выход при <;=60 Гкал/(м3- ч).
ТАБЛИЦА 3-4
Значения акр, полученные из условий адиа-
батического процесса (Утах = Уо), Для некото-
рых топлив
Топливо	Lo		“кр
Природный	9,52 м3/м3	35,5 МДж/м3	1,17
газ Уголь АШ	6,63 м3/кг	25,1 МДж/кг	1,18
Мазут	10,28 м3/кг	39,0 МДж/кг	1,177
в топочной камере в период времени тпр/=Тпр+Лт, а (тР) —долю
частиц газов, которые находились в топке время, меньшее тпР, за-
пишем:
Г(тпр) = J Е(т)Дт или E(T)==dF(Tnp)/dTnp.
о
Среднее время пребывания связано с функцией распределения
зависимостью
тпр=(Ут/Уг) f Е(т)Дг.
о
Вероятность того, что время пребывания элементарного объ-
ема в топочной камере будет меньше т, составит [Михаил Р.,
Кырлогану К., 1968 г.]
£(т)=1—е-т/тпр.	(3-15)
Для частицы, находящейся в неких средних условиях, Кр~ 1,
тогда тр — 7^1 и
CN0 = /fTmax (tp/[tNo])] = /(Tшах» Но),
где Ho=tp/[tno] — критерий гомохронности.
Следовательно, выход оксида азота определяется максималь-
ной температурой в зоне горения и отношением времени реакции
ко времени установления равновесия.
Как видно из табл. 3-3, время реакции всегда меньше времени
образования равновесной концентрации. Поэтому количество об-
разовавшегося в зоне горения оксида азота всегда меньше равно-
весных значений (рис. 3-3).
72
Уравнение (3-3), несмотря на «интегральный» характер, дает правильные ка-
чественные соотношения по выходу NO в зоне горения. Записав значение теоре-
тической температуры и концентрации кислорода в продуктах сгорания в зави-
симости от а, получим зависимости для равновесных значений NO:
Со, = 0,21 (а— 1£0)/(1 +сЩ>)	(3-16)
и	QP + aLoc ВТВ
То « -----------о в в ,	(3 17)
(1 + а£0) спр- сг
где св м сПр. сг — соответственно теплоемкости воздуха и продуктов сгорания.
Тогда
[Сыо] = 4,6 л /Сы2 о,21	in X
V	14-а£0
[QP 4- a£f,c„ (Тк -4- 273) 1
Q /R —2—----9_ВА_В_Д----.	(3.18)
(1 4- а£0) спр. сг J
Продифференцировав, найдем значение акр, при котором равновесный выход
NO будет максимальным:
акр= A/fT-LY + A_L ++	, (3.19)
V V 2£0 ) Q. Аа Со Со 2L0
где
Аа = ___________Л°Спр-5:	------------(3-20)
[(?₽ + 1, lLocB (Тв + 273) (1 + 1, 1LO) спр сг]2
После ряда упрощений получим
«кр « 1 /[(1 -O,65Lo) (/?Г2шах/£) (сД)].	(3-21)
Как следует из табл. 3-4, при теоретической температуре горе-
ния То аКр= 1,17-4-1,18 и мало зависит от вида топлива.
Из рассмотрения экспериментальных измерений [104] и рас-
четных равновесных концентраций можно отметить, что возраста-
ние выхода оксидов азота с увеличением коэффициента избытка
но.1 чуха наблюдается до а—1,2 (рис. 3-3).
I Голожение точки перегиба кривой, соответствующей аКр, мало
i.ihiicht от вида топлива и при улучшении качества подготовки
i азовоздушной смеси сдвигается в сторону меньших значений а.
Здесь следует отметить, что при обеспечении хорошего молеку-
лярного или близкого к нему перемешивания, когда смесь топ-
ливо— воздух выдерживалась в течение нескольких часов,
а также с увеличением теплоотвода от факела при горении в уз-
ких щелях экспериментально измеренные значения акр примерно
равны 0,9. Однако во всех промышленных устройствах отмеча-
ется максимальный выход оксидов азота в области значений ат=
- 1,05-7-1,20, соответствующей максимуму температур, вследствие
плохого смешивания.
73
ТАБЛИЦА 3-5
Максимальные концентрации О, Н и ОН в зоне горения метановоздушных смесей
при атмосферном давлении [119]
Коэффициент избытка воздуха
Концентрации, %	0,8	0,9	1,0	1,1	1,2
О	0,10	0,22	0,29	0,30	0,28
н	0,88	0,89	0,70	0,48	0,34
он	0,41	0,65	0,74	0,73	0,68
Превышение равновесных кон' центраций: о/[О]	250	55	13,8	12	16,5
Н/[Н]	15,7	14,4	18,4	40	85
ОН/[ОН]	11,4	6,1	2,5	3,3	4,3
Уравнение (3-18) характеризует равновесные концентрации
NO. Исследования, проведенные в 1970—1980 гг. [82, ИЗ, 117],
показали, что реальные условия образования NO далеки от рас-
четных по (3-18) вследствие ряда причин.
Ю. Я- Бурико [117] обобщены данные, показывающие, что мак-
симальная температура в факеле существенно ниже теоретиче-
ской вследствие потерь теплоты излучением, повышенной диссо-
циации и турбулентных пульсаций. Проведенные за рубежом ис-
следования [113, 114] показали, что концентрации О, Н и ОН
в зоне горения на 1—2 порядка превышают равновесные значе-
ния и составляют не тысячные или сотые доли процента, как это
ожидалось ранее, а 0,1—1 % (табл. 3-5). Кроме того, обнару-
жено, что концентрации О, Н и ОН в пламенах с повышением
температуры не возрастают, а иногда даже убывают.
На основании проведенных исследований был разработан ме-
тод частичного равновесия [114], основанный на том, что быстрые
бимолекулярные реакции
СО О1ЫСО2, Н;	(3-22)
O2 + H=PfcOH + O,	(3-23)
достигают в зоне горения равновесия в отличие от более медлен-
ных тримолекулярных реакций рекомбинации:
0 + 0 + М-^0а + М;	(3-24)
Н+ Н|М->Н2[-М;	(3-25)
Н + ОН + М-> Н2О + М;	(3-26)
О|СОрМ->СО2--М.	(3-27)
В связи с этим метод частичного равновесия основан на ло-
кальном равновесии между атомами и радикалами О, Н и ОН и
стабильными компонентами СО, Нг, СО2 и Н2О.
74
Наиболее полный анализ уравнений процессов, протекающих
в зоне горения и оказывающих влияние на образование NO в пла-
менах, содержится в работе Л. А. Ловачева [1983 г.]. Ближайшей
задачей является объяснение результатов исследований выхода
«термических» NO с учетом метода частичного равновесия и вре-
мени пребывания в зоне высоких температур. Вместе с тем уже
имеющийся опыт позволяет сформулировать проведенные в прак-
тических условиях методы подавления образования «термиче-
ских» NO путем снижения скорости реакции их образования:
1) снижение общего уровня температур в топке путем рецирку-
ляции продуктов сгорания с 7’<400 °C, подачи пара и воды
и зону горения и в дутьевой воздух; 2) снижение максимальных
локальных температур в топке путем усиленной подачи газов ре-
циркуляции, пара и воды в зоны максимальных температур
(впрыск воды, пара в отдельные зоны факела, подача газов ре-
циркуляции по оси, усиленная подача газов рециркуляции в цен-
тральные горелки); 3) уменьшение максимальной температуры и
содержания кислорода в зоне максимальных температур путем
организации ступенчатого горения; 4) уменьшение общего из-
бытка окислителя а в пределах, допустимых по условиям начала
быстрого увеличения выхода продуктов неполного горения С, СО,
( -2()Н12.
ОБРАЗОВАНИЕ «БЫСТРЫХ» ОКСИДОВ АЗОТА
Для получения равновесных концентраций NO при горении
с гелиометрической метановоздушной смеси требуется период вре-
мени около 10“2—10 3 с, однако время горения составляет 10-4 с.
Вместе с тем в углеводородных пламенах в отличие от пламен Н2
и СО непосредственно в зоне горения обнаруживаются доста-
ючио высокие концентрации NO.
С. Фенимором [ИЗ] на основании анализа ряда реакций сде-
лано предположение, что быстрое образование NO объясняется
связыванием молекул азота радикалами СН и С2 в реакциях
с очень малыми энергетическими затратами:
' CH + N2^HCN + N—8,38 кДж/моль;	(3-28)
п 2С -ф N2 =?* 2CN •—16,72 кДж/моль;	(3-29)
CH2+N2^HC + NH—37,6 кДж/моль.	(3-30)
Следует отметить, что измеренные в зонах факела концентра-
ции HCN [120] подтверждают возможность образования некото-
рого количества NO с участием реакций (3-28) — (3-30).
Исследования, проведенные Ю. Хомером и М. Саттоном [121]
при горении бедных водородовоздушных пламен, показали, что
при расчетном выходе NO (3—5 ppm) фактический выход NO
75
Рис. 3-5. Измеренные профили, температуры и концентрации
NO, HCN, ОН и Н в предварительно перемешанном
(СН4—О2—N2) пламени: а = 0,79; А = 26,2 %, 7'тах = 2085 К
[120].
в пламени составлял 40—50 ppm (для NO 1 ррт=1,3 мг/м3 для
NO2 1 ррт~2 мг/м3), в работах Ф. Бахмайера [120], Т. Миячи
и соавторов [122] также отмечались высокие концентрации HCN
в пламенах (рис. 3-4, 3-5). В результате работы [122] было пока-
зано, что решающую роль в окислении N2 в зоне горения играет
радикал СН2 [реакция (3-30)], а в исследовании [123] было уста-
новлено, что количественный выход NO при горении углеводород-
ных газов (метан, пропан, бутан) пропорционален количеству СН
независимо от значений а. Образующиеся по этому предполагае-
мому механизму оксиды азота обнаруживаются в начале зоны го-
76
рения ламинарных пламен (или в корне турбулентного факела),
что свидетельствует о малом времени их образования. В связи
с этим они получили название «ранних» или «быстрых» NO.
В работе Р. Гарриса и соавторов [124] при горении смеси
СН4—Ог—N2 (при изменении концентрации кислорода от 33,3 до
80%) вблизи зоны горения неизменно фиксировались сверхрав-
новесные концентрации ОН. Для объяснения образования NO
в зоне горения авторами предложена следующая схема:
HC+N2->HCN + N;
HCN + (H, OH)->CN + (H2, Н2О);
CN + O2->CO + NO;
 CN + OH->CO + NH;
• NH%OH->NO+h2;
(3-31)
(3-32)
(3-33)
(3-34)
(3-35)
(3-36)
nh + no->n2+oh.
анные в работе [122] температуры и концентрации NO,
и Н в предварительно перемешанном пламени СН4—
= 0,79; 7’тах = 2085 К) приведены на рис. 3-6. Обращают
нимание высокие сверхравновесные концентрации О, Н
аменах.
ю экспериментального изучения образования «быстрых»
Крыжановским и А. И. Сигалом проведено микрозонди-
редварительно подготовленных метановоздушных пла-
лцих ширину зоны горения при разных а от 2,0 до
5ора пробы газов из фронта пламени применялись мик-
дготовленные из легированной стали (1Х18М12Т) и из
Наружный (лимитирующий с точки зрения влияния на
1мени) диаметр металлических зондов составлял 100 и
а керамического 500 мкм. Идентичность отобранной и
'емой проб достигалась вследствие замораживания ре-
оммупикациях. При непрерывном отборе пробы, осуще-
I автоматическим хемилюминесцентным газоанализато-
ость бимолекулярных реакций снижается на 5—6 по-
следствие чего уменьшение количества определяемого
за счет реакций, протекающих в шланге, практически
/ара и микрозонд закреплялись в микроманипуляторе
ой установки СЭЖ-3, служащей универсальным коор-
)м. Некоторые результаты исследований приведены на
вменение NO по ширине фронта пламени (где х — коор-
аонта пламени) имеет скачок в области, ограниченной
ерегиба А и Б, расположенной на границе фронта. Об-
NOX в период подъема температуры характеризуется
азным нарастанием в области х = 0,3-4-0,4 мм, т. е.
77
NOX, г/к3
Рис. 3-6. Образование «быстрых» NO в начальных сечениях
фронта ламинарного пламени природного газа (Т0 = 293 К).
1 — <х=1,08; 2 — а-—1,23; 2- а=1,45.
в непосредственной близости от начала фронта горения. Время
образования оксидов азота в начале зоны горения мало, и эта
часть образовавшихся NO с должным основанием может быть
причислена к так называемым быстрым оксидам азота.
В исследованиях [103, 125] экспериментально определялись ско-
рости образования «быстрых» и «термических» NO во фронте ла-
минарного пламени. Для оксидов азота, образующихся по терми-
ческому механизму, средняя скорость образования для смеси
с 70 = 293 К, а= 1,10 составляла
»м)ср = С *7^7 = (17^-22)-103.	(3-37)
J аттеРм	,
о
Для оксидов азота, образующихся по «быстрому» механизму,
среднее значение для той же смеси составит:
Нотр)ср = J	= (104- 35) • 10*.	(3-38)
о
Как видно, скорость образования «быстрых» NO выше на по-
рядок. При повышении температуры смеси от 293 до 543 К выход
«термических» и «быстрых» NO трудно разграничить. Как среднее
время образования оксидов азота, так и средняя скорость образо-
вания по глубине фронта горения изменяются незначительно
(рис. 3-7). С увеличением температуры скорость образования «бы-
стрых» NOX не увеличивается, а даже снижается, что еще раз под-
тверждает данные, полученные в работах [109, 122], а также дан-
78
НО^г/м3
Рис. 3-7. Образование «быстрых» NO в начальных сечениях
фронта ламинарного пламени природного газа при подо-
греве воздуха (То=543 К).
7 — 0=1.12; 2 — а = 1,30; 3 — 0=1,80.
п ые [82] о более высоком содержании О и ОН в пламенах при
сравнительно низких температурах горения.
Время образования оксидов азота по термическому механизму
составляло на холодных смесях (Зч-4) • Ю-3 с и уменьшалось с по-
догревом воздуха. Однако при подогреве смеси до 543 К суммар-
ный выход оксидов азота, например, при а= 1,234-1,30 возрастал
в 2—2,5 раза (рис. 3-7).
Скорость изменения температуры продуктов сгорания удобно
представить в виде
<р = uHgrad Т,
(3-39)
где grad T=dTldL характеризует изменение температуры по глу-
бине фронта горения, град/м; иа—нормальная скорость распро-
странения пламени, м/с.
На участке образования «быстрых» NO в холодной смеси гра-
диент изменения температуры очень высок и составляет 8,8Х
Х105 град/м. При сжигании смесей с коэффициентом избытка воз-
духа близким к единице, эта область выдвинута к самому началу
нормального фронта пламени [125].
Итак, в начальной области фронта горения природного газа
имеет место образование существенных количеств оксидов азота
(40—120 мг/м3). Здесь NO образуется в области температур, не
превышающих 1500 К. Время пребывания во фронте пламени при
сжигании холодных смесей составляет (1-х4)- 10 3 с, а образова-
ние «быстрых» NO завершается даже за (1—4)- 10 4 с. Поэтому
следует предположить, что измеряемые в начальной области пла-
мени оксиды азота имеют не термическую природу, а непосредст-
79
ТАБЛИЦА 3-6
Образование оксидов азота при внешнем нагреве воздуха
Печь	т, к	NO, мг/м3	NO2, мг/м3	NO*, мг/м’
СУОЛ-2	1173	0,5			0,5
СУОЛ-2	1273	1,5	—	1,5
СУОЛ-2	1423	2	—	2
СУОЛ-2	1473	2,5	0,5	3
СУОЛ-2	1523	3,2	1,0	4,2
СУОЛ-2	1573	3,5	1,5	5
СДО-125/2А	1673	4,6	2,0	6,6
СДО-125/2А	1723	4,7	2,5	7,2
СДО-125/2А	1773	5,2	3,1	8,3
СДО-125/2А	1823	5,6	3,5	9,1
венно связаны с процессом горения. Проверка этого предполо-
жения осуществлена в работе [103] при сравнении выхода NO
в пламенах и при внешнем нагреве воздуха. Были проведены ис-
следования образования как оксида, так и диоксида азота в по-
токе нагреваемого воздуха.
Исследования проводились с использованием проходных печей
СУОЛ-2	К) и СДО-125/2А (ТС1823 К). Для охлажде-
ния нагревательных элементов использовался инертный газ (ар-
гон), поступающий под избыточным давлением в 2 кПа. Скорость
воздушного потока составляла 1 м/с, время пребывания нагревае-
мого воздуха при максимальной температуре —тПр= (44-6,5) X
Х10-3 с, что сравнимо с временем пребывания в реальных пламе-
нах природного газа.
Из сравнения результатов, приведенных на рис. 3-6, 3-7 и
в табл. 3-6 можно сделать вывод, что в зоне температур, не превы-
шающих 1300 К, содержание термических NO в сумме оксидов
азота не превышает 1,5 мг/м3. С увеличением температуры до
1600—1800 К содержание термических NOX повышается до 4—
9 мг/м3. Таким образом, показано, что при температурах, наблю-
даемых в открытых ламинарных пламенах природного газа (7'т<
<1800 К), основное количество осадков азота образуется не по
«термическому», а по «быстрому» механизму. Для суждения о ме-
ханизме окисления азота в зоне горения целесообразно сравнить
полученные данные с аналогичными зависимостями, полученными
при горении газов, не содержащих углеводородов.
В Институте газа АН УССР разработаны метод и устройство,
основанные на быстром охлаждении продуктов сгорания и замо-
раживании реакции образования NO в зоне сгоревшего газа. Тре-
буемая скорость охлаждения достигается за счет уменьшения диа-
метра пламени. Наибольшие скорости охлаждения продуктов
сгорания (105—106 град/с) достигаются при горении в каналах, раз-
80
Рис. 3-8. Схема экспериментального стенда для иссле-
дования выхода оксидов азота во фронте пламени.
/ и 2 — смесители; 3 и 13 — манометры; 4 н 12 — вентили; 5 —
баллоны; 6 — пробоотборник; 7 — электронагреватель; 8 — тер-
мопары; 9 — конический канал; 10 — водоохлаждаемая рубашка;
11 — реометр.
мер которых приближается к гасящему диаметру. Схема экспери-
ментальной установки для исследования выхода NOZ во фронте
пламени показана на рис. 3-8. Горючую смесь подавали в изготов-
ленный из кварца конический канал 9, охлаждаемый водой. В вы-
ходном сечении канала горючую смесь воспламеняли электроза-
пальником, работающим от высоковольтной индукционной ка-
тушки, питаемой от сети переменного тока через понижающий
трансформатор. После воспламенения смеси фронт горения, рас-
пространяясь против потока, стабилизируется в некотором сече-
нии канала. Чтобы местный разогрев стенки не влиял на стаби-
лизацию пламени, канал поместили в обогреваемую водяную ру-
башку, температуру которой поддерживали в пределах 60—80 °C
при помощи электронагревателя 7. Регулирование температуры
необходимо для предотвращения конденсации водяных паров про-
дуктов сгорания на стенке канала и гашения пламени стекающей
влагой.
Воздействуя на расход горючей смеси, поступающей в канал,
можно перемещать фронт горения вдоль оси и уменьшать диаметр
пламени. По мере уменьшения пламени увеличения концентрации
NO, за фронтом пламени-не наблюдается.
81
Рис. 3-9. Выход оксидов азота во фронте пла-
мени ацетилена (/), метана (2), оксида углерода
(3) и водорода (4).
Рис. 3-10. Минимальный
выход оксидов азота во
фронте пламени природ-
ного газа (канал подкрити-
ческого диаметра).
Согласно проведенным исследованиям (В. Г. Ляскоронский,
Н. А. Гуревич, И. Я. Сигал) с пламенами водорода диаметром 1 —
2 мм, пламенами метана и оксида углерода диаметром 4—6 мм
продукты сгорания содержат практически только оксиды азота.
В опытах для определения концентрации NOZ использовался хе-
милюминесцентный газоанализатор фирмы «ТЕСО». На рис. 3-9
показан выход NOZ во фронте пламени метана, оксида углерода и
водорода. Наряду с метаном в число исследуемых газов включены
оксид углерода и водород, горение которых происходит без уча-
стия радикалов Сг, СН, СН2 и СН3.
Как видно из рис. 3-9, при горении хорошо перемешанных сме-
сей из газов и воздуха концентрация оксидов азота, образующихся
непосредственно во фронте пламени для всех исследованных га-
зов, зависит от а, т. е. положение максимумов различное (а = 0,90
для пламени СН4, а = 0,90-н1,0 для пламени СО и а= 1,134-1,20
для пламени Н2).
Выход оксидов азота во фронте пламени в сравнимых условиях
при горении метана выше, чем при горении оксида углерода, и су-
щественно выше, чем при горении водорода (например, при а=
= 1,0 для СН4 — 60 ppm, СО — 45 ррш,• Н2 — 5 ppm). В продол-
82
ТАБЛИЦА 3-?
Выход оксидов азота при двухступенчатом горении
Выход NO*, мг.м3	Коэффициент расхода воздуха в I ступени, ctj						
	0,75	0,78	0,80	0,85	0,90	0,95	1.0
I ступень горения	20	21	28	48	68	93	100
II ступень горения	80	79	72	52	32	7	0
женных впоследствии исследованиях Н. А. Гуревича и В. Г. Ляс-
коронского при горении ацетиленовоздушных пламен максималь-
ный выход «быстрых» NO составлял 280 мг/м3 и соответствовал
aKp = 0,66 (рис. 3-10). Минимальный выход «быстрых» NO* при го-
рении метановоздушных смесей в канале критического диаметра
составил 26 мг/м3.
Проведенные опыты позволяют отметить, что быстрое образо-
вание оксида азота во фронте пламени — явление, органически
связанное с горением и присущее пламенам углеводородов и угле-
содержащих топлив. С точки зрения минимизации выхода NOA
перспективным топливом является водород, в пламенах которого
образуется оксида азота на порядок меньше по сравнению с пла-
менами метана и оксида углерода. Задача снижения «быстрых»
NO* пока не решена.
В. Н. Крыжановским и А. И. Сигалом исследовано двухступен-
чатое горение атмосферного пламени природного газа с суммар-
ным выходом при а=1,0, равным 100 мг/м3 [125]. При уменьшении
степени предварительного перемешивания сц от 1,0 до 0,75 созда-
вались две зоны горения: первичная в трубе и вторичная над ней,
на выходе каждой из зон измерялся усредненный выход NOZ.
С уменьшением щ от 1,0 до 0,75 максимальная температура в зоне
горения снижалась на 200 град. Некоторые результаты исследо-
вания приведены в табл. 3-7.
С уменьшением сц от 1,0 до 0,75 выход оксидов азота в первой
ступени снижается до 20 мг/м3, а во второй увеличивается до
80 мг/м3. Однако общий выход остается неизменным и состав-
ляет около 100 мг/м3. Таким образом, была подтверждена решаю-
щая роль «быстрых» NOX в малых метановоздушных пламенах и
установлена зависимость для «быстрых» NOZ:
NO’ + NO” = const « 100 мг/м3.	(3-40)
Исследования, проведенные Н. А. Гуревичем, В. Г. Ляскорон-
ским и И. Я. Сигалом [1980, 1985 гг.], а также анализ работ [120—
125] позволяют сделать следующие выводы.
1.	Быстрое окисление азота во фронте пламени является до-
стоверным и надежно установленным фактом. Явление хорошо
83
воспроизводится в лабораторных условиях независимо от разнооб-
разия используемых для его наблюдения горелочных устройств и
типов пламени.
2.	Наиболее характерными признаками быстрого окисления
азота в пламенах служат: а) кратковременность процесса, в ре-
зультате чего зона образования NO локализована на сравнительно
небольшом участке фронта ламинарного пламени; б) слабая за-
висимость выхода NO от температуры горения; в) сильная зависи-
мость выхода NO от соотношения топливо — воздух и смещение
пика концентрации NO в область богатых горючих смесей.
3.	«Быстрые» оксиды азота образуются непосредственно во
фронте ламинарного пламени, на участке, составляющем около
10 % ширины фронта пламени. Причем процесс образования на-
чинается уже у передней границы фронта пламени в области тем-
ператур около 1000 К.
4.	Выход «быстрых» NOZ при горении природного газа состав-
ляет 100—120 мг/м3 и не может быть снижен ступенчатым горе-
нием.
5.	Наиболее вероятным механизмом образования «быстрых»
NO является механизм С. Фенимора [94] с участием углеводород-
ных радикалов, хотя дополнительная проверка его является необ-
ходимой.
ОБРАЗОВАНИЕ «ТОПЛИВНЫХ» ОКСИДОВ АЗОТА
Работы С. Фенимора [ИЗ], Д. Тарнера, Р. Эндрюса, К- Зиг-
мунда [126] и некоторые другие [127], проведенные в США, а также
исследования В. И. Бабия и сотрудников [128], А. А. Отса и сот-
рудников [61, 129] и ряд других [130] в СССР показали, что азот-
ТАБЛИЦА 3-8
Содержание азота в углях некоторых месторождений [131]
Месторождение	Марка угля	Nr, %
Донецкое	АШ	0,8
Кузнецкое	Т	2,1
Кузнецкое	2СС	1,9
Кузнецкое	ГЖ	2,2
Нерюнгринское	СС	1,0
Экибастузское	СС	1,2
Печорское	д	2,7
Ишиндейское	д	1,3
Ирша-Бородинское	БЗ	1,06
Березовское	БЗ	0,95
Эстонское (сланцевое)	Горючий сланец	0,69
84
Рис. 3-11. Зависимость доли перехода топлив-
ного азота в NO от максимальной температу-
ры пылегазового потока на участке образова-
ния оксида азота.
1 — экибастузский уголь; 2 — ишиндейский уголь;
3 — ирша-бородинский уголь.
содержащие соединения, входящие в состав топлив, также явля-
ются источником образования оксидов азота, поступающих в ат-
мосферу с продуктами сгорания.
В СССР особое значение изучение механизма образования
«топливных» оксидов азота имеет в связи с проблемой сжигания
канско-ачинских (Np = 0,6-4-1,1 %), экибастузских (Np=l-yl,7 %)
и некоторых других бурых углей. Сжигание их осуществляется
при весьма низких температурах (1600—1700) К, при которых вы-
ход термических NO* невелик, а выход «топливных» NOZ приоб-
ретает существенное значение (при 1600 К он может составлять
до 75 % общего выхода NO*). Некоторые данные о содержании
связанного азота в топливах, применяемых на территории СССР,
приведены в табл. 3-8, 3-9 [131, 132].
Топливные NOX образуются из азотсодержащих соединений
топлива при продувании его горячим воздухом уже при темпера-
туре 900—1000 К- Во всяком случае при температурах 1000—
1400 К на начальном участке факела, где происходит воспламене-
ние и горение летучих, обнаруживается значительный выход NOZ
|131] (рис. 3-11).
ТАБЛИЦА 3-9
Содержание азота в жидком топливе, % [132]
Топливо	Nr, %
Топочный мазут Сланцевое масло Моторное Дизельное Газотурбинное:	0,30—0,50 0,14—0,50 0,12—0,13 0,007—0,01
легкое тяжелое	0,02—0,03 0,07—0,09
85
Если бы все количество азота, содержащегося в топливе, окис-
лялось до NO, то только за счет топливного азота могло бы обра-
зоваться при горении углей до 2—4 г/м3, при горении мазута до
0,5—1,0 г/м3. В действительных процессах лишь некоторая часть
топливного азота переходит в оксиды азота. Азотсодержащие сое-
динения в углях состоят из аминов, пептидов, аминокислот, про-
изводных мочевины и карбозольных структур [133]. При нагреве
угля в корне факела в зоне выхода летучих обнаруживаются пи-
ридины, хинолины и другие смолистые вещества, аммиак. Значи-
тельная часть азотсодержащих соединений, однако, переходит не
в эти соединения, а в более прочные — нитриды и др. Однако по-
скольку для превращения топливного азота, входящего в такие
соединения, как пиридины, хинолины, нитробензол, нитроамины,
нитроэфир, аммиак и некоторые другие, а также на образование
NO, требуется меньшая энергия, чем энергия расщепления моле-
кулы N2, образование существенных количеств NO из азотсодер-
жащих соединений даже при сравнительно невысоких температу-
рах (1300—1400 °C) вполне возможно.
Еще в 1960-х годах Г. С. Марченко исследовал влияние доба-
вок азотсодержащих соединений на туннельной двухпроводной го-
релке [1977 г.], в которую добавлялись пары аммиачной воды или
газообразный аммиак. Эти добавки увеличивали концентрацию
NOa- на порядок (от 0,25 до 2,5 г/м3).
С. Фенимором [113] проведено исследование кинетики окисле-
ния связанного азота в виде пиридинов, аммиака и метиламина,
подаваемого в газовые пламена. В результате исследования по-
лучено уравнение для концентрации NO, образующейся при окис-
лении азота топлива:
Cno/[Cno] = 1 —exp {—([CnoI + Cno)/(2 [Cno])),	(3-41)
где Cno — выход оксида азота при окислении всего связанного
азота топлива в NO. Уравнение (3-41) показывает, что при уве-
личении содержания связанного азота в топливе его концентрация
будет расти только до тех пор, пока не будет достигнут равновес-
ный выход оксидов азота. При этом ясно, что доля перехода топ-
ливного азота будет тем выше, чем меньше содержание азота
в топливе и чем ниже температура процесса горения. Механизм
образования топливных NOj, еще не полностью разработан. Од-
нако имеются достоверные данные масс-спектроскопических ана-
лизов, показавшие наличие радикалов HCN, CN, NH, NH2 и ОН
в зоне горения азотсодержащих топлив. Это послужило основой
разработки ориентировочного механизма образования топливного
азота, согласно которому азот топлива вначале переходит в проме-
жуточные соединения — радикалы, а затем частично окисляется
до оксидов азота, а значительная часть его переходит в молеку-
лярный азот.
86
Здесь, возможно, имеет место следующая схема:
NH3 = NH2=NH = N = NO.	(3-42)
Росляковым П. В. [134] проведен расчетный анализ выхода
«топливных» NOX. По предложенной схеме при нагревании ча-
стицы твердого или капли жидкого топлива в результате возгонки
и пиролиза имеет место образование вокруг частицы газового объ-
ема из смеси предельных (СпН2п+2) и непредельных (CnHn) угле-
водородов, в котором содержатся также быстро образующиеся из
азотсодержащих соединений топлива аммиак (NH3) и цианид
азота (HCN). Последние затем переходят в амины NH, и реаги-
руют с промежуточными радикалами и О, образуя NO, по ре-
акциям:
HCN-I OH^CN4-H2O;	(3-43)
HCN --H^CN -H2;	(3-44)
HCN + O^CN + OH;	(3-45)
HCN 4OH^HNCO4-H;	(3-46)
NH34-H^NH2 + H2;	(3-47)
NH3 + O^=NH24-OH;	(3-48)
NH3--NH^NH2--NH2;	(3-49)
CN + OH^NCO+H;	(3-50)
NCO4H^NH4-C0;	(3-51)
UNCO4H^NH,4 CO;	(3-52)
NH, ! H^NH^ H,;	(3-53)
NH2 |-O^NH-! OH;	(3-54)
NH., ! OH^NH , H2O;	(3-55)
NH-;-OH^N-!H2O;	(3-56)
NHyO+±N pOH;	(3-57)
NH-H^N-|-N2,	(3-58)
NH yO^NO4H2;	(3-59)
NHrOH+±NOr-H,.	(3-60)
Максимальную скорость имеют последние два уравнения.
87
Решив систему из 73 уравнений, содержащих реакции горения,
вышеперечисленные 18 реакций образования «топливных» NO,
4 реакции образования «термических» NO
N + N + M^N2 + M;	(3-61)
N2 + O^NO + N;	(3-62)
N+O>NO + O;	(3-63)
N + OH^NO + H,	(3-64)
две реакции образования «быстрых» NO [формулы (3-28),
(3-30)], а также реакции разложения NO
NO + NH^N2 + OH;
NO + CH2^N4-H2CO;
no + h2^n2+h2o,
применительно к случаю выгорания углеводородного топлива,
имеющего состав: СН4 0—88,7 %; С2Н4 0—88,7 %; Н2 8—98,7 %;
к'р= 1 %; №=0,3 %, автор [134] пришел к выводу, что конверсия
HCN и NH3 в NO лишь незначительно зависит от состава смеси.
Однако скорость образования NO увеличивается с увеличением
содержания Н2 и О2 и уменьшается с увеличением содержания
СН4.
В подтверждение роли топливного азота были проведены неко-
торые лабораторные исследования, при горении угля и жидких
топлив, на которых целесообразно остановиться. В исследованиях
авторов работ [135, 136] воздух, поступающий на горение уголь-
ной пыли и мазута, заменялся аргоно-кислородной смесью.
Как видно из рис. 3-12, при сжигании мазута, содержащего
азот, входящий в хинолин, на лабораторном стенде роль топлив-
ных оксидов азота являлась определяющей при низких темпера-
турах (рис. 3-12, б) и снижалась при повышении температуры воз-
духа (рис. 3-12, а), а следовательно, и температуры горения. С уве-
личением избытка воздуха выход топливных NO растет. Конечно,
данные опытов с аргоно-кислородными смесями не могут быть ко-
личественно перенесены на процессы горения факела в топочных
камерах котлов, так как процесс горения при этом существенно
отличен. В работах [136, 137] показано, что степень конверсии
азота топлива в NO увеличивается с ростом а и снижается с уве-
личением концентрации азота в топливе (рис. 3-13). Аналогичные
результаты получены в Таллинском политехническом институте
А. А. Отсом и сотрудниками [129] при исследовании на лаборатор-
ных стендах процессов горения жидких топлив с добавками пи-
ридина (C5H5N), метафенилендиамина [C6H4(NH2)2] и нитробен-
зола (C6H5NO2).
Согласно [137] полное превращение азота топлива в оксиды
азота имеет место при №<0,1 %. При сжигании углей с №==
88
Рис. 3-12. Выход топливных NO
при сжигании мазута, определен-
ных путем замены воздуха сме-
сью Аг + О2 при горячем воздухе
(Т = 550 К) (а) и при холодном
воздухе (б).
Рис. 3-13. Степень конверсии
Р топливного азота в оксиды
азота при №, равной:
/-0,1 %; 2-0,5 %; 3-1,0 %; 3-2,0 %.
ТАБЛИЦА 3-10
Выход NO из азота топлива
Уголь	Содержание азота в топливе №, %	Распределение азота в продуктах сжигания, %		
		В уносе	В продуктах сгорания	
			n2	NO
Кузнецкий 2 СС	2,0	13—14	70	16
Кузнецкий ГЖ	2,2	2	78	20
= 1,14-1,4 % и Sp=14-3 % степень перехода азота топлива в NO.v
составляет обычно 20—30 % •
Согласно данным В. И. Бабия и сотрудников [128] для углей
месторождений Востока СССР степень перехода азотсодержащих
соединений в оксиды азота близка к постоянной величине
(табл. 3-10)
(CN0) = C^o/(CNo)?,ax « 0,20 = const.	(3-65)
Установлено, что выход топливных NOX весьма слабо зависит
от температуры при Т> 1200 К и очень сильно от содержания мо-
лекулярного кислорода в зоне горения, что видно из эмпирической
зависимости [128]:
Cnotoi„, = 7.10-5CNOmax (Сб2)2 (Лпах- 1025)0,33,	(3-66)
где CN0 max — предельно возможная концентрация топливных ок-
сидов азота в продуктах сгорания, при условии перехода всего
азота топлива в NO, об.%; Со2—средняя концентрация кисло-
рода на участке образования оксидов азота в факеле, об.%;
7*тах — максимальная температура в этой области, К. Уравнение
применено в интервале температур 1200<7’тах< 1800 К-
В опытах А. А. Отса и сотрудников [129] в начальных сечениях
факела отмечается большее содержание NOZ, чем на выходе из
топочной камеры. Поэтому делается предположение, что образую-
щийся в начальном сечении оксид азота реагирует с нестабиль-
ными азотсодержащими радикалами, в результате чего имеет ме-
сто частичное восстановление оксида до молекулярного азота. Од-
нако это предположение пока недостаточно подтверждено экспе-
риментальными данными.
Подводя краткие итоги изложенных результатов исследований
по изучению образования топливных оксидов азота, можно сде-
лать следующие выводы.
1.	Азотсодержащие соединения топлива при горении частично
окисляются до NO, и влияние этого процесса на общее содержа-
ние оксида азота в продуктах сгорания должно быть учтено.
2.	Влияние топливных NO* на общий выброс оксидов азота
более существенно при низких температурах процесса горения
(7\пах<1800 К), например, при сжигании низкокачественных уг-
лей, особенно при сжигании топлива в кипящем слое, при горении
мазута, антрацитов и других высокореакционных топлив в круп-
ных топливосжигающих установках влияние топливных NO*
меньше.
3.	Образование топливных оксидов азота происходит на на-
чальном участке факела, в области образования «быстрых» NO и
до образования «термических» NO.
4.	Степень перехода азотсодержащих соединений топлива
в NO уменьшается с увеличением концентрации азота в топливе.
90
Однако абсолютный выход NO при большем содержании азота
топлива будет выше.
5.	Степень перехода азотсодержащих соединений топлива в NO
быстро нарастает с увеличением коэффициента избытка воз-
духа.
6.	Выход топливных NO сравнительно слабо (особенно по срав-
нению с термическими NO) зависит от температуры процесса.
7.	Вид азотсодержащего соединения и содержание кислорода
в топливе не оказывают влияния на выход топливных NO.
Из способов снижения образования «топливных» NOX наиболее
подробно испытаны методы ступенчатого сжигания топлива.
СХЕМА ОБРАЗОВАНИЯ ОКСИДОВ АЗОТА
В ТОПОЧНЫХ ПРОЦЕССАХ
Выше было показано, что оксид азота может образовываться
в зоне горения всех топлив по трем известным механизмам:
1)	«термическому», в результате диссоциации молекул на
атомы и радикалы и последующего окисления молекул азота, он
исходит из значительной зависимости выхода NO от температуры,
что качественно подтверждается исследованиями на крупных про-
мышленных установках;
2)	«быстрому», действующему в начале зоны горения, в основу
которого положены реакции с участием радикалов СН, СН2, он
определяет минимальный выход NO при горении газового топлива,
слабо зависит от температуры и сильно от структуры молекулы
топлива;
3)	«топливному», зависящему от содержания азота в топливе
и избытка воздуха.
В исследованиях, проведенных Институтом газа АН УССР при
попеременном сжигании донецких углей (№=1,0 %), мазута
(№ = 0,4 %) и природного газа в топочной камере котлов произ-
водительностью от 170 до 230 т/ч пара, а также при попеременном
сжигании мазута и природного газа в топочной камере котлов про-
изводительностью 950 т/ч пара, влияния «топливных» NOX не было
обнаружено. При горении этих топлив максимальная температура
составляла 7’тах~20004-2100 К- В то же время в области 7’тах =
= 17004-1800 К (опыты ВТИ и других организаций с бурыми уг-
лями) обнаружено превалирующее влияние «топливных» NOX.
В первом приближении схема образования NO из топлива
может быть представлена диаграммами, характеризующими усло-
вия образования при различных температурах (рис. 3-14 и 3-15).
Уже при низких температурах (7’тах<1500 К) при сжигании азот-
содержащих топлив наблюдаются высокие концентрации оксидов
азота в продуктах сгорания за счет окисления азота топлива. При
температурах Ттгх>22004-2300 К выход NO приближается к рав-
91
NOX, г/мЗ
16
12
Рис. 3-14. Диаграмма образования оксидов азота в широком
диапазоне температур горения топлива.
/ — каталитическое окисление; II — горение в псевдоожиженном слое;
III — факельное горение (тепловые электростанции, промышленные
печи и котлы, отопительные установки); /V —усиленное горение
(низкотемпературная плазма).
новесному и увеличение содержания связанного азота в топливе
не оказывает существенного влияния.
В области температур, характерных для процессов, протекаю-
щих в топочных камерах (7’тах= 15004-2000 К, область III,
рис. 3-15), выход NOX определяется суммарным уровнем оксидов
азота, образующихся, как по термическому механизму, так и из
азота топлива и «быстрых» NOX. Влияние топливных NOX на уча-
стке с 7’тах>1900 К (область III б, рис. 3-15) ослабевает, а при
7'тах>2000 К становится несущественным в суммарном выходе
NOX (рис. 3-14). Концентрация оксидов азота в топке зависит от
Гтах, времени пребывания реакционной смеси в зоне максималь-
ных температур и от содержания азота в топливе. В зависимости
от указанных параметров выход NOX в продуктах сгорания кот-
лов изменяется от 0,1 до 1,5 г/м3. При температурах >2200 К об-
разуются «термические» NOX в равновесных концентрациях.
В области температур, интересующих энергетику в связи с соз-
данием МГД-генераторов, Ттах = 28004-3200 К (область IV на
рис. 3-14) следует ожидать выхода «термических» оксидов азота
порядка 14—18 г/м3, т. е. увеличения выхода NO..-, как минимум,
на порядок по сравнению с современными энергоблоками. Горение
в псевдоожиженном слое протекает при низких температурах, и
выход NOX характеризуется только «топливной» составляющей
(область II).
Из рассмотрения схемы (рис. 3-15) видно, что для области от-
носительно высоких температур (сжигание каменных углей, ма-
92
 1300 1500 ' 1700 1900 2100 Tmax,K
Рис. 3-15. Схема образования оксидов
азота в диапазоне температур, имею-
щих место в топках котлов.
Ша- бурые углы и другие низкосортные
топлива; Шб — каменные угли, мазут и при-
родный газ.
N07N02,ppm
Рис. 3-16. Концентрация NO и NOa
в продуктах сгорания метана
(О2/СН4= 1,8/1, X — расстояние от
горелки).
рута, природного газа в топках больших размеров) превалирует
влияние «термических» NOX, а при сжигании бурых углей — влия-
ние «топливных» NOX.
При факельном сжигании природного газа в топках котлов об-
разование оксида азота протекает по двум из вышеперечисленных
механизмов («термическому» и «быстрому»). В отдельных слу-
чаях, например, сжигание угля в псевдоожиженном слое (только
топливные» NOX) или сжигание газа в мелких установках (пре-
имущественно «быстрые» NO) образование оксидов азота проте-
кает по одному из трех перечисленных механизмов.
ОБРАЗОВАНИЕ ДИОКСИДА АЗОТА
В ПРОЦЕССАХ ГОРЕНИЯ
В течение ряда лет существовало мнение, что оксиды азота об-
разуются в процессах горения в виде монооксида азота и лишь
после выхода из дымовой трубы доокисляются в диоксид. Однако
Е. Л. Мэрриманом и А. Леви [138] при сжигании богатых смесей
(рис. 3-16) и А. Д. Алленом [139] при сжигании газовоздушных
смесей, по составу близких к стехиометрическим, было зафикси-
ровано в предпламенной зоне до 14 мг/м3 диоксида азота. Во
93
фронте пламени существенных количеств NO2 обнаружить не уда'-
лось, что можно объяснить разложением NO2 в ходе реакции
NO2 + O-^NO + O2.	(3-67)
Возможно протекание и других реакций разложения NO2.
Подробное экспериментальное исследование, выполненное во
ВНИИ санитарной техники А. И. Сигалом [ЮЗ], позволило полу-
чить данные об образовании NO2 в предпламенной и запламен-
ной зонах и установить взаимосвязь условий образования диок-
сида азота с процессом доокисления СО в СО2 в зонах догорания.
В этих исследованиях зона горения при сжигании природного газа
(рис. 3-17) в ламинарном атмосферном факеле (Re = 250, ai = 0,50)
зондировалась с применением прецизионных приборов. Концентра-
ции NO, NO2, NOx определялись хемилюминесцентным газоанали-
затором ГХЛ-1.
На рис. 3-18 представлены усредненные из 9—11 определений
концентрации оксида и диоксида азота в ламинарном пламени
природного газа. Образование NO начинается на расстоянии 1 мм
от видимого фронта пламени и достигает максимума во фронте
пламени. Отношение NO2/NO уменьшается с повышением темпе-
ратуры. Разложение NO2 происходит за период п = 4-10_3 с на
отрезке длиной 1 мм от начальной границы видимого фронта пла-
мени. Зона разложения предпламенной NO2 во фронте пламени
совпадает с зоной образования «быстрых» NO, т. е. зоной интен-
сивного нарастания концентраций оксида азота. Эффект разложе-
ния NO2 в факеле известен и начинает использоваться с целью
очистки газов, содержащих высокие концентрации NO2 (отходя-
щие газы химической и других отраслей промышленности).
С целью изучения возможности распространения полученных
результатов на другие пламена проведены исследования образова-
ния NO2 в зоне горения при различной степени предварительной
подготовки смеси. Исследования показали, что для различных ко-
эффициентов избытка воздуха процесс носит качественно анало-
гичный характер. При высоких а процесс горения является источ-
ником поступления в атмосферу с дымовыми газами значительных
количеств NO2.
Процесс доокисления NO в NO2 в пламенах молекулярным кис-
лородом имеет высокую энергию активации реакций и большое
время реагирования [111, 140], поэтому существенных количеств
NO2 он дать не может. Из двух наиболее вероятных окислителей
NO в NO2 (атомарный кислород и пероксидный радикал — НО2)
практическое значение имеет лишь НО2. Как уже было сказано
ранее, атомарный кислород в зоне горения находится в количест-
вах, на два и более порядка превышающих равновесные значения,
и может достигать. 0,2—0,3 об. %, но, по крайней мере, выше
уровня 0,1 об. % независимо от температуры и состава горючей
94
-5	5 мм
Рис. 3-17. Расположение факела за стальным ци-
линдрическим стабилизатором (6nox— зона об-
разования NOX, бф — видимая ширина зоны го-
рения).	;
Рис. 3-18. Образование оксида и диоксида азота в ла-
минарном пламени природного газа.
/ — предпламениые NO2; 2 — послепламенные NO2: 3 — NO.
95
смеси. При этом концентрация его слабо зависит от температуры
и даже при снижении температуры имеется тенденция к росту
содержания атомарного кислорода.
Однако как показал анализ, проведенный в работе [141], коли-
чество диоксида азота, которое может образоваться по реакции
NO+O + M^NO2-|-M,	(3-68)
не превышает 1 мг/м3. В работе [142] показано, что доокисление
NO в NO2 происходит за счет реакции с пероксидным радикалом
НО2 и имеет место при сильном охлаждении пламен избыточным
воздухом и водоохлаждаемыми поверхностями нагрева:
NO+HO2->NO2 + OH.	(3-69)
«Время жизни» НО2 составляет от 10~4 с [142] до (2ч-3)Х
XI О-2 с [143].
Процесс окисления лимитируется только количеством НО2, так
как концентрация NO [144] существенно выше, чем радикалов НО2.
Время реакции
т = НО2/[К4 (НО,)] = 1 /[К4 (NO)].	(3-70)
Как видно из выражения (3-70), время реагирования от кон-
центрации радикала не зависит, а определяется содержанием NO
и температурой [111, 145],
К4 = (7,5± 1,7) • 10—1а - 2,7 -1013 (273/Т),	(3-71)
тогда
т = Т/[(7,5 ± 1,7) • 7371 (NO)].	(3-72)
В области минимальных температур в зоне горения при содер-
жании NO в продуктах сгорания 100—120 мг/м3 время реагирова-
ния не превышает 10-4 с, т. е. можно считать, что при наличии
НО2 NO практически мгновенно переходит в NO2 и только недо-
статочное количество НО2 препятствует полному доокислению NO
в NO2. Все количество пероксидного радикала, вынесенного из
зоны горения в результате диффузионного процесса в предпла-
менную и послепламенную области, прореагирует с образова-
нием NO2.
Т. Сайо [Sano Т., 1982 г.], исследовавший образование NO2 в ла-
минарных пламенах Н2 и СН4, измерял концентрации NO, НО2, Н,
О и ОН в зоне горения. Как видно из рис. 3-19 и 3-20 концентра-
ции НО2 в пламенах достаточны для образования 50—150 мг/м3
NO2 в зависимости от локальных значений а.
96
Рис. 3-19. Концентрации НО2
в метановоздушных пламенах
при разных а.
Рис. 3-20. Концентрации НО2, Н, О,
NO и NO2 б стехиометрическом ме-
тановоздушном пламени.
Пероксидный радикал образуется в значительных количествах
н пламени углеводородов в зоне гибели атомарного водорода и
вблизи нее в результате реакции
н+о2
+М К.2
Кп
он+о
НО2
(3-73)
которая может быть представлена в виде
Н + О2^ОН + О;
н+о3+м->но2.
(3-74)
(3-75
Я. Б. Зельдович в работе [146] отметил, что образующийся по
реакции (3-75) радикал НО2 выполняет роль катализатора в про-
цессе образования активных центров реакции. Энергия активации
реакции (3-75) мала — 8,38 кДж/моль. Для неводородных пламен
механизм тройного соударения (3-75) подробно рассмотрен в ра-
ботах К. Тэнфорда и Р. Пиза [1947 г.].
Начало роста скорости накопления радикалов НО2 в пламени
наблюдается при температурах 630—650 К, а при температурах
выше 673 К радикал НОг начинает доминировать среди активных
центров в пламени. Максимум концентрации пероксидных радика-
лов НО2 в пламени углеводородов наблюдается в области проте-
кания реакций [146—149], характеризующейся температурой около
800 К- Источником атомарного водорода, необходимого для про-
4 Заказ № 825
97
теканйя реакции (3-75) в области температур 900—1100 К, может
быть реакция догорания СО:
СО + ОН	СО2 + Н,	(3-76)
что согласуется с экспериментальными данными (рис. 3-18).
Скорость реакции (3-76) может быть представлена в виде
W =	=	(3-77)
ат дт
в то же время можно записать
^=К14(СО)(ОН).	(3-78)
Приравнивая эти выражения и производя преобразования [103],
получим
НО2 = Кц (СО) (ОН) т	(3-79)
или
НО2 = [К14 (СО) ДСО/[ДтК14 (СО)]} т;	(3-80)
НО2 = (ДСО/Дт)т.	(3-81)
Зависимости (3-80) и (3-81) можно записать в дифференциаль-
ной форме
d (HO2)/dx = d (СО)/Л.	(3-82)
Учтя полученную ранее зависимость содержания NO2 в про-
дуктах сгорания от наличия НО2, можно показать, что процесс об-
разования NO2 связан с процессом выгорания СО:
d (NO2)/dr = d (Ctyldx.	(3-83)
Количественные зависимости можно получить из решения си-
стемы уравнений:
СО + ОН-^‘->СО+Н	(1);
-Л^ОН + О (2);
П. -4- Оо <
\ + М НОг (3).
(3-84)
HO2 + NO-^-‘->NO2+OH (4);
NO2+H-^->NO+OH (5)!
Н + ОН + М-^Н2О + М (6).
Удобно воспользоваться соотношением
NO + NO2 = const.	(3-85)
Количественное определение концентраций Н и НО2 в пламени
представляет значительные сложности, поэтому их целесообразно
98
Рис. 3-21. Зависимость констант скорости реакций
от температуры и область образования NO2.
выразить через более легко измеряемые вещества, такие, как NO,
< >:, СО:
К14 (СО) (ОН)—Кц	(НО2) (NO)-Kia X
Л12	Л12
(11О2) (NO) (NO)/[(O3) (М)1-К,	(НО2) (NO) (ОН)/[(О2) (М)] = 0.
Л12
(3-86)
Численное решение [125] подтверждает экспериментально полу-
ченные взаимосвязи условий догорания СО и образования диок-
। n.ia азота в пламенах и позволяет отметить, что диоксид азота
образуется в зоне резкого охлаждения пламени в результате вза-
имодействия с пероксидным радикалом НО2 по реакции (3-75).
критическая температура, ниже которой происходит образование
\'()2 в пламенах, равна 977 К (рис. 3-21). Резкое охлаждение про-
ектов сгорания имеет место в частности, в малых отопительных
котлах. Время, необходимое для достижения частицей, нахо-
1Я1ЦСЙСЯ во фронте пламени, наиболее удаленной экранной по-
верхности, невелико и составляет 0,10—0,12 с, что создает бла-
...риятные условия для образования пероксидных радикалов и
способствует образованию значительных количеств диоксида азота
и продуктах сгорания топлива в отопительных котлах.
Анализ экспериментальных результатов, полученных Сига-
лом А. И. (табл. 3-11) подтверждает вышеизложенное [103]: по-
вышение скорости охлаждения продуктов сгорания со 130 до
5000 °С/с и соответственно изменение условий догорания СО ве-
ь*
99
ТАБЛИЦА 3-11
Доля NO2 в продуктах сгорания котлов, работающих на природном газе
Тип котла	Мощность котла QK, МВт (Гкал)	Скорость охлаждения продуктов сгорания Ф град/с	no2, мг,м3	NO, NO* ’ %
Котлы энергоблоков 200 и 300 МВт Котлы отопительных котельных:	300 (590)	130	7—25	1-5
ПТВМ-50	25,4 (50)	370	12—25	4—7
ДКВР-10	3,3 (6,5)	850	10—35	4—8
Котлы тепличных хозяйств (АВ-1 и АПВ-1)	2,3 (4,4)	2500	18—30	6—10
Малометражные котлы (КЧМ-3, КС-3, КС-2)	0,85 (1,7)	5000	55—70	25—45
дет к увеличению доли диоксида азота в суммарном содержании
оксидов азота.
Как видно из табл. 3-11, с уменьшением мощности котла со-
держание NO2 в продуктах сгорания возрастает, что объясняется
рядом факторов, но прежде всего: а) большим коэффициентом из-
бытка воздуха (при ат> 1,15 наличие NO2 неизбежно); б) более
интенсивным охлаждением зоны горения. Повышенное содержание
NO2 в продуктах сгорания котлов малой производительности тре-
бует специального анализа. Следует учитывать, что фактический
уровень токсичности продуктов сгорания по оксидам азота (сумма
отношений концентраций С и ПДКм. р)
р_ V' С___________Cno, , Cno _ Cno, Cno
~ Zj ПДКм.р ~ ПДКщо2 + ПДКио ~ 0,085 + 0,6
1 м3 продуктов сгорания малометражного отопительного котла,
отапливающего квартиру (NOZ~220 мг/м3, NO2~60 мг/м3), не
ниже, чем котла ТЭЦ (N0x~500 мг/м3, NO2~15 мг/м3).
Кроме того, следует учесть вредное воздействие NO2 на чело-
века (при близком расположении дымовой трубы от окон сосед-
него здания), на растения (например, при подаче дымовых газов
в теплицы), а также возможность образования азотной и азоти-
стой кислот на хвостовых поверхностях котла и особенно в воде
(при использовании контактных экономайзеров и скрубберов). Во
всех этих случаях необходимы специальные мероприятия для сни-
жения содержания NO2 в продуктах сгорания: уменьшение ат, ус-
тановка дополнительных горячих поверхностей нагрева и т.д. [103].
Специальные мероприятия по снижению выброса диоксида
азота должны быть разработаны также для стационарных газо-
турбинных установок и дизельных двигателей.
ОБРАЗОВАНИЕ ОКСИДОВ АЗОТА ПРИ ГОРЕНИИ
ПОДГОТОВЛЕННЫХ ТОПЛИВОВОЗДУШНЫХ СМЕСЕЙ
Изучение образования оксидов азота при горении подготовлен-
ных смесей топлива с воздухом представляет интерес не только
с точки зрения распространения этого способа сжигания в уста-
новках малой мощности, но прежде всего в связи с тем, что только
। прение смеси известного состава позволяет проследить некоторые
основные закономерности процесса. Экспериментальное исследова-
ние с целью изучения закономерностей изменения концентрации
оксида азота при изменении в широких пределах режимных фак-
1оров было проведено А. В. Марковским и автором [104] на стенде,
оборудованном туннельной горелкой с принудительной подачей
воздуха от вентилятора. В опытах [104] в смесителе горелки обе-
спечивалось обычное для промышленных устройств качество сме-
шения газа с воздухом. Туннельная горелка была выбрана в связи
го сравнительно хорошей изученностью полей концентраций и
н-мператур и достаточной стабилизацией факела при изменении
состава смеси и нагрузки в широких пределах.
Поэтому удалось исследовать режимы в диапазонах изменения
। силовых нагрузок q топочного объема туннеля, равных 10—
б() МВт/м3 с интервалом Aq = 1,16 МВт/м3, и коэффициента из-
бытка воздуха а от 1 до 1,6.
Камера сгорания — туннель из хромомагнезитовой массы, с от-
ношением диаметра туннеля D к диаметру кратера d, равным 2,5,
и длиной £ = 430 мм (£ = £/£) = 3,3). Определение температуры
сгонки туннеля проводилось оптическим пирометром и тремя пла-
। ипо-платинородиевыми термопарами, которые были вмонтиро-
ваны в поверхность туннеля, а также оптическим пирометром
< )1111ИР через отверстия в стенке туннеля. Измерение темпера-
। \ ры в зоне горения проводилось при помощи отсасывающих пла-
। нно-платинородиевых термопар, вводимых через боковые отвер-
< । ня, а также в выходном сечении туннеля. На отдельных режи-
мах температуры корректировались расчетным путем по методу
ипальпий [150]. Определение концентрации оксидов азота
па выходе из туннеля проводилось с применением реактива
Грисса — Илосвая и фотоэлектрического колориметра ФЭК-2М
(рис. 3-22).
Зависимость действительных концентраций оксида азота в вы-
ходном сечении туннеля от теплового напряжения топочного объ-
ема и состава горючей смеси приведена на рис. 3-23. Наиболее
iiiaчительный рост температур с увеличением нагрузки наблюда-
йся в интервале q= 104-30 Гкал/(м3-ч). Положение максимума
<t„i, находится в области значений 1,5—1,30 и с уменьшением на-
грузки и увеличением теплоотвода к стенкам канала сдвигается
и сторону меньших значений.
101
4
Рис. 3-22. Схема стенда для исследования выхода NOX при горении газовоздуш-
ной смеси в туннеле.
Г —туннель; 2 — потенциометр; 3 — ротационная воздуходувка; 4 — система измерения рас-
хода воздуха; 5 — термометры; 6 — газовый счетчик; 7 — термопары; 8 — газоанализаторы.
Как следует из экспериментальных данных, приведенных
в табл. 3-12, изменение значения а от 1,20 в условиях горения
предварительно подготовленных смесей до- 1,05 снижает концен-
трацию оксидов азота на 35—48 %.
Интересно проследить концентрацию оксида азота при макси-
мальной температуре. На графиках (см. рис. 3-24) приведены рав-
новесные (при максимальной температуре) значения [С^тах, ко-
торые существенно превышают полученные в опытах (табл. 3-13).
ТАБЛИЦА 3-12
Концентрация NOX, мг/л, при разных значениях а
Тепловое напряжение q, МВт/м3
а	10	20	30	40	50	60
1,20	0,13	0,23	0,25	0,30	0,31	0,35
1,05	0,075	0,150	0,15	0,155	—	0,19
1,05/1,20	0,575	0,65	0,60	0,517	—	0,54
102
Рис. 3-23. Температура (а) и концентрация NO (б) в выход-
ном сечении туннеля в зависимости от теплового напряжения
и коэффициента избытка воздуха.
В области нагрузок 30—60 Гкал/(м3>ч) при а<1,4 безразмер-
ный выход Cno/[Cno] оксида азота практически не зависит от со-
става газовоздушной смеси. Это позволяет использовать для опре-
деления фактического выхода оксида азота простое соотношение:
CnO = К [Смо)шах,	(3-87)
где К — коэффициент, являющийся функцией тепловой нагрузки
:юпы горения, равный 0,05—0,08.
103
ТАБЛИЦА 3-13
Соотношение Сцо/[Сцо]тах при разных значениях &
Тепловая нагрузка туннеля, МВт/м3	1,0	1,1	1,2	1,3	1,4	1,5	1,6
10	0,037	0,080	0,069	0,046	0,036	г 0,022	0,011
20	0,105	0,071	0,061	0,059	0,039	0,027	0,018
30	0,079	0,053	0,056	0,059	0,032	0,011	0,034
40	—	0,060	0,063	0,063	0,052	0,035	0,034
50	0,069	0,062	0,068	0,067	0,064	0,035	0,029
60	0,043	0,0605	0,064	0,076	0,081	0,058	0,028
Однако нельзя утверждать, что действительный выход оксида
всегда «следит» за равновесным и во всех случаях может быть по-
казан в виде эквидистанты равновесных значений.
Как следует из этой серии опытов, условия теплоотвода ока-
зывают заметное влияние на положение аКр (табл. 3-14). По-
скольку теплоотвод из зоны горения лимитирован, были проведены
исследования выхода оксида азота в условиях тщательной подго-
товки топливовоздушных смесей и очень высокого теплоотвода из
зоны горения.
В опытах Н. А. Гуревича [76] горючую смесь составляли по
парциальным давлениям и оставляли в дозаторе на сутки для
молекулярного перемешивания. При исследовании турбулентных
пламен смесь готовили в проточной системе. Смеситель представ-
лял собой трубку диаметром 40 мм и длиной 500 мм, заполненную
пористой набивкой. Для организации режима горения при макси-
мальном теплоотводе из зоны горения в первой серии опытов (кри-
вая 1, рис. 3-24) газовоздушная смесь сжигалась в водоохлаждае-
мом коническом канале, изготовленном из тонкостенного (0,3 мм)
кварцевого стекла. Диаметр входного сечения канала 3 мм, угол
раскрытия конуса 4°. В таком устройстве удалось наблюдать ста-
ционарные пламена, размер которых отличается от гасящего диа-
метра на 0,2—0,5 мм. При распространении пламени в узких во-
доохлаждаемых каналах теплоотвод из зоны горения достигает
высоких значений, так как коэффициент теплоотдачи от реагирую-
щего вещества обратно пропорционален диаметру канала.
Пламена второй серии опытов получены на бунзеновской го-
релке диаметром 5 см. В этой серии опытов, проведенных в лабо-
ратории Института газа АН УССР [76, 112] при полном или ча-
стичном предварительном перемешивании газа с воздухом, темпе-
ратура в зоне горения измерялась при помощи платино-платино-
родиевого пирометра с диаметром спая 0,05 мм. Пробы продуктов
сгорания отбирались зондом с наружным диаметром 1 мм. Эти ис-
следования позволили экспериментально проследить скорость об-
разования оксида азота, а также определить влияние на нее тур-
104
о
СП
Рис. 3-24. Выход NO при горении предварительно подготовленных газовоздуш-
ных смесей.
/ — горение в водоохлаждаемом канале критического размера, Re=500; 2— пламя бунзе-
новской горелки, Re=1000; 3—5 — горение в канале с горячими стенками; 3 — Re==5000,
4 — то же, с добавкой азота, 5 — Re=30 000 (с добавкой азота).
ТАБЛИЦА 3-14
Характерное время пребывания тпр в туннеле при разных значениях а
<7, МВт/м3	1,0	1,1	1,2	1,3	1.4	1,5	1,6
10	0,0803	0,0762	0,0728	0,0703	0,0686	0,0658	0,0638
20	0,0375	0,0356	0,0341	0,0332	0,0385	0,0315	0,0304
30	0,0244	0,0232	0,0222	0,0216	0,0212	0,0205	0,0199
40	0,0180	0,0171	0,0165	0,0310	0,0157	0,0152	0,0148
50	0,0143	0,0136	0,0130	0,0127	0,0124	0,0121	0,0118
60	0,0118	0,0113	0,0108	0,0105	0,0103	0,0101	0,0098
булентности, условий теплоотвода из зоны горения и разбавления
топливовоздушной смеси инертным разбавителем (азотом).
При горении полностью подготовленных смесей с а=1,08 (Т—
=2150 К) было установлено, что горение протекает на поверхно-
сти конуса в зоне толщиной 2,6 мм.
При сжигании газа в бунзеновской горелке зона горения имеет
два конуса: внутренний, в котором горение происходит при недо-
статке окислителя, и наружный, где за счет диффузии окислителя
из атмосферы догорают продукты реакции, поступающие из внут-
реннего конуса.
Независимо от степени предварительного смешивания макси-
мальная концентрация оксида азота на внутреннем конусе была
менее 0,006 %, на наружном примерно 0,010 %, т. е. была такой
же, как и без предварительного смешивания. Характерно, что
в межконусном пространстве концентрация оксида азота снижа-
ется, в результате чего на внутреннем и наружном фронте горения
наблюдаются четкие максимумы концентрации оксида. Можно сде-
лать предположение, что оксид азота, образовавшийся во внутрен-
нем фронте горения, разлагается в межконусном пространстве на
некотором участке, пока не начнется его образование в наружной
зоне горения. Сверхравновесные концентрации оксида во внутрен-
нем конусе указывают на то, что при горении с недостатком окис-
лителя концентрация атомарного кислорода в пламени намного
больше равновесных значений и оксид азота образуется непосред-
ственно в зоне горения. На этой же экспериментальной установке
был исследован выход оксида с продуктами сгорания топлива
в ламинарных пламенах при различных соотношениях горючего и
окислителя.
При сжигании предварительно хорошо перемешанных смесей
(кривая 1 на рис. 3-24) зависимость выхода оксида азота от а
имеет максимум в области соотношений топлива и окислителя,
близких к стехиометрическим. С увеличением избытка одного из
реагентов выход оксида быстро уменьшается (при а<1 экспери-
ментальный выход больше расчетного, вычисленного на основании
термической теории образования оксида азота по равновесной кон-
центрации атомарного кислорода).
При диффузионном горении (кривая 2, рис. 3-25), соотношение
расходов горючего и окислителя слабо влияет на выход оксида
азота [П2].
Анализ условий образования оксида азота при горении пред-
варительно подготовленных гомогенных смесей позволяет сделать
следующие выводы.
1. Характер' кривой NO=f(a) и положение NOX зависят от ка-
чества подготовки топливовоздушной смеси, турбулентности и ох-
лаждения пламени; в турбулентных диффузионных пламенах вы-
ход оксида азота меньше зависит от коэффициента расхода воз-
духа, чем в ламинарных или близких к ним.
1Q5
Рис. 3-25. Влияние а на выход NO при
юрении природного газа.
I — при полном предварительном перемеши-
вании; 2 — без предварительного перемеши-
пания.
^N0> 0&°/°
0,010
0,00В
0,006
0,004
0,002
’	0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 К
2. Турбулентность и теплоотдача из зоны горения оказывают
• ильное влияние на выход оксида азота; во всех случаях с увели-
чением турбулентности и размера горелки выход оксида увели-
чивается.
НЕКОТОРЫЕ ОСОБЕННОСТИ ФАКЕЛЬНОГО СЖИГАНИЯ
ТОПЛИВА В КОТЛАХ
Наиболее крупным потребителем топлива, в частности газа,
в СССР являются котельные установки электростанций, промыш-
ленные и отопительные котлы, использующие около 50 % всего
н>бываемого в СССР природного газа, а также значительные ко-
шчества коксового, доменного и попутного нефтяного газов. Раз-
берем условия образования оксида азота в наиболее изученном
ь настоящему времени факеле природного газа. Несмотря на на-
чнчие большого числа работ по исследованию газового факела
1I5, 151—154], условия горения на начальном участке факела, где
развиваются максимальные температуры и протекает реакция син-
|еза оксида азота, изучены недостаточно.
Конструкции газогорелочных устройств котельных установок
рассмотрены в ряде работ [45, 155]. В. А. Спейшер [45] делит все
|<>рслочные. устройства на три основные группы по степени смеше-
ния газа с воздухом:
а)	газ и воздух не смешиваются и подаются в топку раздельно
спутными потоками; в этом случае горение углеводородных газов
псушествляется обычно в длинном светящемся факеле;
б)	в горелку подается все количество воздуха, необходимое
ял я горения, но из-за короткого пути смешения и других факто-
ров не обеспечивается завершение тонкого молекулярного смеше-
ния газа с воздухом;
в)	весь необходимый для горения воздух подается и смеши-
вается с газом в горелке.
Если горелочные устройства мартеновских и стекловаренных
печей можно отнести к группе устройств, обеспечивающих горе-
107
нйе газа в длинном диффузионном светящемся факеле, то газб-
горелочные устройства котлов относятся в основном ко второй
группе, обеспечивающей частичное смешение газа с воздухом в ам-
бразуре и выгорание в несветящемся (или слабосветящемся)
факеле.
Для уменьшения длины факела применяются следующие ме-
тоды:
а)	дробление газового потока на ряд мелких потоков;
б)	увеличение угла встречи газового и воздушного потоков;
в)	закрутка воздушного потока (а следовательно, и всего фа-
кела, так как воздушная струя составляет 94—95 % от массы га-
зовоздушной смеси);
г)	увеличение периметра зажигания топливовоздушной струи.
Для создания дополнительной турбулизации хвостовой части
факела, а в ряде случаев и для снижения высокотемпературной
сернистой коррозии в котлах электростанций часто применяется
угловое расположение щелевых горелок с направлением оси фа-
кела к центру или по касательной к окружности диаметром 1—
1,5 м в центральной части топки. Диаметр сопловых отверстий dc
определяется по методу, предложенному Ю. В. Ивановым [156],
исходя из условий равномерного размещения струй газа в потоке
воздуха:
dc = — — Кс sin а' —л /—,	(3-88)
Н	^возд V Рвозд
где h — дальнобойность струи газа; Кс — коэффициент, завися-
щий от шага сопел; а' — угол встречи газового и воздушного по-
токов.
Наиболее широкое применение в крупных котлах получило
сжигание газа в вихревом (закрученном) потоке, так как этот ме-
тод позволяет уменьшить длину факела (вдоль оси горелочного
устройства), а также обеспечить хорошие условия стабилизации
пламени и совместить сжигание газа, мазута и твердого топлива
(чаще каких-либо двух из этих видов топлива) в одном горелоч-
ном устройстве. Вихревые горелки обычно размещаются на фрон-
товой или на боковых стенках топки. Горелки (рис. 3-26) разли-
чаются размещением сопловых отверстий для выхода газа (с цен-
тральной, периферийной или комбинированной подачей газа), рас-
положением сопловых отверстий относительно выходного сечения
амбразуры (с «внешним» или «внутренним» смесеобразованием),
конструкцией устройства для закрутки воздушного потока (тан-
генциальный, улиточный, лопаточный тангенциальный, лопаточный
аксиальный) и сочетанием видов топлива (пылегазовые, газома-
зутные) .
Несмотря на наличие большого числа работ по аэродинамике
вихревого потока [157—159] и отдельных работ по горению в вих-
108
I’iic. 3-26. Схемы некоторых газогорелочных устройств котельных установок.
- <> вихревые с периферийной подачей газа; в — вихревые с центральной подачей газа,
... смесеобразования, г — то же, внутреннего смесеобразования, д — щелевые, е —
"</цельные Мосгазнинпроекта, ж— подовые.
ревом потоке [160], к настоящему времени не представляется воз-
можным рассчитать длину вихревого факела и требуемый объем
юны горения, положение зоны максимальных температур и интен-
। лнпость горения на отдельных участках, что представляет особый
Hiiiepec в связи с проблемой образования оксидов азота. Учиты-
n.i'/i, что в настоящее время свыше половины всего количества
।верного, жидкого и газообразного топлива в котлах сжигается
н вихревом потоке, рассмотрим процессы горения в нем более под-
in >б| ю.
Для изучения процесса горения в вихревом потоке и условий
образования токсичных веществ по длине факела необходимо
шить:
I)	характер движения закрученного потока в горелке;
2)	распределение струй газа в потоке воздуха;
109
3)	характер движения горящего потока в амбразуре и топоч-
ном объеме;
4)	закономерности выгорания в закрученном факеле.
К настоящему времени наиболее изученным, в значительной
мере благодаря работам Ю. В. Иванова [156 и др.], является рас-
пределение струй газа в потоке воздуха при известном поле ско-
ростей потока.
Все характеристики вихревого факела при огневых исследова-
ниях рассматриваются обычно вдоль его геометрической оси.
Вместе с тем действительные характеристики выгорания в закру-
ченном факеле могут быть получены при изучении процессов горе-
ния вдоль истинной траектории — его аэродинамической оси, со-
впадающей с движением основного потока.
Основной объективной характеристикой потока, определяющей
степень его закрученности, является угол подъема потока по спи-
рали (угол между направлением основного потока и плоскостью,
перпендикулярной к оси потока: sin $ = wa/wp). Угол изменяется
в осевом и радиальном направлении (и в направлении разных ра-
диусов в одной плоскости).
В качестве характеристики потока, увязывающей его аэроди-
намику с конструкцией закручивателя, принята интенсивность
крутки, рассчитываемая по Р. Б. Ахмедову [152]:
п = 4M/(nIRK) = 2M/(nIdK),	(3-89)
где М — момент количества движения на выходе из тангенциаль-
ного патрубка; I — количество движения потока на выходе из го-
релки.
Для различных конкретных закручивателей в работе получены
следующие выражения:
а)	для простого тангенциального подвода
n = dK(dK—а)/(аЬ);	(3-90)
б)	для улиточного тангенциального
n = dK(a+dK+2pn)/(ab),	(3-91)
где рп — наименьшее расстояние между цилиндрическим каналом
горелки и ближайшей к оси стенкой подводящего патрубка; а и
Ь — ширина и длина тангенциального подвода.
В табл. 3-15, 3-16 приведены из работ Г. Ф. Найденова и ав-
тора средние углы подъема потока по спирали р и размеры зон
обратных токов в осевой части горелок, полученные при изотерми-
ческой продувке горелочных устройств.
Отметим, что измерения качественно изготовленными и хорошо
отбалансированными флюгерками дают удовлетворительное со-
впадение с измерениями пневмометрическими трубками и усред-
ненными по расходу. Значения рср, полученные в опытах автором
по
I ЛБЛИЦА 3-15
II 1менение угла подъема потока по спирали Рср, град, в зависимости от интенсивности
крутки
Простой тангенциальный подвод воздуха				Улиточный подвод воздуха			
Интенсивность крутки	aid	b/d	₽ср	Интенсивность крутки	aid	b/d	^ср
1,22	0,45	1	46	2,67	0,60	1	32—33
1,86	0,35	1	35—36	3,22	0,45	1	29—31
3,00	0,25	1	25—26	3,86	0,35	1	28—30
4,00	0,20	1	22	5,00	0,25	1	22—28
| 162] (рис. 3-27), с улиточным и простым тангенциальным подво-
|.1ми воздуха, приведены в табл. 3-15.
Для горения в вихревом потоке характерно наличие зон об-
ратных токов рециркулирующих газов в осевой области. В табл.
: 16 приведены некоторые размеры зоны обратных токов при тан-
। пищальном и улиточном закручивателях в цилиндрической ам-
бразуре [162].
Наиболее объективной основной характеристикой закручен-
ною потока является угол подъема потока рср. По данным экспе-
риментального исследования Л. Олбрайта и Л. Александера [164],
|’>.при изотермическом и горящем потоке примерно одинаковы.
Исследование образования оксида азота в факеле и разработка
mi годов подавления этого процесса требуют изучения интенсивно-
'1и выгорания топлива по длине факела, уровня максимальных
к'мператур и положения зоны максимальных температур на ис-
I Л БЛИЦА 3-16
Р.пмеры зоны обратных токов при простом тангенциальном и улиточном подводах
ц<| »духа
Интенсивность крутки	Относительный радиус зоны, в которой имеются обратные токи	Относительная площадь, через которую проходят обратные токи
Простой тангенциальный подвод		
0,66—0,82	0,19	0,036
1,22	0,25—0,26	0,063—0,067
1,86	0,33	0,108
3,0	0,35—0,40	0,122—0,160
	Улиточный подвод	
2,67	0,39—0,40	0,150—0,160
3,02—3,22	0,40—0,41	0,160—0,168
3,7—3,86	0,41	0,168
4,5—5,0	0,41—0,48	0,168—0,230
ш
Рис. 3-27. Изменение угла потока Р от интенсивности крутки
п [162, 163].
Завихритель: 1 — тангенциальный, 2 — улиточный, 3—5 — лопаточный
тангенциальный (3 — при угле установки лопаток 20°, 4 — прн угле
30°, 5 — при угле 45°).
тинной траектории прямого и закрученного факела. Вместе с тем
наиболее изученными являются некоторые интегральные характе-
ристики, связанные с определением размеров топочного простран-
ства, необходимого для завершения процесса горения топлива,
прежде всего абсолютная длина прямоточного факела.
В подавляющем большинстве исследований [151, 154, 165]
длина факела горелочных устройств без предварительного смеше-
ния газа с воздухом рассматривается для случая диффузионного
горения единичной турбулентной струи газа в неподвижном или
спутном потоке воздуха. При этом диаметр газовой струи прини-
мается того же порядка или на один порядок ниже диаметра воз-
душной струи в устье. Такая схема горения свойственна факель-
ным процессам сжигания топлива в мартеновских, стекловаренных
и некоторых других промышленных печах и представляет собой
наиболее общий случай диффузионного горения.
Анализу процесса выгорания и определению длины диффузи-
онного турбулентного факела посвящены многочисленные отечест-
венные и зарубежные работы. Широкое признание получили ис-
следования, проведенные Л. А. Вулисом и сотрудниками [153],
Л. В. Левченко и Б. И. Китаевым, С. И. Авериным и И. Д. Семи-
киным [154], М. А. Блинковым, А. В. Арсеевым, X. Хоттелем и сот-
рудниками [167], К. Воллем и сотрудниками [169], П. Сунавалой
[170], X. Кремером [171, 172], Д. Н. Хитриным [1957 г.], В. А- Спей-
шером [21].	х
При рассмотрении длины диффузионного факела большинство
авторов исходит из следующих предпосылок:
а)	решающее влияние на длину турбулентного диффузионного
факела оказывает массоперенос в факеле, характеризующийся ко-
эффициентом турбулентной диффузии
dCldx = dTyp6 (d2C/dx2),	(3-92)
где х — расстояние переноса;
б)	скорость химических реакций, связанная зависимостью Ар-
рениуса
u>T = tyoexp[— E/(RT)],	(3-93)
с температурой, больше на несколько порядков скорости переме-
шивания, а также не оказывает существенного влияния на пол-
ноту выгорания и на характеристики факела;
в)	коэффициент турбулентной диффузии прямо пропорционален
скорости истечения потока.и диаметру насадка:
^турб = АоМн,	(3-94)
где At — коэффициент-пропорциональности, поэтому длина турбу-
лентного факела не изменяется при изменении нагрузки (по дан-
ным Г. Дамкеллера, К- Волля^К- Шипмена [165] и Ю. И. Хавкина
|1964 г.], Ai = 0,0022-4-0,0026).
Применяя закономерности аэродинамики свободных струй
к горящему турбулентному факелу, С. И. Аверин и И. Д. Семикин
определяют полную ддинучфакела Аф, разбивая его на участки: за-
хвата воздуха до стехиометрической концентрации, перемешива-
ния и завершения горения
Аф “ Азахв 4" Апер-	(3-95)
Из подробного рассмотрения работы С. И. Аверина и И. Д. Се-
ми кина [154] следует, что
Аф = /(Ке, Fr, Ей),	(3-96)
। le Re, Fr, Eu — критерии, соответственно Рейнольдса, Фруда,
>йлера.
Результаты исследований X. Хоттеля [167], П. Сунавалы [170],
II Мейера [160], Г. Брехта [1966 г.] показали, что нагрузочные ха-
рактеристики не влияют на длину зоны горения турбулентного
1 иффузионного факела. Данные других авторов [171—174] обна-
руживают некоторое влияние расходных характеристик на вы-
году вертикальных факелов:
Аф^Афг",	(3-97)
। IV Л2 — коэффициент пропорциональности, а « = 0,17-4-0,20.
Для топочных устройств котлов особый интерес представляет
|урбулентный зцкрученнцй факед. Исследуя единичный газовый
1Н
Рис. 3-28. Относительная длина закрученного факела в зависимо-
сти от выходной скорости при постоянной закрутке для разных диа-
метров струи.
1—3 — диаметр струи, мм: / — 6, 2 — 9, 3 — 12.
факел (рис. 3-28), вытекающий из отверстий малого диаметра
(6, 9 и 12 мм) при наличии закручивающей вставки и без нее,
П. Мейер [160] получил зависимости = (w) =f2(B).
Из анализа этих графиков можно отметить, что даже в области
Re = 25004-10000 имеет место лишь незначительное влияние рас-
ходных характеристик на длину закрученного факела. Обрабаты-
вая вторую серию опытов П. Мейера [160], можно получить зави-
симость для малых нагрузок
ЁФ «(Fr)0,09.	(3-98)
При Re> 104 относительная длина закрученного факела не за-
висит от скорости истечения и критерия Fr. Из анализа графиков
(рис. 3-28) следует, что некоторые закономерности, полученные
для прямоточного турбулентного факела, применимы и для закру-
ченного факела.
Результаты ряда исследований [160, 166, 167, 170] позволяют
заключить, что в области ярко выраженного турбулентного ре-
жима и больших скоростей истечения шСм, при которых работают
промышленные газогорелочные устройства, и в пределах допускае-
мых изменений нагрузки можно принять
Гф^/1(©см)¥=/2(Рг).	(3-99)
Разобранные выше закономерности для длины факела полу-
чены при изучении горения газовой струи, вытекающей в непод-
вижный или спутный поток воздуха. В этих случаях длина факела
определяется главным образом аэродинамическими и диффузион-
ными факторами, а независимость Lq> от скорости объясняется
1 АБЛИЦАЗ-17
Длина факела горелок серии ГНП
Диаметр 1 орелки, мм	Газовые сопла		Соотношение динамических напоров	Длина факела	
	Диаметр, мм	Число		Ьф, мм	Ьф/4
	4,2	4	1,22		
32	7,0	1	2,56	690	21,5
	5,8	6	1,3		
55	12,0	1	2,56	1220	22,0
	9,6	6	1,35		
92				1830	20,0
	20,0	1	2,56		
лить пропорциональным увеличением коэффициента турбулентной
1,1 |ффузии.
Для основных горелочных устройств котельных установок (см.
рис. 3-26) характерны следующие особенности:
а)	истечение газа в поток воздуха осуществляется через боль-
шое число (обычно более 100) газовых сопел малого диаметра;
б)	диаметр газовых струй на 2—3 порядка меньше диаметра
воздушного потока;
в)	газовые струи направлены перпендикулярно (или под зна-
чительным углом) к гёометрической оси потока, движущегося пря-
молинейно или по спирали.
Расстояние, на котором происходит перемешивание газа с воз-
духом, в этих горелочных устройствах небольшое (по сравнению
< длиной факела), поэтому характеристики горения не могут быть
"писаны обычными закономерностями для диффузионного фа-
। гл а.
Исследования вихревых горелок [175] показали, что опреде-
1яющим размером для горелок с большим числом газовых сопел
.шляется не диаметр сопел, а диаметр горелки или ширина кера-
мического канала щелевой горелки, а в случае конической амбра-
уры, открывающейся в сторону топки,— диаметр начального ци-
линдрического участка амбразуры. К такому же выводу пришли
II. II. Строкин и Л. А. Клячко [176] и Р. И. Эстеркин [177], иссле-
ишавшие работу вихревой горелки при изменении диаметра газо-
выпускных отверстий от 3 до 10 мм. В этих работах отмечена не-
з.шисимость Аф от d, а также от соотношения динамических на-
поров газа и воздуха рг^2г/(рвозд^2возд), измеренных в пределах
<>г 0,91 до 100. То же утверждают А. Е. Еринов, Б. С. Сорока
1150] и М. А. Глинков с сотрудниками [165] на основании иссле-
дований вихревых горелок, снабженных лопаточным закручивате-
лем и предназначенных для промышленных печей (табл. 3-17).
115
Рассмотрение данных таблицы и других исследований [175,
177, 181] позволяет сделать вывод о том, что определяющим для
длины факела является не диаметр газовых сопел или соотноше-
ние динамических напоров, а диаметр горелочного устройства
L^f(dc, pay3);	(3-100)
L$ = f(d).	(3-101).
Это показывает, что в горелочных устройствах такого типа длина
перемешивания мало влияет на Лф, хотя может оказывать влияние
на полноту горения.
Рассмотрим расстояние, на котором достигаются равномерные
концентрации в вихревых горелках с подачей газа с периферии
через отверстия малого диаметра. Изучение перемешивания газа
с воздухом на модели такого газогорелочного устройства, прове-
денное М. А. Поляцкиным и В. Н. Афросимовой [179] в ЦКТИ,
показало, что на расстоянии от газовых сопел X = X/d = 0,5 непол-
нота смешения х равна 0,08:
1 _
J (С,- — 1) piWidFi
где С( = Сг/ССр — отношение средней арифметической по окружно-
сти массовой концентрации к средней по сечению массовой кон-
центрации смеси; А— площадь кольцевого сечения.
Исследования показали, что для сравнительно мелких газо-
вых сопел (dc = 0,0264-0,062) максимальное расстояние X вдоль
оси до сечения, где неполнота смешения х^0,05, составляет
0,5 мм и что полный путь перемешивания связан с углом уста-
новки лопаток в осевом регистре зависимостью
й = А = д/А (pt?)1-3 cos ср0-866,	(3-103)
где Ks~ 1,7-42,0 — коэффициент, учитывающий шаг огневых от-
верстий.
По данным В. П. Федорова [178], полученным на натурном об-
разце подовой горелки, путь полного перемешивания находится
в пределах Х= (О,33ч-О,63) А Так как максимальная дальнобой-
ность струй газа /i<0,5d, то для исследованных случаев [178,
179] можно записать Х^0,5А
С целью дополнительной проверки этих результатов исследо-
вано расстояние перемешивания газа с воздухом в цилиндриче-
ском канале с d=100 мм [177]. Струи газа имитировались возду-
хом, нагретым до 400 °C и вытекающим через 15 отверстий
(d0=l мм) по периферии канала. Степень перемешивания опре-
делялась по степени равномерности температур, которые измеря-
116
nicb при помощи медь-константановых термопар с диаметром про-
водника 0,3 мм. На расстоянии X = 0,3 х = 0,03, т. е. процесс гру-
бого (молярного) смешения уже близок к завершению, что совпа-
дет с имеющимися данными [178].
Проверка степени смешения в случае, когда распределение
< । руй в потоке принято произвольным (4 ряда отверстий с d=
0,01 мм), показала, что на расстоянии X = x/d=Q,3 в перифе-
рийной области х = 0,104-0,15. Во всех случаях при Х = 0,54-0,6
। мешение почти полностью завершается. При расчете горелочных
'(тройств по методу Ю. В. Иванова [156], при Х = 0,3 обеспечива-
 1ся х<0,04. Проведенные исследования [178] позволяют принять
ия вихревых горелок с равномерным распределением мелких
' । руй газа в потоке воздуха [156], а также для щелевых горелок
расстояние до начала зоны горения
X^0,5d.	(3-104)
Па рис. 3-29 схематично приведены разные виды факелов горе-
|(>чных устройств без предварительного смешения газа с воздухом.
Когда выпуск газа осуществляется через большое число (пс[>100)
мелких отверстий (d<10 мм), время диффузии тДИф мало по
 равнению со временем пребывания в зоне горения (в факеле) и
pa (меры видимого факела уменьшаются (рис. 3-29, в).
Р. Фристром и А. Вестенберг [180] отмечают, что при тПер/тПр<^1
имеет место горение гомогенной смеси, а при тПер/тПр^>1 — диффу-
попное горение. Факел с Лпер<^ф (рис. 3-29, б, в) условно можно
p.i (делить на две зоны: начальную длиной ЛПер, в которой осущест-
I-. 1яется выравнивание концентраций в струях, и зону горения
। 111ной Лгор, в которой осуществляется выгорание основного ко-
...ества топлива.
В горелочных устройствах котлов с большим количеством мел-
। их газовых сопел, направленных перпендикулярно к потоку воз-
|\ ха, длина факела определяется в основном процессами не пере*
\кчпивания, а горения (что подтверждается также независимостью
/ Ф от dc) [146]. Поэтому многие подобные устройства относятся
г группе, для которой Lne^L$ и Тпер/гПр<С1 (рис. 3-29, в).
Д. А. Франк-Каменецкий [116], изучавший горение предвари-
le.'ibiio подготовленных смесей в лабораторных условиях, назвал
нот вид горения «микродиффузионным турбулентным горением»,
и котором «ускорение горения под действием турбулентности свя-
i.iпо прежде всего с ускорением протекания самих химических ре-
акций во фронте пламени».
Рассмотрим основные факторы, влияющие на размеры вихревых
। .1 югорелочных устройств котлов, и некоторые закономерности вы-
।орания в факеле (при 7ф=const). Выше было показано, что диа-
метр газовых сопел и их число не оказывают существенного влия-
117
Рис. 3-29. Схемы факелов, образуемых горелочными устрой-
ствами.
а — пс = 1,
- пс > 100,
^пер ^"ф’ хпеУтпр
^"пер ^ф’ хпер/тпр 1'
б-пс~ 10, Lnep < Ьф; в-
ния на Лф. Следует отметить, однако, что линейные размеры факела
вдоль его оси существенно зависят от изменения интенсивности
крутки и профиля амбразуры.
На рис. 3-30 приведены фотографии факела при изменении ин-
тенсивности крутки в широких пределах (1,22-4-19), а =1,05 = const
и длине /а цилиндрической амбразуры 0,2. Длина факела опреде-
лялась визуально с одновременным фотографированием без свето-
фильтра на фоне черного металлического экрана, разделенного на
квадраты со стороной, равной d. По данным Б. И. Китаева и со-
трудников [166], Е. М. Степанова и Б. Г. Дьячкова [181], П. Мейера
[160], В. Гаусорна, Д. Уиделла и X. Хоттеля [168], эти методы оп-
ределения дают погрешность, не превышающую 10 %. Данные
ТАБЛИЦА 3-18
Сравнение длин факелов, мм, определенных различными
методами
Lx, определенная по полю концентра- ций при ч==0,99	Гф, определен- ная фотографиро- ванием	Относительная погрешность .100, %
по	120	9,1
64	70	9,4
38	40	5,2
118
Рнс. 3-30. Размеры факела
< большим числом газовых сопел
при различной интенсивности
крутки.
,i - прямой факел, б—е — закрученные
факелы с интенсивностью крутки п:
о-1,22, в—1,86, г —3; д — 5,7. е —
Г>.
П. Мейера [160] по длине
факела, определенной ана-
лизом полей концентраций
и фотографированием на
фоне темного экрана, при-
целены в табл. 3-18.
Увеличение интенсивно-
I I и крутки приводит
к резкому сокращению L$
(см. рис. 3-30). Вторым
фактором, оказывающим
существенное влияние на
। раекторию и длину фа-
кела, является форма ам-
бразуры (рис. 3-30). При
\<гановке вихревых горе-
ши в топках котлов при-
меняются амбразуры раз-
нообразных конструкций.
В связи с недостаточным
количеством и противоре-
чивостью эксперименталь-
ных данных трудно судить
о преимуществах и недо-
। । атках тех или иных конструкций. Длина амбразуры часто при-
нимается равной толщине стенки (обмуровки) котла (5004-
!>’() мм), поэтому горелки большей производительности имеют
меньшую относительную длину амбразуры ta = la!d (рис. 3-30).
Г- некоторых случаях газораспределительные камеры частично
или полностью утапливаются в стенку котла [182] и амбразура
и'лается короче. Диаметр устья амбразуры принимается равным
। на метру смесителя, определяемому из нагрузочных характе-
ристик:
d — ЦВ, <7огя)>
(3-105)
ГЦС t/огн— BQHp/ForH — тепловая нагрузка огневого сечения горелки
/ В — расход топлива.
Результаты исследования влияния угла раскрытия амбразуры и
интенсивности крутки на траекторию вихревого факела приведены
в других работах автора [161, 162].
119
— ТАБЛИЦА 3-19
‘О Характеристики амбразур вихревых горелок с периферийной подачей газа
Предприятие	Тип котла (производитель- ность, т/ч)	Тип горелки	.tr а ч	®гв' м/с	Форма амбразуры	ЯЗ	0	^огн’ МВт/м3	
								На входе 1	На выходе
Приднепровская ГРЭС	ТП-70 (430)	Пылегазовая	3000	33	Коническая с цилин- дрическим началь- ным участком	0,23	90°	40,0	18,6
ТЭЦ-3 Киевэнерго	НЗЛ (60)	»	2500	24	Коническая	0,32	20	30,4	27,0
То же	ЦКТИ-75-39 Ф (75)	Газовая	2000	46	Цилиндрическая	0,47	0	54,5	54,5
ТЭЦ-3 Харьковэнерго	(Ю5)	Пылегазовая	3000	27	Коническая	0,35	20	32,0	26,0
ТЭЦ металлургиче- ских заводов	BK3-75-39 (75)	»	2500	27	»	0,33	55	70,5	36,5
Типовой	проект цкти	—	Газомазутная	2850	19	Коническая с ци- линдрическим на- чальным участком	0,39	70	52,0	14,3
Типовой	проект цкти	—	Горелки цкти	550	33	То же	0,79	70	48,5	12,0
^Конструкция Оргэнер- гостроя (испытана на ТЭЦ)	(НО)	Пылегазовая	2100	20	Цилиндрическая	0,38	0	20,0	20,0
Предприятия Киева	ДКВР-10-13 (10)	Газовая двух- камерная	500	7,3	»	0,90	0	19,2	19,2
В табл. 3-19 приведёны характеристики амбразур Некоторых
вихревых горелок с расходом от 500 до 3000 м3/ч природного газа
1155, 182, 183]. Из таблицы видно, что тепловая нагрузка огневого
печения, связанная прямо пропорциональной зависимостью со ско-
ростью газовоздушной смеси в цилиндрическом сечении горелки,
изменяется от 19,2 до 70,5 Гкал/(м2-ч), форма амбразуры — от ци-
линдрической до конусной с углом конусности 90°, относительная
длина амбразуры — от 0,23 до 0,090.
Длина амбразуры также имеет существенное значение, так как
в амбразуре большей длины обеспечивается лучшая стабилизация
факела и выгорает большее количество топлива. В то же время
чрезмерно большая длина приводит к высоким локальным темпе-
ратурам амбразуры, опасным с точки зрения оплавления ее стенок,
повышения локальных нагрузок участков топочных экранов и уве-
шчения концентрации оксида азота в продуктах сгорания. В прак-
।ических условиях
Ta = ia/d=f(B).	(3-Ю6)
С целью определения влияния конструкции амбразуры на усло-
вия горения в корне факела были проведены экспериментальные
исследования полей концентраций и температур в амбразурах раз-
личного профиля [161, 162]. Экспериментальная установка пред-
 Iявляла собой вихревую горелку с периферийной подачей газа
шаметром 100 мм со сменными амбразурами. Горелка имела 36
1.1.ЮВЫХ сопел диаметром 1,2 мм, расположенных с шагом 17 мм
('</<1=14) на поверхности газовых камер, и была снабжена
патрубком для тангенциального подвода воздуха.
Для проведения исследований были изготовлены специальные
амбразуры разных геометрических форм в виде монолитных ша-
мотных блоков с одинаковым диаметром устья da = 100 мм и от-
ношением /а/^=1,6 (рис. 3-31):
а)	цилиндрической формы;
б)	конической с углом раскрытия 8°;
в)	конической с углом раскрытия 30°;
г)	конической с углом раскрытия 60°;
д)	с внезапным расширением потока (с увеличением диаметра
юрелки dr и отношения dr/d до 2).
При проведении опытов поддерживались постоянными пара-
метры: B = const, а=1,05, п=1,8. Средние значения параметров
потока определялись интегрированием по площади поперечного
।।пения, для чего сечение разбивалось на отдельные кольцевые
участки:
/Я	\
«ср =| J а^пр2лг d г \l(nR2woc. пр);	(3-107)
\о	/
/Я	X
7’ср= | jTa>np2nrdr ]/(л/?2ауОс. пр).	(3-108)
\о	/
121
Рис. 3-31. Типы исследованных амбразур.
а — цилиндрическая; б, в, и г — конические с углом раскрытия 8, 30 и 60е;
д — с внезапным раскрытием dr/d=2.
Некоторые результаты исследований приведены на рис. 3-32.
Как видно из рассмотрения полей концентраций, до половины
радиуса амбразуры (в осевой области) занимает зона обратных
токов, а степень выгорания горючих характеризуется в основном
горением в периферийной области амбразуры.
Средняя температура продуктов сгорания в выходном сечении
цилиндрической амбразуры при выпуске продуктов сгорания в ат-
мосферу, измеренная при помощи платино-платинородиевой тер-
мопары без отсоса, составляла 1450—1480 °C и была выше, чем
в конических амбразурах с углом раскрытия 30 и 60°, увеличение
длины амбразуры в 2 и 3 раза приводило к увеличению макси-
мальной температуры продуктов сгорания соответственно до 1630
и 1700 °C (температуры стенок амбразуры были на 300—340 °C
ниже средней температуры продуктов сгорания в данном сечении).
При переходе от цилиндрической амбразуры к конической с уг-
лом раскрытия 60° длина факела, измеренная вдоль геометриче-
ской оси горелки, сокращалась в 2,3 раза. Рассмотрев экспери-
ментальные данные отметим, что на длину факела вихревых газо-
вых горелок оказывают влияние главным образом диаметр го-
релки, интенсивность крутки воздушного потока, конструктивные
особенности амбразуры. Тепловая нагрузка сечения амбразуры и
122
Рис. 3-32. Концентрация продуктов сгорания в амбразурах различной формы.
а в — форма амбразур: а — цилиндрическая, б — коническая с углом 30°, в — коническая
> углом 60е; г—е— измеиеиие факела вихревой горелки при изменении формы амбра-
 \ры: г — цилиндрической, (©««О), д и е — конической (0=30 и 60°),
I 2-Тф', 3-р.
. м>рость движения газовоздушной смеси влияют на длину турбу-
иитного факела лишь в некоторых пределах [154, 167]. Выше (см.
рис. 3-30) показано, что при увеличении интенсивности крутки от
1,36 до 4,0 длина факела уменьшается в 1,3—1,4 раза и что пе-
реход от цилиндрической амбразуры к конической приводит к рез-
кому уменьшению длины факела.
Анализ полей концентраций показывает, что для исследован-
ных типов вихревых горелок с периферийной подачей газа (име-
ни ся в виду горелки с расчетным равномерным распределением
। и ювых струй в потоке воздуха по методу Ю. В. Иванова) выго-
рание основного количества газа завершается в амбразуре и
вблизи нее на расстоянии Х<2 от сопловых отверстий. Поэтому
рассмотрим подробнее процессы, протекающие на начальном уча-
i гке факела (рис. 3-32, 3-33). Для вихревого факела характерно
। уществование периферийного (пристеночного) слоя, характери-
рующегося скачкообразным возрастанием содержания горючих и
кислорода и резким падением температуры потока.
123
Воздух
Рециркулирующие
продукты сгорания
Рис. 3-33. Схема факела вихревой горелки.
Экспериментальные данные [164] показывают, что толщина пе-
риферийного слоя в вихревом потоке составляет (0,0754-0,12) d
и практически не зависит от интенсивности крутки и нагрузочных
характеристик. В периферийном слое образуются наихудшие для
протекания горения условия вследствие недостаточной диффузии
горячих продуктов сгорания из зоны обратных токов. Можно пред-
положить, что именно горение периферийных масс газовоздуш-
ного потока лимитирует процесс выгорания вихревого факела
в целом, и, следовательно, их траекторию следует рассматривать
при расчете длины факела.
Модель факела вихревой горелки представляет собой
сложную картину. В первом приближении некоторое представле-
ние о ней может дать схема, приведенная на рис. 3-33, и схема
движения периферийного слоя газовоздушного потока на
начальном участке (рис. 3-34). В действительности рассматривае-
мое движение происходит не по правильной математической
спирали из-за изменения угла потока р по оси факела. Однако
это можно учесть, введя среднее для закрученного участка
факела значение угла потока рср, так что в дальнейшем при рас-
чете длины спирали погрешности, вызванные отклонением рср
от действительных значений, практически компенсируют друг
друга.
Длина вихревого факела рассмотрена подробно в работе [175].
Данные Р. Б. Ахмедова [152], исследования автора, а также ра-
бота Л. Олбрайта и Л. Александера [164], показавшая незначи-
тельность изменения угла движения периферийных слоев потока
при горении, позволяют рассчитать рср (см. рис. 3-27) по известной
интенсивности крутки.
124
Уравнение движения периферийного слоя газовоздушного потока в пара-
метрической форме для цилиндрической амбразуры
' X = (d/2) cos t;
 F = (d/2)sint:	(3-109)
Z = (d/2) tg pcpt
Для конической амбразуры с углом раскрытия 0
X = (d/2)[ 1 + tg ₽ср tg (0/2) /] cos /;
У = (d/2) [1 + tg ₽cp tg (0/2) t] sin/;
Z = (d/2) tg РсрЛ	(3-И0)
। ie t=2 ctg pcp L закр — угол поворота плоскости осевого сечения.
Длина траектории периферийного слоя на участке сохранения крутки потока
t
S == [ Vd XZd /+<1У/<11 4- (dZ/d t) dt,	(3-111)
b
"iкуда
t
S = ^V(d2/4)sin2t+(d2/4)cos2t + [Z2/(4n2)]dt	(3-112)
Интегрирование выражения (3-112) на участке сохранения крутки дает:
а)	для цилиндрической амбразуры
= d cosec РсР»	(3-113)
125
б)	для конической амбразуры
С rf « о 4 О
SK — ctg рср ctg—-
X
X
/^/(1 + 2 tg — /закр) + tga ₽ср
а 6
sec2 —
2
д/ 1 + tg2 Pepsec2 -у + tg2 рср sec2-у- X
X In
1 + 2tg A L3aKp + дД 1 + 2tg А £закр + tg2pcp sec2 А)
2 0
ср sec2 —
(3-114)
В выражения для длины ^траектории периферийного слоя (3-113) и (3-114)
входит неизвестная величина £закр—относительная длина закрученного участка
факела. Как известно, при выходе струи из амбразуры на некотором расстоянии
происходит раскрутка потока, ликвидируется зона обратных токов и выравнива-
ются скорости. Движение потока приближается к прямолинейному. Е. Л. Шага-
лова, М. И. Рубин, Д. И. Парпаров [1967 г.], исследовавшие вихревые горелоч-
ные устройства энергетических котлов, указывают, что выравнивание осевых
скоростей происходит на расстоянии (2-i-3)d. Эти данные относятся к коротким
амбразурам с /<:0,5. В наших опытах [175] с амбразурой большей длины замет-
ная крутка потока также сохранялась на расстоянии до 2,5 d. Поэтому в первом
приближении можно принять относительную длину закрученного участка фа-
кела равной 2,5 d.
Ниже приведены рассчитанные по формулам (3-113) и (3-114) на основании
экспериментальных данных развертки закрученного и хвостового участков фа-
кела для амбразур различных геометрических форм (табл. 3-20), а также для
цилиндрической амбразуры при разной интенсивности крутки (табл. 3-21) при
постоянных В; п= 1,86; а=1,05.
ТАБЛИЦА 3-20
Длина факела вихревых горелок в амбразурах разных форм
Тип амбразуры	Видимая (эксперимент) длина факела, мм	Длина развертки закрученно- го участка факела, мм	Длина хвостового участка факела, мм	Полная длина развертки факела, мм	""о. о 00 II е |со
Цилиндриче- ская Коническая с углом рас- крытия:	800	425	550	975	9,75
8°	750	474	500	974	9,74
30°	600	635	350	985	9,85
60°	350	900	100	1000	W,Q.
126
ТАБЛИЦА 3-21
Длина факела вихревых горелок в цилиндрических амбразурах при разной
интенсивности крутки
Коэффициент избытка воздуха	Интен- сивность крутки	Видимая (экспери- мент) длина факела, мм	Длина развертки закрученно- го участка факела, мм	Длина хвосто- вого участка факела, мм	Полная длина развертки факела S, мм	Относитель- ная длина факела Зф=Зф/4
1,05	1,86	800	435	550	975	9,75
1,05	3,00	700	570	450	1020	10,20
1,05	4,00	600	666	350	1015	10,15
1,10	1,86	750	425	500	925	9,25
1,10	3,00	650	570	400	950	5,70
1,10	4,00	550	665	300	995	9,95
1,17	1,86	700	425	450	875	8,75
1,17	3,00	600	570	350	920	9,20
1,17	4,00	500	665	250	915	9,15
Как видно из приведенных данных, сумма пути, проходимого факелом по
спирали и по прямой, близка к постоянной величине. Отклонение в длине раз-
вертки факела, %,
Д$ф = [(5ф шах 5ф т!п)/‘3ф max]’ ЮО	(3-115)
не превышает 3 %, что находится в пределах погрешности определения длины
пламени визуально, фотографированием или по анализам продуктов сгорания.
Интересно проследить, сохраняется ли эта закономерность при изменении
интенсивности крутки. Как видно из табл. 3-21, при изменении интенсивности
прутки в широких пределах (от 1,86 до 4,0) полная длина развертки факела
также близка к постоянному значению. Максимальное отклонение длины раз-
вертки факела составляет не более 7 %, что также находится в пределах точно-
сти измерения длины факела.
Таким образом, в области турбулентных режимов определяющее влияние на
длину факела вихревых горелок с периферийной подачей газа оказывают гео-
метрические характеристики движения периферийного слоя газовоздушной смеси,
в то время как относительная длина развертки факела остается практически
неизменной. Для промышленных типов горелок, работающих в области чисел
1’с>10000 при ат = 1,04-5-1,05, можно принять 5ф. Ср=10. Это позволяет анали-
1ически определять длину факела по интенсивности крутки и конструкции амб-
разуры:
7-ф — Тзакр -ф- 5ф. ср — ^закр.	(3-116)
При а=1,05 £ф = 12,5—5закр. Тогда для цилиндрических амбразур
£ф — 12,5 — 2,5cosecpcp при Тф>2,5;	(3-117)
Тф= 10 sin рср ПРИ Тф^2,5.	(3-118)
Для конических амбразур при £ф>2
Тф = 12,5 — 0,25 ctg рср ctg —— (1 —|— 2 tg Т3акр) X
//	А —	\2	А
х А/ (1 + 2tg т £закр) + tg2 ^ср sec21-------
127
Л	Л
1 + tg2 Pep sec2 — + tg2 Pep sec2 — X
0 -	//	0 -	\2	0
1	2tg —— £заКр4" z\/ I 1 ”Ь ^tg-““^закр I -f- tg2 Pep sec2--
X In-------------------------V V -	2---'-------------------1, (3-119)
1 + л/1 + tg2 Pep sec2 -y
a в случае £ф<2,5 можно пользоваться графиками, показанными на рис. 3-35,
а, б [175], так как в этом случае зависимость для в явной форме получить
нельзя из-за трансцендентности выражения (3-119). При 07=1,05 выражение
(3-117) можно записать в виде
Ьф = А — 2,5 cosec рср.
(3-120)
Значение Л=/(а), определенное в результате обработки экспериментальных
данных по длине вихревых факелов в области а= 1,0-ь 1,35, приведено на
рис. 3-35, б. Следует учесть, что выражение (3-119) справедливо для значений 0,
лежащих в интервале 0—0ф, где 0Ф — угол раскрытия вихревого факела. Данные
работы [158] с поправкой на то, что они получены для свободной изотермиче-
ской струи, позволяют в качестве ориентировочного значения считать 0ф равным
60°, что включает в себя большинство практически возможных случаев.
В табл. 3-22 приведено сравнение экспериментальных данных о длине факела
с рассчитанными по формулам (3-117) и (3-119) при улиточном типе закручи-
вателя.
Данные табл. 3-20 и 3-21, в частности условие Зф = соп81, показывают, что
при анализе выгорания вихревого факела могут быть использованы закономер-
ности, полученные для прямоточного факела, если их рассматривать в разных
системах отсчета.
Полученные количественные закономерности применимы для случая, когда
направление потока определяется интенсивностью крутки и профилем амбразуры.
В этих условиях окружающая топочная среда не влияет на начальный участок
факела. При отсутствии амбразуры (так называемые горелки внешнего смеше-
ТАБЛИЦА 3-22
Расчетные и экспериментальные значения длины факела
Автор	Тип горелки	Топливо	Подача (скорость) газа, м/с	Диаметр газовых сопел, мм
В. Р. Теренкаль [1959 г.]	Газовая конструк- ции ОРГРЭС	Природ- ный газ	90	7
Р. И. Эстеркин [177], Л. А. Чер- нее	Газомазутная конст- рукции Ленгипро- инжпроекта	Смесь при- родного и слан- цевого газа	17	5
Н. И. Лукин [1962 г.]	Газовая конструк- ции Киевпром- энер гомонтажа	Природ- ный газ	34—60	2
128
пня) зависимость Лф = /(а, п) может несколько отличаться от (3-117) и (3-118)
вследствие изменения условий сохранения закрутки и влияния среды на началь-
ный участок, однако качественная картина сохранится.
Рассмотрим подробнее схему вихревого факела, приведенную
па рис. 3-33. На начальном участке LH происходят перемешивание
струй газа с воздухом и частичный подогрев смеси за счет пере-
мешивания с горячими продуктами сгорания. На этом участке
	Диаметр амбразуры, мм	Тип амбразуры	Интен- сивность крутки	а	Относительная длина факела		
					эксперимен- тальная	расчетная	
	900	Коническая, 0 — = 90°, La = 0,3	2,25	1,10—1,15	2,5—2,0		2,3
	400	Коническая, 0 = = 24°, Га= 1,8	2,4	1,14	4,0		3,9
	170	Цилиндрическая. La = 1,8	4,3	1,01 — 1,11	7,8		6,8
Заказ Ко 825
129
с AH<0,5d (или по развертке факела SH<l,0d) горение отсутствует.
На основном участке Lo= (0,5-е-3,0) cf или So= (14-6)d по развертке
факела происходят смешение холодного газовоздушного потока
с рециркулирующими продуктами сгорания и выгорание основного
количества (90—96 %) топлива. Зона догорания Лд в районе
(6ч-Ю)с? по развертке факела представляет собой область, в ко-
торой вследствие малых концентраций топлива и окислителя (из-за
значительного разбавления продуктами сгорания) процесс проте-
кает малоинтенсивно. На этом участке осуществляется догорание
4—10 % горючих (не СН4, а уже СО и Нг) до углекислого газа
и водяных паров.
Выше было показано, что на расстоянии L„<0,5d в газогоре-
лочных устройствах котлов при хорошем распределении малых
струй газа в потоке воздуха обеспечивается интенсивное молярное
перемешивание газа с воздухом.
По данным В. Н. Иевлева [1958 г.], горение прямоточной газо-
воздушной струи в туннеле удовлетворительно описывается урав-
нением
Хпр= 1—е“л1Ф,	(3-121)
где K=f(a, Тсм, йУгв). Длины зон горения в открытой атмосфере
и в топочной камере можно принять примерно одинаковыми при
а> 1 [175].
Автором и другими исследователями [175, 177] зависимость
(3-121) применена для описания процесса горения в факеле ще-
левой и вихревой горелок без предварительного смешения газа
с воздухом. При этом в качестве определяющего размера принято
расстояние вдоль геометрической оси факела. Вместе с тем в вих-
ревом факеле процессы горения следует рассматривать не вдоль
геометрической оси горелки, а вдоль аэродинамической оси факела.
Возможность использования уравнения (3-121) для описания про-
цессов горения негомогенных смесей объясняется, во-первых, срав-
нительно коротким по отношению к длине факела участком пере-
мешивания и, во-вторых, эмпирическим характером коэффициента
К при показателе экспоненты.
На рис. 3-36, а приведена кривая изменения усредненных кон-
центраций горючих по длине развертки вихревого факела х = /(5ф),
построенная по результатам отбора проб в амбразурах разных
форм. Результаты анализов удовлетворительно ложатся на об-
щую кривую, описываемую зависимостью, полученной в туннель-
ных горелках [Иевлев В. Н., 1958 г.]: для прямоточного факела
_К ~ГЗ
хпр=1—е "Р Ф,	(3-122)
для вихревого
хв=--1— е~Кв5Ф	(3-123)
130
I'hc. 3-36. Выгорание горючих и по длине развертки факела S$]d.
\ п»р.пуры: 1 — цилиндрическая; 2 — коническая с углом 30°, 3 — коническая с углом 60°;
< teitCHb выгорания при тангенциальном подводе воздуха и л=1,86; б — интенсивность
..рання по относительной длине вихревого и прямоточного (п = 0) факелов.
- |<)й разницей, что относительная длина в первом случае откла-
и.тается вдоль оси факела, а во .втором — вдоль истинной траек-
Hipiiii факела с учетом вихревого движения в его корне. Коэф-
|шцненты Хпр и Лв определяются для каждого типа горелок
 м-периментально. Например, для двух исследованных автором
гичовых горелок ХПр = 0,04, а для вихревых горелок Хв = 0,034.
Коэффициент К. зависит не от характера движения горящего
факела или расходных характеристик, а от состава смеси в конце
начального участка (начала зоны горения):
K = f(a, х).	(3-124)
Для заданной конструкции газогорелочного устройства при
и,ктоянных значениях а и К зона образования оксидов азота
и факеле находится в области максимальных температур факела,
а следовательно, в области, где интенсивность процесса горения
имеет максимальное значение.
Соотношения (3-122) и (3-123) позволяют рассмотреть изме-
нение интенсивности выгорания du/dL^ вдоль оси факела (рис.
' 36, б).
Интенсивность выгорания вдоль оси прямоточного факела оп-
ределяется уравнением (рис. 3-36, б, п = 0):
6хпр = ДхпрЖф= З/ДрЕфе пр *.	(3-125)
г.1
131
Рассматривая участок сохранения крутки (на котором выго-
рает свыше 95 % топлива), получим для интенсивности выгора-
ния вихревого факела 6хв уравнение (рис. 3-36, б, п=1,86;
3,0; 4,0):
6хв = ЗКВ созес3рсрЬф е квсо ес'РсРьф.	(3-126)
Из уравнений (3-125) и (3-126) следует, что максимум интен-
сивности выгорания у прямоточного факела наблюдается на
расстоянии [175]
_	з________
LnpmaX=/2/(3Knp),	(3-127)
а у вихревого факела сдвигается к устью горелки в зависимости
от значения интенсивности крутки (рис. 3-36)
LBmax=sinpcp^2/(3KB).	(3-128)
Отметим, что с ростом интенсивности крутки максимум теп-
ловыделения вихревого факела также сдвигается к устью го-
релки, поскольку он совпадает с максимумом интенсивности вы-
горания. Анализ зависимостей (3-126), (3-127) и (3-128) объясняет
наличие более высоких температур в вихревом факеле, чем в пря-
моточном.
Исследование полей температур в цилиндрической камере
в условиях ограниченного факела при B = const и а= 1,05 в слу-
чае подачи воздуха прямым и закрученным потоком с п=1,86
подтвердило, что положение области максимальных температур
в факеле примерно совпадает с зоной максимальной интенсивно-
сти выгорания
^шах Л- Т-о max
Поэтому положение хтах в факеле с некоторым приближением
может быть определено расчетом с использованием зависимостей
(3-126), (3-127) и (3-128). Экспериментальное исследование полей
температур в факеле вихревой горелки в водоохлаждаемой ка-
мере, проведенное автором, показало удовлетворительное совпаде-
ние положения температур с положением максимума интенсивно-
сти выгорания.
Кривые 6x=f (L$/d) четко характеризуют роль крутки, приме-
нение которой позволяет сократить размеры факела вдоль оси за
счет локализации основного участка горения, однако увеличивает
неравномерность процесса выгорания по длине факела и сдвигает
положение максимума интенсивности горения и максимума тем-
ператур к устью горелочного устройства.
132
Из приведенного анализа можно заключить, что интенсивность
выгорания вдоль оси факела характеризует неравномерность раз-
вития процесса горения по длине факела, а следовательно, зако-
номерности изменения температур и условия образования оксидов
азота в зоне горения.
Можно отметить также, что в вихревых горелках следует ожи-
1вть более высоких температур и больший выход оксидов азота,
чем в прямоточных. Причем с увеличением интенсивности крутки
выход оксидов азота также должен увеличиваться.
ОБРАЗОВАНИЕ ОКСИДОВ АЗОТА В ГАЗОГОРЕЛОЧНЫХ
УСТРОЙСТВАХ КОТЛОВ
Несмотря на появление в последние годы значительного коли-
чества работ, в которых приводятся результаты измерений концен-
।раций оксидов азота в котлах, исследования по изучению обра-
зования оксида азота в факеле крайне малочисленны [109, 112].
Имеете с тем необходимо проведение работ по изучению образова-
ния оксида азота при факельном горении угольной пыли, мазута
и газа по длине зоны горения во взаимосвязи с протеканием ре-
акций горения, так как именно такие исследования позволяют
отрыть пути к более полному пониманию процесса и разработке
промышленных методов подавления образования оксидов азота
и (ракеле.
Горелочные устройства крупных котельных установок характе-
ра <уются сравнительно развитым факелом, длина которого, изме-
ренная вдоль его траектории, в большинстве случаев находится
и пределах (9-4-1l)d. Для котлов паропроизводительностью более
'»() т/ч d~ 14-1,2 м и Зф~ 104-12 м.
С целью изучения закономерностей распределения концентра-
ций оксидов азота вдоль аэродинамической оси факела автором
ныло проведено исследование полей концентраций в вихревом и
прямоточном факелах. В вихревом факеле поля концентрации
оксидов азота, метана, кислорода, оксида углерода, водорода и
шоксида углерода измерялись й водоохлаждаемой камере
(рис. 3-37) диаметром 0,1 и высотой 1,2 м. В нижнем торце ка-
меры была установлена вихревая горелка, имеющая 4 ряда сопло-
пых отверстий, рассчитанных по методике Ю. В. Иванова [156],
и короткую цилиндрическую амбразуру (Аа = 0,2). Воздух в го-
релку подводился по тангенциальному патрубку (п=1,86).
В связи с наличием значительного градиента скоростей (dw/dr),
юмператур (dTIdr') и концентраций кислорода (Cojdr) в вих-
ревом потоке измерение концентраций оксида азота в одной
характерной точке поперечного сечения не может дать представле-
ния о средней концентрации в данном сечении.
133
Вода
Близки к действительным концентрации оксидов азота, усред-
ненные по ряду кольцевых сечений,
R
CnOxcp~ ( Ср<О^Щос2лГ d	пр)?	(3-130)
о
приведенные на рис. 3-38 и 3-39.
Измерение концентраций и температур проводилось в пяти точ-
ках в каждой плоскости, одна из которых была расположена на
оси, а четыре другие характеризовали равновеликие по площади
кольцевые сечения.
Положение зоны с максимальной интенсивностью выгорания
(dz/rfL<j>)max в вихревом факеле зависит от интенсивности крутки
и состава смеси:
Lm*4(«> «)•	(3-131)
В пределах изменения « = 0,85-4-1,35 при п=1,86 зона макси-
мальной интенсивности выгорания находилась на расстоянии 1,5—
2 калибра от горелки. Сечения за областью L$>2 характеризуются
приближением концентрации диоксида углерода и кислорода к по-
стоянному значению (рис. 3-1, 3-39) и свидетельствуют об оконча-
нии выгорания углеводородов. Распределение температур в различ-
ных сечениях факела при а=1,2 и интенсивности крутки 1,86 по-
казывает, что максимальная температура 7^ max расположена на
расстоянии Лф« 1,5 от устья горелки (рис. 3-39). Зависимость кон-
центраций оксида азота от а в конечных продуктах сгорания имеет
134
Рис. 3-38. Зависимость средних концентраций
NOx от а в выходном сечении опытной камеры.
ярко выраженный максимум в области а— 1,154-1,27 и качественно
соответствует зависимостям, полученным при горении подготовлен-
ных смесей в туннельной горелке. Характерное для процессов
н факеле распределение полей концентраций оксидов азота в не-
скольких сечениях, наиболее подробно исследованное при а =1,2 и
н = 1,86 и проверенное при других значениях а, позволяет полу-
135
Рис. 3-40. Концентрации продуктов сгорания и NOX вдоль оси пря-
моточной щелевой горелки.
чить представление об основных закономерностях изменения Cnox
вдоль геометрической и аэродинамической осей факела.
Концентрации оксидов азота в каждом сечении были представ-
лены двумя основными характеристиками Cnoxcp и Скоттах-
Графики изменения Cno* maxf (Гф/d) и CNO% ср= f (L^/d) (см.
136
рис. 3-39, 3-40) указывают на то, что средняя и максимальная
концентрации оксидов азота непрерывно возрастают на участке
от корня факела до сечения £ф = 2,04-2,4, после чего остаются по-
стоянными по длине факела (видимая длина факела составляла
0,|>»8,2). Графики усредненных по сечению концентраций метана,
оксида углерода, водорода, кислорода, диоксида углерода, а также
оксидов азота вдоль оси и развертки факела приведены на рис.
.’> I, а, б. Полученные данные показывают, что образование окси-
дов азота имеет место на ограниченном участке факела, располо-
женном между 1,0 и £2~2,5 или по развертке факела в пре-
юлах 5=14-4 от начала зоны горения (при общей длине факела
84-10).
Этот участок может быть уточнен при более тщательном изу-
'н'нии полей температур и концентраций. Подробные исследования
। прения в прямоточном факеле проведены на натурном образце
целевой подовой горелки (см. рис. 5-53). Изучение полей кон-
центраций и температур в области £ф<2 (внутри или вблизи
,мбразуры) в топочной камере чрезвычайно затруднено, поэтому
подвижный под установки (см. рис. 5-50) был выдвинут, и водо-
очлаждаемыми зондами отбирались пробы газов на содержание
цюдуктов сгорания и оксидов азота в трех точках в каждом
поперечном сечении факела. В тех же точках измерялись темпе-
р.нуры с помощью платино-платинородиевой термопары с поквар-
нованным спаем (рис. 3-41).
Характер распределения концентраций исходных, промежуточ-
ных и конечных продуктов сгорания топлива, а также оксида
нота вдоль оси факела подтвердил основные закономерности, по-
дменные при исследовании вихревого факела в камере. Напри-
мер, на рис. 3-40 видно, что для щелевых горелок CNox достигает
максимальных значений на участке £ф = 2,84-3,0, в котором кон-
центрация углеводородов стремится к нулю, а концентрации ок-
 и да углерода и водорода приближаются к максимальным значе-
ниям (Ссн,»0; Сео ~ Ссотах', Сщ « Сн2 max). Максимальные
концентрации оксидов азота достигались в выходном сечении го-
релочного туннеля (щели).
Зависимости	и dx/dL^, = ЗК (Сф/Щц)2 e~K(L^a™)3 для ще-
ieii-амбразур приведены в гл. 5, а температурные характери-
। тки — на рис. 3-42. Область максимальной интенсивности выгора-
ния (^х/^Сф)тах расположена на расстоянии 1,8—2 калибров го-
релки от начала зоны горения вблизи среза щели и примерно
новиадает с положением ТтЯх (длина видимого факела находилась
н пределах 8—9 калибров).
Участок образования оксида азота в факеле (см. рис. 3-42) за-
нимал отрезок от £1 = 1,5 до £2 = 4,0, что качественно совпадает
137
Ыг/м3
Рис. 3-41. Равновесные концентрации и дей-
ствительный выход NO в факеле.
Рис. 3-42. Температура и концентрация NO» вдоль
оси щелевой горелки.
с экспериментальными данными, полученными при исследовании
вихревого факела.
Из экспериментальных данных (см. рис. 3-40, 3-42) следует,
что реакция синтеза оксида азота в прямоточном и вихревом фа-
келах протекает на участке
8фмО-(0,1^0,3)8ф.	(3-132)
Приняв с большим допущением скорости движения частицы
на различных участках факела постоянными, запишем
TNO < (0,1ч-0,3) Тф.	(3-133)
Соотношение времени пребывания реагентов в топке и в фа-
келе для разных топочных устройств может быть различным. При
|ф= (0,6-^-0,8)тпР, что близко к средним значениям, получим ори-
ентировочное максимальное время реакции образования оксида
азота в топках котлов, с:
tnO< 1 -3600 (QP/<?T)[ 1/(1 + aL0)] (Л/Тф)/<з-	(3-134)
Из графиков (рис. 3-1) следует, что для топок котлов значе-
ния тмо<0,05ч-0,1 с, что на 2 порядка меньше времени установ-
ления равновесия реакции образования термического оксида азота
при соответствующих температурах факела.
Анализ полей концентраций горючих компонентов и оксида
азота, а также полей температур (см. рис. 3-1, 3-38, 3-39) в пря-
моточном и вихревом факелах позволяет установить следующие
закономерности:
а)	при факельном горении газа концентрация оксида азота ха-
рактеризуется ростом на участке, соответствующем зоне макси-
мальной интенсивности горения, расположенной в корне факела по
обе стороны от плоскости максимальных температур, и в даль-
нейшем не меняется по длине факела; при длине факела вихре-
вых и прямоточных газогорелочных устройств 9—10 калибров го-
релки оксид азота образуется на расстоянии 1—3 калибров от
устья горелки;
б)	образование NO происходит непосредственно в зоне горе-
ния; плоскость факела, в которой происходит наиболее интенсив-
ное образование оксида азота, совпадает с плоскостью окончания
выгорания основного углеводородного топлива и соответствует пло-
.кости, в которой экстремальные кривые Ссо = /(АФ) и Сн2 = f(L$)
имеют максимум.
Время реакции образования оксида азота охватывает две об-
ласти (по обе стороны положения температурного максимума):
т,/, соответствующую нарастанию температур от 7'1 до Утах, и
ip" на участке снижения температуры в факеле до Т2 = Т\ =
- /'max—\Т. Для экспериментально исследованных случаев горе-
139
ния в прямоточном и вихревом факеле концентрации оксида азота
изменялись на участке факела, соответствующем АТ ~ 654-80 °C.
Так как левая часть кривой ^ф=/(Тф) в области роста темпе-
ратур характеризуется большей скоростью изменения температур
по времени (см. рис. 3-42), чем правая часть, зависящая от ус-
ловий охлаждения и отличающаяся сравнительно медленным из-
менением температур [106],
dT!dx=— аТ2тах',	(3-135)
dT/dL$=—ЬТ2тах,	(3-136)
то все же основное количество оксида азота при факельном сжи-
гании топлива в котлах образуется в зоне горения за плоскостью
с Ттах в области снижения температур Тр'^Тр'; C"no>C'no-
При ухудшении условий перемешивания в факеле или увели-
чении а имеет место более плавное изменение температур при под-
ходе к Ттах, вследствие чего увеличивается время реакции. По-
следнее обстоятельство в значительной степени объясняет не столь
резкое снижение выхода оксида азота при ухудшении условий сме-
шения и снижения уровня максимальных температур.
Коэффициенты а и & в уравнениях (3-135) и (3-136) зависят от
условий охлаждения факела. Для топочных камер котлов
a = f1(H/V) = f2(d3),	(3-137)
где — эквивалентный диаметр топочной камеры; Н — эффектив-
ная поверхность нагрева; V — объем топочной камеры. Для малых
топочных камер с большим отношением Я/V характерен более рез-
кий темп снижения Ттах. Максимальную температуру в факеле го-
релок котлов электростанций, промышленных и отопительных кот-
лов можно записать соответственно (рис. 3-43)
Тmax 1 ~:> Т2 ~:> Ттах з>	(3-138)
что объясняется более высоким подогревом воздуха в крупных
котлах и несколько меньшим влиянием охлаждающих поверх-
ностей.
Учитывая более медленный темп охлаждения продуктов сгора-
ния в топках больших размеров
dT/dx = f(H/V),	(3-139)
можно отметить, что характерный период активного протекания ре-
акции синтеза оксида азота в топках котлов энергоблоков будет
больше, чем в топках малых размеров, а именно:
Тр,>Тр2>тРз.	(3-140)
Так как
CnO — f (Tmax> Тр),
(3-141)
140
Рис, 3-43. Схема, характеризующая время образования и
уровень концентраций NOX в топках котлов.
Котлы: 1 — электростанций, 2 — промышленные, 3 — отопительные.
hi при одинаковых режимных условиях топки больших размеров
in. 1ЖНЫ характеризоваться более высокими концентрациями ок-
II.ш азота в продуктах сгорания (см. рис. 3-43). С увеличением
трости теплоотвода уменьшается время реакции образования ок-
ита азота в топках котлов (определяемое в основном периодом
। иижения температур), а следовательно, и его выход. Таким об-
разом, количество оксидов азота, образующихся при горении
и гоночных камерах котлов, зависит от соотношения скоростей
।прения и теплоотвода.
В котельных установках применяются горелочные устройства,
го щающие прямой или закрученный факел. Вихревые горелки
характеризуются большей степенью неравномерности d-^fdL^ и бо-
.тее высокими максимальными температурами факела. Поэтому сле-
iyeт полагать, что при закрутке воздушного потока концентрация
141
Рис. 3-44. Влияние интенсивности крутки на кон-
центрацию NOX при а=1,05 (/) и 1,2 (2).
оксида азота в продуктах сгорания будет возрастать. На
рис. 3-44, 3-45 приведено распределение температур в продольной
и в нескольких поперечных плоскостях прямоточного и закручен-
ного (л=1,86) газового факела в камере с радиусом /? при по-
стоянных В и a/q=\ Гкал/(м3-ч), Re= 14000 и подаче воздуха
в одну и ту же горелку прямым и закрученным потоком. Из рас-
смотрения изотерм можно отметить, что в нашем случае в закру-
ченном потоке имеется зона с температурами, превышающими
максимальные в прямоточном факеле. Качественно аналогичные
зависимости сохраняются и при других режимах. Большие макси-
мальные температуры в закрученном факеле объясняются боль-
шей интенсивностью выгорания вдоль оси в начальных сечениях
вихревого факела и большей турбулентностью.
142
Рис. 3-45. Изотермы в прямом (а) и закрученном
(б) потоке.
При наличии одной горелки в цилиндрической камере пере-
ход от прямого факела к закрученному (при л=1,86) сопровожда-
лся повышением содержания оксидов азота в продуктах сгора-
ния в 2,4 раза. Результаты исследования прямого и закрученного
факела с интенсивностью крутки 1,22; 1,86; 3,0; 4,0; 5,7 могут быть
\вязаны зависимостью:
CNoxMl + «)°'83-	(3-142)
Следует отметить, что при установке в топочной камере боль-
шего сечения нескольких горелочных устройств наблюдается го-
раздо более слабое влияние интенсивности крутки на выход ок-
। пда азота. Например, Т. Б. Эфендиев и др. [1975 г.] исследовали
выход NOX в двух котлах ПК-41 паропроизводительностью 475 т/ч,
\
143
имеющих топку с пережимом. Каждый корпус котла имел 8 горе-
лок, установленных по 4 на фронтовой и задней стенках котла, при-
чем в одном из корпусов были установлены прямоточные горелки,
а в другом вихревые. При апп=1,06 концентрация оксидов азота
в котле с вихревыми горелками составляла 0,045, а в котле с пря-
моточными горелками 0,032 об.%.
Резюмируя изложенное выше, можно еще раз отметить, что ин-
тенсивный рост концентраций оксида азота имеет место в области
с максимальной скоростью выгорания, т. е. в области (Л0/Аф)тах.
При горении газа в горелках котлов это сечение расположено
обычно на расстоянии, равном (0,15-у0,25)Бф или меньшем (0,3-j-
4-0,4)$ф, и совпадает с плоскостью, в которой заканчивается выго-
рание углеводородов и имеет место накопление максимальных кон-
центраций водорода и оксида углерода.
Таким образом, И. Я. Сигалом [1971 г.] в СССР и С. Фенимором
в США [1971 г.] показано, что образование оксидов азота происхо-
дит не после завершения реакции горения топлива, а непосред-
ственно в зоне горения углеводородных топлив, например при-
родного газа.
ОБРАЗОВАНИЕ ОКСИДОВ АЗОТА
В ДИФФУЗИОННОМ ФАКЕЛЕ
Мартеновские и стекловаренные печи снабжены горелочными
устройствами диффузионного типа, в которых какое-либо переме-
шивание топлива с воздухом отсутствует. Диффузионное горение
представляет собой предельный случай удлинения факела. Об-
разование оксидов азота в этом случае, по нашему мнению,
также представляет известный интерес. В наших исследованиях,
проведенных совместно с Б. С. Сорокой и др. [1978 г.], исполь-
зовалась горелка с коаксиальными соплами: диаметр централь-
ного газового сопла б/д=12,5 мм, воздушного da = 65 мм. Сопла
установлены в торце топочной камеры, проточная часть которой
не оказывала стесняющего воздействия на развитие факела. В опы-
тах использовался природный газ следующего состава: СН4—
92,5%, С2Н6 — 3,575 %, С3Н8— 1,225 %, С4Ню — 0,33%, СО2 —
0,475 %, N2—1,9 %. Расход природного газа (20,4 м3/ч при нор-
мальных условиях) и коэффициент избытка воздуха (а=1,02)
поддерживались неизменными. Влияние подогрева воздуха па вы-
ход оксидов азота изучено недостаточно, поэтому были проведены
две серии опытов: без подогрева воздуха (Та = 300 К) и с подо-
гревом (843 К).
Распределение состава и температуры продуктов сгорания
вдоль оси факела показано на рис. 3-46 и 3-47. Эти данные по-
зволяют проследить протекание трех основных процессов: смесе-
144
Рис. 3-46. Распределение концентрации оксида
азота в поперечных сечениях факела (Та“300 К).
I—VIJI — сечения; 1—8 — кривые, соответствующие сече-
ниям I—V1II.
325 I 775	। 1125	। 1225 , 1925
Рис, 3-47. Распределение концентраций оксида
азота в поперечных сечениях факела (Т& —
= 843 К).
Усл. обозначения см. рис. 3-46.
образования, горения и охлаждения продуктов сгорания. В тур-
булентном диффузионном факеле воспламенение происходит не
у среза сопла, а на некотором расстоянии от него, за участком
«повисания», в пределах которого происходит аэрация корня струи
горючего газа, а также подмешивание рециркулирующих продук-
тов сгорания.
Интенсивное образование оксида азота происходит не после
завершения реакции горения, а сразу после окончания первой
стадии горения, характеризующейся почти полным расходом ис-
ходных углеводородов и образованием максимальных концентра-
ций промежуточных продуктов сгорания — СО и Н2. Подогрев
воздуха до Та = 843 К повышает выход оксида азота почти в 4 раза.
Конечная концентрация оксида азота в обоих случаях сравни-
тельно невелика. Так, например, без подогрева воздуха выход ок-
сида азота в диффузионном факеле составляет около 0,0025 %
(0,05 г/м3), в то время как в турбулентном пламени предвари-
тельно перемешанной смеси при том же расходе газа и воздуха
выход NOX достигает 0,12 г/м3 [Сигал И. Я-, Гуревич Н. А., Ниж-
ник С. С. и др., 1972 г.]. Это объясняется тем, что в диффузион-
ном факеле уровень максимальных температур ниже, чем в пла-
мени предварительно перемешанной смеси (эта закономерность
наблюдается только при сопоставлении факелов с коэффициентом
избытка воздуха, близким к единице). Чтобы убедиться в этом,
достаточно сравнить результаты измерений (7'тах=1800 К) с дан-
ными, полученными ранее [112], в которых для смеси практически
того же состава, но предварительно перемешанной, получена
Гтах = 2100 К при той же методике измерения температуры. Сни-
жение температурного уровня при диффузионном горении связано
с удлинением зоны выгорания и с теплообменом.
Полная картина распределения концентрации оксида азота
в диффузионном факеле показана на рис. 3-48 и 3-49. В началь-
ных сечениях факела эпюра концентраций оксида азота имеет
характерный провал в центре, а в периферийных слоях факела
существуют области, где локальные концентрации оксида азота
почти в 2 раза выше конечного выхода NO. Если отождествлять
границы диффузионного факела с поверхностью стехиометриче-
ского состава, то оксиды азота в основном образуются снаружи
этой оболочки, причем внутрь ее диффундирует сравнительно не-
большое количество. Таким образом, несмотря на подмешивание
части воздуха у корня газовой струи, горение и образование NO
в турбулентном диффузионном факеле локализовано в периферий-
ной области, примыкающей к осредненной по времени поверхно-
сти стехиометрического состава.
Согласно экспериментальным данным grad 7’=120 К/м без
подогрева воздуха, а при подогреве воздуха grad 7’=275 К/м.
Для предварительно перемешанных смесей градиент температуры
в продуктах сгорания при прочих равных условиях в несколько
146
• 2300
"J 90 О
\ 1100
" 300
1 max
О 90 80 120 100 200 L/dc
Рис. 3-48. Состав и температура про-
ектов сгорания вдоль оси факела
при Гв = 300 К.
О 90 80 120 160 200 L/dc
Рис. 3-49. Состав и температура про-
дуктов сгорания вдоль оси факела
при 7'в = 843 К.
раз больше. Характеристический масштаб длины зоны образова-
ния оксида азота: без подогрева воздуха Lno = 0,4 м, с подогре-
вом 0,175 м.
Масштаб времени, характеризующий образование NO, опре-
деляется главным образом скоростью охлаждения продуктов сго-
рания ф, которая в проточной системе также выражается через
। радиент температуры:
ф = t^max grad Т.
(3-143)
В результате исследования показано, что выход NO в турбу-
iciiTHOM диффузионном факеле ниже, чем при горении предвари-
1ельно подготовленных топливовоздушных смесей. При подогреве
воздуха от 300 до 840 К выход оксида азота в турбулентном диф-
фузионном факеле увеличивается в 4 раза, время образования
NO уменьшается почти на порядок, а длина участка образования
NO уменьшается более чем в 2 раза.
ПРЕВРАЩЕНИЕ NO
В NO2 В ДЫМОВОЙ СТРУЕ
В работах М. А. Стыриковича [7], А. К. Внукова [70] и автора
|71] подчеркивалась необходимость комплексного подхода к нор-
мированию вредных выбросов ТЭС, учитывающего наряду с ги-
гиеническими показателями собственно продуктов сгорания
,акже и химические превращения в атмосфере. Эти работы полу-
147
чили развитие в МЭИ (Э. П. Волков и другие), БФ ВНИПИ-
Энергопром (А. К. Внуков, В. Н. Альшевский и другие), ВТИ
им. Ф. Э. Дзержинского (Л. А. Мамрукова и другие), Институте
газа АН УССР [74, 77] и ряде других организаций. В последние
годы в области химических превращений оксидов азота в дымовой
струе получили развитие в работах Н. А. Гуревича, Э. П. Домб-
ровской, А. М. Куклина и. автора [77]. Важность изучения этих
процессов для гигиенической оценки влияния оксидов азота оче-
видна— если в таком реакторе, как котлоагрегат электростанции,
образуются дымовые газы, например, содержащие 0,5 г/м3 NO, то
даже при 80 %-м окислении до NO2 весовое содержание оксидов
азота увеличится в 1,42 раза, а с учетом разницы в ПДК
(ПДКмо/ПДКмо2 = 0,7/0,085 = 7,06) токсичность оксидов азота
возрастает на порядок.
В Институте газа АН УССР [71, 74, 77—79] проведен боль-
шой комплекс наблюдений за содержанием NO, NO2 и Оз в город-
ском воздухе и в дымовой струе электростанций.
В ходе изучения физико-химических закономерностей доокис-
ления NO в NO2 в воздухе установлена определяющая роль ат-
мосферного О3 в процессе образования диоксида азота [71, 74],
токсичность которого в несколько раз больше, чем NO. Исследо-
вания [77] показали, что выброс оксидов азота приводит к сни-
жению содержания и ускоренному стоку Оз в приземной атмо-
сфере. Такая динамика системы О3—NO—NO2, по-видимому, во-
обще характерна для расположенных в северных широтах городов
с умеренной интенсивностью движения автотранспорта.
Контрольная точка, в которой выполнены измерения, распо-
ложена на высоте 15 м внутри городского квартала, ограничен-
ного с четырех сторон автомагистралями. Независимо от направ-
ления ветра контрольная точка всегда находилась с подветренной
стороны одной из дорог (расстояние до ближайшей автомаги-
страли 50 м, до наиболее удаленной 350 м). Концентрацию Оз
регистрировали непрерывно газоанализатором «Атмосфера-П».
Концентрации NO2 и NO измеряли дискретно (через каждые
2 ч при длительности отбора пробы 45 мин) колориметрическим
методом [Руководство по контролю загрязнения атмосферы. Л.:
Гидрометеоиздат, 1979].
На рис. 3-50 показан типичный недельный цикл концентраций
оксидов азота и О3. В городском воздухе суммарный уровень ок-
сидов азота изменяется практически так же, как и интенсивность
движения автотранспорта — с довольно резким уменьшением гру-
зопотока в конце недели (см. рис. 3-50, а). Противоположный ха-
рактер имеет изменение содержания О3 и диоксида азота (см.
рис. 3-50,6), причем сумма концентраций О3 и О2 обнаруживает
явную тенденцию к постоянству, во всяком случае изменяется
существенно слабее по сравнению с ее компонентами. Это одно-
значно указывает на то, что образование NO2 в данном случае
148
C, ppm CL
Рис. 3-50. Недельный цикл изменения
«одержания оксидов азота и озона в го-
родском воздухе.
' 2 — кривые: / — состава выброса; 2 — ин-
1 исцвности движения автотранспорта.
Рис. 3-51. Суточный ход кон-
центраций О3, NO и NOa в го-
родском воздухе.
/ — полдень; 1! — заход солнца;
/// — восход солнца^ а — воскре-
сенье — понедельник (6—7 мая
1984	г.); б — пятница — суббота
(18—19 мая 1984 г.).
>бусловлено именно атмосферным озоном, а не другими окисли-
।елями [74].
Суточный ход концентраций О3, NO2 и NO в сравнительно
чистом и в умеренно загрязненном воздухе показан на рис. 3-51.
11очью всегда наблюдается сток О3 со скоростью, прямо пропорци-
ональной уровню NO.T, однако соотношение между NO и NO2
мало изменяется, так что степень доокисления не превышает 85 %.
В чистом воздухе О3 присутствует круглосуточно; ночной сток О3
восстанавливается в утренние часы, и поддерживается высокий
вровень озона в дневное время. В воздухе, загрязненном оксидами
азота, суточные колебания концентрации О3 становятся более рез-
кими с уменьшением его содержания до нуля в утренние часы.
Анализ суточного хода концентраций О3, NO и NO2 в другие
ши показал, что указанные тенденции сохраняются и могут быть
обобщены (табл. 3-23), хотя количественные отклонения возможны
уже потому, что наиболее динамичный компонент системы О3
имеет, кроме суточного, еще и годичный цикл с максимумом со-
держания весной и минимумом осенью.
Рассмотрим подробнее соотношение между NO и NO2, тем бо-
лее что этот вопрос приобрел важное практическое значение после
ввода в 1982 г. раздельных ПДК NO и NO2.
В работе [184] приведены средние концентрации О3 и NO2,
наблюдаемые в сельской местности в районе размещения компрес-
149
ТАБЛИЦА 3-23
Концентрации О3, NO и N02 в городском воздухе
Показатель	Единица измерения	Дни рабочие	недели выходные
Концентрация в воздухе: О3 no2 NO Интенсивность движения автотранспорта Степень доокисления NO2/(NO NO2)	мг/м3 нг мг/м3 нг мг/м3 нг ед./ч %	0,061 30 0,041 22 0,016 13 1800 63	0,122 60 0,013 7 0,004 3 1000 70
сорных станций с подветренной стороны в зоне влияния (табл.
3-24).
Проведенные в последние годы натурные исследования распре-
деления концентраций NO и NO2 в дымовых газах электростан-
ций [185] показали, что при образовании диоксида азота основную
роль играет атмосферный озон. Реакция озона с оксидом азота
NO [ О3	NO2 + О2 + 205 кДж/моль
[К2 27 (273/7") с 122,'/г = 23 м3/(см3-мин)]
протекает примерно в 105 раз быстрее реакции окисления NO мо-
лекулярным кислородом
 2NO !-O2^2NO2 !- 109 кДж/моль
[Ко = 2,3 • ИГ12 (273/Т)2 е'5657" = 1,16 • 10~9 м6/(см6- мин)].
Наиболее наглядно это следует из сравнения характеристиче-
ских масштабов времени обеих реакций: при окислении кислоро-
дом т0= 1//?о (О2, NO), при окислении озоном тг=1//?2 (NO); от-
ношение масштабов То/т2=/?2/#о (О2) =0,95-105. Содержание кис-
та блица 3-24
Концентрации О3 и NO2 в зоне влияния компрессорных станций [184]
Концентрация, мг м3		Время года		
		Лето	Осень	Зима
О3		0,1	0,06	0,04
NO,	расчетная	0,75	0,68	0,65
no2	измеренная	0,37	0,63	0,55
150
порода в атмосфере составляет 20,9-104 см3/м3. Константы ско-
рости реакций [Ш] соответствуют времени, выраженному в мину-
тах, и концентрациям, выраженным в см3/м3 (ppm). Численные
значения констант скорости реакций даны для температуры 20 °C.
Роль рассеивания в реакциях окисления NO (3-88), (3-89) со-
вершенно различна. При окислении молекулярным кислородом
скорость реакции снижается пропорционально квадрату кратности
разбавления. В реакции с озоном скорость окисления NO умень-
шается пропорционально кратности разбавления в первой сте-
пени. Подмешивание порций окружающего воздуха в дымовую
струю служит единственным источником озона, быстро расходуе-
мого в реакции (3-88). Так, при типичном для надземного участка
дымовой струи содержании NO=1 ppm масштаб времени расхо-
дования подмешанного в струю озона составляет т2= 1//?2 (NO) =
1/23, т. е. примерно 3 с. Поэтому в надземной части дымовой
струи, где концентрация оксида азота во много раз выше атмо-
сферного содержания озона, наблюдается дефицит озона, вплоть
до отсутствия его в ядре струи. Это было впервые обнаружено
при зондировании дымовой струи станции мощностью 1 ГВт [185].
Авторы этой работы регистрировали отсутствие озона вплоть до
расстояния 16 км от дымовой трубы (время дрейфа 30 мин). На
более удаленных от трубы участках дымовой струи озон обнару-
живается и в ядре струи, но концентрация его ниже фонового со-
держания в окружающем воздухе. В этом случае для установле-
ния определяющей роли озона в процессе превращения NO в NO2
используется другой метод. По условию материального баланса
реакции (3-88) сумма концентраций O3 + NO2 должна сохра-
няться постоянной несмотря на резкое снижение концентрации
озона в поперечном сечении дымовой струи. Соблюдение этого
условия подтверждено при исследовании дымовой струи электро-
станции мощностью 2200 МВт на расстоянии 22 и 45 км от ды-
мовой трубы (время дрейфа соответственно 1,8 и 3,5 ч) [187].
Таким образом, натурные исследования распределения NO2 и О3
в дымовых струях электростанций выявили ведущую роль атмо-
сферного озона в процессе превращения NO в NO?.
Упомянутые исследования [185—188] проведены с использо-
ванием специально оборудованных самолетов, полученные в них
результаты относятся к надземной части дымовой струи в обла-
сти высот 450—600 м. В связи с этим было исследовано суточное
распределение приземных концентраций NO и NO2 на уровне ды-
хания (1,5 м) в трех зонах, каждая из которых в момент взятия
проб находилась с подветренной стороны от источника. Зоны I и II
располагались под шлейфом электростанции мощностью 900 МВт
на расстоянии 3,6 км от дымовой трубы высотой 180 м. Во время
отбора проб средняя скорость ветра составляла 3,6 м/с, чему со-
ответствует время дрейфа примерно 16 мин. Периодические на-
блюдения за соотношением концентраций NO и NO2, проводимые
151
Рис. 3-52. Суточное распределение доли
NO2 в сумме оксидов азота под влиянием
выбросов электростанций (зона /), элек-
тростанций и автотранспорта (зона II) и
автотранспорта (зона III).
Институтом газа АН УССР в разное время года в течение 4 лет,
показали, что соотношение концентраций NO и NO2 в приземной
области кроме прочих факторов существенно зависит от расстоя-
ния до автомагистралей [189]. Поэтому контрольные пункты рас-
полагались в пригородном районе, не имеющем транспортных
магистралей (зона 7), или в черте города вблизи площади с интен-
сивным движением автотранспорта (зона II). Зона 777 распола-
галась непосредственно вблизи автомагистрали (10—15 м) с ин-
тенсивностью движения 600—800 ед./ч в часы пик. Эта зона
находилась на достаточно большом удалении от электростанций,
приземные концентрации в ней формировались только под влия-
нием метеоусловий и выбросов автотранспорта. В зонах 7 и II
измерения охватывают неполные сутки вследствие изменения на-
правления ветра и смещения дымовой струи за пределы контроль-
ной зоны. Для раздельного определения концентраций NO и NO2
использовался хемилюминесцентный газоанализатор фирмы
«ТЕСО». Результаты исследований представлены на рис. 3-52.
Как видно из рисунка в зоне 7 преобладает концентрация NO2,
в зоне 77 концентрации NO и NO2 примерно равны и только в на-
ходящейся непосредственно вблизи источника зоне 777 преобладает
концентрация NO. Представленные на рис. 3-52 данные отражают
тенденцию к преобладанию NO2 в сумме окислов азота по мере
разбавления дымовых газов богатым озоном окружающим возду-
хом. В среднем в приземной части дымовой струи электростанции
соотношение NO2/(NO + NO2) —80 % достигается уже на расстоя-
нии 3,6 км (время дрейфа 16 мин), в то время как в надземной
части струи столь высокая доля диоксида зафиксирована на рас-
стояниях, в несколько раз больших [185—188]. На любом удалении
от источника концентрация диоксида азота не может стать выше
фонового содержания озона (за пределами дымовой струи) в со-
ответствии с материальным балансом реакции (3-88). Поэтому
необходимо тщательное исследование приземных концентраций
озона в районах, подверженных загрязнению оксидами азота.
Реакция (3-88) указывает на взаимосвязь концентраций NO2,
NO и Оз, но отдельно взятая не позволяет найти соотношение
152
между содержанием этих веществ в дымовой струе или приземном
слое. Необходимо рассмотреть совместное протекание процессов
фотолиза и образования диоксида азота:
NOa+Ziv^NO+Ojj	(3-146)
NO+O3->NO2 + O2.	(3-147)
Протекание обеих реакций способствует наиболее быстрому
расходованию и образованию диоксида азота в атмосфере [190].
В этой системе достаточно быстро устанавливается фотохимиче-
ское равновесие, при котором NO2, NO и О3 связаны следующим
простым уравнением:
(NO) (O3)/(NO2) = ОК2.	(3-148)
Действующими в СССР санитарными нормами [СН 245—71]
регламентируется только приземная концентрация диоксида азота,
составляющая 0,085 мг/м3. Этот показатель нуждается в дополне-
нии соответствующими нормативами на содержание Оз и NO с уче-
том того, что все три компонента образуют в атмосфере динами-
ческую взаимосвязанную систему. Несмотря на неполное превра-
щение NO в NO2 и ограничение верхнего предела концентрации
диоксида азота фоновым содержанием озона при внесении изме-
нений в контроль за выбросами оксидов азота, необходимо при-
нять во внимание следующее.
Выбрасываемый с дымовыми газами оксид азота «съедает»
один из важнейших микрокомпонентов атмосферы — озон. При
ежегодном выбросе 50 млн т оксида азота потеря озона в призем-
ном слое атмосферы составляет 60—70 млн т/год и последствия
этого сейчас еще не ясны. Кроме того, из-за существенно боль-
шей реакционной способности NO2 по сравнению с NO даже при
частичном окислении оксида азота в диоксид резко ускоряются
процессы вторичного загрязнения атмосферы.
Глава 4
ЗАГРЯЗНЕНИЕ АТМОСФЕРНОГО ВОЗДУХА
ПРИ СЖИГАНИИ УГЛЯ, МАЗУТА
И ПРИРОДНОГО ГАЗА
МЕТОДЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ СОДЕРЖАНИЯ ОКСИДОВ
АЗОТА В ДЫМОВЫХ ГАЗАХ
При сжигании топлива в топочных камерах котлов и печей
происходит образование оксида азота в количестве 0,005—
0,1 об. % (0,1—2,0 г/м3) продуктов сгорания в пересчете на дио-
ксид азота в зависимости от конструкции и размеров топочного
устройства и режима горения. В газоходах котлов электростан-
ций 1—5 °/о от общего количества оксида азота доокисляется до
NO2. Образовавшиеся оксиды азота вместе с продуктами сгора-
ния удаляются через дымовые трубы в атмосферу.
Для непрерывного контроля за содержанием оксидов азота
в дымовых газах, выбрасываемых тепловыми электростанциями,
необходимы автоматические газоанализаторы со шкалой от 0 до
15 об. % (3 г/м3), а в приземном слое атмосферы — от 0 до
5- 10—5 об. %. При наличии в анализируемой газовой смеси сер-
нистого ангидрида до 0,5%, углекислого газа до 20%, оксида
углерода до 1,0 % и воды , до 20 % погрешность измерения кон-
центрации оксида азота не должна превышать +5 отн. %. Авто-
матическими газоанализаторами для непрерывного определения
концентрации оксидов азота в дымовых газах и в атмосфере
предприятия не укомплектованы в требуемом объеме. Перенос-
ные же автоматические газоанализаторы не выпускаются про-
мышленностью.
Для определения концентрации оксидов азота применяются
химические, физические и физико-химические методы анализа.
Наибольшее распространение получили колориметрические ме-
тоды. Эти методы основаны на поглощении оксидов азота реак-
тивами с образованием азотистой кислоты или ее солей. Азоти-
стую кислоту или ее соли определяют по реакции образования
азокрасителя с помощью фотоколориметра. Наибольшее распро-
странение получил метод с использованием реактивов Грисса—
Илосвая и Зальцмана [191].
Все методы предусматривают предварительное окисление
оксида азота в диоксид, поглощение его щелочным раствором и
образование азокрасителя с реактивом Грисса—Илосвая с после-
дующим расчетом концентрации по интенсивности окраски пробы.
Для более точного определения концентрации оксидов азота ин-
154
генсивность окраски пробы сравнивается (по оптической плотно-
сти) с приготовленной стандартной шкалой при помощи фотоко-
лориметра типа ФЭК-
В качестве поглотителей диоксида азота из воздуха в этих
методиках используются водные растворы NaOH, КОН и KJ
с образованием нитритов, легко проявляемые реактивом Грисса—
Илосвая. Однако этими поглотителями можно пользоваться
только при определении оксидов азота дымовых газов бессерни-
стых топлив, так как с оксидами серы они дают соединения, ме-
шающие проявлению нитритов реактивом Грисса—Илосвая.
В САФ ВНИИПромгаз [Цирульников Л. М., Конюхов В. Г. и др.,
1975 г.] совместили поглощение и проявление диоксида азота
в растворе реактива Грисса—Илосвая. Поглощение и проявление
происходит по следующей схеме
2NO2+ Н2О = HNO2 + HNO3;	(4-1)
R — NH2+NO7+2H+->R—N+ = N + 2H2O;	(4-2)
R + N+ = N+R'—NHa->R—N--R'—NH2 + H+.	(4-3)
Так как в дымовых газах котельных агрегатов одновременно
присутствуют оксид (90—99 %) и диоксид азота, а химическое
проявление основано на определении иона—нитрита, то оксиды
азота определяются суммарно путем предварительного окисления
и отбираемой пробе оксида до диоксида. В качестве окислителей
используются кристаллический перманганат калия, помещенный
в стеклянную трубку диаметром 6—8 мм слоем 45—55 мм, или
смесь ортофосфорной и серной кислот с перманганатом калия,
<алитые в сосуд Петри. .
Дальнейшее усовершенствование фотоколориметрический метод
с применением реактива Грисса—Илосвая получил в создании при-
бора «Эвдиометр-I», разработанного в ЭНИН им. Г. М. Кржижа-
новского А. А. Авдеевой и Т. А. Тишиной. Схема прибора приве-
тна на рис. 4-1. Аналогично схеме, применяемой в хроматогра-
фах, непрерывный поток газа-носителя, не содержащего оксидов
азота, создается микрокомпрессором 8 и контролируется с по-
мощью реометра 4.
Проба газов, отбираемая медицинским шприцем в количестве
5—10 см3, вводится через дозаторы для ввода пробы 6 и 7. В со-
суде 1, заполненном окислительным раствором (для окисления
NO в NO2), содержится НзРО4 в избытке. Затем проба проходит
через поглотительные сосуДы 2, где диоксид реагирует с индика-
торным реактивом Грисса—Илосвая, образуя азокраситель. По
интенсивности окраски индикаторного реактива, измеряемой фо-
токолориметром, определяется суммарная концентрация оксидов
.'|.зота.
Концентрация диоксида азота определяется по выражению
CNo, = MVa/(Wn),	(4-4)
153
Рис. 4-1.- Принципиальная схема прибора «Эвдиометр-1».
1 — окислительный сосуд; 2 — поглотительные сосуды; 3 — ловушка
(влагоулавливатель); 4 — реометр; 5 — трехходовой кран; 6—7— доза-
торы для ввода пробы; 8 — микрокомпрессор; 9 — четырехкодовой
кран; 10 — соединительная линия.
где М — количество диоксида азота в анализируемом объеме;
Га— объем жидкости, взятой для анализа; V — объем всей ис-
следуемой жидкости; Vn — объем пробы, отобранной для анализа,
приведенный к нормальным условиям.
Так как две молекулы диоксида азота образуют одну моле-
кулу азотной кислоты, то полученный результат удваивается.
Этот метод с 1985 г. утвержден как основной метод анализа
содержания оксидов азота в дымовых- газах котлов в системе
Минэнерго СССР. Однако следует отметить, что несмотря на со-
кращение времени собственно анализа до 10 мин, метод сравни-
тельно трудоемкий в связи с необходимостью подготовки раство-
ров, шкалы и т. д. И все же, учитывая, что отбор пробы и анализ
с применением прибора упрощается, целесообразно наладить се-
рийное производство таких приборов.
Частичная автоматизация фотоколориметрического метода
анализа с применением реактива Зальцмана (Грисса) осущест-
влена в приборе «КОНТИФЛО», разработанном венгерской фир-
мой «ЛаборМИМ». Реактив Зальцмана содержит раствор суль-
фаниловой кислоты и нафтилэтилендиаминдихлорида в уксусно-
кислой среде. Проба газов, содержащих оксиды азота, забирается
с помощью автоматического воздухоотборника «ЭМИМАТ» и
просасывается через пробирки, заполненные реактивом. Приве-
зенные в лабораторию пробирки с пробой (до 200 проб) встав-
ляются в гнезда пробоотборника, откуда они автоматически с по-
мощью перистальтического насоса подаются в аналитический мо-
дуль— основной узел прибора, где происходит перемешивание
реагентов, цветная реакция. В датчике цветной реакции создается
156
электрический сигнал, пропорциональный измеряемому компо-
ненту анализируемой пробы. Результаты измерений регистриру-
ются самописцем или печатаются на цифровом регистраторе. Про-
изводительность прибора 40 анализов проб в час. Опыт работы
системы в Институте газа АН УССР показал, что этот способ поз-
воляет значительно ускорить проведение большого числа анализов
(более 10) проб на содержание оксидов азота в дымовых газах
(шкала 0—3 г/м3) и в атмосферном воздухе (0—60 мг/м3). При-
менение прибора для единичных анализов не дает экономии вре-
мени.
Колориметрические методы определения с реактивами
Грисса—Илосвая и Зальцмана достаточно громоздки, требуют
значительного времени, специального лабораторного оборудова-
ния и наличия химика в составе бригады, участвующей в испы-
таниях. Поэтому широкое применение, особенно при проведении
работ в промышленности, получили ‘приборы, основанные на ли-
нейно-колористическом методе, который позволяет обеспечить бы-
строе определение концентрации оксидов азота в дымовых газах.
Метод основан на реакции между диоксидом азота и реактивом
индикаторного порошка с выделением продукта реакции, имею-
щего окраску, отличную от окраски индикаторного порошка. При
этом длина изменившего окраску столбика индикаторной трубки
пропорциональна концентрации диоксида азота.
Некоторые сведения о приборах, предназначенных для опре-
деления концентрации оксидов азота по этому методу, представ-
лены в табл. 4-1 [Филянская Е. Д., Козляева Т. Н.,Ворохобин И. Г.,
1975 г.]. Наибольшее распространение при определении содержа-
ния оксидов азота в продуктах сгорания получил газоанализатор
УГ-2, разработанный в Ленинградском институте охраны труда,
который состоит из газозаборного устройства, измерительных
шкал, набора реактивов и принадлежностей для приготовления
индикаторных, окислительных и поглотительных трубок. Иссле-
дуемый газ просасывается через индикаторную трубку при
помощи газозаборного устройства, состоящего из резинового силь-
фона с пружиной, размещенной внутри сильфона в металличе-
ском стакане. Просасывание газа происходит после предваритель-
ного сжатия сильфона при растяжении пружины штоком. Для
фиксации объема исследуемого газа на продольных канавках
штока имеется по два углубления, расстояние между которыми
рассчитано таким образом, чтобы сильфон забирал 150 или
325 мл газа.
Поскольку индикаторный порошок реагирует только на дио-
ксид азота, при определении оксида азота его окисляют до дио-
ксида перманганатом калия, подкисленным ортофосфорной кис-
лотой. Для раздельного определения оксида азота в газах, со-
держащих оба оксида, диоксид азота улавливают дифенила-
мином.
157
ТАБЛИЦА 4-1
Приборы для определения концентраций оксидов азота линейно-колористическим
методом
Прибор	Пределы измерения, г/м3	Погреш- ность измере- ния, %	Реагент
УГ-1	0—0,08	±10	Спиртовой раствор дифениламина
УГ-2	0—0,2	±10	Спиртовой раствор О-дианизидина, подкис-
	0—0,05		ленный уксусной кислотой
ГХ-4	0—0,2	±25	Иодид калия с крахмалом
	0—0,016		
ГХ-1	0—0,017	±25	То же
«Дрегер»	0—0,095	±7	Дифенилбензидин
ПРОДОЛЖЕНИЕ ТАБЛ 4-1
Окраска	Тип газозаборного устройства	Изготовитель
Зеленая Красная	Сильфонный насос со штоком То же	Не выпускается Черкасский завод химреакти- вов
Синяя »	Меховой аспиратор АМ-3 То же	Донецкий завод горноспаса- тельной аппаратуры То же
Красная	Ручной сильфонный насос или автоматический сильфонный насос	Фирма «Дрегер», ФРГ
Содержания диоксида азота, суммы оксида и диоксида азота
или оксида азота в виде диоксида азота определяются в интер-
вале концентраций от 0 до 0,2 г/м3. Продолжительность определе-
ния от 0 до 0,05 г/м3 (объем просасываемого газа 325 мл) состав-
ляет 7 мин, от 0 до 0,2 г/м3 (объем просасываемого газа
150 мл)—5 мин. Размеры газозаборного устройства 95Х95Х
Х200 мм, масса 1,5 кг.
С помощью газоанализатора УГ-2 анализ производится значи-
тельно быстрее, чем другими известными методами. Газоанализа-
тор компактен и поэтому удобен для исследований, проводимых
непосредственно на промышленных объектах. Однако поскольку
прибор разработан для определения концентраций в воздухе про-
изводственных помещений, необходимо было выяснить, в какой
мере наличие отдельных компонентов исследуемого газа может
сказаться на показаниях прибора. Кроме того, сравнительно вы-
158
сокая погрешность определения (±10% от верхнего предела
шкалы согласно паспортным данным газоанализатора) не позво-
ляла получать достаточно достоверные данные.
Под руководством С. С. Нижпика была проведена работа,
цель которой заключалась в выяснении возможности использова-
ния газоанализатора УГ-2 для определения концентрации окси-
дов азота в дымовых газах, а также в изыскании путей уменьше-
ния погрешности определения [Нижник С. С., Хоха В. В., Грид-
чина Е. С., 1975 г.]. Исследование позволило установить, что
присутствие в газовой смеси кислорода, диоксида углерода и серни-
стого ангидрида во всем диапазоне концентраций, какие могут
встречаться в продуктах сгорания, не мешает определению кон-
центрации оксидов азота линейно-колористическим методом при
помощи газоанализатора УГ-2. Были выявлены систематические
ошибки и введены поправочные коэффициенты на плотность на-
бивки и диаметр индикаторных трубок, температуру индикатор-
ного порошка. Ниже приведены значения поправочных коэффи-
циентов:
на плотность набивки индикаторных трубок, зависящую от
времени хода штока до защелкивания его стопором при просасы-
вании через трубку 150 мл исследуемого газа — 7%
Т, с	кх	т, с	«х
80	0,86	НО	1,06
90	0,93	120	1,13
100	1,0	130	1,19
на температуру индикаторного порошка, зависящую от темпе-
ратуры в помещении, где проводится анализ — Кх, т.п
7,, °C	%, г,	7,, °C	*т.п
10	0,87	25	1,0
15	0,91	30	1,05
20	0,95		
на диаметр индикаторных трубок		-Kd	
d^, мм		dy, мм	*d
2,500	0,94	2,575	1,03
2,525	0,97	2,600	1,06
2,550	1,0		
Истинная концентрация	[ оксидов	азота	определяется по фор-
муле
Е1ЧО2 = КхКт. nKdCwO-i изм,	(4'5)
где общий поправочный коэффициент К — КХКХ. nKd = 0,70ч-1,32;
CNO — измеренная концентрация оксидов азота.
Введение поправочных коэффициентов позволяет значительно
повысить точность определения. Если без учета систематических
159
16 15
13 12 11
10	3 8 7
Рис. 4-2. Схема отбора и раз-
бавления воздухом проб ды-
мовых газов.
1 — водоохлаждаемый газозаборный
зонд; 2, 3 — газовые пипетки со-
ответственно для вакуумного от-
бора и для отбора прокачиванием;
4 — мерная бюретка; 5 — газовая
пипетка; 6 — газоанализатор УГ-2;
7, 15 — двухходовые краны; 8—11,
13,	14,	16 — трехходовые краны;
12 — фильтр.
ошибок относительная погрешность единичного измерения состав-
ляла ±33 %, то с введением поправочных коэффициентов относи-
тельная погрешность единичного измерения при определении
концентрации в контрольных искусственных смесях, равна ±7%.
Следует отметить, что при измерениях в дымовых газах котлов
погрешность будет несколько выше, так как в этом случае погреш-
ность измерения складывается из погрешности прибора и по-
грешности объекта измерения и составляет около ±10%.
Поскольку концентрация оксидов азота в дымовых газах энер-
гетических котлов превышает пределы измерения прибора, необ-
ходимо разбавлять исследуемый газ воздухом. Для этой цели
может быть использовано устройство (рис. 4-2) с мерной бюрет-
кой 4 и пипеткой 3, заполненной запирающей жидкостью. Задан-
ные объемы газа и воздуха отбираются в мерную бюретку, а за-
тем переводятся в пипетку, что позволяет получить определенную
газовоздушную смесь с требуемой кратностью разбавления. Этот
метод используется Институтом газа АН УССР и другими орга-
низациями. Сравнение различных методов анализа было прове-
дено в Институте газа АН УССР (табл. 4-2).
ТАБЛИЦА 4-2
Сравнение линейно-колористического (газоанализатор УГ-2) и фотометрического
(реактив Грисса— Илосвая и фотоколориметр ФЭК-М) методов определения
микроконцентрации NOt в продуктах сгорания газа
Режим сгорания	Проба	Концентрация, об- °б	
		УГ-2	Реактив Грисса— Илосвая и ФЭК-М
Бедная смесь.	1	0,0009; 0,0008; 0,0008	0,0011
^СМ ~ 1 ,3	2	0,0010; 0,0008; 0,0009	0,0010
	3	0,0009; 0,0008; 0,0009	0,0013
Богатая смесь,	1	0,0020; 0,0025	0,0'022; 0,0023
асм = 0,8	2	0,0025; 0,0030	0,0029; 0,0027
	3	0,0025; 0,0030	0,0031; 0,0032
160
В ВТИ им. Ф. Э. Дзержинского для определения концентра-
ции оксидов азота в дымовых газах используют газоанализатор
ГХ-4 [192], основанный на линейно-колористическом методе и
мало отличающийся от УГ-2. При разработке экспресс-метода
с использованием газоанализатора ГХ-4 также были проверены
факторы, оказывающие влияние на погрешность определения, и
даны следующие рекомендации:
а)	кратность разбавления анализируемой пробы воздухом
должна быть такой, чтобы концентрация оксидов азота в анали-
зируемой газовой смеси составляла 0,001—0,0013 об. % при про-
качивании 500 мл анализируемой пробы;
б)	температура анализируемой пробы должна быть постоян-
ной и равной 20 °C;
в)	время хранения пробы перед анализом не должно превы-
шать 10 мин с момента ее отбора.
Данные проведенных ВТИ исследований аппарата ГХ-4 ука-
зывают на существенное влияние температуры и содержания сер-
нистого ангидрида и сероводорода в дымовых газах на показания
прибора. В связи с этим рекомендовано помещать змеевик с про-
бой и индикаторную трубку в термостат и выдерживать там не
менее 5 мин при / = 20± 1 °C, а для улавливания сернистого анги-
дрида и сероводорода применять трубочку-поглотитель диамет-
ром 7 мм, заполненную содой (ИагСОз) и подключаемую перед
индикаторной трубкой.
Методы газовой хроматографии для определения концентра-
ции оксидов азота применяются в настоящее время многими ис-
следователями в различных вариантах [192]. Однако надежное
определение обеспечивается при концентрации оксидов азота
в анализируемой газовой смеси, достигающей нескольких объем-
ных процентов, что на 2 порядка выше концентрации оксидов
азота в дымовых газах тепловых электростанций.
В последние годы за рубежом (США, ФРГ, Япония) разрабо-
тан ряд автоматических приборов для определения концентрации
оксидов азота в газовых смесях [191], основанных на хемилюми-
несценции, инфракрасной спектроскопии и на других методах.
В основном эти приборы предназначены для определения кон-
центрации оксидов азота в воздухе и выхлопных газах автомоби-
лей, однако могут найти и уже находят за рубежом ограниченное
пока применение для определения концентрации оксидов азота
в дымовых газах тепловых электростанций.
В табл. 4-3, составленной по просьбе автора заведующим ла-
бораторией ВНИИАП В. В. Стефанюком, приведены характери-
стики наиболее распространенных приборов.
С 1985 г. в СССР начат серийный выпуск разработанных
ВНИИАП хемилюминесцентных автоматических газоанализаторов
для определения NO в дымовых газах — ГХЛ-201, а также NO
и NO2 в воздухе — 645 ХЛ-01. В приборах типа ХЛ используется
6 Заказ № 825	161
ТАБЛИЦА 4-3
Приборы для автоматического контроля оксидов азота, выпускаемых за рубежом
Фирма (страна)	Тип и марка газоанализатора	Анализируемый компонент	Диапазон измерения, об. %
«Хилгер» (Англия)	SC/LC	NO, NO2 и др.	0—0,05
«Янагимото» (Япония)	Е1И-91	NO	0—0,1; 0—0,4
То же	Е1И-81	NO и др.	0—0,1; 0—0,4
«Хориба» (Япония)	МЕХА-240	NO	0—0,1; 0—0,3
То же	МЕХА-500	NO и др.	0—0,05
»	А1А-21 из системы МЕХА-2000	NO и др.	Устанавливается со- гласно требова- ниям
«Грабб-Парсонс» (Англия)	20	NO и др.	То же
«Бекман» (США)	315 А	NO и др.	
«Хориба» (Япония)	МЕХА-16	NO	0—0,05 и выше
То же	МЕХА-77	NO	0—0,1; 0—0,2
«Икар» (Франция)	Framix 63201-Al	NO2 и др.	—
«Мейхак» (ФРГ)	Unor 2-ЕХ	NO и др.	0—0,03 и выше
«Гартман-Браун» (ФРГ)	Uras 2-ЕХ	NO,	0—0,1 и выше
«Бендикс» (США)	8100	NO, NO2, NO,	0,5-10“4 и выше
«Янагимото» (Япония)	EIFC-82	NO, NO,	0—0,005; 0,01; 0,025; 0,05; 0,1; 0,025; 0,5
То же	ECL-7	NO, NO,	0—0,001; 0,002; 0,005; 0,01; 0,02; 0,05; 0,1; 0,2; 0,5 (9-ступенча- тый переключа- тель)
	EIFC-83	NO, NO,	0—0,005; 0,01; 0,02; 0,05; 0,1; 0,2; 0,5 %
»	EIFC-84	NO, NO,	0—0,002; 0,005; 0,01; 0,02; 0,025; 0,05
	EIFC-88	NO, NO,	
«Хориба» (Япония)	MEXA-C1	NO, NO,	0—0,001; 0,002; 0,005; 0,01; 0,02; 0,05
«Бекман» (США)	951	NO, NO,	0—0,001; 0,01; 0,1
То же	665	NO, NO,	0—0,1
162
Назначение	Погрешность (поправка) от всей шкалы, %	Метод анализа
Анализ в газовых потоках	±2(±1)	Оптико-акустический ИК-лу-
		чами
Непрерывный анализ концен-	-+-1	Оптико-акустический недис-
7раций в выхлопных газах		церемонный
То же	±1	Оптико-акустический
Анализ концентраций в вы-	±5	Оптико-акустический недис-
хлопных газах		церемонный
То же	—	Оптико-акустический
Одновременный непрерывный	±1	»
анализ концентраций в вы-		
хлопных газах		
То же	-Ь 1	»
Анализ концентраций в вы-	—	>
хлопных газах		
Непрерывный анализ воздуха	—	>
Анализ концентраций в вы-	±1	
хлопных газах		
—	±2,5 (по за-	
	казу ± 1,5)	
Непрерывный	автоматиче-	±2	
ский анализ воздуха		
Анализ концентраций в вы-	—	
хлопных газах		
Анализ воздуха	±2	Фотометрический,	основан-
		ный на методе хемилюминес-
		ценции
—	±1	X емилюминесцентный
Анализ выхлопных газов ав-	zb 1	
томобилей		
То же	i 1	
»	i 1	»
»	-h 1	
Анализ газов и воздуха	—	Ультрафиолетовый
Анализ газов	—	Инфракрасный
(i*
163
ПРОДОЛЖЕНИЕ ТАБЛ. 4-3
Фирма (страна)	Тип и марка газоанализатора	Анализируемый компонент	Диапазон измерения, об. %
«Бекман» (США)	Acraluzer К-78 (1 измери- тельная сек- ция) К-75 (2 изме- рительные секции) К-76 (3 изме- рительные секции)	NO, NO2, NOX и др.	(0,3—3) -10~6
«Браун-Губбс» (ФРГ)	Imcomder	NO и др.	(0—0,2)-IO-6 (0—0,55)-IO"6
«Янагимото» (Япония)	Е1И-91	NO,	0—0,01; 0,02 (в 2 диапазона)
То же	EIFH-81	NO,	0,01; 0,02
«Хориба» (Япония)	МЕХА-16	NO2	0,02
То же «Икар» (Франция)	МЕХА-77 Framix, тип 63201/А	no2 NO2 и др.	0,02
«Грабб-Парсонс» (Англия)	Chemitox	NO	0—0,001; 0—0,01; 0—0,1; 0—0,5
хемилюминесцентный метод измерения, основанный на регистра-
ции свечения, возникающего в реакции оксида азота с озоном
NO+O3^NO2 + O2.	(4-6)
Анализируемый газ, содержащий NO и NO2, подается через
фильтр в реакционную камеру, где смешивается с озоном, имею-
щимся в приборе. Прибор ГХЛ-201, предназначенный для непре-
рывной регистрации содержания оксидов азота в дымовых газах
котлов электростанций, имеет следующие характеристики: а) диа-
пазон измерений 0—0,15%; б) расход анализируемой пробы
0,6 л/мин; в) быстродействие 130 с; г) время выхода прибора на
режим измерения 2 ч; д) масса прибора 150 кг. К настоящему
времени в эксплуатации на электростанциях уже находятся де-
сятки таких газоанализаторов.
Поскольку концентрации NOX (обычно, измеряемые как NO2)
представлены в отечественной литературе в различных едини-
цах (чаще в мг/м3 или в объемных процентах, а в зарубежной
в ppm), ниже дается таблица пересчета (табл. 4-4).
В обычных условиях работы котлов конструкция пробоотбор-
ника практически не влияет на показания приборов. При иссле-
довании процесса горения с а<1 отбор пробы из газохода лучше
производить через фарфоровый или кварцевый пробоотборник.
164
	Назначение	Погрешность (поправка) от всей шкалы, %	Метод анализа
	Анализ воздуха и др.	±10	Фотоколориметрический с до- бавкой хемилюминесценции
	То же	—	Колориметрический,	сенси- тивный
	Анализ выхлопных газов	±1	Недисперсионный ультрафио- летовый
	То же	i 1	То же
	Анализ воздуха	—	»
	Анализ выхлопных газов	±1	
	Анализ выхлопных газов	±2,5	Ультрафиолетовый	фотоаб- сорбционно-метрический
	Анализ воздуха	±1	То же
При применении отборников из нержавеющей стали наблюдается
снижение концентрации оксидов азота на 30—35 % [193]
(рис. 4-3), что объясняется каталитическим влиянием оксидов
железа на восстановление оксида азота до азота и кислорода при
наличии водорода или оксида углерода в продуктах сгорания.
Например, при наличии водорода может протекать реакция
2NO + 2H2 = N2 + 2H2O.	(4-7)
Наиболее широкое признание получили переносный и стацио-
нарный варианты газоанализаторов «Бекман» (США) и «Хориба»
(Япония). Газоанализатор «Хориба» модели МЕХА-16, предна-
ТЛ БЛИЦА 4-4
Соотношение между единицами концентрации
Единица	млн 1	об. %	мг м3	мг/кг
млн-1 (ppm)	1	0,0001	1,93	1,5
об. %	10 000	1	19 300	15 000
мг/ма	0,49	0,000049	1	0,74
мг/кг	0,66	0,000066	1136	1
165
Рис. 4-3. Влияние материала пробоотборника
на определение концентрации NO*.
1, 2, 4 — неохлаждаемые пробоотборники: 1—2 — из
нержавеющих сталей, 4 — из кварца; 3, 5 — водоох-
лаждаемые пробоотборники: 3 — из нержавеющей
стали, 5 — из кварца.
значенный для непрерывного отбора проб и записи результатов
на пленку, имеет массу 700 кг, размеры 1,6X1,6x0,8 м, включает
в себя пять анализаторов с инфракрасным и один с ультрафио-
летовым излучением и настольный самописец. С помощью инфра-
красного излучения определяется содержание оксида углерода
(0—12%), диоксида углерода (0—16%), углеводородов низкой
(0—0,2%) и высокой (0—1%) концентраций, оксида азота низ-
кой (0,2—0,05'%) и высокой (0—0,2%) концентраций. Определе-
ние всех компонентов осуществляется с погрешностью ± 1 % при
времени срабатывания 1 с.
В 1960—1970 гг. были получены некоторые данные о выбросе
оксидов азота котлами в США (табл. 4-5).
Учитывая необходимость определения действительных кон-
центраций оксидов азота и других токсичных веществ в дымовых
газах котлов во взаимосвязи с режимом работы и конструктив-
ными особенностями горелочных и топочных устройств, применяе-
мых в СССР, под руководством автора в 1966—1970 гг. было про-
ведено исследование широкой гаммы котлов *, впоследствии про-
долженное под руководством автора и С. С. Нижника.
Так как содержание оксида углерода в продуктах сгорания
котельных агрегатов также мало изучено, а выброс оксида угле-
рода даже при сравнительно малых концентрациях, соответствую-
щих <7з = 0,1 %, может быть достаточно велик по абсолютному
значению (для электростанции мощностью 1200 МВт до 10 т/сут.),
параллельно с концентрациями оксидов азота изучались и кон-
центрации оксида углерода (табл. 4-6).
В связи с различными нагрузками и режимами топочных ка-
мер и многообразием типов применяемых горелок влияние тепло-
* В работе участвовали инженеры Е. М. Лавренцов, Б. В. Василец, С. Л. Жу-
ковская, В. В. Хоха.
166
производительности котла на выброс оксидов азота в отдельных
случаях недостаточно четко выражено. Вместе с тем обработка
большого количества данных указывает, что средний выброс дио-
ксида азота для ряда котлов разной производительности имеет
четкую тенденцию повышаться с увеличением мощности котла:
СыоЛ=Ф1(М) = Ф2Ш	(4-8)
где d3 — эквивалентный диаметр топочной камеры.
Проведенные исследования показали, что производительность
не определяет однозначно выход оксидов азота (см. табл. 4-6).
В связи с этим, а также из-за необходимости оценки влияния
вида топлива были проведены длительные наблюдения за рабо-
юй котлов на разных режимах при сжигании твердого топлива
(АШ) и газа.
Для определения концентраций оксидов азота и оксида угле-
рода в продуктах сгорания котлов были отобраны две группы
котлов: А — котлы электростанций и Б — промышленные и отопи-
тельные котлы. Ниже приведены результаты первого этапа иссле-
дования, проведенного на 61 котле (до 1970 г.). В 1970—1974 гг.
С. Нижником и автором были проведены дополнительные ис-
следования, охватывающие 40 котлов энергоблоков мощностью
300, 300 и 200 МВт, позволившие уточнить приведенные данные.
Группа А (котлы электростанций) состояла из 37 котлов паро-
нроизводительностью 950—475 (ТПП-110, ТПП-210), 500 (ТП-90),
130 (ТП-70), 230 (ТП-230), 220 (ТП-15, ТП-47, ТП-13), 210
(БКЗ-210-140-ПТ), 170 (ТП-170), 90 («Фостер-Уиллер») и 60 т/ч
(ДМ3), а также водогрейных котлов ПТВМ-100. Значительное
внимание было уделено котлам паропроизводительностью 170—
23 т/ч, часто применяемым на городских ТЭЦ постройки 1950—
1960 гг.
Паровые котлы электростанций испытывались на номинальной
нагрузке при работе на угле АШ и на природном газе (ССН1>
98%), а котлы ПТВМ — главным образом на пониженной на-
। рузке при работе на природном газе и мазуте. Для получения
жсплуатационных характеристик выбросов одного и того же
мила на угле АШ и газе 7 котлов паропроизводительностью 170 и
'.'20 т/ч были испытаны при работе на угле АШ и на газе при оди-
наковой нагрузке.
Группа Б (промышленные и отопительные котлы) включала
в себя 24 котла, в том числе паровые типа ГМ-50, ТС-35,
ДКВР-10, ДКВР-6,5, ДКВР-2,5 и водогрейные типа ТВГ-8 и дру-
। не, малой производительности.
Более подробно обследованный котел ТП-170 представляет со-
бой двухбарабанный П-образный котел и имеет полностью экра-
нированную камерную топку [б/эк = 7,6 м, <7т = О,13 Гкал/(м3-ч)]
с сухим шлакоудалением. Уголь АШ и природный газ сжигаются
167
ТАБЛИЦА 4-5
Концентрации азота в продуктах сгорания по данным некоторых исследований,
Источник выброса или обследующая организация	Уголь				
	кг/Гкал	г/кг топлива	г/м3 продуктов сгорания <«ср=‘-4>	кг/Гкал	
Электростанции	1,5	9,0	0,93	1,2	
Промышленные котлы и печи	1,5	9,0	0,93	1,2	
Электростанции	1,7—5	10—30	1,04—3,1	1—2,5	
Малые промышленные котлы	—	—	—	0,2—2	
(до 10 т/ч пара) и печи Стенфордский	исследова-	—	—	—	1,2	
тельский институт (усред- ненные данные) Лос-Анджелесский город-						1,5	
ской контроль Западная ассоциация нефти	—	—	—	0,9	
и газа Котлы (4,5 т/ч пара)			—	—	—	
Различные топки в Лос-Анд-	—	—	—	1,2	
желесе Котлы электростанции Эль- Сегундо: № 1 (517 т/ч пара)				1,2	
№ 2	—	—	—	—	
№3			—	—	—	
Различные электростанции	1,3—2,8	7,8—16,4	0,8—1,7	0,6—1,6	
То же	0,2—4,8	7,2—29	0,75—3	—	
Котельные установки	0,2—2	1,2—12,0	0,13—1,3	—	
Котел (500 т/ч пара)	0,5	3,0	0,31	—	
Котел (430 т/ч пара)	1,07	6,5	0,68	—	
посезонно в расположенных треугольником на боковой стенке
топки трех пылегазовых горелках. Температура подогрева воз-
духа 380—390 °C. Котлы ТП-15, ТП-47 и ТП-13 паропроизводи-
тельностью 220 т/ч — однобарабанные П-образные котлы, также
имеющие камерные топки открытого типа [d3K = 8,2 м, дт =
= 0,114 Гкал/(м3-ч)]. Температура подогрева воздуха 360—
380 °C. Топливо сжигается в четырех пылегазовых горелках, рас-
положенных по углам топочной камеры. Котлы ТПП-ПО, ТПП-210
(паропроизводительностью 950 т/ч) и БКЗ-210-140-ПТ имеют то-
почные устройства с пережимом. Теплонапряжения камеры сго-
рания в котлах паропроизводительностью 950 т/ч составляли
0,48 Гкал/(м3-ч), вследствие чего в этих котлах отмечались по-
вышенные концентрации оксидов азота в продуктах сгорания.
Концентрация оксидов азота и оксида углерода определялись
при помощи газоанализатора УГ-2. Прибор УГ-2 рассчитан на
концентрации оксидов азота до 0,2 мг/л. По этой причине при
168
проведенных в США до 1970 г.
Мазут			Природный газ			Источник
	г/кг топлива	г/м3 продуктов сгорания «*ср=1,35)	кг, Гкал	г/кг топлива	г/м3 продуктов сгорания <“ср=Т2>	
	12,0	0,82	0,65	5,5	0,42	А. Геллер и Д. Валь- тере [86]
	12,0	0,82	0,34	2,9	0,22	То же
	10—25	0,68—1,7	0,47—3,5	4—30	0,31—2,3	Р. Чэсс и Р. Джордж [46] То же
	10—20	0,14—1,4	0,06—0,7	0,5—5,8	0,04—0,045	
	12,0	0,82	0,52	4,4	0,34	У. Фэйт [193]
	15,0	1,02	0,63	5,3	0,41	>
	9,0	0,61	0,59	5,0	0,38	>
	—	—	0,20—0,27	2—2,3	0,15	
	11,7	0,80	0,63	5,3	0,41	П. Магилл и Р. Бе- нолил [200]
	12,3	0,84	0,97	8,3	0,64	Д. Барнхарт и Е. Диел [194]
	—	—	1,9	16,0	1,23	То же
	—	—	0,77	6,5	0,50	»
	5,9—16	0,4—1,1	0,3—1,1	2,6—18,2	0,2—1,4	
	—	—	—	—	—	Р. Френкель [199]
	—	—	—	—	—	С. Кафф и др. [195]
	—	—	—	—	—	То же
						»
более высоких концентрациях продукты сгорания разбавлялись
фиксированным количеством воздуха (см. рис. 4-2), а затем про-
водился пересчет. Контрольные пробы на оксиды определялись
колориметрически с использованием реактива Грисса—Илосвая
и фотоэлектроколориметра. Кроме того, периодически прово-
дился контроль показаний прибора УГ-2 по калибровочным
смесям.
Измерение концентраций оксида углерода проводилось газо-
анализатором УГ-2 с анализом контрольных проб в аппарате Ре-
берга. Для определения оксида углерода в аппарате УГ-2 в при-
сутствии оксида азота, воды и углеводородов применяется филь-
трующийся патрон, представляющий собой стеклянную трубку
с тремя пережимами, заполненную тремя различными порошками:
силикагелем, пропитанным раствором сернокислой закиси ртути;
силикагелем, пропитанным раствором хромового ангидрида, и су-
хим активированным углем КАД с размерами зерен 0,4—1,6 мм.
169
ТАБЛИЦА 4-6
Выброс N0x и СО в атмосферу котлами, работающими на газовом топливе, кг/Гкал
Тип котла	Теплопроиз- водитель- ность, Гкал/ч	Число н тип горелок	№х	СО
ТПП-110	635	24 вихревые	1,5- 2,2	0
ТП-70	288	12 вихревых	0,48	0
ТП-230	142	6 вихревых	0,70	0,026
ТП-47	138	4 щелевые	0,54	0,017
ТП-15	138	То же	0,48	0
В	138		0,46	0
Б КЗ-210-140-ПТ	132	»	0,54	0
ТП-170	106	3 вихревые	0,47	0,012
В	106	То же	0,56	0,014
птвм	100	18 вихревых	0,37	0
Борзиг	72,6	3 вихревые	0,36	0
«Фостер-Уиллер»	51,5	То же	0,42	0 .
ЛМЗ	34,3	»	0,37	0
БКЗ-50-39Ф	28,4	6 вихревых	0,36	—
ДКВР-10-13	7,6	2 подовые	0,33	0
»	7,6	То же	0,34	0,695
	7,6	1 вихревая	0,48	0
»	7,6	2 вихревые	0,36	0
»	7,6	1 вихревая	0,43	0
ДКВР-4-13	3,4	2 подовые	0,27	0,258
ДКВР-2,5-13	1.9	То же	0.28	0.320
«Универсал-6»	0,58	3 форкамерные	0.28	0,54
«Уииверсал-6»	0.58	То же	0,28	0.27
«Универсал-6»	0,58	1 подовая	0.33	0,131
«Уииверсал-5»	0,54	1 форкамерная	0,42	0
Надточия	0,36	3 подовые	0,26	0,448
Стребеля	0,14	2 подовые	0,28	0
Сгреб еля	0,14	То же	0,25	1,004
Расхождение в полученной концентрации оксида углерода на при-
борах УГ-2 и Реберга обычно не превышало 20%.
В процессе исследования были получены разные значения
для концентрации оксидов азота при постоянном режиме работы
котла. Это объясняется не только погрешностью измерений, но и
тем, что система автоматического регулирования режима горения
обеспечивает некоторое колебание концентраций кислорода и
максимальной температуры факела в пределах ±20 °C. Влияние
пульсаций в зоне горения сглаживается вследствие длительности
отбора проб. Перепад максимальных температур в ядре факела
на 10—20 °C сопровождается существенным изменением концент-
раций оксидов азота. Сравнительный анализ с учетом всех факто-
ров (концентрация атомарного азота, температура, время реак-
ции, турбулентность) представляет значительные трудности.
С целью определения средних значений концентраций оксидов
азота в продуктах сгорания котлов ТЭЦ, работающих на угле и
170
ТАБЛИЦА 4-7
Распределение концентраций NO* в продуктах сгорания газа в котлах
различных конструкций паропроизводительностью 170—220 т/ч (концентрации
приведены к а = 1)
Интервалы отклонения концентраций, г'м1	Число случаев	Частость
0,14—0,18	6	0,077
0,19—0,24	16	0,140
0,25—0,31	18	0,166
0,32—0,37	13	0,179
0,38—0,43	14	0,204
0,44—0,49	И	0,234
11 того:	78	1,000
I азе, были проведены длительные наблюдения за группой котлов
паропроизводительностью 170—220 т/ч типов ТП-170, ТП-47 и
ГП-15 [87] (табл. 4-7).
При работе на природном газе на И котлах было отобрано
в разные периоды времени 78 проб дымовых газов за котлом (пе-
ред дымососом). Пределы изменения коэффициента избытка воз-
ivxa составляли 1,24—1,65 (ссг~0,99н-1,40), что наряду с разными
нагрузками и многочисленными типами горелочных устройств
объясняет значительные колебания концентрации оксидов азота:
(1,14—0,49 мг/л (на единичном котле колебания в значительно бо-
тее узких пределах).
Среднее арифметическое значение концентрации оксидов азота
в котлах паропроизводительностью 170—220 т/ч составило
Z п,'	\
CNorcp = (1 /п') S Cnoz = 0,317 г/м3.	(4-9)
х	\i=i	/
Среднее квадратичное отклонение составило
При сжигании угля в котлах паропроизводительностью 170—
220 т/ч проведено 56 определений концентрации оксидов азота
в продуктах сгорания. Данные, приведенные к а=1, сведены
в табл. 4-8 в виде статистического ряда.
Распределение концентраций весьма близко к нормальному.
В связи с этим находим математическое ожидание средней кон-
центрации оксидов азота и среднее квадратичное отклонение:
M = CNoxср =-0,415 г/м3, <т=± 0,074 г/м3.	(4-11)
171
ТАБЛИЦА 4-8
Распределение концентраций NOX в продуктах сгорания угля в котлах различных
конструкций паропроизводительностью 170—220 т/ч (концентрации приведены
к а = 1)
Интервалы отклонений концентраций, г,м3	Число случаев	Частость
+		
0,24—0,29	4	0,071
0,30—0,35	7	0,125
0,36—0,41	17	0,304
0,42—0,47	15	0,268
0,48—0,53	11	0,196
0,54—0,60	2	0,036
Итого:	56	1,000
Большие отклонения от среднего в отдельных опытах (см.
табл. 4-7 и 4-8) объясняются разными типами горелочных и то-
почных устройств котлов, а действительный коэффициент избытка
воздуха в топке и тепловое напряжение топочных камер изменя-
лись в весьма широких пределах. Таким образом, средние данные
для группы котлов одной производительности представляют инте-
рес для статистических расчетов выброса окислов азота, но не
могут дать представление о фактическом выбросе данного котла.
Для этого необходимо иметь многократные измерения, увязанные
с конструкцией и режимом работы агрегата (a, q?).
При дальнейших исследованиях для повышения надежности
данных по каждому агрегату концентрация оксидов азота была
представлена двумя значениями: средним из 10 значений, как
более представительным, и максимальным.
Так как концентрации оксидов в различных котлах были по-
лучены при разных значениях коэффициента избытка воздуха, то
они приводились к значениям коэффициента избытка воздуха
в уходящих газах, наиболее распространенным для данного вида
топлива. Для угля АШ принято аух=1,40, для мазута 1,35, для
природного газа 1,25 [87].
В табл. 4-9 приведены результаты подробного исследования
концентраций оксидов азота и углерода в 26 котлах ТЭЦ неболь-
шой производительности.
Представляет интерес сравнение выброса оксидов азота при
переходе от сжигания пыли угля АШ к сжиганию природного
газа. Средние концентрации при этом относятся как
(^ЫО^АШср/^ЫО^газ. ср = 1,3-	(4*12)
Для проверки этих данных были проведены дополнительные
исследования на 7 котлах ТЭЦ (табл. 4-10) при попеременном
сжигании угля АШ и природного газа [104].
172
ТАБЛИЦА 4-9
Концентрации N0x, определяемых как N02, и СО в дымовых газах котлов ТЭЦ, г/ма
Тип котла	“ух	Концентрация при данном аух			Концентрации, приведенные к аух, характерно- му для данного топлива			Выброс в атмосферу, кг/Гкал		
		О Z	СыО	* х max	ссо	o' о* Z и	CNO х max	ССО	NOX		со
								Средний	Макси* мальный	
Уголь АШ
ТП-170	1,35	0,28	0,32	0,026	0,27	0,31	0,025	0,43	0,50	0,040
»	1,32	0,38	0,455	0,048	0,36	0,43	0,026	0,56	0,69	0,042
»	1,34	0,32	0,34	0,030	0,31	0,33	0,029	0,50	0,53	0,046
»	1,50	0,31	0,355	0,023	0,33	0,38	0,025	0,53	0,61	0,040
ГП-15	1,40	0,36	0,38	0,025	0,36	0,38	0,025	0,58	0,61	0,040
»	1,70	0,22	0,29	0,030	0,27	0,35	0,037	0,43	0,56	0,059
ГП-47	1,40	0,29	0,35	0,015	0,29	0,35	0,015	0,46	0,56	0,024
»	1,50	0,23	0,32	0,015	0,25	0,34	0,016	0,40	0,54	0,026
ГП-13	1,66	0,25	0,32	0,045	0,30	0,38	0,053	0,48	0,61	0,085
Мазут
ПТВМ-100	1,51	0,245	0,30	0,011	0,28	0,34	0,012	0,44	0,54	0,019
»	1,79	0,13	0,18	0,073	0,17	0,24	0,097	0,27	0,38	0,015
	1,51	0,25	0,30	0,021	0,28	0,34	0,024	0,44	0,54	0,038
	1,55	0,195	0,21	0,007	0,22	0,29	0,008	0,31	0,33	0,011
Природный газ
ГП-170	1,40	0,245	0,255	0,007	0,28	0,29	0,008	0,43	0,45	0,012
»	1,42	0,32	0,385	0,008	0,36	0,44	0,009	0,56	0,68	0,014
»	1,40	0,20	0,35	Следы	0,22	0,39	0	0,34	0,60	0
	1,24	0,175	0,28	.—	0,20	0,32	—	0,31	0,49	—
ТП-15	1,40	0,28	0,35	0	0,31	0,39	0	0,48	0,60	0
»	1,65	0,23	0,253	Следы	0,30	0,33	0	0,46	0,51	0
ТП-47	1,31	0,33	0,35	0,01	0,35	0,37	0,011	0,54	0,57	0,017
	1,25	0,21	0,27	0,01	0,21	0,27	0,010	0,32	0,42	0,015
/1МЗ	1,41	0,25	0,26	-—	0,27	0,29		0,37	0,45	
Шорзиг»	1,26	0,20	0,30	—	0,23	0,34	—	0,36	0,52	-—
«Фостер-Уил-	1,39	0,245	0,350	—	0,27	0,30	—	0,42	0,46	—
Г> КЗ-210-140-ПТ	1,13	0,38	0,55	0	0,35	0,51	0	0,54	0,79	0
	1,20	0,52	0,60	0	0,48	0,50	0	0,74	0,85	0
Соотношение максимальных и средних концентраций
(С но^nvax^NO^cp)АШ (СцО^тах/СцОдСр^газ,	(4-13)
а соотношение средних и максимальных концентраций при сжи-
гании угля и газа
(^NO^ep^in/^NO^cp^as ~ (^NO^max) AlT^NO^max^raa	1,26-г-1,29.
(4-14)
173
ТАБЛИЦА 4-10
Выброс NOX в атмосферу при попеременном сжигании угля АШ и природного газа
в одном котле, кг/Гкал
Тип котла	Природный газ		Уголь АШ	
	CnOx ср	Смп N x max	CNO х ср	Cmq max
ТП-170	0,354	0,366	0,432	0,493
»	0,470	0,564	0,573	0,685
	0,289	0,506	0,531	0,610
ТП-15	0,401	0,506	0,576	0,610
»	0,392	0,431	0,421	0,552
ТП-47	0,446	0,473	0,464	0,467
	0,271	0,348	0,394	0,549
Данные наших исследований показывают, что выброс оксидов
азота при работе на угле АШ в среднем только на 26—29 %
выше, чем при работе на газе. Однако объясняется это главным
образом тем, что избыток воздуха и концентрация кислорода
в зоне Ттах при сжигании угля были несколько выше (на 9—
10%), чем при сжигании природного газа (температуры горения
топлив близки друг другу). При одинаковом а концентрации окси-
дов при работе на угле АШ и на природном газе сближаются.
В Институте газа АН УССР С. С. Нижником выполнена обра-
ботка зарубежных литературных данных о выходе оксидов азота
при сжигании каменного угля, мазута и природного газа. Ре-
зультаты обработки приведены в виде графиков на рис. 4-4
[Нижник С. С., 1981 г.]. Как следует из графика при мощности
300 МВт выброс NO* примерно одинаков, в меньших котлах вы-
ход NOx при сжигании газа меньше, чем при сжигании мазута и
угля, а в крупных котлах (энергоблоки 300 МВт и более) выход
NOx на газе выше, чем на мазуте. Эти данные совпадают с ре-
зультатами исследования, проведенного в САФ ВНИИПромгаз
Д. Н. Нурмухамедовым [1986 г.], показавшими, что при сжигании
природного газа в газомазутных котлах энергоблоков 300 МВт
выход NOx выше на 10—45%, чем при сжигании мазута, вслед-
ствие более высоких максимальных температур в факеле.
Из табл. 4-9 видно, что концентрации оксида углерода очень
малы и изменяются в пределах 0,016—0,053 г/м3 при работе на
АШ (при аух=1,4) и 0—0,011 г/м3 на природном газе (при аух =
= 1,25). Это на целый порядок меньше концентрации оксидов
азота, а если учесть, что диоксид азота намного более токсичен и
ПДКсо/ПДКцо2 = 5,0/0,085 = 58,8, то следует отметить, что загряз-
нение воздушного бассейна в районе ТЭЦ оксидом углерода
в 500—600 раз меньше, чем оксидами азота, и поэтому его можно
не учитывать.
174
Рис. 4-4. Зависимость концентрации
оксидов азота от мощности энерго-
блока, по данным зарубежных ис-
следователей.
/ — природный газ; 2 — мазут; 3 — уголь.
Рис. 4-5. Выброс NOx котлами в атмо-
сферу.
1 — природный газ (данные И. Я. Снгала и
С. С. Ннжника); 2 — уголь АШ; 3, 4, 6 —
уголь; 5 — мазут.
С целью изучения образования оксидов азота в котлах раз-
личной производительности с разной конструкцией топочных ка-
мер было проведено более 2000 опытов на 100 котлах [87, 196],
работающих преимущественно на угле АШ и природном газе. Не-
которые из результатов этих исследований приведены в табл.4-И
и 4-12.
ТАБЛИЦА 4-11
Концентрация NOX, определяемая как NO2, в продуктах сгорания угля АШ
(в пересчете на аух = 1,4), г/м3
Тип котельного агрегата	Д, т/ч	т	°C 1 пер’ с	Число и тип горелок, тнп топки	Cno* ср	Cno* max
ТПП-200	1250	565	Топка с пережимом	1,930	2,50
»	1250	565	То же	1,370	—
ТПП-312	950	565	Топка открытая	0,820	—
»	950	565	То же	1,22	—
ТП-90	500	550	8 щелевых	0,861	1,002
»	500	550	То же	0,764	0,868
ТПП-210	475	565	»	1,280	
»	475	565	»	1,090	1,20
	475	565		1,110	—
	475	565	»	1,220	—
	475	565	24 вихревые	1,440	1,564
»	475	565	То же	' 1,249	1,333
ТПП-110	475	565	»	1,270	1,374
ТП-70	430	540	12 вихревых	0,518	0,689
ТП-230	230	510	6 вихревых	0,404	0,446
ТП-47	220	540	4 щелевые	0,246	0,343
ТП-15	220	540	То же	0,360	0,381
ТП-13	220	540		0,296	0,380
ТП-170	170	540	3 вихревые	0,358	0,428
175
ТАБЛИЦА 4-12
Концентрация NOX, определяемая как N02, в продуктах сгорания
природного газа (в пересчете на аух = 1,25), г/м®
Тип котельного агрегата	Д. т/ч	Число и тип горелок	CNO2Cp	CNO2 max
ТПП-200	1250	24 вихревые	2,300		
ТПП-110	475	То же	—	1,980
ТП-70	430	12 вихревых	0,306	0,425
ТП-230	230	6 вихревых	0,445	0,489
ТП-47	220	4 щелевые	0,346	0,367
ТП-15	220	То же	0,314	0,392
БКЗ-210-140-ПТ	210	»	0,480	0,552
ТП-170	200	3 вихревые	0,198	0,316
	170	То же	0,364	0,437
«Борзиг	120	>	0,226	0,338
«Фостер иллер»	90	>	0,273	0,290
лмз	60		0,243	0,294
Проследим влияние производительности и размеров топочных
устройств на концентрацию оксидов азота. В табл. 4-11 и 4-12
приведены их средние и максимальные значения для котлов паро-
производительностью от 1250 до 60 т/ч, а на рис. 4-5 — график
Cnoxc = f (Д). С увеличением паропроизводительности выход
оксида азота обычно возрастает, однако Cnox не связана одно-
значной зависимостью с нагрузкой, так как в значительной мере
зависит от режима горения и характеристик факела; влияние Д
сказывается на скорости охлаждения.
Как показал анализ данных, для практических расчетов мак-
симальная температура в зоне горения и время реакции могут
быть учтены в эмпирических зависимостях через характерный раз-
мер топочной камеры с?э и режимы горения (<?т и а). Эти характе-
ристики учитываются при конструировании и эксплуатации кот-
лов. Вместе с тем максимальная температура и время реакции,
определяющие выход оксида азота, зависят от соотношения ин-
тенсивности горения d^/dL^ и интенсивности теплоотвода Ярад/Кт
в корне факела:
Ттах = Л(ах/бДф, Ярад/Кт);	(4-15)
тр = /г	Ярад/Кт),	(4-16)
а следовательно, и от размеров топочных камер и режима го-
рения.
Определение максимальных температур и времени пребывания
продуктов сгорания в зоне этих температур представляет значи-
тельные трудности. Обработка результатов, полученных в работах
176
автора и сотрудников [69, 87], позволяет найти средние данные
о концентрации оксидов азота в продуктах сгорания и о выбросе
оксидов азота в атмосферу при сжигании угля АШ и природного
газа.
Из табл. 4-10 можно сделать вывод, что при сжигании угля
АШ и природного газа (при одинаковом режиме) выброс оксидов
азота в атмосферу существенно не меняется. Из графика фко* =
= f(D) (рис. 4-5), построенного по данным наших исследований,
а также по результатам работ О. Каффа [195], У. Фэйта [193],
Д. Барнхарта и Е. Дила [194] видно, что для трех топлив (камен-
ный уголь, газ и мазут) выброс оксидов азота в котлах одинако-
вой производительности описывается общей кривой. В первом
приближении для определения средней концентрации оксидов
азота (в пересчете на диоксид) может быть использована эмпири-
ческая зависимость, полученная автором [68, 69] на основании
опытов на лабораторных установках и на опытных котлах и
скорректированная по результатам работ на 104 котлах:
CWx = Ad^°M,	(4-17)
при наличии мероприятий по снижению NO* формулу (4-17)
можно записать в виде
CNox = Ad°Vk (1-Кгг)(1-адКэф, (4-18)
где Cno*—суммарная концентрация оксидов азота в пересчете
па диоксид (обычно в продуктах сгорания котлов электростан-
ций перед дымовой трубой содержится 95—99 % оксида и 1 —
5 % диоксида), г/м3; А — коэффициент пропорциональности
(0,17); d3 — эквивалентный диаметр топочной камеры, м; qT —
тепловое напряжение топочного объема, Гкал/(м3-ч); ат — коэф-
фициент избытка воздуха в топке (горелке). Для прямоугольной
топки d3 = ^FIU, где F— площадь топки; U — периметр топки;
г—степень рециркуляции, % (обычно, 10—20%); Кг — коэффи-
циент, характеризующий эффективность рециркуляции (при по-
даче газов в шлицы под горелки /Сг=0,01, по кольцевому каналу
вокруг горелки /Сг=0,015, в дутьевой воздух /(,. = 0,025); б — доля
воздуха от общего количества, подаваемого в качестве вторичного,
% (обычно, 20—25 %); /Св— коэффициент, характеризующий
эффективность двухстадийного горения; Кэф— коэффициент, учи-
тывающий совместное действие двух или нескольких методов по-
давления оксидов азота (/(3<j>= 1,34-2).
Формула (4-17) применима для области значений а = 1,034-
4-1,16. Характер увеличения выхода оксидов азота с повышением
нагрузки и размеров топочной камеры подтверждается и рабо-
тами зарубежных авторов [202, 203].
177
110
ю >__।__i__i—j___i___1__। .
0 38 93 149 204 200 316 371 Te°C
Рис. 4-7. Выход NOx в топках
котлов в зависимости or степени
зашлаковки топочных экранов и
интенсивности теплоотдачи /т.
1—2 — зашлаковка. 1 — повышенная,
2 — пониженная.
Рис. 4-6. Влияние температуры воз-
духа на образование NOX.
В гл. 6 показано, что показатель степени при дт может ме-
няться в пределах от 0,4 до 1,0 в зависимости от конструкции
топочного устройства. Однако степень 0,5 лучше соответствует
средним данным для большинства топочных устройств.
В связи с трудностью определения действительной темпера-
туры в зоне горения она косвенно характеризуется через и d3
с учетом реально применяемого подогрева воздуха. Однако сле-
дует иметь в виду, что повышение Тв сопровождается ростом тем-
пературы (теоретической и действительной) в зоне горения и
увеличением выхода оксида азота (рис. 4-6). Подогрев воздуха на
300 °C увеличивает выход оксидов азота в среднем в 2 раза при
сжигании газа в турбулентном диффузионном факеле. Следует
отметить также, что при значительной зашлаковке топочных экра-
нов действительные концентрации оксидов азота будут на 25—
30 % выше (рис. 4-7) [202].
Эмпирическая формула (4-17) дает удовлетворительную схо-
димость со средними экспериментальными данными, полученными
при сжигании угля АШ и особенно природного газа в котлах
электростанций (рис. 4-8,а, б).
Для жаротрубных котлов или топочных камер, имеющих
форму цилиндра с установленной в торце вихревой горелкой, при
определении оксидов азота следует учитывать интенсивность
крутки воздушного потока. Используя данные, полученные в во-
178
a
Рис. 4-8. Влияние теплонапряжения и эквивалентного
диаметра топки на концентрацию NOx в продуктах
сгорания (в пересчете на NO2).
а — уголь АШ; б — природный газ. CjsfO, =
доохлаждаемой камере сгорания, снабженной одной вихревой
горелкой (см. рис. 3-45), получим
CNox = Лд/(п+ l)0'83^18^? (1 -К?г) (1 -К& Кэ (4-19)
пли
Cno*	Йэ^т’5^т (1'—Krl") (1 ’—Kfifi) Кэ,
где п — интенсивность крутки воздушного потока, определяемая
из зависимостей (3-90) и (3-91); г — коэффициент рециркуля-
ции— отношение, объема рециркулирующих газов к объему дуть-
евого воздуха (г= Урец^в)100 %); Кг— коэффициент, характери-
зующий условия подвода газов рециркуляции, выбирается по
габл. 5-2. Средние концентрации оксидов азота в промышленных
и отопительных котлах (см. табл. 4-10) также удовлетворительно
179
описываются эмпирической зависимостью (4-16). Вместо
(1 — Кгг) при двухстадийном горении вводится аналогичная по-
правка.
В настоящее время имеется ряд методик расчета выбросов
оксидов азота, например, методики Т. Б. Эфендиева, Л. М. Ци-
рульникова.
В конвективных газоходах котла оксид не разлагается, что
объясняется высокими скоростями охлаждения продуктов сгора-
ния, превышающими Скорости закалки оксидов азота
v0. ср = Т' ~ Т" шср = (500-у 3000) °С/с,	(4-20)
5
где Т' и Т" — соответственно температуры на входе в секцию
теплообменника и на выходе, °C; S — длина газохода, м; йУср —
средняя скорость потока, м/с.
Таким образом, концентрации оксида азота, измеренные в раз-
ных точках по тракту котельного агрегата, должны быть одина-
ковыми (с учетом поправок на разбавление за счет присосов воз-
духа).
Здесь следует отметить, что содержание диоксида азота в про-
дуктах сгорания крупных котельных агрегатов редко превышает
6 % от содержания оксида, в то время как в ГТУ, работающих
с большими значениями коэффициента избытка воздуха при на-
личии давления в камере сгорания, концентрация диоксида азота
часто бывает в несколько раз выше (до 30 %).
В исследованиях С. Каффа и сотрудников [195] отмечалось, что
при прохождении через электрофильтры дымовых газов в двух
котлах концентрации оксидов азота возрастали на 40—45 об. %
(только при полной нагрузке котлов). Авторы объясняют это тем,
что при коронарных разрядах образуется озон, окисляющий до-
полнительное количество азота [204]. Отмечалось также некоторое
снижение концентраций оксидов азота [195] при прохождении ды-
мовых газов через скрубберы за счет поглощения водой.
ПРИВЕДЕННЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ТОКСИЧНОСТИ
ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ РАЗЛИЧНЫХ ТОПЛИВ
Рассмотрим количественно роль отдельных загрязнителей
в продуктах сгорания топлив. Наши исследования [68, 69, 196,
205] и работы советских и зарубежных авторов [48, 199, 86, 200,
202] позволяют составить таблицу сводных данных о концентра-
циях токсичных веществ в дымовых газах при сжигании различ-
ных видов топлив (табл. 4-13).
Кроме оксидов азота, сернистого ангидрида и твердых частиц
продукты сгорания топлива могут содержать оксид углерода,
альдегиды, органические кислоты, канцерогенные вещества. Со-
180
ТАБЛИЦА 4-13
Концентрация токсичных веществ в продуктах сгорания, г/м3, выбрасываемых
в атмосферу при сжигании различных видов топлива, и уровень
токсичности (С/ПДК) по’ данному веществу
Токсичное вещество”	Паропро- изводитель- ность котла, т/ч	Каменный уголь с Sp = 1,7 %	Мазут с Sp = 2,3 %	Природный газ
Оксиды серы (в пе-	Не влияет	3,0	4,0	Следы
ресчете на SO2)	—	(6000)	(8000)	(0)
	1250	0,8—1,5	0,8—1,5	0,9—1,8
Оксиды азота (в пе-		(9400—17 600)	(9400—17 600)	(10 500—21 000)
ресчете на NO2)	475—950	0,40—1,00	0,60—1,10	0,70—1,10
		(4700—11 700)	(7100—13 000)	(8200—13 600)
	170—230	0,25—0,50	0,20—0,30	0,25—0,40
		(2900—5900)	(2300—3500)	(2900—4700)
		0,25—0,40	0,25—0,35	0,20—0,30
	<170	(2900—4700)	(2900—4100)	(2300—3500)
		0,06—1,0	0,07—0,35	0,0—0,10
Зола, пыль	—	(120—2000)	(140—700)	(0—140)
Оксид углерода (СО)	60—950	0,02—0,30	0,050—0,50	0,01—0,10
		(4—60)	(10—100)	(2—20)
Альдегиды (в пере-	60—950		0,007—0,07	0,004—0,04
счете на СН2О)			(200—2000)	(114—1140)
Сажа (С)	950	0,035—0,070	0,001—0,100	0,0075—0,0150
		(230—460)	(70—700)	(50—100)
3,4-Бензпирен	—	(10 ч- 50) -10—з	(2 = 30)-IO"8	(0 = 2,0) • 10-8
(С20Н12)		(100—500)	(20—300)	(0—20)
Примечание. Данные о концентрациях NO* приведены без применения методов
их снижения.
держание оксида углерода в дымовых газах котлов электростан-
ции обычно составляет 0,01—0,06 г/м3. Формальдегид в продуктах
сгорания газа обнаруживается очень редко и лишь при интенсив-
ном охлаждении фронта горения [90, 91]. Так, по данным Дж. То-
маса и сотрудников [91], при горении газовоздушной смеси (а =
= 1,19) охлаждение факела спутным потоком воздуха, соответ-
ствующим повышению а от 2,3 до 4,1, приводило к увеличению
Снсно в 8 раз, а при диффузионном горении — к снижению
Снсно от 0,06 до 0,012 мг/м3. Из-за очень высокой токсичности
формальдегида (ПДК=0,012 мг/м3 [206]) и органических кислот
их следует учитывать при сжигании топлива в малых топках
(отопительных котлах). В крупных котлах абсолютное количество
181
ТАБЛИЦА 4-14
Основные токсичные вещества в продуктах сгорания топлив, сжигаемых
на электростанциях
Загрязнители	Каменный уголь	Мазут высокосерннстын	Природный газ
Основные Прочие ,	NO*, SO2, твердые ча- стицы (зола) Оксид	углерода, альдегиды, орга- нические кислоты, канцерогенные ве- щества (бензпи- рен)	SO2, NOX Твердые частицы (в основном сажа), канцерогенные ве- щества,	альде- гиды, органиче- ские кислоты	NO* Оксид углерода, аль- дегиды (в основном формальдегид), ор- ганические кис- лоты, твердые ча- стицы (сажа)
альдегидов на 2—3 порядка, а оксида углерода на порядок
ниже, чем твердых частиц, оксидов серы и азота.
По данным некоторых авторов, в продуктах сгорания твердых
топлив обнаруживаются также и канцерогенные вещества, в част-
ности 3,4-бензпирен. Однако канцерогенные вещества в сравни-
тельно больших количествах обнаруживаются только при слое-
вом сжигании твердого топлива [98, 100].
Для смеси сернистого ангидрида и диоксида азота, имеющей
наибольшее значение для продуктов сгорания топлив, 7(г = 1. Та-
ким образом, их суммирование при расчете дымовых труб с уче-
том максимальной разовой ПДК обосновано с медицинской точки
зрения [206]. Обычно для установок, в которых сжигается мазут и
природный газ, а также для установок, работающих на твердом
топливе, но имеющих систему пылеулавливания, уровень токсич-
ности суммы оксидов серы и азота значительно больше уровня
токсичности каждого из остальных компонентов продуктов сго-
рания. Поэтому расчет дымовой трубы ведется исходя из содер-
жания оксидов серы и азота.
Из рассмотренных выше загрязнителей воздуха в продуктах
сгорания топлива можно выделить оксиды серы, оксиды азота и
ТАБЛИЦА 4-15
Уровень токсичности продуктов сгорания С/ПДК и роль отдельных
загрязнителей при сжигании угля АШ в котлах электростанций
(SP = 1,7 %; АР = 16,7 %)
Д, т/ч Сп3, %)	Уровень токсичности		
	по SO2	п0 no*	по твердым частицам
1250 (98,5)	8500 (29 %)	20 000 (58,4 %)	760 (12,6 %)
475 -950 (97)	8500 (39,5)	11 700 (54,5)	1300 (6,0)
170—230 (4)	8500 (56,4)	4000 (26,4)	2000 (17,2)
182
ТАБЛИЦА 4-16
Уровень токсичности продуктов сгорания С/ПДК и роль отдельных
загрязнителей при сжигании высокосернистого мазута (Sp ~ 2,3 %,
АР = 0,1 %)
Д, т/ч	Уровень токсичности		
	по SO2	по NO*	по твердым частицам
475- 950	8000 (47 %)	8900 (52 %)	50—200 (~1 %)
170—230	8000 (63)	4400 (35)	50—200 (~2)
твердые частицы (пыль, зола, сажа), которые в большинстве слу-
чаев на 97—99 % определяют общую токсичность продуктов сго-
рания. В табл. 4-14 приведены основные загрязнители воздуха,
расположенные по степени их влияния.
При сжигании угля в более крупных котлах (несмотря на уве-
личение коэффициента золоулавливания т]3) уровень токсичности
продуктов сгорания возрастает в связи с повышением концентра-
ции оксидов азота. Например, как следует из табл. 4-15, уровень
токсичности продуктов сгорания мощных котлов паропроизводи-
тельностью 1250 т/ч в 2 раза выше, чем котлов старых ТЭЦ па-
ропроизводительностью 170—230 т/ч. Качественно аналогичная
картина наблюдается и при анализе условий сжигания мазута
(табл. 4-16).
Увеличение концентрации оксидов азота в более крупных кот-
лах оказывает влияние и на соотношение уровня токсичности
продуктов сгорания (табл. 4-17). Так, при переходе с угля АШ
на природный газ уровень токсичности снижается в мощных кот-
лах паропроизводительностью 1250 т/ч — на 7%, в котлах 475—
950 т/ч — в 2 раза, в котлах 170—230 т/ч.—более чем в 3 раза.
Отсюда следует преимущество использования газа и малосерни-
стого мазута (по сравнению с твердым топливом) в котлах ма-
лой мощности.
ТАБЛИЦА 4-17
Уровень токсичности продуктов сгорания С/ПДК различных топлив
Д, т/ч	Уголь АШ	Мазут М-40		Природный газ
	qP 6010 ккал/кг, Sp = 1,7 96, Ар = 16,7 %	Высокосер п истый (Sp = 2,3 %)	Малосернистый (Sp = 0,5 %)	
1250	24 900 (100 %)	19 100 (77 %)	15 600 (51 %)	22 000 (93 %)
475—950	18 700 (100 %)	17 100 (92 %)	10 500 (56 %)	9 000 (48 %)
170—230	12 700 (100 %)	12 700 (100 %)	6 100 (48 %)	3 500 (28 %)
183
Рис. 4-9. Влияние q и а в туннеле
на концентрацию СО в продуктах
сгорания.
Изменение вида топлива,
типа топочных устройств и ре-
жимных факторов по-разному
влияет на концентрацию различ-
ных токсичных веществ в про-
дуктах сгорания. В частности,
зависимость выхода оксидов
азота от а характеризуется (см.
рис. 3-24) максимумом при не-
котором значении а. Для этих
условий, исследованных в на-
ших опытах [104], с увеличением
а до 1,2 наблюдалось постепен-
ное увеличение выхода оксидов
азота, но снижение концентра-
ции оксида углерода. Зависи-
мость этих концентраций от а и
q приведена на рис. 4-9, из кото-
рого видно, что при изменении
а от 1,0 до 1,2 концентрация ок-
сида углерода снижается. При
а<1 в продуктах сгорания об-
наруживаются кроме оксида уг-
лерода формальдегид, другие альдегиды, некоторое количество
сажи, органических кислот и другие вредные вещества. При сжи-
гании природного газа с а>1,02—1,05 концентрация 3,4-бензпи-
рена в продуктах сгорания невысока. Она должна быть учтена
при сжигании угля, сжигании мазута с малыми избытками воз-
духа, а также при применении мероприятий по снижению NOX.
С увеличением мощности агрегата и повышением температуры
в зоне горения концентрация оксидов азота возрастает, а продук-
тов неполного горения — оксида углерода, альдегидов и органи-
ческих веществ — снижается.
Основным показателем токсичности продуктов сгорания (или
любой газовой смеси, выбрасываемой в атмосферу) является от-
ношение концентрации данного токсичного вещества в продуктах
сгорания Ci к максимальной разовой ПДК этого вещества в ат-
мосферном воздухе населенных мест. Это отношение характери-
зует уровень токсичности — Г, например для оксидов азота
Г = Смо,/ПДКно2 — Cno2/0,085.
Обычно при совместном воздействии нескольких токсичных ве-
ществ имеет место эффект суммирования токсичности:
Гем = С/ПДКко, + Ki (Ci/nJlKi).
При полном суммировании Ю=1,0, при частичном 0<Kf<l.
Могут встречаться также случаи усиления (К(>1) или антаго-
184
низма (Л\<0). Учитывая превалирующее влияние SO2 и NO2,
близость значений К к единице и малое абсолютное значение по-
следующих слагаемых, можно с некоторым допущением записать:
Г ~ CS°3 4. ^NO-t	, СсО , Сс	^C2qH12
“ ~ ПДКзо2 + ПДКио* ' ПДКсо + ПДКс + ПДКс20н12
Например, для котла ТГМП-314А (энергоблок 300 МВт), сжи-
гающего мазут с Sp = 2,3% при «2=1,02 выброс токсичных ве-
ществ по данным наших измерений [207] составлял: SO2 —
4000 мг/м3, NOx — 760 мг/м3, сажи — 75 мг/м3, (СО—О) —
500 мг/м3, 3,4-бензпирен—10 мкг/100 м3, а уровень токсичности
продуктов сгорания в этом случае:
Г ж 4000/0,5 + 760/0,085 + 75/0,15 + 250/5 4-10/0,1 = 17550.
Например, продукты сгорания котла ТПП-200 паропроизводи-
тельностью 1250 т/ч, работающего на угле с коэффициентом зо-
лоулавливания т]з = 98,5 %, содержат 4,25 г/м3 сернистого анги-
дрида, 1,78 г/м3 оксидов азота и 0,33 г/м3 твердых частиц золы,
тогда их уровень токсичности равен:
Tso, = Cso2/nflKsoa = 8500;
Г no* = C*no* /ПДКио* = 20000;
Гтв. ч = Ств. ,/ПДКтв. ч = 660;
Тем « ГSO2+ ТNO*+ Ттв. ч ~ 29160.
Важным показателем токсичности продуктов сгорания может
служить условный показатель режима сжигания топлива, харак-
теризующий выброс токсичных веществ в условных единицах
оксида углерода на 1 МДж теплоты, Гр6н1, а также мощность
источника газового выброса, введенная в работе [207].
Тист = ТреЖУ- 10-6, млн м3/ч,	(4-21)
позволяет не только охарактеризовать данную электростанцию
или предприятие, но и сравнить между собой различные по со-
ставу источники загрязнения атмосферного воздуха, например,
электростанцию с химическим комбинатом и т. д.
Рассмотрим случай сжигания мазута в котле энергоблока
ТГМП-314А. При наличии электростанции 1800 МВт с шестью
энергоблоками по 300 МВт, объемом дымовых газов 930 000 м3/ч
уровень токсичности источника выброса составит:
Гнет=ГрежУ-10-6 = 98400 млн м3/ч.
Таким образом, электростанция мощностью 1800 МВт загряз-
няет выше уровня ПДК 98,4 км3 воздуха и оказывает интенсивное
влияние на загрязнение воздуха на расстоянии до 10 км и более.
185
НОРМЫ содержания оксидов азота
В СССР нормирование выбросов вредных веществ в атмо-
сферу регламентировалось до 1980 г. только на основании уста-
новленных значений ПДК данного вещества в атмосферном воз-
духе на высоте 1,5 м от поверхности земли, т. е. на уровне орга-
нов дыхания человека (см. табл. 1-2).
Такое нормирование, отличающееся введением норм для очень
большого количества загрязняющих веществ в результате дли-
тельного их изучения с медико-биологической точки зрения, обес-
печило нашей стране одну из наиболее квалифицированных си-
стем оценки загрязнения воздуха.
Расчет концентрации вредных веществ См в атмосферном воз-
духе следует проводить согласно единой методике по известной
зависимости [208]:
C№^AMFmnl(_H2VvTr),	(4-22)
где А — коэффициент, зависящий от температурной стратифика-
ции атмосферы (для УССР, Поволжья, Урала—160; центральной
части Европейской территории СССР — 120); М — количество
вредного вещества, выбрасываемого в атмосферу, г/с; F — безраз-
мерный коэффициент, учитывающий скорость оседания вредных
веществ в атмосферном воздухе (при ц3>90 % Р = 2); т, п —
безразмерные коэффициенты, учитывающие условия истечения
газовоздушной смеси из устья трубы; Н — высота трубы, м; V —
объем газовоздушной смеси, м3; АТ — разность между темпера-
турой выбрасываемой газовоздушной смеси и температурой окру-
жающей среды, °C.
При этом предусмотрено суммирование оксидов азота и серы
согласно известной зависимости [206]:
С5о2/ПДКзо2+ CnOj/HUKnOj. < 1-
В других странах концентрации этих оксидов не суммируются.
В отдельных районах ряда стран (США, Франция) регламен-
тируется общая мощность источника выброса. Например, согласно
нормам № 67 Лос-Анджелесского округа [211], выброс крупной
установки ограничен следующими величинами: сернистый анги-
дрид— 90, оксиды азота — 63,5, других загрязнителей — 4,5 кг/ч.
Вместе с тем при большой концентрации предприятий для ре-
гламентирования выброса отдельного предприятия целесообразно
введение наряду с ПДК также ПДВ — предельно допустимых вы-
бросов.
С 1980 г. нормы ПДВ введены в СССР для подавляющего
большинства источников выбросов. Нормы ПДВ регламентируют
186
ТАБЛИЦА 4 18
ПДВ оксидов азота при сжигании различных топлив, г/м3, при а = 1,4 [8]
Производительность котлов
Топливо	первой категории качества		высшей категории качества	
	< 420 т/ч	> 420 т/ч	< 420 т/ч	> 420 т/ч
Природный газ Мазут Бурые угли и сланцы (топки с твердым шлакоудалением) Бурые угли (топки с жидким шлако- удалением) Каменные угли (с А'Р < 0,5 кг/ГДж) и АШ Каменные угли (с Л’Р > 0,5 кг/ГДж) и торф	0,32 0,34 0,49 0,55 0,60 0,79	0.39 0,44 0,52 0.55 0,75 0,89	0,30 0,30 0,40 0,50 0,50 0,65	0,35 0,35 0.43 0.50 0,50 0,70
концентрации вредных веществ в дымовой трубе, общий валовый
объем выбросов, а также удельный выброс на единицу продук-
ции. Ниже приведены лишь краткие данные по ПДВ на оксиды
азота (до настоящего времени выброс NO и NO2 рассматривается
как суммарный в пересчете на NO2).
На втором заседании рабочей группы по оксидам азота ЕЭК
ООН в июле 1986 г. в Женеве рекомендовано принимать за пре-
дельную норму выброса при пылеугольном сжигании угля в кот-
лах менее 300 МВт — 0,8 г/м3 при О2 = 6 % [211].
Для промышленных котлов со слоевым сжиганием угля ПДВ
рекомендуется 0,40 г/м3 для новых котлов и 0,60 г/м3 для всех
остальных. В котлах со стационарным псевдоожиженным слоем
угля- при атмосферном давлении выброс NOX составляет 0,3—
ТАБЛИЦА 4-19
ПДВ оксидов азота для новых ТЭС в США, г/м3,
при а = 1,4 [209]
Топливо	NO^ (в пересчете на КОД, г/мг
Газовое топливо	0,21
Жидкое топливо	0,33
Полубитумипозный уголь	0,50
Каменный уголь, содержащий более 25 % лигнита (топки с жидким шлакоудалением)	0,75
Любое топливо (не указанное выше)	0,260
187
- ТАБЛИЦА 4-20
оо
ПДВ оксидов азота (в пересчете на N02) в некоторых странах [210]
Страна	Источник загрязнения	Установка	Новые, существующие	Уровень N Ох (как NO;), г/м3	Концен- трация О2. %	Основание
Австралия	Электростан- ции	Котлы на газе	Новые	0,35	—	Н ационал ьные нор - мы для новых пред- приятий
Канада	То же	Котлы на: твердом топливе жидком топливе газе	»	1,00 0,50 0,40	3 3 3	Руководящие поло- жения
Япония	Котельные ус- тановки	Котлы на: твердом топливе жидком топливе газе	Существующие Новые Существующие Новые Существующие Новые	0,60 0,60 0,26—0,38 0,26—0,38 0,12—0,20 0,12—0,20	6 6 4 4 5 5	5-е положение о нор- мах выбросов для стационарных ис- точников
ФРГ	То же	Котлы на: твердом топливе (более 50 МВт) газе	Существующие Новые »	1,0 0,80 0,50	6 6 3	Предписание о круп- ных котельных ус- тановках
	Печи	Печи на: жидком топливе (более 50 МВт) газе	(более 100 МВт)	Существующие Новые Существующи е Новые	0,70 0,45 0,50 0,35	3 3 3 3	
0,6 г/м3. Применение циркулирующего псевдоожиженного слоя и
давления в топке позволяет сократить выход NO*. Для этих топок
рекомендуется ПДВ—0,20 г/м3. При сжигании жидких топлив
для малых топочных устройств рекомендуются ПДВ — 0,40 г/м3
при работе на мазуте и 0,30 г/м3 при работе на легких жидких
топливах. Несмотря на то что при сжигании газа наблюдается
различный уровень выброса NOX (от 0,15 до 1 г/м3) в зависимо-
сти от типа, размеров топочных устройств и условий сжигания
топлива, в качестве ПДВ для промышленных и бытовых топок ре-
комендуется уровень 0,30 г/м3, хотя указывается на возможности
снижения этой нормы до 0,10 г/м3, что совпадает с полученными
в Институте газа АН УССР результатами.
ВТИ им. Ф. Э. Дзержинского и ЦКТИ им. И. И. Ползунова
[212] в 1981 г. разработаны следующие значения ПДВ оксидов
азота при сжигании различных топлив (табл. 4-18), они близки
к значениям ПДВ, принятым в США и ряде других стран (табл.
4-19 и 4-20).
Госкомгидрометом СССР и его Западно-Сибирским региональ-
ным НИИ изучен большой объем данных по выбросам оксидов
азота малыми котлами (до 30 т/ч) и выпущены методические
указания, обобщающие имеющийся опыт. Ниже приведена упро-
щенная методика определения валового выброса оксидов азота,
разработанная ВТИ им. Ф. Э. Дзержинского [212].
РАСЧЕТ ВЫБРОСОВ ОКСИДОВ АЗОТА
Количество оксидов азота в пересчете на NO2 (т/г, г/с), вы-
брасываемых в атмосферу с дымовыми газами котла, в единицу
времени вычисляется по формуле (4-23). Формула эмпирическая,
дает приближенное значение- A1no,> рекомендуется для котлов
энергетических паропроизводительностью более 30 т/ч, водогрей-
ных котлов с тепловой мощностью более 125 ГДж/ч. При проек-
тировании котлов необходим учет дополнительных факторов,
влияющих на значение выбросов NO2
MNo2 = 0,34- Ю~7КВС& (1 —74/100) (1 —егг) р2р3е2,	(4-23)
где К — коэффициент, характеризующий выход оксидов азота;
0! — коэффициент, учитывающий влияние на выход оксидов азота
качества сжигаемого топлива; р2— коэффициент, учитывающий
конструкцию горелок (для вихревых горелок р2 = 1, для прямоточ-
ных р2 = 0,85); рз — коэффициент, учитывающий вид шлакоудале-
ния, при жидком шлакоудалении р3= 1,4, во всех остальных слу-
чаях Рз=1; ei — коэффициент, характеризующий эффективность
воздействия рециркулирующих газов в зависимости от условий
подачи их в топку; е2 — коэффициент, характеризующий снйже-
189
Рис. 4-10. Зависимость е2 от доли воздуха, пода-
ваемого помимо основных горелок.
1—2 — топливо: 1 — газ, мазут, 2 — уголь.
ние выброса оксидов азота при подаче части воздуха помимо
основных горелок (при двухступенчатом сжигании), определяется
по рис. 4-10 при условии сохранения общего избытка воздуха за
котлом; г — степень рециркуляции дымовых газов, %; В — рас-
ход натурального топлива за рассматриваемый период.
Коэффициент К для котлов паропроизводительностью более
70 т/ч при сжигании газа и мазута во всем диапазоне нагрузок,
а также при высокотемпературном сжигании твердого топлива
с нагрузками выше 75 % номинальной определяется по формуле
К=12Дф/(200 + Ди),	(4-24)
где Ди и Дф — номинальная и фактическая паропроизводитель-
ность котла (корпуса), т/ч.
Для котлов паропроизводительностью менее 70 т/ч
К = Дф/20.	(4-25)
Для водогрейных котлов коэффициент К определяется по фор-
муле
K = 2,5Q*/(20+Qh),	(4-26)
где QH и <2ф — номинальная и фактическая тепловая производи-
тельность котла, ГДж/ч.
При высокотемпературном сжигании твердого топлива с на-
грузками котла ниже 75 % номинальной в формулы (4-21) —
(4-23) вместо Дф подставляется 0,75 Дн.
Значения 01 для энергетических котлов, в которых сжигается
твердое топливо, определяются по формуле
p1 = 0,178 + 0,47CN,	(4-27)
где CN — содержание азота в топливе, % •
При сжигании в энергетических котлах жидкого и газового
топлива значения коэффициента р, принимаются равными: при
190
Рис. 4-11. График определения безразмерного коэф-
фициента /.
Рис. 4-12. Диаграмма для определения концентрации оксидов азота в продук-
тах сгорания жидкого и газообразного топлива.
ат>1,05 для газа 0,9, для мазута 1,0; при ат = 1,054-1,03 для газа
0,8, для мазута 0,9; при ат<1,03 для газа 0,7, для мазута 0,75.
Значения коэффициента ej при номинальной нагрузке и
<30 % при сжигании газа и мазута и вводе газа рециркуляции:
в под топки (при расположении горелок на вертикальных экра-
нах) 0,002; через шлицы под горелками 0,015; по наружному ка-
налу горелок 0,020; в воздушное дутье 0,025; в рассечку двух воз-
душных потоков 0,030.
При высокотемпературном сжигании твердого топлива и вводе
газов рециркуляции:
в первичную аэросмесь 0,010; во вторичный воздух 0,005.
При нагрузках, меньших номинальной, коэффициент ei умно-
жается на коэффициент f, принимаемый по графику на рис. 4-11,
4-12.
Глава 5
МЕТОДЫ СНИЖЕНИЯ ОБРАЗОВАНИЯ
ОКСИДОВ АЗОТА
Снижение образования оксидов азота обычно заключается
в снижении или ликвидации «термических» ЬЮЖ, а также при не-
обходимости в снижении «топливных» NOX. Снижение «термиче-
ских» NOX достигается путем воздействия главным образом на
максимальную температуру горения, что обеспечивается вводом
газов рециркуляции, воды и пара в зону горения или в дутьевой
воздух, а также двухстадийным сжиганием топлива, снижающим
максимальную температуру и содержание кислорода в зоне мак-
симальных температур. Выход «топливных» NOX в меньшей мере
зависит от максимальной температуры, но сильно зависит от из-
бытка воздуха, поэтому здесь более эффективным является двух-
стадийное горение.
При сжигании газа (рис. 5-1) часто удается полностью ликви-
дировать «термические» NOX, приблизив концентрации оксидов
азота к уровню «быстрых» — или к 100—120 мг/м3 при холодном
воздухе и к 150—200 мг/м3 при горячем воздухе.
Решающее влияние на выход оксидов азота оказывает кон-
струкция горелочных устройств, так как именно здесь формиру-
ется процесс смешения топлива с воздухом, определяющий усло-
вия образования оксидов азота. Поэтому практически все методы
воздействия на образование NOX эффективны в случае, если они
влияют на условия смесеобразования и горения в корне факела.
Рис. 5-1. Схема образования оксидов
азота в котлах электростанций (II)
и в промышленных котлах (/) при
сжигании газа.
1—2 — зоны образования оксидов азота:
1— «термических». 2 — «быстрых»; I —
промышленные и отопительные котлы
(Тв =300 К); // — энергетические котлы
(Тв =650 К).
192
РЕЦИРКУЛЯЦИЯ ДЫМОВЫХ ГАЗОВ
Одним из наиболее распространенных и наиболее хорошо изу-
ченных методов снижения количества образующихся оксидов
азота является рециркуляция продуктов сгорания в зону горения.
При этом более эффективной является не внутренняя рециркуля-
ция горячих топочных газов в горелку, а внешняя рециркуляция
предварительно охлажденных газов из хвостовой части котла
в дутьевой воздух. Так, например, при подаче газов рециркуляции
с температурой 300 °C в ядро факела в количестве, равном 20 %
от объема воздуха, поступающего на горение, максимальная тем-
пература факела снижается обычно на 120—130 град.
Рециркуляция газов в топочную камеру в настоящее время
широко применяется в котельной технике. Обычно дымовые газы
с температурой 300—400 °C отбираются перед воздухоподогрева-
телем и специальным рециркуляционным дымососом подаются
в топочную камеру. При этом условия ввода могут быть различ-
ными. В некоторых случаях газы подаются через каналы в поду
топки (котел ТГМП-314), через шлицы под горелками
(ТГМП-114), через кольцевой канал вокруг горелки или же в воз-
духовод (ТГМП-324). Применение рециркуляции позволяет ре-
гулировать теплоотдачу к топочным экранам и температуру пере-
грева пара, сближать характеристики работы котлов при сжига-
нии различных топлив, например, жидких и газообразных.
Ввод рециркулирующих газов в топочную камеру приводит
к сравнительно малому снижению КПД котла (0,01—0,03 % на
1 % рециркулирующих газов), однако открывает большие возмож-
ности унификации котлов по топливу. Например, Н. С. Рассудо-
вым и О. Н. Мишиным [213] показано, что при вводе 29 % рецир-
кулирующих газов в зону горения мазута в котле Е-40-40-440
(Д = 40 т/ч, 7’пср = 440 °C) условные локальные значения степени
черноты определяются через падающие тепловые потоки (рис. 5-2)
и выражаются как
йт — </пад. ср/(о’о7'4)»	(5"1)
где о — условный коэффициент лучеиспускания абсолютно чер-
ного тела.
Теплоотдача в топке и температура перегрева пара близки
к полученным при работе на природном газе.
Согласно имеющимся данным [213], в топочных камерах с qT
^174 МВт/м3 температура в выходном сечении топки при вводе
рециркулирующих газов в зону горения повышается на 1 °C,
а изменение температуры перегретого пара при сжигании мазута
в котле ПК-Ю-2 составляет около 1,3 °C на 1 % рециркуляции.
Наряду с явными преимуществами, к которым следует от-
нести защиту топочных экранов от перегрева, регулирование
7 Заказ № 825	193
Рис. 5-2. Зависимость температуры (а) и кон-
центрации сажистых частиц Са (б) от коэффи-
циента рециркуляции г.
I—3 — относительная высота топки: 1 —0,118; 2 — 0,255;
5 — 0,540.
перегрева пара, возможность унифика-
ции котлов по топливу, а также возмож-
ность снижения образования оксидов
азота, применение рециркуляции связано
с определенными трудностями, которые
должны быть учтены. К таким трудно-
стям (наряду с некоторым снижением
КПД) следует отнести необходимость
в специальном рециркуляционном венти-
ляторе и в газоходах. Кроме того, это
вызывает повышение сопротивления воз-
душного тракта и возможность нарушения стабилизации пламени
или появления сажи (см. рис. 5-2) и оксида углерода при чрез-
мерной степени рециркуляции. В настоящее время рециркуляция
газов применяется в мощных котлах энергоблоков, работающих
на угольной пыли, мазуте и природном газе [214]. Очень широко
применяется рециркуляция газов и в зарубежных котлах.
Ввод рециркулирующих газов в зону горения позволяет умень-
шить образование оксидов азота в топочной камере. Влияние ре-
циркуляции на выход оксидов объясняется действием нескольких
факторов:
а)	снижения максимальной температуры в зоне горения из-за
разбавления охлажденными продуктами сгорания (рис. 5-3);
б)	снижения концентраций реагирующих веществ из-за раз-
бавления продуктами сгорания.
Работы [22, 25, 43, 198, 202, 216, 217] и другие подтвердили
эффективность применения рециркуляции для снижения образо-
вания оксидов азота.
Как показывает расчетный анализ, при температуре рецирку-
лирующих газов 200—300 °C в связи с увеличением объема газов
в (1+0,01 г) раз снижение теоретической температуры горения
+ «/рСвозд^возд + УгСгТгШг
СсмРсм(1+0,01г)
(5-2)
где г — коэффициент рециркуляции, представляющий собой от-
ношение объема рециркулирующих газов к общему объему газов
и воздуха; сг и ссм — соответственно теплоемкости рециркулирую-
щих газов и смеси из воздуха и рециркулирующих газов; Vr и
Кем — объемы рециркулирующих газов и смеси из воздуха и ре-
циркулирующих газов;
194
а также уменьшение концентрации кислорода
(COs)i = 0,21 [(1 + (XtLo) + (ат— 1) Lo  0,01r]/[(l +
4- ccTL0) (1 0,01г)]
вызывают снижение выхода оксидов азота.
Эти данные были качественно и количественно подтверждены
исследованиями, выполненными в 1968—1970 гг. при участии ав-
тора. В первой серии исследований в воздушный тракт котла
ТС-35 (Д = 35 т/ч), работающего на природном газе, подавались
холодные инертные газы (при 7 = 20 °C). В режиме, соответствую-
щем г=18 %, концентрация оксидов азота в продуктах сгорания
снижалась примерно в 2 раза.
Коэффициент	С_ в окислителе, %	
рециркуляции г, %	Оа	№х
0	20,9	1,0
6	20,3	0,91
11	19,7	0,76'
14	19,0	0,60
18	18,7	0,48
22	18,7	0,42
25	18,4	0,40
Здесь CNox— отношение выхода оксидов азота при рецирку-
ляции к выходу на том же режиме без рециркуляции
Cnox = [(^noJ/Cno*]-	(5-3)
Эти данные хорошо совпадают с результатами, полученными
Саратовским политехническим институтом и Институтом газа АН
УССР на котле БКЗ-320-140-ГМ (Д = 320 т/ч), работающем на
высокосернистом мазуте [155] (рис. 5-4, 5-5). Котел оборудован
системой рециркуляции, состоящей из двух дымососов типа
ВГД-13,5 и подводящих коробов. При г= 12-ь 14 % при вводе ре-
циркулирующих газов в тракт дутьевого воздуха наблюдалось
снижение концентрации оксидов азота на 25—30 %.
В ВТИ под руководством А. Д. Горбаненко [43] проведено изу-
чение влияния четырех способов ввода рециркулирующих газов на
выход оксидов азота в котлах паропроизводительностью от 230 до
1250 т/ч:
1)	через шлицы в поду топки (котлы ТГМП-314);
2)	через шлицы под горелками (ТГМП-114);
3)	через кольцевой канал вокруг горелки (ТГМП-324);
4)	подмешиванием в дутьевой воздух.
Некоторые данные, полученные при ат"=1,03, приведены на
рис. 5-6. Из приведенных зависимостей видно, что при г = 20 %
подача рециркулирующих газов в дутьевой воздух позволяет сни-
зить выход оксидов азота примерно на 50%, подача через коль-
цевой канал вокруг горелок — на 25 %, через шлицы под
7*
195
Рис. 5-4. Снижение (СкоЛ)г/Cno.,
в зависимости от г.
/ — котел ТС-35 (Т/.=20°С, природный
газ); 2 —котел БКЗ-320-140-ГМ (Т г =
= 300 °C, мазут).
Рис. 5-3. Теоретическая температура
горения природного газа в зависимости
от коэффициента рециркуляции.
Рис. 5-5. Зависимость концентрации NOx
от коэффициента рециркуляции (котел
БКЗ-320-140-ГМ).
I — <х=1,06, 5=69 %; 2-а=1,12, 5 = 58 %.
Рис. 5-6. Влияние способа ввода
рециркулирующих газов на обра-
зование NOX.
1—4 — ввод: 1 — через шлицы в поду
тонки (ТГМП-314);	2 — через шлицы
под горелками (ТГМП-114); 3— через
кольцевой канал вокруг горелки
(ТГМП-324);	4 — подмешиванием в
дутьевой воздух.
горелками — на 15%. Подача рециркулирующих газов через
шлицы в поду топки сказывается на выходе оксидов азота незна-
чительно.
Эти выводы подтверждаются результатами исследований, про-
веденных группой сотрудников ЭНИН, ОРГРЭС и Костромской
ГРЭС под руководством С. А. Тагера [16]. Одна серия опытов
1£6
23200
Рис. 5-7. Схема котла
ТГМП-314.
1 — горелки; 2 — подовые
шлицы для 'подачи рецирку-
лирующих газов; 3 — шир-
мовый пароперегреватель;
4 — конвективный паропере-
греватель; 5 — водяной эко-
номайзер. I — сечеине от-
бора проб; II — шлицы (за-
глушены).
Рис. 5-8. Концентрация
NOx в продуктах сгора-
ния котла ТГМП-314 при
работе на мазуте в за-
висимости от режимных
параметров и коэффи-
циента рециркуляции.
г, %: 1—3— 13 (В = 100%);
2 — 9; 3 — 29 (В = 67 %); 4 —
13; 5-43 (В-55 %).
Рис. 5-9. Схема котла
ТГМП-324.
1 — горелки; 2 — ширмовый
пароперегреватель; 3 — кон-
вективный пароперегрева-
тель; 4 — водяной эконо-
майзер.
197
Рис. 5-10. Зависимость концентрации NOX в продуктах сгорания от режимных
параметров и коэффициента рециркуляции (котел ТГМП-324).
1 — Г-0 при В=100 %; г, %, при Й=88 %: 2 — 0. 3 — 6, 4 — 10; при В-70 %: 5 — 10, 6 —
18, 7-24; при В=50 %: 8-0, 3 — 20, /0 - 35.
Рис. 5-11. Влияние рециркуляции
дымовых газов на выброс NOS
в опытной установке.
1—3 — топливо: 1 — природный газ,
2 — мазут, 3 — мазут (промышленная
установка).
была проведена при сжигании мазута (£р = 2,5%) в топочной
камере котла ТГМП-314 (рис. 5-7). Рециркулирующие газы с тем-
пературой 355 °C подавались через шлицы в поду горелки: по-
вышение г на 20 % (от 9 до 29%) сравнительно слабо сказыва-
лось на выходе оксидов азота и приводило к снижению выхода
всего на 5—8 % (рис. 5-8). Во второй серии опытов [198] при сжи-
гании мазута в топочной камере котла ТГМП-324 блока 300 МВт
[Д=1000 т/ч, /?т = 1050 МДж/(м3’ч)], оборудованной 16 вихре-
выми двухпоточными горелками ХФ ЦК.Б-ВТИ-ТКЗ, газы рецир-
Т98
куляции с Т = 320н-370 °C поступали в периферийный воздушный
канал каждой горелки (рис. 5-9). При этом, например, изменение
г на 14 % (при Д = 0,7Дп) приводило к снижению выхода оксидов
азота на 25—30 % (рис. 5-10).
Исследованиями [15] показало, что даже для такого высоко-
напряженного котла, как ПК-41, при сжигании мазута с низким
а в сочетании с рециркуляцией газов через горелки (г = 23%)
достигается выход оксидов азота не более 0,3—0,4 г/м3. В первом
приближении для прикидочной оценки предполагаемого снижения
выхода оксидов азота при рециркуляции в области г<20 %
можно принять линейную зависимость
(Cno*), ~ ЯгСнол>	(5-4)
где Ar= 1 — Ктг.
А. Роудон и Р. Садовски [202] на опытах с малыми топочными
камерами показали, что при значительной степени рециркуляции
дальнейшее ее увеличение (г>25%) слабо сказывается на вы-
ходе оксидов азота (см. рис. 5-6). Эти результаты совпадают
с данными исследований С. А. Тагера [198], а также К. Зигмунда
и Д. Тэрнера (рис. 5-11) [137]. Проведенные исследования позво-
лили авторам рекомендовать выбор коэффициента рециркуляции
в пределах от 20 до 30 %. По мнению К. Зигмунда и Д. Тэрнера,
при сжигании жидкого топлива 30 %-я рециркуляция газов обес-
печивает уменьшение или «полное предотвращение» выбросов воз-
душных оксидов азота, но совершенно не оказывает влияния на
топливные оксиды.
Применение рециркуляции является одним из самых доступ-
ных средств снижения образования оксида азота в топочных ка-
мерах. В ряде случаев снижение выброса оксидов азота в экс-
плуатационных условиях на 30—35 % можно осуществить без ка-
кой-либо реконструкции. Так, в исследованиях ВТИ, проведенных
при сжигании мазута в парогенераторе ТГМП-114 с прямоточ-
ными горелками, такое снижение достигалось даже при подаче
рециркуляционных газов с г = 23 % при Т=350 °C через шлицы,
расположенные под каждой горелкой при номинальной и 58 %-й
нагрузках.
По данным К. Блейксли и X. Бурбаха [218], при работе на
природном газе котлов паропроизводительностью 480 т/ч энерго-
блоков мощностью 160 МВт с концентрацией оксидов азота 0,5—
0,6 г/м3 применение рециркуляции позволяет снизить выход окси-
дов на 47—70 %. При подаче рециркулирующих газов в дутьевой
воздух котла паропроизводительностью 900 т/ч на станции «Ала-
митос», США, работающего на газе, достигнуто снижение выброса
оксидов азота с 0,66 до 0,30 г/м3 (55 %).
Аналогичные схемы подачи применены еще на нескольких кот-
лах компании «Эдисон» [218, 219]. Подача газов рециркуляции
в дутьевой воздух применяется и в отечественном котлостроении.
199
ТАБЛИЦА 5-1
Уровень токсичности (С/ПДК) дымовых газов котла ТГМП-314А
при сжигании мазута
Компонент дымовых газов
Показатель	Диоксид серы	Оксиды азота	Сажа	Оксид углерода	Канцероген- ные соединения
Средние концентра-	4000	600—700	75—150	0—500	(2—3)- 10-‘
ции	компонента в дымовых газах, мг/м3 ПДК в воздухе, мг/м3	0,5	0,085	0,15	3,0	ю-6
Уровень токсичности	8000	7000—8000	500—1000	100—170	200—300
Для поддержания постоянного перегрева пара и уходящих га-
зов следует выдерживать соотношение
«т + г «const.	(5-5)
Однако в котлах энергоблоков это редко удается, и объем про-
дуктов сгорания существенно возрастает.
На Киевской ТЭЦ-5 проведены комплексные исследования (по
пяти компонентам: SO2, NO*, сажа, СО, канцерогенные вещества)
вредных выбросов котла ТГМП-314А производительностью
950 т/ч пара (энергоблок 250/300 МВт) при сжигании высокосер-
нистого мазута в зависимости от ряда режимных и конструктив-
ных характеристик.
В табл. 5-1 приведены среднестатистические данные по кон-
центрации некоторых вредных веществ, содержащихся в дымовых
газах котла ТГМП-314А при сжигании высокосернистого мазута
(£р = 2,4%) в обычных эксплуатационных условиях работы, и по
уровню токсичности дымовых газов, создаваемому каждым из
этих веществ.
Суммарный уровень токсичности дымовых газов котла, опре-
деленный как сумма отношений концентрации к ПДК, составляет
16 000—18 000, а главными компонентами, определяющими вред-
ность выбросов при сжигании высокосернистого мазута, являются
диоксид серы и оксиды азота.
Уровень токсичности, создаваемый этими веществами, состав-
ляет соответственно 8000 и 7500, т. е. на порядок выше, чем соз-
даваемый сажей, оксидом углерода и канцерогенами.
Как видно из рис. 5-12 при поддержании режима с а>1,04
(в районе экономайзера) токсичность продуктов сгорания опреде-
ляется только выходом оксидов азота и серы. С уменьшением
ав.э от 1,09 до 1,01 Cnox снижается в 2 раза, но возрастает со-
держание сажи и 3,4-бензпирена.
200
Рис. 5-12. Условные показатели ток-
сичности выбросов котла ТГМП-314
при сжигании мазута.
На исследуемом котле были установлены комбинированные га-
зомазутные горелки ХФ ЦКБ-ТКЗ, предусматривающие ввод ре-
циркуляционных газов по кольцевому периферийному каналу
между горелкой и стенкой топки.
С целью усиления влияния рециркуляционных газов на зону
горения была произведена реконструкция горелок, которая за-
ключалась в том, что кольцевая коническая насадка, отделяющая
поток рециркуляционных газов от топливовоздушной смеси, была
укорочена. При этом рециркуляционные дымовые газы смешива-
ются с дутьевым воздухом и попадают непосредственно в зону го-
рения, более интенсивно охлаждая ее. При работе котла на ре-
конструированных горелках было отмечено более эффективное
снижение выхода оксидов азота при увеличении степени рецирку-
ляции дымовых газов. Повышение степени рециркуляции от 5 до
24 % снижает содержание оксидов азота в дымовых газах паро-
генератора на 57%, т. е. каждый процент повышения степени
рециркуляции снижает выход оксидов азота на 3%. Увеличение
выхода сажи при повышении степени рециркуляции несущест-
венно (табл. 5-2).
Таким образом, рециркуляция дымовых газов в топку в соче-
тании с рациональной схемой ввода газов в зону горения явля-
ется эффективным средством снижения суммарного уровня ток-
сичности продуктов сгорания топлива.
Рециркуляция продуктов сгорания (в дутьевой воздух или
в горелку) может эффективно применяться при сжигании газа и
мазута.
Для малых котлов, где рециркуляционный дымосос отсут-
ствует, рядом организаций (Институт газа АН УССР, Мосгаз-
НИИпроект, Каунасский политехнический институт [220]) опробо-
вана и получила положительную оценку система рециркуляции
201
ТАБЛИЦА 5-2
Влияние рециркуляции дымовых газов и коэффициента расхода воздуха
на уровень токсичности дымовых газов котла ТГМП-314А при сжигании мазута
Схема ввода рециркуляционных газов	Коэффициент избытка возду- ха ОС	Степень рецир- куляции дымо- вых газов г, %	Уровень токсичности Гусл по отдельным компонентам					Суммарный уро- вень токсично- СТИ Гсм
			S°2	NO,	Сажа	СО	С20Н12	
По кольцевому ка-	1,03	0	8000	7 000	800	200	350	16 350
налу вокруг го-	1,06	0	8000	8’900	200	0	100	17 200
релки	1,09	0	8000	10 000	—	—	—	18 000
Непосредственно	1,03	24	8000	3050	1000	200	350	12 600
в горелку	1,06	24	8000	3900	250	0	100	12 250
	1,09	24	8000	4350	100	—	—	12 450
газов путем подачи их на всасывающий патрубок дутьевого вен-
тилятора. Г. Ф. Найденовым и С. М. Уваровым в Институте газа
АН УССР разработаны горелочные устройства, использующие
разрежение, возникающее по оси вихревых горелок для подсоса
газов рециркуляции. Для этого осевая часть горелки соединяется
специальным патрубком и коробом с отверстием в топочной ка-
мере котла. Горелки с улиточным или тангенциальным подводом
при высокой интенсивности крутки « = 2,54-9,5 обеспечивают под-
сос из топочной камеры дымовых газов, соответствующий значе-
ниям г— 124-20 %. При этом трубопровод от топочной камеры до
горелки должен быть теплоизолирован.
Проведенные исследования показали, что при г= 14 % обес-
печивается снижение выхода NO* в пределах 42 %:
-- (NO,)
NO, = r • 100 « 58 %.
NO,
Коэффициент Kr, характеризующий снижение NO, в долях на
1 % степени рециркуляции
Кг = [(NO,—NO;)/(NO,r)] • 100,	(5-6)
где NO, и NO/—выход оксидов азота соответственно до и после
применения рециркуляции дымовых' газов, г/м3; г — коэффициент
рециркуляции, %; Кт~2,54-3 %.
Однако следует отметить, что в интервале г = 04-4°/о отмеча-
лось снижение NO, до 7,5-% на каждый процент г, в то время,
как на последующих участках это влияние убывает. При увели-
чении крутки (« = 44-8) как при подсосе газов рециркуляции, так
и без подсоса, выход оксидов азота возрастает,
ж
Из анализа результатов промышленной проверки влияния ре-
циркуляции на выход оксидов азота (табл. 5-2) можно сделать
ряд выводов.
1.	Рециркуляция газов в тракт дутьевого воздуха или в го-
релку является эффективным способом снижения образования
оксидов азота в топочной камере.
2.	Подача рециркулирующих газов более эффективна при вы-
соких нагрузках и г<20 %.
3.	Применение рециркуляции газов в общий канал или в ка-
нал первичного воздуха на котельных агрегатах, уже оснащенных
рециркуляционными дымососами и каналами, требует незначи-
тельной реконструкции и может найти самое широкое приме-
нение.
4.	Эффективность рециркуляции тем больше, чем выше темпе-
ратура в зоне горения. Она снижается при:
а)	уменьшении нагрузки котла;
б)	увеличении коэффициента избытка воздуха;
в)	уменьшении температуры горения топлива;
г)	повышении содержания азотсодержащих соединений в топ-
ливе.
Максимальная эффективность рециркуляции имеет место при
сжигании природного газа при номинальной нагрузке топочной
камеры и малых а.
5.	При подаче 1 % газов рециркуляции КПД котла электро-
станций для средних условий снижается на 0,02 %.
ДВУХСТАДИЙНОЕ СЖИГАНИЕ ТОПЛИВА
Двухступенчатое или двухстадийное (а также трех- и много-
стадийное) сжигание топлива является одним из наиболее пер-
спективных методов регулирования топочных режимов и одновре-
менно снижения образования оксидов азота в топочных процес-
сах. Сущность метода заключается в том, что в первичную зону
горения подается воздуха меньше, чем необходимо теоретически
(«1 = 0,704-0,95), в результате чего происходит снижение макси-
мальной температуры в зоне факела, снижение содержания кис-
лорода в ядре факела, уменьшение скорости реакции образования
оксидов азота и увеличение длины и светимости факела (£ф. дв>
Еф; йф, дв > Пф).
Из-за разбавления продуктами сгорания последующее горение
протекает при более низкой температуре, вследствие чего во вто-
ричной зоне горения оксиды азота практически не образуются.
Схема факела при такой организации горения приведена на
рис. 5-13 [202]. При этом в факеле горения метана, например, про-
текают следующие основные из интересующих нас (в том числе
интегральных) реакций [202]:
203
а)	в первичной зоне:
2СН4 + ЗО2 -> 2СО + 4Н2О;
СНИ-2О2 — СО2 + 2Н2О;
СН4 + О2^С+2Н2О;
С+О2-^СО + О;
Оа->р+О;
CH+N2>HCN-bN;
O+N2^NO+N;
N + O2~>NO + O;
б)	во вторичной зоне:
СО+ОН->СО2;
С О2 —> СО2.
При выборе 0,704-0,80 на второй стадии горения образу-
ется также некоторое дополнительное количество оксидов азота,
в основном за счет окисления HCN, а также NH2 и NH3, обра-
зующихся в первой стадии горения. Исследования, проведенные
в Институте газа АН УССР (А. С. Кущ) показали, что для того
чтобы оксиды азота не образовывались на второй стадии горения,
следует выбирать «1 — 0,804-0,85.
Исследование влияния двухстадийного горения на образование
оксидов азота было выполнено в 1957—1960 гг. фирмами «Баб-
кок и Вилкокс» и «Саутерн Калифорния Эдисон» [194] в топочной
камере котла паропроизводительностью 517 т/ч электростанции
«Эль-Сегундо» и в опытной камере. Исследования, проведенные
при сжигании газа и мазута в камере и котле, показали хорошее
совпадение результатов (рис. 5-14). При подаче через горелки
воздуха с «1 = 0,95 содержание оксидов азота при сжигании ма-
зута снизилось примерно на 27%. Аналогичное снижение имело
место и при сжигании газа. При работе на мазуте и «1 = 0,90 со-
держание оксида азота снизилось на 47 % (см. рис. 5-14).
Конструктивно двухстадийное горение можно осуществить раз-
личными методами. В США, СССР и других странах двухстадий-
ное горение применяют в котельных агрегатах с многоярусным
расположением горелок. Горелочные устройства работают с ai<
<1,0, а недостающий воздух подается через фурмы воздушного
дутья или горелочные устройства верхнего ряда, которые либо
выключены (топливо не поступает), либо работают с очень боль-
шим избытком воздуха (а^>1). Изучение этого метода проведено
МО ЦКТИ и Институтом газа АН УССР на одной из москов-
ских ТЭЦ на котле ТГМ-96 паропроизводительностью 480 т/ч
с параметрами пара 140 кгс/см2 и 565 °C. Топка котла (рис. 5-15)
имела 18 горелок, расположенных в три яруса на фронтовой
204
Рис. 5-13. Схема факела
при двухстадийном сжига-
нии топлива.
/, //—-зоны горения.
Рис. 5-14. Зависимость выхода NOX от по-
дачи воздуха через горелку.
1—2 — топливо: 1 — мазут, 2 — газ.
Рис. 5-15. Схема топоч-
ной камеры котла ТГМ-
96.
J—III — ярусы горелок; 1—
18 — горелки.
1560 2316*5=11560 1560
ЭД 72
ф-Ф-ф  ф- ф—(>-
13	75 77 18

стене (предусмотренный первоначальным проектом четвертый
ярус горелок не был смонтирован). Расход мазута на каждой го-
релке составлял 2 т/ч, газа — 2000 м3/ч при теплонапряжении
топочного объема 0,193 Гкал/(м3-ч).
Отбор осредненных по сечению конвективной шахты проб для
определения состава дымовых газов и концентрации оксидов
азота проводился за конвективным пароперегревателем пробоот-
борником с равномерным по сечению газохода распределением
отверстий диаметром 4 мм.
На рис. 5-16 приведены опытные данные о концентрации окси-
дов азота, полученные в обычных режимах сжигания природного
газа и мазута (равномерное распределение топлива и воздуха по
горелкам), в зависимости от нагрузки котла и избытка воздуха
в топке (штриховой линией показан расчетный участок кривой).
Всего было проведено И опытов на природном газе и 14 на
205
Рис. 5-16. Изменение
концентраций NOX в за-
висимости от нагрузки
котла при а =1,03 (а) и
от избытка воздуха
в топке (б).
1—2 — топливо: 1 — природ-
ный газ, 2 — мазут; 3—4 —
нагрузка от номинальной,
%: 3 — 90, 4 — 80.
а
Рис. 5-17. Диаграммы концентраций NOX при двухстадийном сжигании природ-
ного газа (а) и мазута (б).
/ — подача топлива в горелки первого и второго ярусов не прекращена (ат<1); II —
подача топлива в часть горелок прекращена; 111 — топливо и воздух равномерно распре-
делены по горелкам; /—6 — ат при нагрузке 80—81 % от поминальной: 1 — 1,07, 2—1,07
(»яр i=0,95), 3 — 1, 4 — 1 («яр f = аяр у =0,95), 5 — 1,06, 6 — 1,06 (подача топлива в горелки
14—17 прекращена); ат при нагрузке 67 %: 7— 1,04, 8— 1,04 (подача топлива в горелки
13, 15, 16 и 18 прекращена); ат при нагрузке 90—93%: 9—1,09, /9—1,09 (°яр 1=0.99),
// — 1,03,/2— 1,03 (подача топлива в горелки 15 и 16 прекращена), 13, 14—1,14.
6
мазуте. Значения концентраций оксидов для газа и мазута прак-
тически одинаковы и при нормальной нагрузке (NOx)cp~ 1,0 г/м3.
Характер зависимостей NOx=/(aT) для газа и мазута также оди-
наков. Максимальные значения концентраций оксидов азота до-
стигаются при «т~ 1,104-1,12, что выше соответствующих значе-
ний при стехиометрическом соотношении примерно на 20—25 %.
Двухстадийное сжигание осуществлялось (руководитель экс-
периментальной части работы Ф. М. Яхилевич) снижением aj
в горелках первого и второго ярусов до 0,95 при общем значении
a =1,004-1,07 или подачей через горелки верхнего яруса только
воздуха с увеличением нагрузки по топливу остающихся в работе
горелок. При этом общий избыток воздуха в конце топки поддер-
живался на уровне 1,04—1,06 (табл. 5-3).
На диаграммах рис. 5-17 приведены результаты измерений
концентраций оксидов азота при указанных режимах двухстадий-
ного сжигания природного газа и мазута. Здесь же для сравнения
показаны значения оксидов при тех же значениях ат и равномер-
206
ТАБЛИЦА 5-3
Влияние подбора отключенных горелок на выход NO х
Схема включения	Число включенных горелок	мг/мэ
0 ® 0 0 0 ® ® О О О О О О О о о о о о о о	14	370
о ® ® о ® ® о о о о о о о о о о о о о о о	17	330
о ® о о о ® о о о о о о о о о о о о о о о	19	300
о ® о ® о ® о 0 0 ® о ® ® ® о о о о о о о	9	280
000®®®® о о о о о о о о ® ® о ® ® о	10	270
о ® о ® о ® о ® о ® о ® о о о® о ® о® о	11	240
о ® о о о® о 0 О О О О О ® ® 0 0 0 ® 0 ®	10	230
Примечание. ® — горелка отключена.		
ном распределении топлива и воздуха по горелкам. Уменьшение
а по горелкам ярусов I и II до того же значения 0,95 (при сред-
нем ат=1,0) приводит к снижению выброса оксидов азота на
25 % (0,6 по сравнению с 0,8 г/м3, режимы 3 и 4). Такой же ре-
зультат достигается и при сжигании мазута с а в горелках
яруса I около 0,99 (0,81 по сравнению с 1,05 г/м3, режимы 9
и 10).
Проверка эффективности снижения выброса оксидов азота ме-
тодом двухстадийного сжигания природного газа выполнена при
нагрузках котла 80 и 67 % от номинальной и а соответственно
1,06 и 1,04. В ходе этих опытов была отключена подача топлива
к четырем горелкам верхнего яруса (режимы 6 и 8). Двухстадий-
ное сжигание обеспечило снижение концентрации оксидов прак-
тически в 2 раза по сравнению с обычными режимами (0,47 по
сравнению с 0,93 г/м3 при нагрузке 80 % и 0,47 по сравнению
с 0,83 г/м3 при нагрузке 67 % от номинальной). Полученные
207
ТАБЛИЦА 5-4
Уменьшение выбросов NO х с помощью различных методов в котлах, сжигающих
природный газ
Д, т/ч	Метод уменьшения выбросов	С	, мг/л		Снижение выхода NOX, %
		исходная	достигну- тая	
600 100	Двухстадийное сжигание и отклонение от стехиометрического 20 %-я рециркуляция топочных газов	0,95 0,70	0,36 0,30	62 57
данные хорошо согласуются с результатами зарубежных исследо-
ваний на энергоблоках мощностью 200 и 220 МВт.
Возможности полной реализации режимов двухстадийного
сжигания мазута на котле ТГМ-96 были ограничены эксплуата-
ционными условиями: отключение четырех горелок верхнего ряда
приводило к заметному дымлению. Поэтому было достигнуто
лишь ограниченное (около 20%) сокращение концентрации окси-
дов азота (0,79 по сравнению с 0,96 г/м3 при ат= 1,03, режимы 11
и 12).
При многорядной компоновке горелочных устройств сущест-
венное значение имеет взаимное расположение работающих горе-
лок и горелок, используемых в качестве фурм для подачи воз-
духа. Исследования, выполненные Л. М. Цирульниковым и со-
трудниками [17] на котле ТГМ-94, оборудованном 21 горелкой
РТЛС, при Д = 0,5Дн, сст"=1,1 и г=18% показали, что при оди-
наковом режиме и количестве горелок подбором комбинации от-
ключенных горелок можно снизить выход оксидов азота на 20—
40 % (табл. 5-3).
Отработаны режимы двухстадийного горения, позволяющие
снизить выброс оксидов азота при сжигании природного газа
в 2—2,5 раза (табл. 5-4) [221]. Подробные данные о работе ко-
тельных агрегатов в США на газе, мазуте и угле в режиме двух-
стадийного горения, содержащиеся в работе К- Блейксли и
X. Бурбаха [218], охватывают 18 котлов и представляют собой су-
щественную ценность, так как исследования проведены при срав-
нимых режимах (С’о2ух~3%). Обработка данных [218] показывает,
что применение двухстадийного горения позволяет снизить выход
оксидов азота до 44 % от начального выхода при сжигании при-
родного газа и до 65 % при сжигании мазута, а при работе на
пылеугольном топливе в сочетании с подачей угольной пыли
в верхнюю часть факела — до 58 % (табл. 5-5).
В Японии при двухстадийном горении содержание оксидов на
одном из энергоблоков снизилось на 41—49%, на другом — на
208
ТАБЛИЦА 5-5
Снижение выхода NO х при двухстадийном горении
Мощность котла,	CNOX	г/м3	/С'	/СЫГ1 \-100, %
МВт	нормальный режим	двухстадийное горение	\	двухст
Природный газ (тангенциальное расположение горелок)
78	0,28	0,14	50
160	0,55	0,23	42
230	0,40	0,18	45
250	0,64	0,17	27
418	0,49	0,28	57
		Мазут	
78	0,64	0,41	64
160	1,20	0,80	67
160	0,66	0,40	67
180	0,58	0,26	45
378	0,40	0,32	80
400	0,34	0,22	65
Уголь (двухстадийная подача воздуха и пыли в верхнюю часть
факела)
100	0,70	0,28	40
170	0,94	0,47	50
215	0,78	0,40	51
250	0,92	0,64	70
250	0,70	0,34	48
265	1,04	0,70	67
565	0,84	0,69	83
36—43 %, а при сочетании рециркуляции и двухстадийного горе-
ния— соответственно на 53—56 и 63—65 %. Осуществленная
позднее на нескольких мощных котлах проверка и доработка ме-
тодов показала, что при двухстадийном сжигании газа достига-
ется снижение выхода оксидов азота на 50—54 %, мазута —
на 36 %.
Таким образом, двухстадийное горение можно отнести к ра-
дикальным методам уменьшения выброса оксидов азота, не тре-
бующим существенной реконструкции котла.
По данным Г. Меболдта [201], сочетание сжигания при малых
значениях а с двухстадийной подачей воздуха или рециркуля-
цией продуктов сгорания позволяет достигнуть снижения выброса
оксидов азота на 70—90 % при сжигании газа и мазута и на 40—
60 % при сжигании угля (табл. 5-6).
Исследования Института газа АН УССР (в результате кото-
рых были разработаны и внедрены в котлах ПТВМ горелки двух-
209
ТАБЛИЦА 5-6
Стоимость применения методов снижения выброса NOX, %,
для энергоблока 1000 МВт, 1973 г.
Метод	снижения	Топливо	Снижение NO%, %	Затраты на снижение выброса NO%, долл./т
Рециркуляция		Газ	33	12
		Мазут	33	20
		Уголь	33	20
Малые a		Газ	33	—5
		Мазут	33	—30
		Уголь	25	—11
Рециркуляция	и малые a	Газ	80	3
		Мазут	70	—5
		Уголь	55	8
Двухстадийное	горение	Газ	50	0
		Мазут	40	0
		Уголь	35	29
Двухстадийное	горение и ма-	Газ	90	—2
лые a		Мазут	73	—14
		Уголь	60	12
стадийного горения) позволили С. С* Нижнику получить следую-
щую зависимость для эффективности процесса двухстадийного
сжигания:
NOX — NO5B	г /	1 xml
Т) =-- -- х .100%=Г1 —(---------!—-Yl-100%,	(5-7)
ЬЮЛ	L \ 1 + an/ai / J
где т~3.
В табл. 5-6 приведены усредненные данные о стоимости неко-
торых методов снижения выбросов NOZ в США для электростан-
ции, оборудованной энергоблоками 1000 МВт при 6120 ч работы
в год. Из рассмотрения табл. 5-6 видно, что двухстадийное сжи-
гание газа и мазута практически не требует затрат, а в сочетании
с малыми а дает даже положительный эффект.
Вышесказанное позволяет сделать следующие выводы.
1.	Двухстадийное (или многостадийное) сжигание топлива яв-
ляется дешевым, надежным и практически универсальным мето-
дом снижения выхода оксидов азота при сжигании газа, мазута
и угля.
2.	При сжигании газа и мазута стадийный процесс горения мо-
жет быть организован: а) путем подачи воздуха в отдельные го-
релки (или ряды горелок) с недостатком воздуха, а в горелки,
расположенные выше, с избытком воздуха; б) путем создания
21Q
Рис. 5-18. Топочная камера для трех-
стадийного сжигания угля.
специальных горелок двухстадийного сжигания топлива. Послед-
ний способ проверен в эксплуатационной практике в котлах энер-
гоблоков 200 МВт и котлах ПТВМ в течение 2—3 лет и может
быть рекомендован к применению.
3.	Разработанные в последние годы за рубежом топочные уст-
ройства для трехстадийного сжигания угля (рис. 5-18) весьма
перспективны, но требуют эксплуатационной проверки.
ПОДАЧА ВОДЫ ИЛИ ПАРА
В ЗОНУ ГОРЕНИЯ
Влияние добавки воды в зону горения изучалось в связи
с проблемой сжигания водотопливных суспензий — обводненного
мазута и водоугольных суспензий (ВУС), а также в связи с проб-
лемой снижения выброса оксидов азота [225]. На состоявшемся
в октябре 1982 г. в Токио совещании в ряде докладов приведены
данные о влиянии замены топлив суспензиями на образование
NOx. При использовании жидкого топлива в виде водотопливных
эмульсий содержание NOX в дымовых газах обычно снижается на
20—30 %, значительно также снижается содержание сажи. Од-
нако при добавке к мазуту 10 % воды КПД котла снижается
на 0,7 %.
Выводы о влиянии ввода воды или водяного пара, полученные
в нескольких проведенных исследованиях, можно разделить на
две группы. Часть исследователей [201, 203] утверждает, что
даже значительное количество водяных паров не оказывает су-
щественного влияния на выход оксидов азота, другие [225, 224],
наоборот, указывают на эффективность этого метода. Так, со-
гласно некоторым данным [201], при впрыске воды в топочные
устройства котлов при сжигании угля, мазута и газа снижение
выхода оксидов азота не превышает 10 %. При впрыске воды в ко-
личестве 110% от расхода топлива (или около 14 % от расхода
воздуха) в периферийную часть факела в топку, оснащенную ма-
зутной форсункой производительностью 29 Гкал/ч, содержание
оксидов азота в продуктах сгорания снизилось всего на 22 %.
211
Очевидно, что когда водяной пар или вода вводятся за зоной
образования оксидов азота, они вообще не должны оказывать
влияния на образование NO. Если же они вводятся в топливовоз-
душную смесь, они должны влиять на процесс горения и обра-
зование NO не в меньшей степени, чем анало.гичное по объему
и теплосодержанию количество рециркулирующих газов.
Известно, что водяные пары влияют на скорость распростра-
нения пламени в углеводородных пламенах, следовательно, они
могут оказывать влияние на кинетику образования оксида азота
и даже при подаче в ядро зоны горения в малом количестве за-
метно влиять на выход оксидов.
Исследования П. Сингха [228], выполненные на опытной ка-
мере сгорания газовой турбины, показали, что впрыск воды
в ядро зоны горения жидкого топлива позволяет снизить образо-
вание оксида азота и сажи, а добавление пара к дутьевому воз-
духу снижает образование оксида азота, но увеличивает выброс
оксида углерода и углеводородов. При впрыске воды в количе-
стве 50 % от массы жидкого топлива ( — 6,5% от расхода воз-
духа) удается снизить выход оксидов азота в 2 раза, при впрыске
160 % воды — примерно в 6 раз. Некоторые итоги этих исследо-
ваний показаны на рис. 5-19 и 5-20. Близкие результаты получены
на котлах в работах, выполненных Л. М. Цирульниковым и со-
трудниками в САФ ВНИИПромгазе [17], а также в опытах Н. Ди-
белиуса и сотрудников [224], проведенных на камерах сгорания
ГТУ. Здесь отмечалось снижение образования оксидов азота
в 2 раза на каждые 2 % вводимого пара в пределах от 2 до 8 %
от массы подаваемого воздуха (рис. 5-21). Эти данные, по на-
шему мнению, требуют проверки. Несколько более низкие цифры
получены при исследовании котельного агрегата.
Впрыск в топку 80 кг воды на 1 Гкал (9 % от массы воздуха)
сжигаемого природного газа снижает выброс оксидов азота с 0,66
до 0,22 г/м3, т. е. в 3 раза [222]. Таким образом, введение водяного
пара и воды с точки зрения снижения выхода оксида азота явля-
ется перспективным. Однако следует иметь в виду, что ввод воды
или пара в количестве более 5—6 % от массы подаваемого в го-
релки воздуха может оказать отрицательное влияние на полноту
сгорания топлива и показатели работы котла. Например, при
вводе 12 % пара (по отношению к воздуху) в камеру сгорания
ГТУ выход оксида углерода возрастал с 0,015 до 0,030 %, а угле-
водородов — с 0,001 до 0,0022 % [208]. Следует отметить, что по-
дача 9—10 % пара в котел приводит к снижению его КПД на
4-5 % [224].
Ввод водяного пара интенсифицирует реакции горения и,
прежде всего, дожигание СО за счет добавочного количества гид-
роксильного радикала (ОН):
Н2О^ОН+Н; (I)
СО + ОН^СО2 + Н. (II)
212
водотопливное отношение
Рис. 5-19. Влияние впрыска
воды на снижение NO*.
Рис. 5-20. Влияние подачи пара в дуть-
евой воздух на выход NOx при сжига-
нии жидкого топлива.
Т—температура газов на выходе из камеры
сгорания; 1—4 — режимы сжигания: 1— без
подачи пара; 2—4 — с подачей пара, %: 2 —
2,5, 3 — 6, 4 — 12.
Рис. 5-21. Влияние подачи
пара на содержание NOX в
продуктах сгорания ГТУ в
зависимости от нагрузки JV.
1—3 — режимы сжигания: 1 —
без подачи пара; 2—3 — 0 по-
дачей пара, %: 2 — 2, 3 — 3.
Рис. 5-22. Влияние ввода воды на
изменения температуры по длине
факела.
1 — исходная кривая; 2 — при вводе воды
в факел.
По-видимому, некоторое снижение образования NO при по-
даче пара и воды в зону горения можно объяснить:
а)	снижением максимальной температуры в зоне горения;
б)	уменьшением времени пребывания в зоне горения за счет
интенсификации горения СО по реакции (II);
в)	расходованием гидроксильного радикала в реакции (I).
Подача пара или воды в зону горения с целью снижения об-
разования оксидов азота вызывает значительный интерес иссле-
дователей главным образом в связи со следующими обстоятель-
ствами:
213
Рис. 5-23. Влияние ввода влаги на концентрацию
оксидов азота в топочных камерах различных
котлов.
G_/G_— водотопливиое отношение;	— отно-
D 4	D
сительное изменение концентрации по сравнению с ис-
ходной.
1) сравнительно малым расходом среды и отсутствием необ-
ходимости строительства трубопроводов большого диаметра,
что необходимо, например, при подаче газов рециркуляции;
2) положительным воздействием не только на снижение окси-
дов азота, но и на догорание в факеле оксида углерода и 3,4-бенз-
ТАБЛИЦА 5-7
Характеристика котлов, в которых проверен ввод пара или воды [225]
Параметры н показатели	Кривые				
	1	2	3	4	
Тип котла Топливо Дф1Дн Коэффициент избытка воз- духа От Начальная концентрация ок- сидов азота, мг/м3 Вводимая среда Место ввода влаги	ПК-41 Мазут 1,0 1,03 800 Пар В пристен- ную зону	ТГМП-314 Газ 1,0 1,03 750 Пар Выше го- релок на отметке 10 м	ТГМ-94 Газ 1,0 1,09 900 Вода Через верхние горелки	ТГМ-94 Мазут 1,0 1,14 650 Вода Через нижние го- релки	
214
пирена; 3) возможностью использования при сжигании твердых
топлив.
Среди отечественных работ по снижению образования NOX
при воздействии пара и воды на горение мазута отметим работы
Л. М. Цирульникова и сотрудников [17, 100, 225], а также работы
В. С. Авдуевского, Э. П. Волкова [226], А. Ф. Гаврилова [227, 228].
Исследования [17, 225, 226] показали, что при вводе воды и
пара в факел происходит перестройка поля температур, качест-
венная схема которой видна на рис. 5-22 [226]. При подаче влаги
процессы горения в корне факела интенсифицируются, положение
Tmax перемещается ближе к корню факела, однако уровень мак-
симальной температуры снижается, этим и объясняется, по-види-
мому, возможность снижения выхода NO. Количественные резуль-
таты для разных котлов расходятся весьма значительно
(рис. 5.23). Данные, приведенные на рис. 5-23, получены Л. М. Ци-
рульниковым с сотрудниками в различных котлах (табл. 5-7).
Результаты можно представить в виде зависимости:
NO° = NOJ1- KvgJ,	(5-8)
где £в=бв/Свозд — весовое отношение подаваемой воды к воздуху;
Кв — коэффициент эффективности метода.
Для средних условий (кривая 9, рис. 5-23) Кв~20, что даже
превышает результаты, полученные при подаче газов рецир-
куляции.
(рис. 5-23)
	5	6	7	8	9
	ТГМ-94 Мазут 1,0 1,12	ТГМП-114 Мазут 1,0 1,03	ТГМП-114 Мазут 1,0 1,03	ТГМ-84 Мазут 1,0 1,06	пк-ю Мазут 0,9 1,06
	600 Вода	700 Пар	700 Пар	400 Вода	520 Вода
	Через нижние горелки	Через прямо- струйные аппараты в горелках	Через форсун- ки горелок	Между яруса- ми горелок	Через лючки вблизи горе- лок
215
ТАБЛИЦА 5-8
Влияние ввода пара на выход токсичных веществ в продуктах сгорания котла
ТКЗ-120/150 при сжигании смеси из пыли угля АШ с природным газом
Параметры и показатели	Режим	
	без подачи пара	с подачей пара
Паропроизводительность, т/ч	142	
Температура горячего воздуха, °C	356	
Концентрация О» в дымовых газах (за паропере-	3,7	
гревателем), % Доля природного газа в смеси, %	3	1
Доля угля АШ в смеси, %	69	
Коэффициент избытка воздуха (за пароперегре-	1,20	
вателем) Расход пара через форсунки, т/ч Концентрации в продуктах сгорания вредных веществ: СО, % NO2, мг/м3 NOX, мг/м3 Снижение концентрации NOX	0 0,010 30 580	1,8 0,013 15 430 26
В табл. 5-8 приведены характеристики котлов, на которых
проверено воздействие пара и воды на выход NOX в промышлен-
ных условиях [225].
В исследованиях Э. П. Волкова и сотрудников, проведенных
на котле ТГМП-314 энергоблока 300 МВт на Каширской ГРЭС,
при подаче через мазутную форсунку «Титан» воды в количестве
до 10 % от расхода мазута достигалось снижение образования
NOx в 2 раза [226].
В исследованиях, проведенных автором и С. С. Нижником на
котле ТКЗ-120/150 Днепродзержинской ТЭЦ, подача пара в топку
котла использована для снижения образования оксидов азота при
сжигании в котле угля АШ и природного газа. Пар вводился че-
рез растопочные форсунки, расположенные ниже основных горе-
лок таким образом, что струя пара попадала в корень факела
на расстоянии 0,4—0,7 м от амбразуры. Некоторые характери-
стики режима приведены в табл. 5-8.
К настоящему времени практически все работы направлены на
использование пара и воды для снижения выхода оксидов азота
в газомазутных котлах [229].
Из материалов таблицы видно, что подача пара является пер-
спективным методом снижения образования и выброса оксидов
азота при сжигании каменного угля. Вопрос о целесообразности
подачи пара и воды для снижения выхода NOX в котлах должен
решаться в каждом конкретном случае с учетом влияния на КПД
котла.
216
ИНТЕНСИФИКАЦИЯ СНИЖЕНИЯ ВЫХОДА
ОКСИДОВ АЗОТА
Снижение выхода Г\ЮЖ достигается обычно уменьшением Ттах-
Известно, что в температурном поле топочной среды в гори-
зонтальном сечении на уровне размещения горелок максимальный
уровень температур соответствует центральной части топки,
а в периферийных зонах температура снижается вследствие ин-
тенсивной теплоотдачи от продуктов сгорания к поверхностям
нагрева, размещенным на стенах топки.
Зависимость выхода «термических» оксидов азота от темпера-
туры имеет экспоненциальный характер [106] и поэтому любая
неравномерность температур при одинаковом тепловыделении
в топке определяет повышенный выход оксидов азота. Это объяс-
няется тем, что превышение температуры по сравнению со сред-
ним уровнем дает больший прирост оксидов азота, чем снижение
их выхода в зонах с температурой ниже среднего уровня. Отсюда
вытекает необходимость выравнивания температурного поля
в топке.
Такое выравнивание или приближение к нему может осущест-
вляться соответствующим распределением газов рециркуляции по
ширине топки или по горелкам горизонтального ряда. Не изме-
няя общего расхода рециркуляционных газов, большую их часть
следует подавать в более высокотемпературные зоны, в част-
ности в центральную часть топки через центральные горелки,
и меньшую — в крайние, размещенные ближе к стенам
топки.
Институтом газа АН УССР (А. Н. Дубоший) на энергоблоках
200 и 300 МВт исследовалась интенсификация рециркуляции ды-
мовых газов и двухстадийного горения путем повышения воздей-
ствия этих методов на центральные зоны топочной камеры [230].
Зависимость концентрации NOX в продуктах сгорания котла
ТГМП-314А при сжигании мазута при различных соотношениях
расходов газов рециркуляции в центральные и крайние горелки
показана на рис. 5-24. Топка котла ТГМП-314А оборудована
16 горелками, размещенными на фронтальной и задней стенах
в 2 яруса. При равномерной раздаче газов рециркуляции по всем
16 горелкам (GKp/G4=l, где GKp и G4— расход газов рециркуля-
ции соответственно в крайние и центральные горелки) и общей
степени рециркуляции г= 15 % выход оксидов азота составил
520 мг/м3. Не изменяя общего расхода газов рециркуляции, увели-
чивали их подачу на центральные 8 горелок, соответственно сни-
жая расход на крайние. При соотношении расхода газов рецирку-
ляции GKp/G4=0,2 выход оксидов снижался до 380 мг/м3, т. е. на
27%, а температура пара промышленного перегрева оставалась
в допустимом диапазоне (Тпер = 5554-560 °C). При дальнейшем
увеличении расхода газов рециркуляции на центральные горелки
217
NOX, г/м3
Рис. 5-24. Концентрация NO» в продуктах сго-
рания при неравномерной подаче газов рецир-
куляции в центральные и крайние горелки.
6кР/бц<0,2 выход оксидов азота не уменьшался и, кроме того,
в результате значительного охлаждения центральной части то-
почной камеры в дымовых газах появились продукты неполного
сгорания.
Усредненный выход оксидов азота при неравномерной по го-
релкам подаче газов рециркуляции можно оценить с помощью
следующего выражения с эмпирическими коэффициентами:
NO'P = NOX [пц (Цц—КгГц) + «пр (нпр —КгРЛпР) +
+ пКр(йкр-Кгкргкр)|/Е„,	(5-9)
где NOx — выход оксидов азота без подачи газов рециркуляции
в топку, г=0, мг/м3; лц, лпр, «кр — число соответственно централь-
ных, промежуточных и крайних горелок, ^п — Пц + Ппр+Пкр; р.ц,
Цпр, Цкр — условная относительная интенсивность образования
оксидов азота в зоне действия соответственно центральных, про-
межуточных и крайних горелок; Кгц, Кгпр, Кгкр — эффективность
снижения выхода оксида азота при подаче газов рециркуляции
соответственно в центральные, промежуточные и крайние горелки;
гц, гПр, Гкр — коэффициент рециркуляции соответственно в цент-
ральных, промежуточных и крайних горелках.
Исходя из опыта исследования выхода оксидов азота в зоне
действия различных по расположению в топке горелок, прини-
мается:
Иц= 1,5 4-2,0; р,пр=1,0; К? = 0,04; К"р = 0,025;
цкр = 0,5; К?р = 0,010.
Обозначение горелок в зависимости от числа их в горизонталь-
ном ряду приведено в табл. 5-9.
Пример. В горизонтальном ряду 6 горелок: при r=0 NOxc,1 = NOx; при
г=0,2 и равномерном распределении газов рециркуляции по горелкам
NO£P = NOZ [2(1,5 — 0,04  20) + 2 (1 - 0,025  20) + 2 (0,5 — 0,0 b 20)1/6 =
= 0,50 NOx,
218
ТАБЛИЦА 5-9
Обозначение горелок по их расположению в топке
Число горелок	Обозначение горелок	Примечание
1	1 кр	
2	2 кр	
3	1 ц + 2 кр	При одной центральной горелке
		Нц =
4	2 ц + 2 кр	При двух центральных горелках
5	1 ц + 2 пр + 2 кр	Цц = 1,5
6	2 ц + 2 пр + 2 кр	
7	1 ц + 4 пр + 2 кр	
8	2 ц + 4 пр + 2 кр	
при гОбщ = 0,2 и неравномерном распределении газов рециркуляции по горелкам
Гц=0,35, гПр = 0,25, Гкр = 0,
NO£P = NO* [2 (1,5 — 0,04-35) + 2(1 — 0,025 -25) + 2 (0,5 — 0,01  0)]/6 =
= 0,325 NOX.
Снижение выхода NOX за счет неравномерного распределения газов рецир-
куляции по горелкам
Д NOX = [(0,5 — 0,325)/0,5] -100 = 25,0 %.
На котлах ТГ-104 энергоблоков 200 МВт при сжигании попут-
ного нефтяного газа проведено исследование эффективности двух-
стадийного сжигания топлива в зависимости от места его реали-
зации по ширине топочной камеры. Топка котла оснащена 12 го-
релками, размещенными в два яруса по шесть горелок в каждом.
Двухстадийность сжигания топлива осуществлялась подачей
10 % общего расхода воздуха через центральный канал горелки.
Закрытием шибера центрального канала воздуха производился
перевод горелки на одностадийное сжигание.
Сравнивался выход оксидов азота в пяти режимах работы го-
релок котла:
I	— все горелки работают по одностадийному принципу сжига-
ния топлива;
II	— 4 крайние горелки — по двухстадийному, остальные — по
одностадийному;
III	— 4 центральные — по двухстадийному, остальные — по од-
ностадийному;
IV	— 8 центральных и промежуточных горелок — по двухста-
дийному, остальные — по одностадийному;
V	— все горелки работают по двухстадийному принципу.
Результаты исследования приведены в табл. 5-10. Анализируя
данные, приведенные в таблице, можно отметить, что эффектив-
ность двухстадийного сжигания топлива по снижению выхода
Оксидов азота на центральных горелках выше, чем на крайних,
219
ТАБЛИЦА 5-10
Выход оксидов азота в режимах с различным размещением горелок двухстадийного
сжигания топлива, мг/м3
Режим	“общ		
	1,06	1,05	1,02
I	920	890	760
II	Нет измер.	800	Нет измер.
III	То же	700	То же
IV	670	Нет измер.	630
V	580	570	510
в 2 раза (режимы II и III при а=1,05). Наибольшая эффектив-
ность соответствует работе всех горелок по двухстадийному прин-
ципу, однако при этом может повыситься температура перегрева
пара и появиться химическая неполнота сгорания топлива.
В связи с этим переоборудование горелок на двухстадийный
принцип сжигания топлива целесообразно начинать с централь-
ных горелок, затем можно вводить двухстадийность последова-
тельно на промежуточных и крайних горелках до появления про-
дуктов неполного сгорания топлива или превышения допустимого
значения температуры перегрева пара.
Ограничение расхода рециркуляционных газов в топках кот-
лов, особенно при сжигании газового топлива, ставит вопрос о бо-
лее эффективном их использовании с точки зрения снижения вы-
хода оксидов азота. Важно, чтобы рециркуляционные газы попа-
дали в самые высокотемпературные зоны факела. При смешении
с общим потоком воздуха газы рециркуляции распределяются
в большом объеме как по длине факела, так и за его пределами.
Более целесообразным является подмешивание рециркуляционных
газов к первичному воздуху или к газовому топливу. В этом слу-
чае практически весь объем рециркуляционных газов оказывает
влияние на зону максимальных температур.
Исследования турбулентного газового факела показали, что
при его общей длине L— 10 d (d — диаметр амбразуры горелки)
образование NO* фактически заканчивается на расстоянии L =
= (2,5ч-3,0)d для прямоточного факела и L = 2,7sinp (р — угол
подъема факела по спирали) для вихревого факела [79], что под-
тверждает необходимость воздействия рециркуляционными газами
именно на начальную корневую зону факела.
Исследование влияния подачи газов рециркуляции в топливо
и в воздух на образование NO* проводилось на опытной уста-
новке, схема которой представлена на рис. 5-25.
Для сжигания природного газа использовалась прямоточная
горелка 1 с центральной подачей топлива в сносящий поток воз-
220
Рис. 5-25. Схема эксперимен-
тальной лабораторной уста-
новки.
1 — горелка; 2 — дымосос циркуля-
ционных газов; 3 — камера сгора-
ния; 4 — дутьевой вентилятор; 5 —
подогреватель воздуха.
NOx,?/^.
Рис. 5-26. Подача газов рецирку-
ляции.
1 — в дутьевой воздух, 2 — в газ.
духа, нагнетаемого вентилятором 4. Дымовые газы отбирались за
камерой сгорания 3 дымососом 2 и подмешивались к топливу или
воздуху.
Выход оксидов азота в зависимости от степени рециркуляции
при различных схемах подачи дымовых газов в камеру сгорания
(с топливом или с воздухом) показан на рис. 5-26. Результаты
эксперимента свидетельствуют о том, что подача рециркуляцион-
ных газов с топливом более эффективно снижает выход оксидов
азота. При одинаковой степени рециркуляции, например, при г=
= 10% подмешивание дымовых газов к воздуху снижает выход
NOx на 22,7 %, а к топливу —на 45,4 %.
В практике применения метода рециркуляции дымовых газов
на промышленных и энергетических котлах использовались раз-
личные схемы подачи этих газов в топку. Эффективность их воз-
действия на снижение выхода оксидов азота в зависимости от спо-
соба подачи газов рециркуляции приведена в табл. 5-11. Здесь же
для сравнения помещен результат экспериментальной проверки
способа подачи газов рециркуляции в топливо.
Как следует из данных таблицы, подача газов рециркуляции
в топку вместе с топливом в 4,5/2,5= 1,8 раз эффективнее по сни-
жению оксидов азота, чем подача их в канал дутьевого воздуха.
Из рассмотрения приведенных результатов можно сделать сле-
дующие выводы.
1.	Для повышения эффективности методов подавления обра-
зования оксидов азота в топках котлов (рециркуляции дымовых
221
ТАБЛИЦА S-ll
Эффективность различных схем подачи газов рециркуляции в топку
Схема подачи газов рециркуляции в топку	Коэффициент снижения выхода оксидов азота	Источник
В топливо В первичный воздух В общий канал дутьевого воздуха По кольцевому каналу вокруг горел- ки Через шлицы напротив нижнего яру- са горелок Через шлицы под горелками Через шлицы в поду топки	0,45 0,30 0,25 0,15 0,10 0,08—0,10 0,002	Экспериментальные дан- ные авторов То же » » [16, 43] То же »
газов в топку двухстадийпого сжигания топлива, подача пара
и др.) следует организовать их воздействие в первую очередь на
наиболее высокотемпературные зоны, способствуя таким образом
выравниванию температурного поля топки в ее горизонтальном
сечении.
2.	При заданной степени рециркуляции дымовых газов повы-
шение их подачи в центральные горелки (GI() и соответствующее
снижение подачи в крайние до отношения GKp/G4=04-0,2 умень-
шает выход оксидов азота на 25—30 % по сравнению с равномер-
ной подачей газов рециркуляции во все горелки.
3.	Организация двухстадийпого сжигания топлива на цент-
ральных горелках эффективнее по снижению выхода оксидов
азота, чем на крайних.
4.	Применение такого нового способа снижения образования
оксидов азота, как неравномерное воздействие, позволяет увели-
чить эффективность снижения оксидов азота без ухудшения каче-
ства сжигания топлива и параметров вырабатываемого пара.
5.	При равной степени рециркуляции дымовых газов подача
их в топку с газовым топливом снижает выход оксидов азота на
4,5 % на 1 % степени рециркуляции, что в 1,8—2,0 раза эффектив-
нее, чем при подаче газов рециркуляции в канал дутьевого воз-
духа.
ГОРЕЛОЧНЫЕ УСТРОЙСТВА С ПОНИЖЕННЫМ
ВЫХОДОМ ОКСИДОВ АЗОТА
Институтом газа АН УССР (ИГ АН УССР), САФ ВНИИ-
Промгаз, ВТИ им. Ф. Э. Дзержинского, ЦКТИ им. И. И. Ползу-
нова, Харьковским филиалом ЦКБ Главэнергоремонта и другими
222 >
организациями разработаны горелочные устройства с понижен-
ным выходом оксидов азота. При их создании использованы из-
вестные принципы — в основном двухстадийное горение и рецир-
куляция продуктов сгорания.
ГОРЕЛКИ ДВУХСТАДИЙНОГО СЖИГАНИЯ ИГ АН УССР
ДЛЯ ПРОМЫШЛЕННЫХ котлов
Сжигание больших количеств топлива в горелке с малой дли-
ной факела и широкими пределами стабилизации пламени,
а также необходимость использования одного и того же горелоч-
ного устройства для сжигания двух, а иногда и трех видов топ-
лива делают весьма привлекательным применение вихревых горе-
лок в энергетических и промышленных котлах. Вместе с тем
применение закрутки воздушного потока обычно повышает кон-
центрацию оксидов азота в продуктах сгорания в связи с более
высокой интенсивностью выгорания (dx/dL$) и более высокими
температурами в корне факела. При наличии закрутки воздуха
положение максимума температур в вихревом потоке смещается
в сторону устья горелки по сравнению с прямоточным. Из урав-
нений (3-127) и (3-128) получаем
LBtnax/Lnpmax^SinPcp 1/	(5-Ю)
Г Ав
Расположение максимума температур в вихревом факеле в вы-
ходном сечении амбразуры горелки или на незначительном рас-
стоянии от нее положительно влияет на полноту выгорания топ-
лива, однако в целом ряде случаев снижает эксплуатационную
надежность горелок и элементов конструкции котла из-за появле-
ния локальных перегревов, усложняет регулирование темпера-
туры перегретого пара в промышленных котлах. Измерение поля
температур отсосными платино-платинородиевыми термопарами
в 13 сечениях водоохлаждаемой камеры при сжигании газа в вих-
ревой горелке с периферийной подачей газа при степени крутки
1,86 и при подаче воздуха прямым потоком на нескольких режи-
мах показало, что измеренные максимальные температуры в пря-
мом потоке ниже, чем в вихревом, а положение /Дах сдвинуто от
устья горелки в направлении топки. Однако осуществить полный
переход от вихревого факела к прямоточному в котельных уста-
новках часто не представляется возможным в связи с ограничен-
ностью размеров топочных камер и свободной площади стен и не-
обходимостью обеспечить достаточно высокий уровень температур
при сжигании в одном и том же горелочном устройстве не только
газа, но также мазута и твердого топлива.
Для регулирования параметров факела и снижения концент-
рации оксидов азота, образующихся в факеле, автором и
Г. Ф. Найденовым проведено исследование взаимодействия пря-
223
Рис. 5-27. Горелочное устройство конструкции Института газа АН УССР с за-
крученным и осевым подводами воздуха.
/ — воздушный короб; 2 — цилиндрический канал; 3 — тангенциальный подвод воздуха; 4~
шибер; 5 — осевой подвод воздуха; 6 — место установки мазутной форсунки; 7 — газовая
камера.
мого и закрученного потоков воздуха и разработаны вихревые
горелочные устройства с комбинированным подводом воздуха,
в которых снижение выброса оксидов азота, регулирование тем-
пературы, размеров и параметров вихревого факела осуществля-
ются изменением доли воздуха, подаваемого прямым (незакру-
ченным) потоком по оси вихревой горелки (рис. 5-27).
В том случае, когда доля воздуха, подаваемого по оси трубы
незакрученным потоком б, смешивается с остальной частью воз-
духа (1 — 6) до начала горения, имеет место снижение инте-
гральной интенсивности крутки воздушного потока, которая с уче-
том данных работы [152] может быть записана в виде
n = \dr(dr—a)/(ab)] х
X {(1—б)/[(1 —б) фб (ШрЖ	(5-Н)
где а и b — соответственно ширина и длина тангенциального па-
трубка для подвода воздуха; dT— диаметр горелки; dTP— диаметр
патрубка, служащего для осевой подачи воздуха.
Анализ выражения (5-11) показывает, что увеличение расхода
воздуха, подаваемого по осевой трубе, приводит к снижению ин-
тегральной интенсивности крутки потока и, следовательно, должно
сопровождаться перестройкой поля скоростей и температур, уве-
личением длины факела и снижением выброса оксидов азота. Уве-
личение длины трубы приводит к двухстадийному горению топ-
лива, так как воздух, подаваемый по осевой трубе, в последнем
случае не участвует в процессе горения в первичной зоне.
Исследование аэродинамики потока в комбинированной двух-
зонной горелке первого типа (с укороченной трубой) проведено на
224
Рис. 5-28. Распределение ско-
ростей воздуха в цилиндриче-
ском канале.
1—3 — значения б при aTp=0,5d и
п=1,8: 1 — 0,1; 2 — 0,25; 3 — 0,35.
1 — Н — скорость воздушного по-
тока: /—результирующая, II— ак-
сиальная.
горелке с расходом газа
250 м3/ч (см. рис. 5-16),
с диаметром цилиндриче-
ского канала d4=300 мм,
a = 0,3d4 (интенсивность
крутки 1,8) и с?Тр = 0,Зс?ц
и 0,5йц. При исследова-
нии интенсивность крутки
изменялась с помощью
языкового шибера. Ха-
рактеристики воздушного
потока определялись по
12 радиусам через интер-
валы, равные 0,1/?.
Распределение средней
различном расходе воздуха
результирующей скорости щ/р. ф при
по осевой трубе, выраженное в про-
центах от общего расхода воздуха на горелку, при п=1,8 и dTP=
= 0,Зйц приведено на рис. 5-28.
Средняя результирующая (действительная) скорость потока
определялась усреднением максимальных скоростей потока, изме-
ренных на данном расстоянии от центра по 12 радиусам
z
Wp. ср = У WplZ.
1
(5-12)
Общий расход воздуха во всех опытах выдерживался постоян-
ным и соответствовал а=1,1.
По оси ординат отложена приведенная осевая скорость о»0с.пр,
определенная расчетным путем:
а>ос. пР = 0,353-10-3(1 + arL0) (Ш) (Т/273),	(5-13)
tt»p. сР/и»ос. пр = 772 • 103 cpd2/[B (1 + ссЛо) Л} >	(5-14)
где Lo — теоретически необходимое количество воздуха.
По оси абсцисс отложено расстояние от оси в долях радиуса
R цилиндрического канала.
Подача части воздуха по осевой трубе приводит к значитель-
ному изменению эпюры скоростей в цилиндрическом канале го-
релки. При этом существенно изменяются дальнобойность газовых
струй в газовой камере и концентрация кислорода в корне фа-
кела.
8 Заказ № 825
225
Штриховыми линиями показано изменение аксиальной состав-
ляющей скорости для тех же режимов. По оси ординат отложена
безразмерная скорость zoa, характеризующая отношение аксиаль-
ной составляющей скорости
йУа. ср = ®р. ср Sin ₽ср	(5-15)
к осевой приведенной скорости
— Wa. cp/Woc. пр'	(5-16)
Определение аксиальной составляющей скорости на различ-
ном расстоянии от оси цилиндрического канала дает возможность
рассчитать распределение расхода воздуха и определить количе-
ство газа, которое следует подавать в ту или иную зону попереч-
ного сечения воздушного потока. Сумма расходов в отдельных
кольцевых сечениях должна соответствовать общему расходу
R
ZG- [Woc^nrdr— Woc.np^R2.	(5-17)
b
Взаимодействие прямого и закрученного потоков заключается
в том, что прямой поток приобретает осесимметричное враща-
тельное движение, а закрученный поток несколько «раскручива-
ется», т. е. угол закрученного воздушного потока по спирали 0
возрастает.
Аэродинамические исследования при изотермических усло-
виях, являясь одним из наиболее распространенных методов
изучения качественных закономерностей организации топочных
процессов, не могут дать количественных зависимостей, непосред-
ственно связанных с параметрами факела, тем более определяю-
щих выход оксидов азота. Поэтому при изучении влияния осевого
потока на параметры вихревого факела при изменении конструк-
тивных и режимных факторов были проведены исследования го-
релочных устройств (см. рис. 5-27) с двухступенчатым комбини-
рованным подводом воздуха на огневых стендах в открытой атмо-
сфере и в камере сгорания больших размеров в лаборатории
Института газа АН УССР (рис. 5-29).
В первом случае проводились визуальные наблюдения и фо-
тографирование факела, во втором — изучение полей температур,
концентраций, тепловых потоков от факела, а также исследования
условий образования оксидов азота при комбинированной подаче
воздуха и при подаче воздуха только через тангенциальный па-
трубок.
Экспериментальная установка (см. рис. 5-29) представляла со-
бой прямоугольную горизонтальную топочную камеру из шамот-
ного кирпича с внутренними размерами 1,5X1,5x4,5 м, стенки
которой полностью экранированы водоохлаждаемыми трубами.
В передней стенке камеры (1,5X1,5 м) установлена вихревая го-
релка с периферийной подачей газа и комбинированным подво-
226
Рис. 5-29. Стенд для огневых исследований.
дом воздуха (расчетный расход газа 100 м3/ч). Продукты сгора-
ния отводились через прямоугольный канал в задней экраниро-
ванной стенке. Для измерений в камере имелось 33 лючка, распо-
ложенных по три в вертикальном ряду в десяти сечениях камеры
с расстоянием друг от друга 400 мм, начиная от плоскости среза
амбразуры.
На фотографиях (рис. 5-30) показано изменение размеров фа-
кела вихревой горелки с комбинированным подводом воздуха при
изменении доли вторичного воздуха б от 0 до 0,5. С увеличением
расхода по осевой трубе до 6 = 0,3 жесткость факела уменьшается,
а длина и, что наиболее трудно объяснимо, прозрачность увеличи-
ваются. При 6 = 0,4 факел становится менее прозрачным, а при
6=»0,5 резко увеличивает свою дальнобойность и желтеет, прибли-
жаясь по окраске к диффузионному прямоточному факелу.
Изменение относительной длины факела {L$ = L$IL&) приве-
дено на рис. 5-31, здесь — длина факела при 6 = 0 и /1=1,8.
Изменение интенсивности крутки в интервале значений «=1,8-н
'. 4,3 достигалось путем изменения положения языкового шибера,
а в интервале «=1,84-0,3 — за счет увеличения доли воздуха, по-
даваемого по осевой трубе (6 = 0=0,5). Экспериментальные от-
резки кривой в области «=1,8 удовлетворительно стыкуются, что
свидетельствует о правильности выражения (5-11) для интенсив-
ности крутки комбинированных потоков. Экспериментальная кри-
8*
227
Рис. 5-30. Факел горелок с комбинированной подачей воздуха
(тангенциальной! и осевой) при значениях 6: 0 (а), 0,2 (б),
0,4 (в) и 0,5 (г).
Рис. 5-31. Изменение длины факела при разных интенсивно-
сти крутки и подаче части воздуха по оси.
вая Ьф/L^ = f (п) удовлетворительно аппроксимируется эмпири-
ческой зависимостью
Ьф/Ьф,« 1,2п-ол.	(5-18)
Интересно отметить, что несмотря на различный характер кри-
вых Ьф/Ь$0 = ? (п), абсолютные значения длины факела, опреде-
ленные в открытой атмосфере, достаточно близко (ДЛф=±0,07)
228
a
Расстояние от оси камеры сеорания
о1 *2
Рис. 5-32. Распределение температур в поперечных сечениях камеры при танген-
циальном (/) и комбинированном (2) (6=0,5) подводах воздуха на расстоянии
от горелки L: 2,5 (а), 5,5 (б) и 8 (в).
Рис. 5-33. Концентрации СО2 (/), О2 (2) и СО (5) при комбинированном под-
воде воздуха на расстоянии от горелки L: 2,5 (а), 5,5 (б) и 8 (в).
совпадали с определенной визуально и по степени выгорания дли-
ной факела в экранированной топочной камере с горизонтальным
развитием факела. На графиках (рис. 5-32, 5-33) приведено рас-
пределение температур факела и концентраций выбросов в сече-
ниях L = 2,5; 5,5; 8 при сжигании газа (ат и р— постоянные вели-
229
чины) в вихревом (п=1,8) и комбинированном (6 = 0,5) газого-
релочных устройствах. В первом случае выгорание топлива
практически заканчивается (х = 0,9974-1) в сечении камеры, со-
ответствующем LK=o = 6, а при ступенчатом подводе воздуха это
расстояние существенно увеличивается:
Ах=0. в “-С Бх=о. К •	(5'Ю)
При комбинированном (ступенчатом) подводе воздуха поло-
жение Т’фтах смещается к оси камеры горения лишь на значи-
тельном расстоянии от горелки (L — 8). Максимальные измерен-
ные температуры на отдельных участках зоны горения внутри
амбразуры и вблизи нее при комбинированном подводе воздуха
были существенно ниже, чем в вихревом факеле (1670 и 1420 °C).
На рис. 5-34 приведено распределение тепловых потоков по
длине камеры при двух способах сжигания, измеренное узкоуголь-
ным радиометром. Подача части воздуха (6 = 0,5) прямым пото-
ком по осевой трубе приводит к снижению 7ф тах и уменьшению
концентраций оксидов азота, образующихся в зоне горения. При
подаче части воздуха по оси вихревого потока характер измене-
ния концентраций меняется. Однако все локальные значения кон-
центраций оксидов азота меньше минимальных значений в вихре-
вом потоке и усредненные по сечению значения концентраций
в комбинированном потоке всегда ниже, чем в вихревом (рис. 5-35,
5-36). В сечении, где горение еще не завершено, Ссо = 14-1,4 %,
Сн2 = 0,4 4-1,2 %, х = 0,930,95, а концентрация оксидов азота
достигает максимальных значений. В дальнейшем концентрация
оксидов азота уже не изменяется по длине топочной камеры (см.
рис. 3-31). При 6 = 0,5 оптимальные соотношения концентраций
при комбинированном и вихревом подводах воздуха составляют
[CnoJcp = [(СыоЛ.)комб/(СыоЛ.)в]ср = 0,64;	(5-20)
[Смод.]тах== ЦСмоА.)комб/(С^ОЛ.)в]тах ~ 0,63.	(5-21)
Экспериментальные исследования двухзонных газогорелочных
устройств, проведенные на той же крупной лабораторной уста-
новке (см. рис. 5-29) при изменении режимных и конструктивных
факторов в интервале Вг=50н-200 м3/ч и а= 1,034-1,20, показали,
что подача части воздуха (6 = 0,34-0,5) прямым потоком по оси
вихревой горелки позволяет снизить концентрацию оксидов азота
в факеле и конечных продуктах сгорания на 37—40 %.
Г. Ф. Найденовым и автором в 1960—1970 гг. в Институте газа
АН УССР был разработан ряд комбинированных горелочных
устройств, рассчитанных на сжигание газового топлива, а впо-
следствии реконструированных при участии Белгородского котло-
строительного завода, Промэнергогаза (Ленинград) и других
организаций в газомазутные и пылегазовые.
230
^ккал/См3- ч)
Рис. 5-34. Распределение тепловых потоков по
длине камеры при тангенциальном (/) и комби-
нированном (2) подводах воздуха.
Рис. 5-35. Концентрации
NOx на выходе из амб-
разуры горелки при тан-
генциальном (/) и ком-
бинированном (2) под-
водах воздуха (6=0,5}.
Рис. 5-36. Максималь-
ные Cnox в сечениях
по длине камеры при
тангенциальном (/) и
комбинированном (2)
подводах воздуха.
0,76'1-----------------1-----------------1----------------1—о -j
0,2	0,6	1,0	1А L
231
Рис. 5-37. Схема установки го-
релок с комбинированным
(тангенциальным и осевым)
подводом воздуха на котле
БКЗ-50-39-Ф.
Применение комбинированных двухстадийных вихревых горе-
лок в котлах электростанций и промышленных установок не пред-
ставляет больших трудностей и не только позволяет уменьшать
концентрации оксидов азота, но и повышает надежность работы
горелочных и топочных устройств и дает возможность регулиро-
вать температуру перегрева пара. Один из первых образцов таких
горелок с тангенциальным подводом воздуха (расход природного
газа 1000 м3/ч и мазута около 1000 кг/ч) был испытан нами со-
вместно с ПНУ Промэнергоавтоматика. Горелки (6 штук) были
расположены попарно на фронтовой и боковых стенках котла
БКЗ-50-39-Ф. Внешний вид горелок, схема воздуховодов и рас-
положение горелок в котле показаны на рис. 5-37. Проведенные
испытания показали, что котел расчетной паропроизводительно-
стью 50 т/ч работает с производительностью до 62,5 т/ч. При
коэффициенте избытка воздуха перед пароперегревателем апп=
= 1,05, что соответствует ат= 1,03= 1,04, продукты неполного сго-
рания на хроматографе не обнаруживались. Надежность работы
горелочных устройств возросла как при сжигании газа, так и при
сжигании мазута.
Проведенные испытания котлов показали, что концентрация
оксидов азота в продуктах сгорания при подаче около 25—30 %
воздуха по центральной трубе снижается с 0,23 до 0,16 мг/л или
ТАБЛИЦА 5-12
Снижение концентраций NOX при применение горелочных устройств
двухстадийного горения
Параметры котла	БКЗ-75-39-ФБ	БКЗ-50-39-Ф
Д, т/ч	50	50
б	0,30	0,50
Cnox. г/м3	0,70—0,81	0,69—0,78
232
ТАБЛИЦА 5-13
Пылегазомазутные горелки двухстадийного сжигания Белгородского
котлостроительного завода
Расход природного газа, м3/ч	Температура воздуха, СС	Диаметр амбразуры dQ, мм	Диаметр центральной трубы d , мм	Vda
700	230	450	219	0,48
750	140	450	219	0,48
950	140	500	273	0,54 .
1000	175	500	273	0,54
1000	250	600	273	0,54
1100	400	700	325	0,46
1600	350	750	325	0,43
на 30 % по сравнению с концентрацией при подаче всего воздуха
(табл. 5-12) закрученным потоком по тангенциальному каналу.
Белгородским котлостроительным заводом разработаны типо-
размеры двухзонных вихревых горелок (БК-25850) с улиточным
подводом воздуха и расходом газа 700—1600 м3/ч. Некоторые ха-
рактеристики горелок приведены в табл. 5-13. Исследования ра-
боты котлов БКЗ-75-39-ФБ с комбинированными вихревыми двух-
стадийными горелочными устройствами показали, что горелки на-
дежно работают на природном газе, мазуте, угольной пыли и
смеси угольной пыли с газом. Комбинированный подвод воздуха
позволяет регулировать светимость факела, распределение темпе-
ратур в топке, температуру перегретого пара и выход оксидов
азота при горении:
a*,5Tmax,*Tnep, CNox = /(6),	(5-22)
где
СцОх= (Сцо^комб^Сцо^в-
Горелочные устройства такого типа могут быть рекомендованы
к внедрению в котлах малой и средней производительности, ра-
ботающих на газе и мазуте. Применение их позволяет:
а)	изменять параметры факела и выход оксидов азота, регу-
лируя количество воздуха, поступающего по центральному ка-
налу;
б)	перейти к двухстадийному сжиганию топлива с малым вы-
ходом NO.<;
в)	при пуске по одному из воздушных каналов рециркуля-
ционных газов осуществить режим горения с рециркуляцией про-
дуктов сгорания, малым а и низким выходом NO.,.
В связи с тем что в первом варианте горелочных устройств
двухстадийного горения обеспечивалось снижение выхода NCK
233
только на 25—40 %, в дальнейшем были разработаны горе-
лочные устройства двухстадийного сжигания II поколения, даю-
щие уже при подаче 20 % вторичного воздуха 2—3-кратное
снижение NOX.
ГОРЕЛКИ ДВУХСТАДИЙНОГО СЖИГАНИЯ для котлов птвм
Дальнейшим шагом в использовании двухстадийного сжигания
является создание горелочных устройств к котлам ПТВМ. Котлы
ПТВМ-50, ПТВМ-100 и ПТВМ-180 широко используются как пи-
ковые на ТЭЦ, а также применяются на ряде промышленных
предприятий и в крупных котельных для теплоснабжения жилых
кварталов. В последнем случае дымовые газы котлов удаляются
через невысокие трубы, расположенные вблизи окон многоэтаж-
ных зданий. Большинство этих котлов (90—95 %) работает на
природном газе. Поэтому снижение выброса оксидов азота с ды-
мовыми газами этих котлов в решающей мере влияет на общую
токсичность продуктов сгорания. В зимний период эти котлы по-
ставляют в воздух до 15—25 % оксидов азота в общем выбросе
ТЭЦ, а также 60 % и более в выбросе котельных.
Особенностью котлов ПТВМ является вертикальная компо-
новка, отсутствие воздухоподогревателя, дымососа, а также на-
личие большого числа горелок (табл. 5-14), каждая из которых
снабжена собственным вентилятором.
В 1978—1985 гг. Институтом газа АН УССР были разрабо-
таны газомазутные горелки двухстадийного горения ГДС-50 и пе-
реоборудованы на режим двухстадийного сжигания 8 котлов
ПТВМ-50 в системе Киевэнерго (Г. Ф. Найденов, А. С. Кущ,
ТАБЛИЦА 5-14
Результаты сравнительных испытаний котлов ПТВМ-50, оборудованных
Параметры и показатели	Заводские горелки			
	Режимы			
	1	2	3	
Число работающих горелок, шт. Тепловая мощность котла, Гкал/ч Тепловая мощность горелки МВт Коэффициент расхода воздуха Содержание СО в продуктах сго- рания, % Содержание NOX в продуктах сгорания, мг/м3 КПД котла, %	6 20,83—30,03 4,66—5,81 1,11—1,48 0,001—0,01 220—358 90,26—92,8	8 26,25—38,25 3,8—5,55 1,08—1,26 0,002—0,03 230—384 90,91—91,7	10 31,06—44,72 3,6-6,58 1,12—1,44 0,002—0,06 250—491 89,59—91.28	
234
И. я. Сигал), а затем в результате совместных исследований
с ВТИ им. Ф. Э. Дзержинского (А. Д. Горбаненко, Ю. П. Еня-
кин)—двухстадийные газомазутные горелки к котлам ПТВМ-100
(ГДС-100). Были разработаны два варианта: с использованием
существующей газовой камеры (рис. 5-38) и с полной заменой
горелки (рис. 5-39). Горелки двухстадийного горения по своим
габаритным размерам аналогичны заводским. Поэтому при их
установке нет необходимости в реконструкции горелочных амбра-
зур и трактов подвода воздуха и газа и переоборудование котлов
осуществляется при минимальных затратах.
В горелке дутьевой воздух разделяется на первичный и вто-
ричный. Первичный воздух приобретает вращательное движение
в результате прохождения через аксиальный лопаточный аппа-
рат; вторичный поступает по оси горелки прямым потоком через
центральную осевую трубу в топочную камеру. Газовое топливо
подается в закрученный поток первичного воздуха радиальными
струями из газовой камеры, смешивается с ним и сгорает на вы-
ходе из амбразуры, образуя первичную зону горения с недостат-
ком окислителя.
На некотором расстоянии от среза горелки струя вторичного
воздуха инжектирует продукты неполного сгорания, образовав-
шиеся на первой стадии горения. При контакте с осевым потоком
воздуха эти продукты окисляются, образуя вторую реакционную
зону. Соотношение расхода вторичного и первичного воздуха оп-
ределяется соотношением коэффициента аэродинамического со-
противления трактов вторичного и первичного воздуха и их про-
ходными сечениями. В горелках двухстадийного сжигания, уста-
новленных на котлах ПТВМ-50, соотношение вторичного и
заводскими горелками и горелками двухстадийного сжигания
		Горелки двухстадийного сжигания			
		Режимы			
	4	1	2	3	4
	12 46,2—48,32 4,47—5,16 1,18—1,25 0,006—0,013 435—460 90,18—90,84	6 21,78—26,66 4,21—5,15 1,1—1,4 0,001—0,005 120—170 91,88—94,50	8 28,83—35,7 4,18—5,17 1.05—1,23 0,005—0,025 125—170 91,8—92,88	10 32,6—45,4 3,78—5,27 1,05—1,27 0,003—0,017 130—180 91,38—92,0	12 37,5—48,3 3,63—4,67 1,05—1,27 0,01—0,04 130—145 91,09—91,87
235
236
первичного воздуха находится в диапазоне 0,2—0,4, причем на
изменение этого соотношения оказывает влияние наличие или от-
сутствие конфузорного насадка на центральной осевой трубе вто-
ричного воздуха. Заполнение зоны обратных токов осевой трубой
для подачи вторичного воздуха не только не увеличивает, но и
несколько снижает аэродинамическое сопротивление тракта пер-
вичного воздуха. Газовые камеры горелок, амбразуры, воздухо-
воды и газопроводы остаются, как правило, без изменений. Од-
нако разработан вариант горелки, включающей в себя газовую
камеру круглого сечения кольцевого типа.
Характеристики горелок: В = 800 м3/ч; рг = 30 кПа; GB =
= 8000 м3/ч; <4 = 420 мм; щв = 36 м/с; юг=110 м/с; rfTP=200 мм;
рв = 744-86 Па.
При номинальной нагрузке и а= 1,24-1,4 для заводских горе-
лок СцоЛ. = 300 4- 460 мг/м3, для горелок двухстадийного сжигания
Cnoj.= 120 4- 175 мг/м3 при неизменном и очень малом содержа-
нии СО.
Схема изменения температур факела при одностадийном и
двухстадийном горении приведена на рис. 5-40. Монтажная схема
показана на рис. 5-41. Горелки двухстадийного горения хорошо
зарекомендовали себя в эксплуатации. Применение их позволило
снизить концентрацию оксидов азота на номинальном режиме
в 3 раза, на режиме 50 % нагрузки в 2—2,2 раза при сохранении
(или даже небольшом увеличении) КПД котла, повышении на-
дежности и срока эксплуатации амбразур и горелочных устройств
в целом.
В настоящее время котлы ПТВМ, оборудованные горелками
двухстадийного горения, эксплуатируются в системах Киевэнерго,
Мосэнерго, Главлатвэнерго в течение нескольких лет и подготав-
ливаются к применению в ряде других энергосистем.
Проведенные исследования позволили установить следующие
интересные закономерности, связанные с двухстадийным горе-
нием:
а)	образование оксидов азота на 80—90 % определяется пер-
вой стадией, что совпадает с ранее полученными на лабораторной
установке результатами (см. табл. 3-7);
б)	сильная зависимость выхода оксидов азота от нагрузки,
имеющая место при обычном горении (Gnox ~ 90,5-°'6) карди-
нальным образом изменяется при двухстадийном горении — в этом
случае выход NOX не зависит от нагрузки котла (рис. 5-42);
Рис. 5-38. Горелка двухстадийного сжигания газа с заводской газовой камерой,
/--колено воздуховода; 2 — патрубок для мазутной форсунки; 3 — лопаточный закручива-
ющий аппарат; 4 — осевая труба для подачи вторичного воздуха; 5 — газовая камера, 6 —
глазок- 7—патрубок для охлаждения ЗЗУ (запальное устройство).
237
Рис. 5-39. Горелка двухстадийного горения с модернизиро-
ванной газовой камерой (5). Усл. обозначения см. на рис.
5-38.
238
Рис. 5-40. Схема изменения температур по
длине факела при одностадийном (/) и
двухстадийном (2) горении.
Рис. 5-41. Монтажная схема го-
релки двухстадийного горения.
1 — температурный компенсатор; 2 —
фланец; 3 — колено воздуховода; 4 —
обечайка; 5 — газовая камера; 6 — об-
муровка котла; 7 — канал для ЗЗУ.
Рис.	5-42.	Изменение
концентрации оксидов
азота от нагрузки
котла.
1 - котел ПТВМ-50 с за-
водскими горелками; 2 —
котел ПТВМ-50 с горелками
двухст а дийного сжигания.
в)	снижается зависимость температуры уходящих газов от
нагрузки;
г)	качество горения при переходе к двухстадийному сжиганию
газа в котле ПТВМ-50 не ухудшается.
Как видно из табл. 5-14 при полной нагрузке котла выход ок-
сидов азота снижается с 435—460 до 130—145 мг/м3. При мень-
ших нагрузках (60 %) достигается снижение выхода МОхв2раза.
На диаграмме рис. 5-1 показана доля термических и быстрых NOX.
Как видно из рассмотрения диаграммы, использование горелок
двухстадийного горения позволяет практически полностью ликви-
дировать термические NCK, остаточная концентрация в 130—
140 мг/м3 соответствует уровню быстрых NO.V.
239
ГОРЕЛКИ ДВУХСТАДИЙНОГО СЖИГАНИЯ
ДЛЯ КОТЛОВ ЭНЕРГОБЛОКОВ
Таганрогское ПО «Красный котельщик» оборудует ряд энерго-
блоков горелочными устройствами, имеющими два или даже три
подвода воздуха, что позволяет осуществить двухступенчатое (ста-
дийное) горение без изменения конструкции горелок или же с не-
значительной реконструкцией.
Так, котлы ТГ-104 (энергоблоков 200 МВт) Сургутской
ГРЭС-1, предназначенные для сжигания попутного газа нефтедо-
Подвод воздуха
в центральный
канал
Подвод возду-
ха во внутрен-
ний канал |
т
Центральный
подвод газа
Рис. 5-43. Горелочные устройства двухстадийного горения для
котла ТГ-104 энергоблока 200 МВт.
Подвод воз-1
духа до —5
внешний
канал
Рис. 5-44. Концентрация оксидов азота в дымо-
вых газах котла ТГ-104 при одностадийном (/) и
двухстадийном (2) горении.
240
бычи, оборудованы горелочными устройствами, имеющими цен-
тральную и периферийную подачу газа и два кольцевых канала
для подачи воздуха (рис. 5-43). Центральный воздушный канал
использовался только при сжигании резервного жидкого топлива.
Институтом газа АН УССР совместно с коллективом Сургутской
ГРЭС-1 Тюменьэнерго горелка перестроена на режим двухстадий-
ного горения с недостатком окислителя в первой стадии и подачи
части воздуха (около 9 %) по центральной трубе (по оси) горе-
лочного устройства. Это позволило снизить выход NOX на 24—
33 % (рис. 5-44). С переходом на двухстадийное горение содер-
жание СО в продуктах сгорания осталось неизменным (разница
в пределах 0,002 %) при аг= 1,03ч-1,05 и увеличении температуры
уходящих газов всего на 2 °C.
ГОРЕЛКИ С РЕЦИРКУЛЯЦИЕЙ ДЛЯ КОТЛОВ ЭНЕРГОБЛОКОВ
На котлах ТГМП-314А (энергоблоки 300 МВт) Институтом
газа АН УССР были проведены две серии опытов по изучению
влияния схемы подачи рециркуляционных газов через горелку.
В первой серии была использована существующая система рецир-
куляции, которая предусматривает ввод рециркуляционных газов
по кольцевому периферийному каналу газомазутной горелки кон-
струкции ХФ ЦКБ-ТКЗ (Харьковский филиал центрального
конструкторского бюро) производительностью 4350 кг/ч мазута
с паромеханической форсункой типа «факел». Схема горелки пред-
ставлена на рис. 5-45. Исследованиями установлено, что увеличе-
ние степени рециркуляции незначительно влияло на выход окси-
дов азота (рис. 5-46, кривая 1) вследствие нерациональной схемы
подачи рециркуляционных газов в топку. По существующей схеме
рециркуляционные газы из-за конического раскрытия торкретиро-
ванной насадки направляются мимо зоны горения, слабо влияя на
ее температурный уровень. Для усиления влияния рециркуляци-
онных газов на зону горения Институтом газа АН УССР, ВТИ
им. Ф. Э. Дзержинского и ТЭЦ-5 Киевэнерго проведена рекон-
струкция горелок, которая заключалась в том, что торкретирован-
ные насадки, разделяющие потоки рециркуляционных газов и воз-
духа, были удалены, а камеры периферийной подачи газа — уко-
рочены. Таким образом в полости горелки была организована ка-
мера предварительного перемешивания рециркуляционных газов
с периферийным потоком воздуха, что позволило подать рецирку-
ляционные газы в смеси с воздухом непосредственно в зону горе-
ния и, следовательно, более интенсивно охладить ее.
Результаты второй серии опытов, проведенных с использова-'
нием реконструированных горелок, представлены на рис. 5-46,
кривая 2. Котел работал в номинальном режиме по нагрузке, ко-
эффициент избытка воздуха перед водяным экономайзером со-
ставлял 1,02—1,04, степень рециркуляции дымовых газов изменя-
241
Рис. 5-45. Схема горелки котла ТГМП-314А энергоблока 300 МВт до реконст-
рукции (а) и после реконструкции (б).
Z — газы рециркуляции; 2 — вторичный воздух; 3 — первичный воздух; 4 — подача мазута;
5 и 6 — подвод газа.
Рис. 5-46. Вли яние сте-
пени рециркуляции ды-
мовых газов на выход
оксидов азота.
1 — до реконструкции горе-
лок; 2 — после реконструк-
ции горелок.
лась от 2,8 до 17,0 %. При работе на реконструированных горел-
ках рециркуляция дымовых газов более эффективно снижает вы-
ход оксидов азота. Повышение степени рециркуляции от 2,8 до
17,0 % соответствовало снижению концентрации оксидов азота
в дымовых газах от 625 до 350 мг/м3, т. е. каждый процент повы-
шения степени рециркуляции снижает выход оксидов азота на
3 % (до реконструкции 1 %).
На основании проведенных исследований совместно с ВТИ
им. Ф. Э. Дзержинского и Таганрогским ПО «Красный котель-
щик» разработаны горелочные устройства с перемешиванием ча-
сти воздуха и газов рециркуляции в пределах горелки для двух
энергоблоков 800 МВт Сургутской ГРЭС-2 (котлы ТГМП-204),
работающих на природном газе. Схема реконструкции типовой го-
релки котла ТГМП-204 приведена на рис. 5-47. Реконструкция сво-
дится к следующему.
1)	длина обечайки, разделяющей каналы рециркуляционных
газов и вторичного воздуха, укорачивается на 300 мм или в ней
делаются прорези вдоль каналов длиной 300—400 мм;
242
Рис. 5-47. Схема реконструированной горелки
котла ТГМП-204 энергоблока 800 МВт.
Воздух
Рис. 5-48. Схема горелочного устрой-
ства с подачей газов рециркуляции
между каналами воздуха (в «рассеч-
ку»).
Рис. 5-49. Схема подовой
горелки с прямой щелью.
£,„»	Ln и L„ — соответственно
н о д
зоны факела: начальная, основ-
ная и догорания.
2)	длина обечайки, разделяющей каналы первичного и вторич-
ного воздуха, уменьшается со стороны амбразуры на 200 мм;
3)	закрутка вторичного воздуха ликвидируется.
Еще одним типом горелочного устройства с пониженным вы-
ходом NOX является разработанная САФ ВНИИПромгаз, ВТИ
им. Ф. Э. Дзержинского и ХФ ЦКБ Минэнерго горелка с подачей
243
газов рециркуляции через кольцевой канал (в рассечку) между
центральным и периферийным каналами воздуха (рис. 5-48). Го-
релки проверены в эксплуатации на котлах ТГМП-314 (энерго-
блоки 300 МВт) Ириклинской ГРЭС и обеспечивают выход NOX
при полной нагрузке на мазуте 450—460 мг/м3, на природном газе
407—480 мг/м3. При нагрузке 50—60 % выход NOX на мазуте со-
ставляет 235—250 мг/м3, на газе 130—160 мг/м3 [231]. Использо-
вание горелок позволяет поддерживать коэффициент избытка воз-
духа ат от 1,01 до 1,03.
ЩЕЛЕВЫЕ ПОДОВЫЕ ГОРЕЛКИ ДЛЯ ПРОМЫШЛЕННЫХ
И ОТОПИТЕЛЬНЫХ КОТЛОВ
При массовом переводе промышленных и отопительных котлов
со слоевого сжигания угля на природный газ, осуществленном
в больших масштабах в ряде городов СССР в 50-х годах, уста-
новка горелок на фронтовой (или боковых) стенке топки часто
приводила к выходу котлов из строя из-за высоких локальных теп-
ловых потоков к отдельным поверхностям нагрева при плохом ка-
честве водоочистки. Поэтому требовалось разработать горелочные
устройства, обеспечивающие равномерное поле температур в попе-
речном сечении топки [115]. Решение этой задачи позволяет также
снизить выход оксидов азота в зоне горения.
Для создания развитого фронта горения, удовлетворяющего
этим требованиям, а также позволяющего завершить процесс го-
рения в пределах топочной камеры, перспективным представля-
ется использование пода котла в слоевых (и некоторых камерных)
топках.
В 1957—1960 гг. автором были выполнены исследования на
опытном стенде [155], в содружестве с сотрудниками института
Укргипрогорпромгаз внедрены подовые горелки в котельных уста-
новках малой мощности (котлы типа ДКВР, ТС-35 и др.).
В 1962—1968 гг. разработки подовых горелок проводились
В. П. Михеевым и В. Н. Федоровым [178], Р. И. Эстеркиным [177],
Е. М. Лавренцовым и автором [232]. Простейшая схема подовой
горелки представлена на рис. 5-49. В результате исследований
коллекторов горелок с углом между рядами отверстий 90, 135 и
180° [155] было рекомендовано применять горелки с углом 90°, наи-
лучшим образом стабилизирующие пламя и обеспечивающие мак-
симально допустимый прогрев коллектора. Горение газа начина-
ется в щели на расстоянии Ен= (0,3ч-0,7) от коллектора (ащ —
ширина щели). Максимальная температура на поверхностях ще-
лей составляет 1100 °C, на поверхности трубы коллектора 300 °C,
колосниковой решетки 75 ГС.
Расположение горелок на колосниковой решетке выбирается,
исходя из соображений наиболее равномерного распределения тем-
ператур по сечению топки. Для обеспечения постоянства харак-
244
теристик факела требуется равномерное распределение газа и
воздуха
Л<71 _ Д<?а
A/i Д/2
Дои __ Да2
д/Г-^дГ
= const;
Д/«
Д«п
д/«
= const
(5-23)
(5-24)
по длине огневой части горелки, достигающей в ряде случаев
3,5—4 м. Исследование равномерности распределения статических
давлений в газовом коллекторе диаметром 50 мм и длиной 3 м
(/Огн = 2,5 м) при наличии 245 отверстий различного диаметра по-
казало, что при Ек/2/с>3 (FK — площадь коллектора, 2/с — сум-
марное сечение сопел) заметного изменения давления (а следова-
тельно, и расхода газа) по длине коллектора не происходит.
Исследование горелки на опытном стенде позволило опреде-
лить оптимальную площадь живого сечения подгорелочной ре-
шетки /р= 104-15 % (при диаметре отверстий 10—12 мм). Над
коллектором горелки в осевой области возникают стабилизирую-
щие горение зоны обратных токов (см. рис. 5-49).
Малое сопротивление щелевых подовых горелок по воздуш-
ному тракту в сочетании с равномерным распределением тепло-
вых нагрузок по сечению позволяет при сжигании газа в подовых
горелках обеспечить производительность котла в 1,5 раза выше,
чем при сжигании твердого топлива (без замены вентиляторов),
и на 10—20 % выше, чем при сжигании газа в вихревых горелках
(из-за отсутствия локальных перегревов футеровки).
На начальном участке (см. рис. 5-49) траектория струй и про-
цесс смешения определяются закономерностями движения газо-
вых струй в сносящем потоке воздуха.
Выбор диаметра dQ и шага s сопел, а также ширины щели ащ
может быть проведен с учетом дальнобойности струй h при ис-
пользовании зависимостей, полученных Ю. В. Ивановым [156].
Тогда из условий равномерного распределения струй по длине
щели можно выбрать шаг отверстий
s > 0,75/г > O,75dcsina/(S (wr/wB) -у/уг/ув
(5-25)
где Ks — поправочный коэффициент, учитывающий шаг отверстий;
и — угол атаки; Wf, wB— соответственно скорости газа и воздуха,
м/с; ут, ув — соответственно плотности газа и воздуха, кг/м3.
Ширина щели определяется исходя из следующих соображе-
ний. В том случае, когда струя не достигает стенки щели,
l,375/i < ащ/2—(dK. н/2) sin ₽,	(5-26)
где г/к. н — наружный диаметр газового коллектора, роль послед-
него в стабилизации горения будет незначительной. Если же даль-
245
ТАБЛИЦА 5-15
Характеристики факела и концентрация N0x в щелевых подовых горелках
с различным профилем щели (а= 1,06 ~ const)
Параметры и показатели	Сужение вверху ав/ащ=°’82	Профиль щелн Прямая ав/ащ=1	Раскрытие в верхней части ав/ащ=1'18
Тепловое напряжение сечения, Г кал/(м2 X Хч):			
Q/fm	5,5	5,5	5,5
Q/fB	6,7	5,5	4,7
Объем факела Уф, м3	0,0517	0,0560.	0,0648
Относительная длина факела	7,95	8,64	8,64
Тепловое напряжение объема факела (сред- нее) Q/Уф, Гкал/(м3-ч)	3,8	3,5	3,0
Длина зоны интенсивного горения /о^щ	3,2	3,2	3,2
Степень выгорания в конце зоны интен- сивного горения х	0,978	0,918	0,970
Тепловое напряжение зоны интенсивного горения <2*„/У0, Гкал/(м3-ч)	16,1	14,4	13,3
Тепловое напряжение зоны догорания Q (1—х0)У0, Гкал/(м3-ч)	0,108	0,416	0,116
Расстояние Ьф^ащ до сечения с Ттах	1,8	1,8	1,8
Максимальная температура факела 7’тах, К	1681	1661	1583
Расстояние до плоскости с Cno		 х max ^NOxmaxM	2,6	3,2	3,2
Максимальная концентрация NOX по оси факела Сыохп1ах, г/м3	0,210	0,175	0,160
нобойность струй велика по сравнению с расстоянием до стенки
щели, то будет обеспечено преждевременное зажигание в сечении,
где струя газа предварительно перемешивается лишь с незначи-
тельным количеством воздуха.
Очевидно^ оптимальное соотношение размеров соответствует
условиям, при которых струя газа направлена касательно к кир-
пичному каналу-смесителю:
1,375/г= ащ/2—(dK. н/2) sin	(5-27)
Подовые горелки позволяют «растянуть» фронт горения и сни-
зить удельные тепловые нагрузки огневого сечения Q/fOm по срав-
нению с горелочными устройствами, устанавливаемыми на боко-
вых стенках топки (табл. 5-15).
Обработка экспериментальных данных по выгоранию прове-
дена с использованием зависимости вида [177]:
qs = e~K(-x/a^n,	(5-28)
где q3— химическая неполнота сгорания.
246
Рис. 5-50. Стенд для исследования процесса горе-
ния и концентрации NOX в факеле подовых го-
релок.
Из анализа выражения (5-28) следует, что
Аф = ащ^ЛЖ	(5-29)
Лопт« 0,37 (ащ^б/к.и sin Р).	(5-30)
С целью изучения условий образования оксидов азота в плос-
ком щелевом факеле Е. М. Лавренцовым и автором проведены ис-
следования в специально построенной для этой цели полупромыш-
ленной камере сгорания, представляющей собой кирпичную топку
(рис. 5-50) внутренними размерами 1X1X2 м, стенки и свод ко-
торой экранированы водоохлаждаемыми трубами диаметром
57 мм, размещенными с шагом 75 мм. Особенностью установки
являлся подвижный под, позволяющий выдвигать нижнюю часть
топки с подовой горелкой и воздухораспределяющей решеткой для
247
изучения факела в открытой атмосфере, фотографирования пла-
мен на фоне размеченной черной шкалы, а также для изменения
профиля щели.
Большинство опытов проведено при ащ = 0,1-н0,12 м; dv.. н=
=0,076 м. Обработка расходных характеристик для горелок раз-
личного профиля позволяет установить зависимость Бф от на-
грузки
Бф = Бф/ащ Fr0,16,	(5-31)
где Fr — критерий Фруда, и влияние коэффициента избытка воз-
духа
Бф « а-0,3.	(5-32)
Наряду с режимными характеристиками на абсолютную и от-
носительную длину факела влияет также профиль щели. В резуль-
тате исследований отмечено, что сужение в верхней части щели
приводит к уменьшению длины факела
Бф «(ав/ащ)0’5,	(5-33)
а раскрытие в верхней части почти не сказывается на линейной
протяженности зоны горения. Существенное влияние профиля и
размеров подовой щели на длину факела объясняется превали-
рующим влиянием условий в корне факела на процесс горения
(рис. 5-51). Из анализа процесса горения в подовой горелке по
рассмотренной схеме (см. рис. 5-49) можно отметить еще более
четко выраженное, чем в случае вихревого факела, наличие трех
основных участков факела:
а)	начального длиной (0,34-0,7) ащ, в котором горение отсут-
ствует, но происходит перемешивание струй газа с воздухом;
б)	основного длиной (24-3) Цщ, представляющего собой зону
интенсивного горения, размещенную внутри щели и вблизи от нее,
в которой завершаются перемешивание газа с воздухом и холод-
ной смеси с рециркулирующими в центральной части щели (над
коллектором) продуктами сгорания и образование оксида азота;
в)	зоны догорания длиной (4-у6)ащ.
График интенсивности выгорания
х = 1 —= f (Бф),	(5-34)
приведенный на рис. 5-52, показывает, что процессы горения на
основном участке внутри амбразуры — щели и вблизи от нее резко
отличаются по интенсивности от процессов догорания. Действи-
тельно, построив на основании обработки полей концентраций
профиль, ограничивающий объем факела, получим, например, что
при <7огн = 6,6 Гкал/(м2-ч) тепловое напряжение всей зоны горения
248
to
Рис. 5-51. Кривые выгорания и образо-
вания АО,- по длине факела подовой
горелки с раскрытием.
Рис. 5-52. Степень и интенсивность вы-
горания топлива в щелевой подовой го-
релке с раскрытием (?/forH=5,5 Гкал/ч;
dc=l,5 мм; s=18 мм; а=1,06).
составляет qlV^ — 4 Гкал/(м3-ч). При этом тепловое напряжение
зоны интенсивного горения составит
q0 = qx0IVQ « 18 Гкал/(м3-ч),	(5-35)
а зоны догорания
<7д = <?(1—хо/Уд) = 0,6 Гкал/(м3-ч).	(5-36)
Проведенные исследования при двух значениях нагрузки и раз-
ных значениях а показали, что в области Ьф = (3 4- 10) Cnox = const.
Максимальная скорость образования оксидов азота в факеле
dCuoldLfy соответствует положению ^max и расположена вблизи
плоскости с (б/х/б/£ф)тах- Интенсивное образование оксида азота
в факеле имеет место на участке с L$ = 1,54-3,0.
Некоторые сравнительные характеристики факелов подовых го-
релок с различным профилем амбразуры-щели приведены
в табл. 5-16. В зоне интенсивного горения в факеле с раскрытием
и сужением в верхней части щелевой амбразуры выгорает при-
мерно одинаковое количество топлива. Однако вследствие того,
что в первом случае процесс горения занимает большой объем,
а также вследствие более интенсивной теплоотдачи температуры
при горении в щелевых каналах с раскрытием ниже. Этим объяс-
няется и более низкая концентрация оксида азота для щели с рас-
крытием в верхней части амбразуры (рис. 5-53)
(Ono*)расш max < (СнОх)пр max < (Onox)суж max-	(5-37)
В режиме а = 1,06 и q = 5,5 Гкал/(м3 • ч)
(Ono*)расш max 0,92 (CnoJпр max 0,76 (Cnox) суж шах» (5-38)
т. е. для щели с раскрытием концентрации оксида азота ниже на
8 %, чем для прямой щели, и на 24 %, чем для щели с сужением.
Максимальные концентрации оксидов азота наблюдаются на рас-
стоянии L^ox = (2,64-3,2)ащ м от начала зоны горения (30—100 мм
от верхнего среза щели-амбразуры) и не меняются по ходу фа-
кела (см. рис. 5-51—5-53). Малые тепловые нагрузки зоны горе-
ния при использовании подовых горелок позволяют снизить кон-
центрацию оксидов азота по сравнению с другими горелочными
устройствами, а следовательно, и концентрацию оксида азота
в зоне горения. Для определения действительных концентраций
оксидов азота в продуктах сгорания подовых горелок исследо-
вался состав дымовых газов шести котлов ДКВР-10-13, четыре из
которых были оборудованы фронтальными горелками (по две го-
релки с фронта котла) типа ГА конструкции Мосгазниипроекта,
а остальные — подовыми горелками (табл. 5-16). Средние и мак-
симальные концентрации оксидов получены в результате обра-
250
Сно„>г!м3
о; v2 dj
Рис. 5-53. Концентрация N0x по оси подовой щелевой горелки с различной
конфигурацией щели [а=1,05; <?=5,5 Гкал/(м3 • ч)].
/ — прямая щель; 2 — щель с раскрытием, пв/Пщ =!,18; 3 — щель с сужением, ав/Пщ—0,82.
ботки 5—10 анализов продуктов сгорания котла. Из таблицы
видно, что использование подовых горелок позволяет на 30—35 %
снизить максимальные концентрации оксида азота в продуктах
сгорания.
Если учесть, что котлы работали с одинаковыми объемными
теплонапряжениями Q/V, то из сопоставления концентраций ок-
сидов азота в котлах № 5 и 6, оборудованных фронтальными круг-
лыми горелками, и в таких же котлах № 1 и 2, оборудованных
ТАБЛИЦА 5-16
Содержание NOX в продуктах сгорания котлов
ДКВР-10-13, оборудованных «смесительными»
и подовыми горелками
Число и тип горелок	CNO	, г/м3
	средняя	максимальная
2 подовые	0,21	0,27
	0,22	0,24
1 «смесительная»	0,28	0,31
	0,31	0,33
2 «смесительные»	0,26	0,33
	0.28	0,41
251
подовыми горелками, следует, что в' последнем случае концентра-
ция оксидов азота снижена на 26—45 %. Щелевые подовые го-
релки успешно применяются в специальных газовых водогрейных
котлах ТВГ (см. гл. 4) и ряде других.
Резюмируя вышеизложенное, можно отметить следующее:
1.	Щелевые подовые горелки вследствие равномерного распре-
деления тепловых потоков по глубине топочной камеры позволяют
повысить надежность работы котлов, срок их эксплуатации, сни-
зить образование и выброс оксидов азота.
2.	Щелевые подовые горелки (с подачей воздуха от вентиля-
тора) могут быть рекомендованы к применению в котлах произ-
водительностью 2—35 т/ч пара (водогрейные котлы).
3.	Не рекомендуется применять щелевые подовые горелки
в отопительных котлах при отсутствии дутьевого вентилятора,
а также при малой высоте топочной камеры (< 1,5 м), так как
такая эксплуатация может сопровождаться наличием в дымовых
газах существенных концентраций продуктов неполного сгорания
(СО, Н2 и др.).
ХИМИЧЕСКИЕ МЕТОДЫ ОЧИСТКИ ДЫМОВЫХ ГАЗОВ
ОТ ОКСИДОВ АЗОТА
Необходимость развития промышленности и энергетики в го-
родах с большой концентрацией предприятий, где фоновые зна-
чения средней концентрации оксидов азота уже близки к ПДК,
приводит к поискам методов очистки дымовых газов от оксидов
азота. Различные методы очистки газов от оксидов азота полу-
чили наибольшее применение в химической промышленности.
И. Е. Кузнецов [233] подразделяет эти методы на 3 группы:
а)	окислительные, основанные на окислении оксида азота
в диоксид с последующим поглощением различными поглоти-
телями;
б)	восстановительные, основанные на восстановлении оксида
азота до азота и кислорода с применением катализаторов;
в)	сорбционные, основанные на поглощении оксидов различ-
ными сорбентами (например, адсорбция диоксида азота цеоли-
тами, торфом, водными растворами щелочей).
Применительно к очистке дымовых газов применяются восста-
новительные методы. Однако очистка дымовых газов путем вос-
становления оксида азота до азота и кислорода на катализаторах
представляет собой сложную задачу в связи со следующими об-
стоятельствами: 1) наличием в дымовых газах золы и оксидов
серы, загрязняющих и отравляющих катализатор. 2) потребностью
в более высокой температуре газов у катализатора (обычно по-
рядка 400°C), чем за системой золоулавливания.
Методы восстановления оксида азота природным газом, водо-
родом или оксидом углерода основаны на реакциях:
252
4N0 |-СН4-| ----------------->2N2 | CO2 + 2H2O;	(5-39)
катализатор
2NO + 2H2 H------------------- N2 + 2H2O;	(5-40)
катализатор
2NO+2CO-]------------------->N24-2CO2,	(5-41)
катализатор
в области 250—400 С при наличии катализатора не получили
пока применения в котлах, главным образом .в связи с тем, что все
эти восстановители способны вступать в реакцию с оксидом азота
лишь при отсутствии кислорода в продуктах сгорания.
Аммиак является единственным доступным восстановителем
избирательного действия, способным восстановить примеси оксида
азота до азота Сили малотоксичной закиси азота) при наличии
кислорода
6NO4-4NH34----------------> 5N2 + 6Н2О;	(5-42)
катализатор
6NO2 + 8NH3 4--------------> 7N2 + 12Н2О;	(5-43)
катализатор
8NO 4- 2NH3 4--------------> 5N2O 4- ЗН2О.	(5-44)
катализатоо
Исследование восстановления оксида азота в дымовых газах
мартеновских печей аммиаком еще в 1970-х годах проведено
Т. А. Кривченко в Донецком филиале ВНИПИЧерметэнергоочи-
стки. Дымовые газы имели следующий состав, об.%: СО2 5—10;
О2 10—15; SO2 до 0,04; СО до 0,1; NO.r 0,01—0,15, остальное —
N2 и Н2О. Восстановление оксида азота до азота и кислорода осу-
ществлялось на катализаторе, представляющем собой пятиокись
ванадия, нанесенную на активный у-оксид алюминия. Катализатор
АВК-Ю представлял собой гранулы с <7 — 5 мм и был устойчив по
отношению к сернистым соединениям.
Выполненные исследования на неподвижном слое катализа-
тора при обеспыленном газе (пыли менее 100 мг/м3) показали,
что при коэффициенте избытка аммиака 1,05—1,17 обеспечивается
снижение содержания оксидов азота в дымовых газах с 0,05 до
0,01 % (табл. 5-17).
Попытки обеспечить восстановление оксидов азота в запылен-
ных газах (до 10 г/м3) на катализаторе (пятиокись ванадия), на-
ходящемся во взвешенном слое, не дали положительных резуль-
татов: даже при продувке сжатым воздухом каждые 8—12 ч
степень очистки была не выше 25%, так как катализатор сорби-
ровал пыль и его активность быстро снижалась. Донецким фи-
лиалом ВНИПИЧерметэнергоочистки проведены промышленные
исследования по восстановлению оксида азота аммиаком на котле
паропроизводительностью 20 т/ч, работающем на коксовом газе.
Конструктивно аммиачно-каталитическая очистка осуществля-
ется следующим образом. В поток дымовых газов, обычно между
экономайзером и воздухоподогревателем котла, вводится коллек-
253
ТАБЛИЦА 5-17
Восстановление NOX аммиаком при различной концентрации их в продуктах
сгорания (Т — 240 -- 300 °C, объемная скорость до 25 103 г -1)
Средний коэффициент избытка аммиака	Концентрация, об. %				Коэффициент восстановле- ния NO, ?о
	До реактора		После реактора		
	NO*	NH3	NOX	NH3	
1.14	0,130	0,078	0,026	0,024	80,2
1.12	0,090	0.053	0,016	0,015	81,4
1,17	0,070	0,045	0,009	0.011	86,6
1,15	0,053	0,053	0,032	0,010	81,2
1,11	0,040	0,023	0.023	0,010	81,1
1,05	0,023	0,013	0,013	0,003	85,2
тор — перфорированная труба, через отверстия которой выходит
аммиак. На расстоянии 0,5—1,5 м от нее расположена кассета
с катализатором (обычно V2O5). При этом одна из главных за-
дач — снижение сопротивления катализатора.
В США, ФРГ и особенно в Японии, начиная с конца 1970-х го-
дов, аммиачно-каталитический метод весьма широко применялся
для очистки от NOX дымовых газов котлов энергоблоков и ряда
городских ТЭЦ. Степень восстановления аммиаком обычно со-
ставляет 71—95 %. При очистке с продуктами сгорания выбрасы-
вается избыточный аммиак, что несколько повышает токсичность
продуктов сгорания и является недостатком метода. Сопротивле-
ние слоя катализатора обычно невысокое и составляет 245—
392 Па. Применяются различные катализаторы в виде пластин,
таблеток и сот. Пониженная степень восстановления объясняется
в значительной мере тем, что наряду с азотом [образующимся по
наиболее вероятной реакции (5-45)] в очень заметных количест-
вах образуется и N2O [234].
Следует отметить, что выброс N2O и аммиака наблюдается и
при восстановлении оксида азота на катализаторах продуктами
сгорания, например, в выхлопных газах автомобиля [234]:
2NO + CO-> N2O + CO2;	(5-45)
2NO + 5H2->2NH3J-2H2O.	(5-46)
Стоимость очистки газов путем восстановления аммиаком пре-
вышает стоимость рециркуляции и двухступенчатого сжигания
в 10—30 раз. В Японии, например, аммиачно-каталитические де-
витрификационные установки в настоящее время работают на 50
мазутных, 20 угольных и 10 газовых котлах [66].
Вторым направлением по очистке дымовых газов от оксидов
азота является прямое вдувание аммиака в топочную камеру,
дающее наибольший эффект в области температур 950—1000 °C.
254
Этот процесс, разработка которого впервые начата фирмой
«ЭССО», позволяет избавиться от катализатора. В настоящее
время за рубежом и в СССР проводятся исследования по совер-
шенствованию этого процесса.
Исследования, проведенные при непосредственном вводе ам-
миака в топочную камеру в области температур 850—1200 °C, по-
казали, что степень восстановления NO зависит от ряда факторов,
основные из которых: а) температура; б) соотношение NH3/NO;
в) концентрация NO; г) время реакции.
Работы, проведенные в ВТИ им. Ф. Э. Дзержинского (Л. Д. Ско-
рик, Ю. В. Иванов и другие), показали существенное влияние на
процесс не только поддержания соотношения NH3/NO в пределах
0,5 с отклонением не более 10 %, но и равномерности распределе-
ния аммиака по сечению газохода. Применительно к котлам БДЗ-
160-100 ГМ Кировоканской ТЭЦ, ВТИ им. Ф. Э. Дзержинского и
Харьковского филиала Главэнергоремонта разработаны схемы по-
дачи аммиака в смеси с паром (через распределительное устрой-
ство в районе ширмового пароперегревателя) с газами рецирку-
ляции через сопла в станках газохода поворотной камеры и др.
Степень очистки на опытно-промышленной установке составляет
70—75 % [63].
За последние 15 лет делались отдельные попытки использова-
ния других присадок (кроме NH3) к топливу с целью снижения
выхода оксида азота при горении. Однако, судя по проведенным
фирмой «ЭССО» обстоятельным исследованиям [236], ожидать зна-
чительного (более 30 %) снижения выхода оксидов азота за счет
использования других присадок не следует.
В конце 1982 г. на Молдавской ГРЭС введена в эксплуатацию
разработанная ВТИ опытно-промышленная установка очистки ды-
мовых газов от оксидов серы и азота. Метод основан на окисле-
нии NO и SO2 до N2O5 и SO3, которые затем растворяются в воде.
Раствор этих кислот затем нейтрализуется аммиаком, в резуль-
тате чего удается получить сульфат аммония и аммиачную се-
литру, которые можно использовать в качестве удобрений. Уста-
новка построена на энергоблоке 200 МВт, работающем на угле
АШ, и рассчитана на очистку от 90 % NO* и 80 % SO2 и расход
25 %-го раствора аммиака— 1386 т/ч. Недостатком такой уста-
новки является существенная коррозия оборудования.
Резюмируя вышеизложенное, следует подчеркнуть, что затраты
на очистку газов от оксидов азота, как минимум, на 1—2 порядка
превышают стоимость методов снижения их образования. Поэтому
их следует применять после использования всех имеющихся ме-
тодов подавления, если требуется более существенное снижение
концентрации NOX, чем можно обеспечить методами подавления.
Из известных методов очистки дымовых газов от NOX наиболее
отработан аммиачно-каталитический метод.
Глава 6
ВЛИЯНИЕ ТОПОЧНЫХ УСТРОЙСТВ
НА ОБРАЗОВАНИЕ ОКСИДОВ АЗОТА
КОНСТРУКЦИИ ГОРЕЛОЧНЫХ АМБРАЗУР
Образование оксидов азота в зоне горения зависит не только
от максимальной температуры, но и от времени, в течение кото-
рого реагенты подвергаются воздействию этой температуры, т. е.
от условий охлаждения ядра зоны горения. Количество образую-
щегося оксида азота определяется условиями подачи и перемеши-
вания топлива и воздуха (зависящими от конструкции собственно
горелочного устройства и амбразуры горелки) и условиями ох-
лаждения, на которые оказывают влияние конструкция и размеры
амбразуры и топочного устройства.
С увеличением интенсивности теплоотвода снижаются макси-
мальная температура и время пребывания реагирующих веществ
в области максимальных температур. Время пребывания в зоне
реакции образования оксида азота, пропорциональное АТ^о и рав-
ное RTmZy.2fE^o, поддается определению [76, 238, 239].
Скорость охлаждения продуктов сгорания из уравнения теп-
лового баланса составит
Ф = ргсг (dT /dr),	(6-1)
где Ф — удельный теплоотвод от зоны реакции, ккал/(см2 • с).
Например, для плоского фронта пламени, излучающего в обе
стороны (для щелевых горелочных устройств),
Ф^З,6Ах(1)ФГ/1.	(6-2)
Продукты сгорания охлаждаются в зоне реакции со скоростью
фНО=Ф/(РгСг)-	(6-3)
Время образования оксида азота пропорционально Гтах2 и об-
ратно пропорционально скорости охлаждения:
TNO = ^•^max/(^NO<P)-	(6-4)
Н. А. Гуревичем на лабораторной установке [76] показано, что
с увеличением коэффициента теплоотдачи от зоны горения в 2 раза
(при а=1,0) выход оксида азота снижался на 65 %, а при других
режимах (а>1) наблюдалось еще более значительное влияние
теплоотдачи (рис. 6-1).
256
a
Коэффициент теплоотдачи, ккал/(м- ч  °C)
Рис. 6-1. Влияние теплоотдачи от зоны горения на
а=1,0 (а) и 1,1 (б).
выход NOx при
Рис. 6-2. Концентрации NOX и СО в продуктах сгорания подготовленной газо-
воздушной смеси в туннелях с Q, Мкал/ч: 100 (а) и 200 (б).
Длина туннеля: 1 — 2Z; 2 — I.
Влияние условий охлаждения в амбразуре было проверено
также в исследованиях, проведенных А. В. Марковским и автором
при сжигании предварительно подготовленной смеси в огнеупор-
ном туннеле. При проведении экспериментальных исследований
туннель был заключен в водоохлаждаемую рубашку. Среднее ко-
личество теплоты, передаваемой от стенок туннеля воде, на всех
режимах составляло около 6 Мкал/ч. В табл. 6-1 представлены
значения концентраций оксида азота в продуктах сгорания в вы-
ходном сечении туннеля при внешнем охлаждении камеры сгора-
ния для объемных тепловых напряжений 7 = 20, 30 и50Гкал/(м3Х
*4$ Заказ № 825	257
ТАБЛИЦА 6-1
Снижение концентрации NO, мг/л, в выходном сечении туннеля при внешнем
охлаждении туннеля проточной водой
Объемное тепло- вое напряжение q, Гкал/(м*-ч)	а	Коэффициент охлаждения туннеля, (^охл^гор)" •100, %	Уменьшение максимальной измеренной температуры в зоне горения ДГ=Г	— max 	Т	-Г' max охл’	CNO	^NO охл	Снижение (.’no, »
20	1,0	5,3	90	0,076	0,050	28,6
20	1,1	5,3	94	0,180	0,120	33,4
20	1,2	5.3	95	0,250	0,100	60,0
30	1,0	3.5	70	0,100	0,080	23,4
30	1,1	3,5	74	0,200	0,150	25,0
30 .	1,2	3,5	74	0.260	0,190	23,0
50	1,0	2,1	43	0,114	0,090	21,1
50	1,1	2.1	53	0,255	0,215	15,7
50	1,2	2,1	48	0,308	0,265	14,0
Хч) в сравнении с данными, полученными на неохлаждаемом
туннеле.
Как видно из таблицы, в области значений коэффициента ох-
лаждения AQ = (<2охл/2гор) • 100= =5,3 •% можно получить сниже-
ние концентрации оксида азота на 28—60 %, а значениям AQ
3,5 % соответствуют значения ACNo = 234-27 %. В последующих
исследованиях при размещении охлаждаемого проточной водой
плоского змеевика в факеле вихревой горелки на расстоянии Тф =
= 0,75 5ф от газовых сопел выход оксидов азота в продуктах сго-
рания снижался на 50—60 % при сохранении хорошего качества
горения (Ссо<0,002 об.%).
Таким образом, теплоотвод в зоне горения оказывает весьма
существенное влияние на выход оксидов азота. В условиях топоч-
ных камер парогенераторов теплоотвод от ядра зоны горения при
сжигании газа и мазута изменяется главным образом при изме-
нении угла раскрытия и длины амбразуры. Распределение темпе-
ратур в амбразурах цилиндрических и конусных с углами раскры-
тия 30 и 60° приведено на рис. 3-14. Из рассмотрения изотерм
видно, что раскрытие амбразуры снижает максимальные темпера-
туры. Так, при постоянном режиме замена цилиндрической амбра-
зуры конусной с углом раскрытия 30 или 60° той же длины при-
водила к снижению максимальных локальных температур соответ-
ственно на 30—35 и 60 °C (см. гл. 3). Качественно совпадающие
результаты получены и при исследовании щелевых амбразур
(см. гл. 5).
А. В. Марковским и автором было проведено эксперименталь-
ное исследование влияния длины амбразуры на образование ок-
258
Рис. 6-3. Условный показатель
токсичности продуктов сгорания
на выходе из топочной камеры.
Длина камеры: 1 — /; 2 — 21.
Рис. 6-4. Соотношение СО и NOx
по приведенной токсичности с Q,
Мкал/ч: 100 (/) и 200 (2).
сида азота при горении заранее подготовленных газовоздушных
смесей известного состава в двух туннелях. Длины огнеупорных
туннелей (рис. 6-2) принимались 0,43 м (^ = /1/^ = 3,3) и 0,86 м
(72 = /2/d = 6,6). Исследование каждого туннеля было проведено при
двух значениях тепловой нагрузки: Qt = 100 Мкал/ч [тепловые на-
грузки объема туннеля qu= 17,5 и <72// = 8,75 Гкал/(м3-ч)] и Q2 =
= 200 Мкал/ч [<7i/" = 35 и </2Z"=17,5 Гкал/(м3-ч)]. Таким образом,
соблюдались соотношения /2 = 2/; Q2 = 2Qr, q\i—q2i"- Некоторые
результаты опытов приведены на рис. 6-2—6-4.
Уменьшение длины туннеля в 2 раза при постоянном расходе
соплива привело к снижению выброса оксидов азота с 0,36 до
0,20 мг/л или на 45 % [qu' = 17,5 Гкал/(м3 • ч), а= 1,1].
Если принять, что зона образования оксида азота распростра-
няется на всю длину туннеля, при изменении которой размеры зон
рециркуляции и количество рециркулирующих продуктов остаются
постоянными, то с известным приближением можно записать
TZnp?t;Z(K/wz);	(6-5)
t2Z пр « 21 (K/w2i),	(6-6)
(коэффициент К учитывает отклонение траектории частицы от
прямой).
259
Пренебрегая изменением скорости продуктов сгорания в тун-
неле
и
1 г
wi = — f widl
1 о
21
wu =}J2l J1 w2idl
b
(6-7)
(6-8)
и учитывая изменения профиля поля температур в туннеле, по-
лучим
г/ « 1/2t2Z
(6-9)
Полученные экспериментальные данные показывают, что
С << с
''NO г ~ NO2/'
Увеличение концентрации оксида азота объясняется ростом
времени реакции образования оксида и некоторым повышением
максимальной температуры.
В табл. 6-2 приведены концентрации оксидов азота в выход-
ном сечении туннеля для режимов с постоянным тепловым напря-
жением топочного объема [9= 17,5 Гкал/(м3 • ч)], полученные пу-
тем сопоставления режимов работы туннелей размерами /2 = 6,6
при Q = 200 Мкал/ч и Zi = 3,3 при Q=100 Мкал/ч. Как следует из
таблицы, уменьшение длины амбразуры при всех а сопровожда-
лось уменьшением выхода оксидов азота.
Вышеизложенное позволяет сделать следующие выводы:
1) конструкция амбразур горелочных устройств оказывает су-
щественное влияние на образование оксида азота в зоне горения;
2) выход оксидов азота снижается с уменьшением длины горе-
лочной амбразуры и с увеличением угла ее раскрытия.
ТАБЛИЦА 6-2
Концентрация NOX в выходном сечении туннеля
при одинаковом тепловом напряжении топочного объема
1)7,5 Гкал (м3-ч)] и переменной длине туннеля
а			(Cnox)2/((Cnox)/
	2Z	1	
1,1 1,2	0,34	0,20	1,70
	0,35	0,23	1,53
1,3	0,35	0,20	1,75
260
СХЕМЫ РАЗМЕЩЕНИЯ ГОРЕЛОЧНЫХ УСТРОЙСТВ
Размещение горелочных устройств в топочной камере: фрон-
тальное, угловое, встречное, подовое — оказывает существенное
влияние на наличие зон рециркуляции и условия охлаждения фа-
кела, а следовательно, и на условия образования оксидов азота.
Например, при угловом (тангенциальном) размещении горелок
имеет место подмешивание продуктов сгорания к корню факела
соседних горелок. Поэтому в отдельных случаях при тангенциаль-
ном расположении горелок иногда наблюдается более низкий уро-
вень образования оксидов азота (рис. 6-5). Однако, так как газы
рециркуляции часто проникают в факел за зоной максимальных
температур, где образуется основное количество «термических»
NOjj, существенное снижение NO* при угловом расположении го-
релок в этих случаях не наблюдается (табл. 6-3).
В подавляющем большинстве случаев горелочные устройства
лл1' сжигания угольной пыли, мазута и газа устанавливаются на
фронтальной или боковой стенках топки. Такая схема расположе-
ния горелок (единственно возможная для многих современных то-
почных устройств, например, для камерных топок с холодной во-
ронкой) имеет ряд недостатков, к которым следует отнести: а) не-
обходимость вырезать часть экранов для размещения горелочных
устройств; б) высокое аэродинамическое сопротивление горелок и
высокие локальные тепловые нагрузки ввиду ограниченной воз-
можности развития фронта горения; в) неравномерность тепловых
потоков в поперечном сечении топочных устройств; г) малые теп-
ТАБЛИЦА 6-3
Средний выброс NOX котлами электростанций при использовании
вихревых и щелевых угловых горелок, кг/Гкал
Тип и параметры котлов	Горелочные устройства	Уголь АШ	Природный газ	Источник.
ТП-170	\Д = = 170 т/ч; d3 = = 7,6 м; q = —0,13 Гкал/(м3Х Хч)]	Вихревые, 3 шт.	0,43—0,57	0,29—0,47	Данные ав- тора
ТП-15 и ТП-47 \Д = 220 т/ч; d3 = 8,2 м; q = 0,112 Гкал/(м3-ч)]	Щелевые угло- вые, 4 шт.	0,39—0,57	0,27—0,45	То же
Котлы на одной из электростан- ций США (Д = -- 640 т/ч)	Вихревые	0,56—1,71		Данные Р. Дж. Френ- келя [199]
То же	Щелевые угловые	1,03—1,63	—	То же
Заказ № 825	26!
Рис. 6-5. Влияние избытка окислителя на об-
разование NOx при сжигании мазута.
Расположение горелок; 1 — горизонтальное (вихре-
вых); 2 — тангенциальное (прямоточных).
ловые нагрузки топочных поверхностей нагрева, размещенных
ниже зоны расположения горелочных устройств;
д) пониженный теплоотвод от центральных (средних) горелок,
что предопределяет повышенный выход оксидов азота.
В гл. 5 показано, что при переходе в котлах ДКВР с вихревых
на подовые горелки выход NOx снижается. Еще в большей сте-
пени это относится к энергетическим котлам. Специалисты Урал-
техэнерго с 1975—1977 гг. по настоящее время провели переобо-
рудование ряда котлов электростанций типа ТГМП-314, ПК-47,
ТП-87, БКЗ-210-140Ф, БКЗ-320-140ГМ и ТГМ-84А на сжигание
газа и мазута в прямоточно-вихревых подовых горелках Уралтех-
энерго производительностью от 4,5 до 25 т/ч. Проведенное срав-
нение подовой и настенной компоновок горелок выполнено на
двухкорпусном котле ПК-47 энергоблока 200 МВт. При этом один
корпус котла оборудован четырьмя настенными горелками кон-
струкции Ф. А. Липинского мощностью по 6,2 т/ч, а другой — по-
довой горелкой мощностью 25 т/ч. В этом случае концентрация
NOx в продуктах сгорания при использовании подовой горелки на
25 % ниже, чем для настенных горелок [240]. Проверка на других
котлах показала, что подовое расположение горелок во всех слу-
чаях снижало выброс NOx по сравнению с настенным (фронталь-
ным или встречным). При подовой компоновке горелок в котле
ТГМП-314 размещаются 8 мощных горелок с расходом по ма-
зуту 9 т/ч с диаметром амбразуры 1,23 м. На поду топочной ка-
меры котла (размеры в плане 8,77X17,48 м, высота 32 м) горелки
расположены в два ряда. Особенностью работы котла с подовым
размещением горелок является: а) более интенсивное охлажде-
ние прикорневой части факела вследствие более интенсивного, чем
при настенной компоновке, теплообмена (особенно у средних го-
релок); б) наличие эффективной внешней рециркуляции вслед-
ствие мощного опускного тока газов между стенками топок и фа-
келами горелок [241].
Сотрудники Уралтехэнерго выполнили исследования аэроди-
намики горения и образования оксидов азота в котлах с подовой
262
NOX, г/м3
06 -	°
’ - cP
о/Л рiijiii t°i ।
5	10 ' 15	20 Д,т/ч
Рис. 6-6. Зависимость концентрации
NOx от мощности горелок (топливо —
мазут; а"п.п= 1,024-1,03).
Рис. 6-7. Зависимость концентрации
NOx от мощности котла ПК-47 (топ-
ливо— мазут, а"п.п = 1,024-1,03).
Условными значками показаны разные се-
рии опытов.
компоновкой горелок. Эти работы [240] показали, в частности, что
при оснащении котлов подовыми горелками даже при выключен-
ной системе рециркуляции и аг= 1,02-1-1,03 обеспечивается выход
NOx 0,48—0,52 г/м3, не зависящий (для подовых горелок) от их
мощности (рис. 6-6). При наличии внутренней рециркуляции и по-
даче дымовых газов в тракт дутьевого воздуха в этих котлах
можно, по-видимому, снизить содержание оксидов азота в продук-
тах сгорания до требуемого уровня (0,30—0,35 г/м3) (рис. 6-7).
КОНСТРУКЦИИ ТОПОЧНЫХ КАМЕР
Конструкция и размеры топочных устройств оказывают су-
щественное влияние на условия охлаждения факела, а следова-
тельно, на время протекания реакции образования оксидов азота.
Профили топочных устройств некоторых котлов приведены на
рис. 6-8 [242].
В настоящее время отечественные котлы оборудуются в основ-
ном топочными устройствами трех типов:
1)	открытые камерные, тепловое напряжение топочного объ-
ема 7^ = 41,9-4-83,8 Дж/(м3 • ч);
2)	с пережимом, 7v~209,5 Дж/(м3 • ч);
3)	с циклонными предтопками, qv = 419-1-1257 Дж/(м3-ч).
Наиболее распространенным типом топочного устройства явля-
|<>1ся открытые топки, оборудованные (см. рис. 3-26) вихревыми
। предками. Реже применяются открытые топки с тангенциальным
расположением прямоточных горелок.
При тангенциальном расположении горелок в сочетании с рас-
тпутым фронтом горения удавалось получить меньший уровень
образования оксида азота и более слабую зависимость выхода ок-
сидов азота от а (рис. 6-9, 6-10). Это объясняется в первую оче-
редь подмешиванием продуктов сгорания к корню факелов сосед-
них горелок, однако данная зависимость не всегда наблюдается
и других аналогичных топочных устройствах,
я*
263
Рис. 6-8. Основные профили котель-
ных агрегатов.
Рис. 6-9. Схемы топочных ка-
мер для сжигания газа, при-
меняемых в США.
1 — фронтальное расположение го-
релок; 2 — горизонтальное встреч-
ное; 3 — труботопка фирмы «Рэлей
Стокер» с диффузионными горел-
ками.
Рис. 6-10. Выброс NO* при ра-
боте различных топочных ка-
мер на природном газе. Усл.
обозначения см. рис. 6-9.
В работе Т. Лоуза и др. [243] показано, что с увеличением теп-
лоотдачи к стенкам топочной камеры образование оксида азота
снижается в большей степени в случае применения прямоточных
горелочных устройств, а это объясняется, по-видимому, большей
линейной протяженностью зоны горения и зоны образования окси-
дов в прямоточном факеле. Развитие крупных газомазутных кот-
лов в СССР идет главным образом по пути совершенствования
камерных топок. Ведутся работы по созданию циклонных топоч-
ных устройств (например, конструкции ЦКТИ, ЭНИН и др.).
ТАБЛИЦА 6-4
Концентрация оксидов азота в дымовых газах котлов, оборудованных
различными топками
Тип котла	Топливо	Д. т/ч	Тип камерной топки	CNOX> г/м3
ТП-47 БКЗ-210-140 Б КЗ-220-100 ТГМ-96 ПК-41 ПК-41	Природный газ	210 210 220 480 475 475	Открытая С пережимом С циклонными пред- топками Открытая С пережимом С циклонными пред- топками	0,35 0,48 0,65 0,67 0,90 0,90
	Мазут			
Интересно оценить выход оксидов азота при сжигании топлива
в этих двух типах топок. Для сравнения выброса оксидов при сжи-
гании мазута в открытой топке с вихревыми горелками и в цик-
лонной топке ЦКТИ и Институтом газа АН УССР было прове-
дено специальное исследование на двух котлах паропроизводи-
тельностью 475 т/ч на Конаковской ГРЭС [22]. Один котел (ПК-
41) был оборудован восемью вихревыми горелками ЗиО с расхо-
дом мазута 4,5 т/ч каждая, расположенными в один ярус по 4 на
фронтальной и на задней стенках топки, а второй (ПК.-41-Ц) —
двумя подовыми вертикальными циклонами (выходная скорость
воздуха в тангенциальных соплах 68—80 м/с, относительное коли-
чество аксиального воздуха 13—29 %). Исследование проведено
при сжигании мазута М-100 (Sp = 3,14-3,2 %; дар = 5,3ч-6,6 %; Ар =
= 0,1 %; QPH = 88104-9030 ккал/кг) и изменении нагрузки от 53 до
104 %. При нормальной нагрузке котлов и изменении коэффици-
ента избытка воздуха от 1,00 до 1,06 содержание оксидов азота
составляло, г/м3: при циклонном сжигании 0,83—0,95; при откры-
той топке с вихревыми горелками 0,75—0,93. Выход оксидов азота
при циклонном сжигании был всего на 10 % выше, чем при сжи-
гании в открытой камерной топке.
Так как тепловое напряжение объема циклонной камеры в 10—
20 раз выше, то сравнительно низкий выход оксидов, видимо, объ-
ясняется рядом обстоятельств: малым временем пребывания в зоне
высоких температур, где происходит образование оксида азота,
меньшим объемом локальных зон с а>аср, подмешиванием су-
щественной части продуктов сгорания к корню факела.
В табл. 6-4 сравниваются концентрации оксидов азота при
сжигании природного газа и мазута в котлах одинаковой произво-
дительности с топками различных конструкций. Из таблицы сле-
дует, что концентрации оксидов в дымовых газах котлов паропро-
пзводительностью 210—220 т/ч, оборудованных топками откры-
того типа, на 27 % ниже, чем в дымовых газах котлов той же
265
мощности, оборудованных топкой с пережимом, и на 46 % ниже,
чем в дымовых газах котла с циклонными предтопками. В котлах
паропроизводительностью 475—480 т/ч, снабженных топкой с пе-
режимом и циклонным предтопком, концентрации оксидов азота
в продуктах сгорания одинаковы и превосходят концентрации
в котлах с открытыми топками на 34 %.
Таким образом, открытые топки, снабженные большим числом
горелок, все же характеризуются меньшим выходом оксидов азота,
чем топки других конструкций. При этом топки с тангенциальным
расположением прямоточных горелок отличаются несколько луч-
шими показателями по сравнению с топочными камерами, обору-
дованными вихревыми горелками.
ИНТЕНСИФИКАЦИЯ ТЕПЛООТВОДА В ТОПОЧНОЙ
КАМЕРЕ КАК МЕТОД СНИЖЕНИЯ ВЫХОДА
ОКСИДОВ АЗОТА
Снижение максимальной температуры и времени реакции
может быть достигнуто различными методами, в том числе интен-
сификацией теплоотвода от факела.
ИНТЕНСИФИКАЦИЯ ТЕПЛООТВОДА РАЗДЕЛЕНИЕМ
ТОПОЧНОЙ КАМЕРЫ ДВУХСВЕТНЫМИ ЭКРАНАМИ
Задача снижения выхода NO в зоне горения и уменьшения вы-
броса оксидов азота в атмосферу находится в известном противо-
речии с современной тенденцией увеличения размеров топочных
камер котлов и повышения тепловых напряжений топочного объ-
ема. Покажем, что применение двухсветных экранов, разделяю-
щих топку на ряд равных отсеков, позволяет в известной степени
устранить эти противоречия.
М. Д. Панасенко и С. Г. Агабабовым [244] путем обработки
значительного числа результатов испытаний котлов получено со-
отношение между допустимым из условий полноты горения топ-
лива напряжением топочного объема и размерами (эквивалент-
ным диаметром) поперечного сечения топочной камеры:
<7ттах = /:(1/^)	(6-Ю)
и высказано мнение о целесообразности применения двухсветных
экранов, разбивающих топку на отсеки.
В нашей работе [245] показано, что определяющим для выбора
максимального теплового напряжения топочного объема qr на га-
зовом топливе является не горение, а теплообмен, и получена за-
висимость вида
Рт max — (1 /с/э)0,6.
(6-11)
266
Рис. 6-11. Схемы топочных камер.
а - K3 = l-h/H; б - К3~ 1 - [(a-d\‘ ctg (<р/2)]/(4аН)
и К3 = 1—[d + H tg (<р/2)/Л] для 0<q><[2arctg (а — d)/(2H)];
X (W).
для 2arcctg (а —	<<р<180°
в - К3 = [аН - Z (а^щ) X
Для твердых и жидких топлив выбор дт ограничен условиями
сжигания. Удачный выбор тепловых нагрузок топочных камер и
схем размещения поверхностей нагрева обеспечивает эффектив-
ный теплоотвод от зоны горения и снижение выхода оксида азота
при хорошем качестве горения твердых и жидких топлив.
Рассмотрим лишь выбор <?т и пример размещения поверхностей
нагрева для простейшего случая (в топочной камере для сжига-
ния природного газа). Покажем, что скорость реакции горения ме-
тана не может лимитировать тепловое напряжение топочного объ-
ема современных котлов:
<7Гтах = *з ^/[Д(1+^о)]} [ТЕ/ТГ].	(6-12)
Под рис. 6-11 приведены расчетные зависимости для определе-
ния коэффициента заполнения К3 для некоторых топочных камер.
В большинстве случаев К3 = 0,70ч-0,90.
Время горения обратно пропорционально нормальной скорости
горения «н:
Tr = d/(tf..MH)2,	(6-13)
где Кг — отношение скорости распространения пламени в турбу-
лентном потоке ит к цн, может быть получено с использованием
зависимостей из работы [246]
7(r = HT/uH = 0,18d0’26Re0’4	(6-14)
или Л. Ванкикенборна и А. Тиггелена.
Для худших условий max260 Гкал/(м3-ч), что по порядку
величин совпадает со значением, полученным ранее В. П. Михее-
вым [178] из других зависимостей. Тепловое напряжение, рассчи-
танное из выражения (6-10), на три порядка превышает практи-
ческие нагрузки топки, Таким образом, скорость реакции горения
267
метана, как правило, не лимитирует тепловые нагрузки топок
котлов.
Реальные топки оборудованы горелками, подающими непере-
мешанные потоки газа и воздуха. Допустимое тепловое напряже-
ние топки из условий горения газа должно определяться ско-
ростью смешения газа с воздухом и газовоздушной смеси с рецир-
кулирующими продуктами сгорания на начальном участке факела
и в зоне интенсивного горения, а также скоростью догорания во-
дорода и оксида углерода в забалластированных потоках в хвос-
товой части факела. Объективной величиной, характеризующей
скорость реального процесса горения неперемешанных смесей, яв-
ляется тепловое напряжение объема факела
9rmax = W^	(6-15)
где В — расход топлива,
В = 360MZ/(l + aL0),	(6-16)
где f— площадь сечения амбразуры горелки; Z — число горелок.
Для турбулентного режима горения в горелках котлов длина фа-
кела в пределах допускаемого изменения нагрузки мало зависит
от расхода газа и может быть выражена в калибрах диаметра или
характерного размера горелки. Для прямоточных горелок
L$ = Ad,	(6-17)
для вихревых
Ьф=[(Л+£з)—s3]d.	(6-18)
Коэффициент пропорциональности А для данной конструкции
горелок постоянен.
Из выражений (6-14) — (6-16) получим
9г	= 3600Кз [QP/(1 + aLoy] {^/[(Л + Г3) ~73] d}.	(6-19)
Нетрудно показать, что в случае промышленных котлов соот-
ношение диаметра горелки и эквивалентного диаметра топки за-
висит от коэффициента заполнения топки и числа горелок, а тогда
при заданных QHP, а и К3 допустимое по условиям горения тепло-
вое напряжение топочного объема может быть представлено
в виде
<?Tmax = /(ti3, w).	(6-20)
Эта зависимость показана на рис. 6-12. Кривые построены на
основании экспериментальных и расчетных данных по длине фа-
келов горелок различных типов. Значения допустимых по усло-
виям горения тепловых напряжений топочного объема достаточно
высоки и позволяют иметь значительный резерв увеличения тепло-
вых нагрузок по сравнению с применяемыми в настоящее время
268
Рис. 6-12. Допустимое по условиям го-
рения тепловое напряжение топочного
объема в зависимости от эквивалент-
ного диаметра топки и скорости исте-
чения топливовоздушной смеси из амб-
разуры горелки.
Рис. 6-13. Допустимое по
условиям теплообмена теп-
ловое напряжение топочно-
го объема в зависимости о
эквивалентного диаметра
топки и температуры про-
дуктов сгорания на выходе
из топки.
Рис. 6-14. Пре^дельные
значения qT из условий
горения и теплообмена.
^тах,Гкал/(м3-ч)
4Г \	\
Для определения допустимого по условиям теплообмена тепло-
вого напряжения топки проведены многовариантные тепловые
расчеты топок котлов разных размеров при различных тепловых
напряжениях — от 100 до 1000 Мкал/(м3 • ч). Алгоритм был со-
ставлен на основе нормативного метода теплового расчета котлов.
Результаты проведенного расчета представлены на рис. 6-13
в виде зависимости
РЪ r;j.
(6-21)
Сравнение кривых, приведенных на рис. 6-13, показывает, что
предельные тепловые напряжения топочного объема должны оп-
ределяться условиями теплообмена. Для выбора теплового напря-
269
жения топки при сжигании природного газа может быть рекомен-
дован график, изображенный на рис. 6-14 [248]. Приведенные кри-
вые с достаточной точностью описываются эмпирической зависи-
мостью [248]
<7т тах = 4,95-Ю6-2(ф(1/^)О16(т;ах/То)4’2- .	(6-22)
где 7(ф — коэффициент, зависящий от конфигурации топки (или
секции топки, если она разделена двухсветными экранами). Для
кубической топки Л’ф=1; для призматической топки конфигурации
bxbx2b (ширина, глубина, высота) Кф = 0,91.
Проведенный анализ позволяет дать следующие рекомендации
по выбору тепловых напряжений топок котлов.
В случае, когда топка набирается из секций равных размеров,
разделенных двухсветными экранами, тепловое напряжение то-
почного объема не зависит от производительности котла и выби-
рается таким же, как для одной секции. Применение секционных
топок с двухсветными экранами позволило бы сочетать высокие
нагрузки топочных камер (в нашем примере Г"=1250 °C) с воз-
можностью эффективного охлаждения факела, а следовательно,
с малым выбросом оксида азота в атмосферу. Кроме того, это
дало бы возможность устранить влияние производительности
котла на концентрацию оксидов азота в продуктах сгорания.
Зависимость теплового напряжения от размеров топки
Эквивалентный диаметр Тепловое напряжение топочного
топки, м	объема, М.кал/(мя-ч)
1—2	1000—700
2—3	700—520
3—4	520—450
4—5	450—400
5—6	400—350
ТАБЛИЦА 6-5
Температура продуктов сгорания, °C, на выходе из топки при различных
размерах и тепловых напряжениях топки с двухсветным экраном и без него
(конфигурация топки &Х&Х2&; ат = 1,05; S/d = 1,1)
Ь, м			, Мкал/(м3-ч)		
	100	200	250	300	600
1	389/322	634/553	719/636	793/707	1073/989
2	542/459	805/715	894'804	966/876	1230/1153
3	642/553	909/816	887/906	1067/978	1316/1243
4	716/623	985/890	1069/978	1138/1049	1374/1503
5	775/679	1043/948	1126/1038	1193/1105	1415/1347
6	832/729	1114/1014	1203/1106	1273/1179	1509/1438
7	876/773	1156/1057	1244/1147	1312/1219	1539/1469
8	916/809	1193/1094	1277/1184	1344/1255	1564/1496
Примечание. В числителе — температура продуктов сгорания с применением экра-
нов, в знаменателе — без применения экранов.
270
Рис. 6-15. Зависимость теплоотдачи излучением на 1 м3 газа при установке
двухсветного экрана (2) и без него (/) от размеров топочной камеры и теп-
лового напряжения топочного объема (а= 1,05; S/d=l,l).
Установка одного продольного двухсветного экрана (рис. 6-15),
размещенного перпендикулярно к фронтовой стенке котла и раз-
деляющего топку на две равные части, позволяет получить при-
рост удельной теплоотдачи излучением
Л<21 = [(<2л.Дв—<2л)/<2л1-1ОО	(6-23)
па 10—15 % или при неизменной нагрузке снизить температуру
па выходе из топки на 67—107 СС (см. табл. 6-5). Большие значе-
ния А<2л соответствуют топкам больших размеров.
При создании котла для сжигания природного газа объем его
гонки и, следовательно, всего котла можно уменьшить в среднем
па 27 % (каждый из габаритных размеров на 10 %), установив
в топке один двухсветный экран; при этом расход топлива, выход
оксидов азота, а также расход металла на изготовление топочных
экранов остаются почти неизменными [232, 249].
Интерес представляет анализ целесообразности применения двух и более
двухсветных экранов (рис. 6-16), делящих топку на ряд отсеков. Разработанная
программа была использована при анализе на ЭВМ влияния нескольких двух-
светных экранов на теплообмен в топке. Некоторые результаты расчета приве-
дены на рис. 6-17 и в табл. 6-6.
Например, при размещении в топке котла размерами 3x3x3 м трех двух-
светных экранов имеется возможность увеличить тепловое напряжение топоч-
ного объема с 275 до 425 Мкал/(м3-ч). На рис. 6-17 приведена разность темпе-
ратур на выходе из топочных объемов различных размеров
АТ = т" — Т'	(6-24)
271
Рис. 6-16. Прирост теплоотдачи в топке размерами 6x6x26 при установке
двухсветного экрана (а =1,05; S/d=l,l; 6=14-4 м без подогрева воздуха и
6 = 64-10 м с подогревом воздуха).
при последовательном увеличении числа двухсветных экранов. Применение двух-
светных экранов, разделяющих топку на равные отсеки, позволяет увеличить
тепловое напряжение топочного объема при одном экране в среднем на 22—25,
при двух-трех — на 45—65 и при пяти на 88—100 % (при неизменных на вы-
ходе из топки температуре и содержании оксида азота). Применение двухсвет-
ных экранов позволяет сократить выход оксидов азота при некотором увеличе-
нии производительности. Высокое тепловое напряжение может быть сохранено
при любой производительности котла. В табл. 6-6 представлены отношение
размера 61 к размеру 6 и другие конструктивные характеристики топки при
условии одинакового расхода топлива и при одинаковой температуре продук-
ТАБЛИЦЛ 6-6
Конструктивные характеристики топок с двухсветными экранами
Параметр	Число экранов				
	1	2	3	4	5
Отношение bl.:b	0,91	0,84	0,8	0,765	0,735
Увеличение поверхности нагрева в топке, %	13	21	33	42,5	51
Увеличение массы поверхности нагрева в топке, Уменьшение объема топки, %	1,5	2,0	6,5	10,5	14
	25	41	49	55	60
272
а. Ь,м
Рис. 6-17. Влияние одного (а) и двух (б) двухсветных экранов на тепловое
|.шряжение топочного объема.
/ 2 — тепловое напряжение: /—без экранов; 2 — с экранами.
юн сгорания на выходе из топки в зависимости от числа двухсветных эк-
ранов.
При разделении топки на отсеки шириной 2 м и более (при сжигании газо-
ного топлива) можно успешно применять как щелевые (в том числе и подовые),
I.1K и вихревые газомазутные или газовые горелки. Когда топка разбивается на
отсеки с b<1,5 м (особенно при установке ряда двухсветных экранов и разбивке
273
ТАБЛИЦА 6-7
Равновесная концентрация и содержание NO в продуктах сгорания,
г/м3 (%), при установке двухсветных экранов
Число двухсвет- ных экранов	q, Мкал/(м3«ч), при разных размерах топки, м										
	зхзхб						10X10X20				
	100	200	300	400	600	800	100	150	200	250	300
0	0,53	1,18	1,69	2,15	2,72	3,12	1,64	2,28	2,72	3,12	3,60
1	(ЮО) 0,40	(ЮО) 0,93	(ЮО) 1,45	(ЮО) 1,86	(ЮО) 2,40	(ЮО) 2,80	(ЮО) 1,32	(ЮО) 1,90	(ЮО) 2,35	(ЮО) 2,27	(100) 3,15
2	(75,5) 0,30	(78,8) 0,80	(85,8) 1,22	(86,5) 1,63	(88,2) 2,20	(89,6) 2,55	(80,5) 1,08	(83,4) 1,63	(86,5) 2,02	(87,2) 2,40	(87,6) 2,80
3	(56,6) 0,23	(57,8) 0,63	(72,0) 1,08	(75,8) 1,48	(80,8) 2,02	(81,6) 2,34	(65,8) 0,86	(71,5) 1,40	(74,2) 1,80	(77,2) 2,20	(78,0) 2,55
	(43,3)	(53,4)	(63,8)	(68,7)	(74,2)	(75,0)	(52,5)	(51,3)	(66,2)	(70,5)	(71,0)
топки на узкие секции шириной 0,7—1,5 м), для сжигания газа целесообразно
применять щелевые (подовые или фронтальные) горелки, обеспечивающие хоро-
шее качество горения даже при расстоянии между экранами (двухсветными и бо-
ковыми) до 700 мм.
В гл. 3 показано, что в области значений d= 1,054-1,30 выход оксидов азота
постоянен, и это позволяет качественно определить влияние конструктивных и
режимных факторов на концентрацию оксида азота даже в случае недостаточно
точного определения абсолютной температуры.
Из анализа табл. 6-7 следует, например, что установка одного, двух или трех
двухсветных экранов в топочных устройствах размерами 3x3x6 м при qT =
= 300 Мкал/(м3-ч) сопровождается уменьшением равновесной концентрации
в продуктах сгорания соответственно на 14, 28 и 36 %. Зависимость ДСцо от
числа двухсветных экранов имеет тенденцию к убыванию при больших значениях
тепловых напряжений топочных объемов. Если, например, при <ут =
= 100 Мкал/(м3-ч) установка трех двухсветных экранов в топке размерами ЗХ
ХЗХб м приводит к снижению См о на 57 %, то при </т = 800 М.кал/(м3-ч) —
только на 25 %. Аналогичная картина сохраняется и для топок больших размеров
(10X10X20 м), для которых применение двухсветных экранов при обычных зна-
чениях нагрузок позволяет снизить выход оксида азота на 39—48 %.
С учетом полученной ранее зависимости Смо/[Сцо]~соп51, а также того
обстоятельства, что оксид азота составляет 95—99 % от общего количества ок-
сидов азота в продуктах сгорания котлов, анализ данных, приведенных в табл. 6-7,
позволяет подтвердить полученную ранее из обработки экспериментальных дан-
ных эмпирическую зависимость (4-18) выхода оксидов азота от размеров топки:
Cnox « (d3)n,	(6-25)
где « = 0,64-1,0 (для средних условий /г— 0,8).
При разделении призматических топочных камер конфигурации 6ХЙХ26 на
ряд равных отсеков двухсветными экранами выход оксидов азота снижается:
Сыо/Сыода « (d3!d3. №)п,	(6-26)
где показатель степени n=f(d3, q) меняется в пределах от 0,37 до 0,90; при этом
большие значения п соответствуют меньшим тепловым .нагрузкам и меньшим
размерам топок.
274
Проведенный краткий анализ и экспериментальные исследова-
ния позволяют отметить следующее:
а)	наиболее распространенные топки современных котлов —
камерные открытого типа — характеризуются несколько мень-
шим выходом оксидов азота при сжигании мазута и газа, чем
циклонные;
б)	увеличение мощности котлов с одновременным снижением
выхода оксида азота может быть достигнуто, например, при соз-
дании секционных топок, разделенных двухсветными экранами,
или другими методами, обеспечивающими дробление зоны горе-
ния и ее эффективное охлаждение.
Рассмотрим влияние излучения факела на выход оксида азота
для простейшего случая — сжигания природного газа.
Е. А. Пацковым, Э. И. Розенфельдом и Н. А. Федоровым [239]
аналитически рассмотрены возможности повышения светимости
факела путем карбюрации части газа в форкамере и выделения
сажистых частиц. Показано, что при этом существенно снижается
образование оксида азота при неизменной теплоотдаче в топке.
Упомянутые авторы считают, что выделение в форкамере сажи-
стых частиц из части газа, поступающего на горение, может
явиться средством снижения образования оксида азота при одно-
временной интенсификации топочного теплообмена. Такой метод
может быть применен в нагревательных и термических печах. При-
менение его в котлах затруднено в связи с возможным отложе-
нием сажи на поверхностях нагрева [250].
Увеличить теплоотвод от факела в топках котлов можно при-
менением промежуточных излучателей, которыми служат неэкра-
нированные участки топки, а также амбразуры горелок, участвую-
щие в процессе теплообмена. Следует отметить, что в современных
топках котлов с полным экранированием стенок и сравнительно
малой «горячей» поверхностью амбразур и участков футеровки
при работе на газе с точки зрения интенсификации теплообмена
и надежной стабилизации факела целесообразна установка спе-
циальных промежуточных излучателей. Отметим, что для сни-
жения выхода оксида азота в факеле следует, по-видимому, от-
дать предпочтение излучателям, вводимым непосредственно в зону
горения.
Роль промежуточных излучателей, которые могут быть изго-
товлены из огнеупорных материалов или жаростойких металлов
или введены в факел в виде порошка инертного вещества, заклю-
чается в том, что они воспринимают теплоту селективным излуче-
нием и конвекцией от продуктов сгорания и передают ее полным
спектром излучения водоохлаждаемым поверхностям, расположен-
ным в топке. Находясь в стационарном состоянии при неизменной
гемпературе, промежуточные излучатели весь падающий на них
тепловой поток переизлучают на поверхности экрана в виде отра-
женной теплоты и собственного излучения. В промышленных
275
печах роль промежуточных излучателей играет внутренняя по-
верхность кладки печи.
Работы С. Н. Шорина и И. П. Колченоговой [251], а также ав-
тора [232] позволили получить некоторые количественные связи.
Исследования, выполненные автором в 1955—1958 гг. и про-
долженные совместно с О. И. Косиновым [245] в 1964—1969 гг.,
имели своей целью выяснение следующих качественных и коли-
чественных зависимостей:
1)	влияние отношения поверхности излучателя к водоохлаж-
даемым поверхностям, размещенным в топке, на теплообмен при
постоянном режиме горения;
2)	влияние режимных факторов (теплового напряжения топоч-
ного объема, температурного уровня в топке и коэффициента из-
бытка воздуха) на эффективность применения промежуточных из-
лучателей;
3)	определение температуры промежуточных излучателей, вы-
бор возможных схем и конструкций излучателей и анализ на ЭВМ
эффективности их применения в реальных топочных камерах ко-
тельных установок;
4)	возможность уменьшения максимальной температуры и вы-
хода оксидов азота при установке в топке промежуточных излу-
чателей.
Чтобы проанализировать влияние отдельных факторов, рас-
смотрим влияние промежуточных излучающих тел на теплообмен
излучением в полностью экранированной топке (схема топки и
расположение излучателей показано на рис. 6-18). При внесении
в топку промежуточного излучателя поверхность нагрева остается
неизменной, но увеличивается видимый коэффициент лучеиспус-
кания топки.
В работе [252] показано, что с рядом упрощений отношение ви-
димых коэффициентов лучеиспускания топки с промежуточным из-
лучателем и без него можно выразить как
6	  Пвид. С ИЗЛ Оф -р физ Л- Э (1 ~Ь ю) (1 — аф) (6-27)
Пвид. без изл Оффизл. э 0 Оф) [1 С0физл. э (1 — Оф) (1 -р Оэ)]
где сризл. э — угловой коэффициент излучения промежуточного из-
лучателя на экран; ® — отношение поверхностей излучателя и эк-
рана; Цф и аэ — соответственно степени черноты факела и экрана.
Зависимость д от и и Пф при <ризл. э = 0,6 = const и аэ = 0,8 = const
приведена на рис. 6-19.
Для частного случая выпуклого излучателя <ризл. э=1, тогда
g   _________________аф ~р (1 ~Р СО) (1 аф)__
аф “р 0 — аф) [1 “Р (1 — £2ф) (1	С2Э)]
При а,«1и выпуклом излучателе
6 = 1 -Р И (1-Пф).
276
(6-28)
(6-29
Рис. 6-18. Схема тепло-
обмена при наличии из-
лучающих тел в экрани-
рованной топке.
Рис. 6-19. Изменение 6
в зависимости от о и
степени черноты факела
Из уравнения (6-27) и рис. 6-19 следует, что при установке
в топках промежуточных излучателей видимый коэффициент
лучеиспускания топки, а следовательно, и теплоотдача в ней
возрастают с увеличением отношения поверхности излучателя
к поверхности нагрева и углового коэффициента излучения излу-
чателя на экраны и с уменьшением степени черноты факела. От-
сюда следует, что из условий интенсификации теплообмена осо-
бенно целесообразно устанавливать промежуточные излучатели
при несветящемся газовом пламени и малой степени черноты
топки, например в малых котлах или котлах с секционными топ-
ками. В выражении (6-27) не учтена конвективная теплоотдача
от факела к излучателю, которая при значительной разнице тем-
ператур и больших скоростях может быть существенной.
Экспериментальное исследование влияния промежуточных из-
лучателей па теплообмен проведено автором в водоохлаждаемой
камере (рис. 6-20). Водоохлаждаемая камера представляла со-
бой цилиндрическую рубашку. Коническая форма крышки ка-
меры (торцевого калориметра) исключала дополнительную теп-
лоотдачу на боковых гранях.
При разработке излучателя и газогорелочного устройства мы
исходили из следующих соображений:
а)	излучатель не должен приводить к существенному измене-
нию аэродинамики потока и теплоотдачи конвекцией к водоох-
лаждаемым стенкам камеры;
б)	введение в камеру или удаление из камеры промежуточ-
ного излучателя не должно оказывать влияния на горение;
в)	горение должно быть достаточно полным, чтобы потери у.з
можно было не учитывать;
г)	горелочное устройство не должно являться дополнитель-
ным излучателем.
277
a-	4	ff
Рис. 6-20. Схема расположения излучателя (б)
в водоохлаждаемой камере (а).
1 — горелка; 2 — излучатель; 3 — камера; 4 — термопары
и термометры; 5 — трубка для отбора пробы дымовых
газов; 6 — проволока диаметром 4 мм, шаг 9 мм, 73 шт.
С этой целью были разработаны специальные горелка и излу-
чатель (см. рис. 6-20, а). Огневая насадка горелки представляла
собой пластинку диаметром 150 мм с 3080 огневыми отверстиями
диаметром 1,8 мм, расположенными с шагом 2,3 мм. Воздух
в горелку подавался принудительно от вентилятора. Вследствие-
наличия большого числа огневых отверстий, хорошего предвари-
тельного смешения газа с воздухом и равномерного поля скоро-
стей смеси перед насадкой обеспечивалось микрофакельное сжи-
гание газа в мелких ядрах (высотой до 5 мм). Анализ продук-
тов сгорания показал, что на расстоянии 30—40 мм от горелки
горение заканчивалось. При проведении опытов измерялось теп-
ловосприятие камеры и торцевого калориметра при наличии
промежуточного излучателя и без него при неизменном режиме
горения.
278
Рис. 6-21. Коэффициент прямой отдачи теплоты
в топке.
1—3 — Гкал/(м3*ч): / — 0,5, 2 — 1, 3 — 2; 4 — без из-
лучающей насадки; 5 — с излучающей насадкой.
Промежуточный излучатель (рис. 6-20, б) представлял собой
систему проволок (73 шт.) диаметром 4 мм и длиной 500 мм,
равномерно расположенных с шагом 9 мм по направлению
восьми лучей-радиусов с определенной поверхностью. Отношение
<в поверхностей Fii/FB приблизительно равно 1 (F„— поверхность
излучателя, FB — водоохлаждаемая поверхность нагрева). На-
садка подвешивалась таким образом, что нижняя часть ее нахо-
дилась на расстоянии 50 мм от горелки (в зоне, где горение уже
завершено). Опыты проводились при нагрузке камеры сгорания
2 Гкал/(м3-ч), при половине нагрузки [~1 Гкал/(м3-ч)] и при
четверти нагрузки [~0,5 Гкал/(м3 • ч)]. Коэффициент избытка
воздуха изменялся в пределах от 0,1 до 1,7.
На рис. 6-21 приведены результаты опытов в виде зависимо-
сти коэффициента прямой отдачи теплоты
и = Q/(BQ^t)	(6-30)
279
ТАБЛИЦА 6-8
Коэффициент прямой отдачи теплоты в топке при наличии в камере
излучающей насадки (р') и без нее (р")
Коэффициент прямой отдачи теплоты в топке	Коэффициент избытка воздуха						
	1,05	1,15	1,20	1,30	1,40	1,50	1,60
		1/4 нагрузки					
и'	—	0,675	0,670	0,658	0,645	0,630	0,613
„ У"	—	0,760	0,755	0,745	0,735	0,720	0,695
—У—.юс, % К	—	12,6 1/2	12,7 нагрузка	13,2 d	14,0	14,3	13,4
и'	—	0,600	0,585	0,555	0,515	—	—
V-"	—	0,705	0,697	0,682	0,660	—	—.
—100, % К	—	17,5 Поли	19,2 ая нагру	22,9 зка	28,1	—	—
И'	0,506	0,482	0,470	0,442	0,416	—	—
	0,635	0,608	0,595	0,563	0,530	—	—
-К	£	100, % к	25,5	26,1	26,6	27,4	27,5	—	—
от коэффициента избытка воздуха для трех различных значений
тепловой нагрузки при наличии в камере излучающей насадки
и без нее. Как видно из рисунка, при установке в камере излу-
чателя интенсивность теплоотдачи возрастает.
В табл. 6-8 приведены некоторые значения теплоотдачи в ка-
мере в опытах с насадкой и без нее, проведенных при одинако-
вых расходах газа и коэффициентах избытка воздуха. Из таб-
лицы видно, что при установке излучающей насадки теплоотдача
в камере возрастает на 19—26 %, причем с увеличением нагрузки
влияние излучателя возрастает.
И. П. Колченоговой и С. Н. Шориным [251] были проведены
исследования по определению влияния излучателя на теплообмен
в водоохлаждаемой камере сгорания диаметром 0,2 м и высотой
0,37 м. Камера была снабжена излучающей горелкой, в которой
сжигалась пропан-бутановая смесь. В опытах применялись два
типа излучателей из жароупорной стали: продольный (перфори-
рованный цилиндр) и поперечный (3 поперечные перегородки).
Живое сечение отверстий излучателя составляло 30 %, тепловое
напряжение топочной камеры находилось в пределах 1,7—
4,5 Гкал/(м3-ч). Отношение эффективной поверхности стен со-
ставляло 0,64 при продольном и 0,72 при поперечном излучателе
(с учетом обеих сторон поверхностей, поперечных к потоку га-
280
зов). При установке продольного излучателя в топке теплоот-
дача возрастает в среднем на 25%, а при поперечном излуча-
теле— на 40%. Полученные данные близки к результатам на-
ших исследований.
Повышенная теплоотдача поперечного излучателя (несмотря
на меньший угловой коэффициент), очевидно, объясняется уве-
личением роли конвективной теплоотдачи к поперечной насадке,
а также тем, что продольная насадка в большей мере уменьшает
толщину излучающего слоя. Следует, однако, отметить, что ис-
следования влияния промежуточных излучателей на теплообмен
[251, 252] проведены на лабораторных установках, представляю-
щих собой водоохлаждаемые камеры малого диаметра, работа-
ющие при высоких тепловых напряжениях топочного объема
в условиях, отличающихся от реальных.
Значительный интерес представляет анализ возможности сни-
жения расхода топлива, 7% max и содержания оксида азота при
неизменной теплоотдаче, а также возможности расчета топок кот-
лов с промежуточными излучателями с помощью нормативного
метода [253]. В топках котлов малой и средней производительно-
сти роль промежуточных излучателей выполняет неэкранирован-
ная поверхность топочных стен. Кроме того, в топках специальных
котлов на газовом топливе целесообразным, по-видимому, явля-
ется размещение огнеупорной керамической насадки в виде пер-
форированных решеток, кирпичных стенок с отверстиями, систем
проволок с огнеупорной обмазкой или проволочных сеток из жа-
ростойких сплавов.
Для выявления влияния промежуточных излучателей на теп-
лообмен в топках котлов в работе [245] было проведено аналити-
ческое исследование на ЭВМ. Теплоотдача излучением в топке
котла определялась с использованием нормативного метода теп-
лового расчета котлов.
В расчетах принимались упрощенные, но близкие к реальным
конфигурации топок: призматическая bXbX2b и кубическая
bXbXb. Размер b изменялся от 1 до 8 м с шагом 1 м. Кроме
того, для проверки результатов была рассчитана цилиндрическая
водоохлаждаемая камера сгорания с d = 0,191 м и Л = 0,665 м.
Тепловые напряжения топочного объема с учетом широкого диа-
пазона изменения размеров топок принимались 100, 250, 500,
1000, 2000 Мкал/ч.
В результате был выполнен подробный анализ влияния ряда
факторов: отношения поверхностей излучателя и экрана, тепло-
вого напряжения топочного объема, размера и конфигурации то-
почного объема, угловых коэффициентов на приращение тепло-
отдачи излучением. Кроме того, был проведен анализ влияния
ряда реально выполненных конструкций и схем размещения про-
межуточных излучателей: системы цилиндрических стержней
(металлических или керамических) с Sld=2 (рис. 6-22), а также
Ю Заказ № 825	281
Рис. 6-22. Промежуточные излучатели в топках.
а — система керамических стержней (Sfd=2; <ри н=0,4; <рэ э=0,3); б — кирпичная стенка
с отверстиями (фи и =0,2; Фэ. э =0,4); в — кирпичная стенка с пилястрами (Фн_ и =0,3;
<рэ э =0,4); г —схема размещения излучателей в топке с двухсветным экраном и подо-
выми горелками (фн и =0,2; фэ э=0,4).
/ — настенные экраны; 2 — двухсветные экраны; 3 — подовые горелки.
Рис. 6-23. Влияние угловых коэффи-
циентов на теплоотдачу <?л излуче-
нием в топке.
Позиция на рисунке	ь, м	?т’ Мкал (м'-ч)	<0
/	3	500	0,2
//	7	250	0,2
III	3	500	1,2
IV	7	250	1,2
4—4 —фэ. э: 7 — 0,2; 2 — 0,4; 3-0,6; 4 —
0,8.
кирпичных стенок с отверстиями и пилястрами на теплообмен
излучением в топках котлов.
Следует отметить, что при установке промежуточных излуча-
телей толщина излучающего слоя в топке уменьшается, так как
объем топки при этом уменьшается на объем промежуточного
282
излучателя, а поверхность, ограждающая излучающий объем,
увеличивается на поверхность излучателя. Этот фактор отражен
в формуле для определения толщины излучающего слоя топки,
м, с промежуточным излучателем
5 = 3,6(ПТ-ПИ)/(ВЭ + ВИ).	(6-31)
Сравнивая теплоотдачу в топке для различных угловых ко-
эффициентов (рис. 6-23), легко установить, что фэ. э влияет на
теплоотдачу незначительно. Коэффициент фи. и оказывает более
заметное влияние на теплоотдачу в топке, хотя большой точности
в его определении тоже не требуется.
Из условия постоянства температуры излучателя при стацио-
нарном режиме в топке следует
Qh. погл Qkohb = Qh. соб*	(6-32)
При малой конвективной составляющей с небольшой погреш-
ностью для практических расчетов это выражение можно исполь-
зовать в упрощенном виде:
Т « с№>Т..	(6-33)
и ф ф	'	'
Условная температура излучателя Ти (рис. 6-24) не дает пол-
ных сведений для выбора материала излучателя, но достаточна
для качественной оценки. Например, анализ выражений (6-32)
и (6-33) показывает, что температура излучателя увеличивается
с повышением температуры факела, степени его черноты и фи. и-
С точки зрения интенсификации теплообмена применение проме-
жуточных излучателей наиболее эффективно в высоконапряжен-
ных топках малых размеров.
Вместе с тем нас интересует влияние промежуточных излуча-
телей не только на теплообмен, но и на образование оксида
азота. При неизменном расходе топлива введение промежуточ-
ных излучателей вследствие более интенсивного отвода теплоты
от факела и выравнивания температур по сечению топочного
объема снижает Ттах и выход оксида азота. Точная количествен-
ная оценка влияния промежуточных излучателей на образование
оксида азота требует проведения большой серии эксперименталь-
ных работ при разной схеме размещения излучателей.
Расчетный анализ влияния излучателей на Cno возможен
с двух исходных позиций:
а)	снижение Ттах и Cno* при неизменном расходе топлива;
б)	снижение В, Ттах и Cnox при неизменной теплоотдаче
в топке.
Из табл. 6-9 следует, что в топках, работающих с г/т = 100
Мкал/(м3-ч), применение излучателей дает более ощутимое сни-
жение концентрации оксида азота, чем в топочных камерах, ра-
ботающих с большими нагрузками.
10*	283
Рис. 6-24. Температура промежуточного
излучателя при разных размерах и теп-
ловых напряжениях топочного объема.
<?т, Мкал/(м3 • ч): 1 — 500,2 —100.
ТАБЛИЦА 6-9
Снижение Смол> %, в продуктах сгорания при установке
промежуточных излучателей в топке размерами
6X6X12 м
(0	<7Т, Мкал'(м3-ч)		
	100	250	500
0	100	100	100
0,2	94,3	94,8	97,0
0,4	85,8	91,0	93,3
0,8	76,1	83,6	84,0
1,2	69,8	77,8	78,8
При czT = const оценка влияния промежуточных излучателей
на концентрацию оксидов азота в конечных продуктах сгорания
может быть проведена из условий снижения расхода и тепловой
нагрузки топочных камер:
Cno = /(<?)•
(6-34)
Анализ работы призматических топочных камер конфигура-
цией bxbX2b показывает, что снижение расхода газа, компен-
сируемое при постоянной теплоотдаче внесением промежуточных
излучателей, позволяет для топок с Ь = 3ч-6 м снизить выброс
оксидов азота в атмосферу на 15—23 % при условии, что харак-
тер распределения температур остается неизменным. В реальных
условиях следует ожидать большего снижения оксида азота из-за
выравнивания профиля температур.
ПРОФИЛЬ ТОПОЧНОЙ КАМЕРЫ
С ПОНИЖЕННЫМ ВЫХОДОМ ОКСИДОВ АЗОТА
Анализ выхода оксида азота (см. гл. 4) показал, что с увели-
чением мощности и размера топочных камер выход оксидов
азота увеличивается. Задача создания топочной камеры с малым
выходом оксида решается проще всего при создании секционных
284
топок, когда имеются пламена малых размеров и обеспечен эф-
фективный теплоотвод от факела.
При делении одного факела на п мелких факелов возрастает
отношение площади поверхности факела к объему и понижается
время пребывания реагентов в зоне высоких температур, опреде-
ляющее время реакции. Кроме того, при делении факела на п
факелов увеличивается периметр корня факела. При этом обычно
возрастает поступление рециркулирующих продуктов сгорания
за счет внутритопочной рециркуляции в факел. Поэтому в связи
с более интенсивным теплоотводом (последний фактор действует
значительно слабее) можно отметить, что при дроблении факела
наблюдается и более низкая максимальная его температура.
Таким образом, при замене горелки с определяющим разме-
ром d на п мелких горелок с определяющим размером dn
получим
TNO d„ < TNO d\ T'mayid.^Tma-z.d', C^Qd < CNo„d.
fl	П	Л n
При разделении одного общего факела на 8 отдельных факе-
лов можно получить снижение выхода оксида азота в 2 раза,
в основном за счет снижения tno, оказывающего решающее вли-
яние не только на Сыохвозд, но и на Сыо^топл (на которое сни-
жение температуры факела действует слабо). В наших исследо-
ваниях, проведенных с А. П. Дудниковым, дробление
фронта пламени на несколько тысяч отдельных факелов привело
к снижению образования оксидов азота в 7—9 раз (до 0,04-г/м3).
В практике отечественного котлостроения широко применяется
дробление факела с помощью большого числа (до 24) горелоч-
ных устройств (котлы ТГМ-96, ТВГМ-324, ТГМП-314, ПТВМ-100
и др.). Вместе с тем эффективное охлаждение отдельных факе-
лов в топке больших размеров достигается не всегда. Поэтому
целесообразно было бы совместить дробление зоны горения с эф-
фективной теплоотдачей путем создания топок, разделенных
двухсветными экранами на ряд секций перчаточного (только
продольные экраны) или ячеистого (продольные и поперечные
экраны) типа.
Проще всего задача решается при сжигании в топочной ка-
мере только природного газа. Примером может служить топоч-
ная камера котлов типа ТВГ, разработанных Институтом газа
АН УССР и Укргипроэнерго. В основу конструкции топочных ка-
мер котлов положены следующие принципы:
1) топка котла состоит из ряда секций, представляющих со-
бой двухсветные экраны из прямых вертикальных труб, разме-
щенных между подовыми горелками;
2) для равномерного распределения тепловой нагрузки по
глубине топки и длине топочного экрана длина подовой горелки
принимается равной примерно длине экрана.
285
Были построены и исследованы топочные камеры двух кон-
струкций:
а)	с секциями, состоящими из двухсветного экрана, излучаю-
щей стенки и размещенной между ними подовой горелки (рис.
6-25, а);
б)	с секциями, состоящими из двух двухсветных экранов и
размещенной между ними подовой горелки (рис. 6-25, б).
На основании опытов на моделях были построены два опыт-
ных котла производительностью 4 Гкал/ч. В одном котле (рис.
6-25, а) были применены 4 излучающие стенки с пилястрами и
8 подовых горелок, ширина
секции составляла 300 мм. Го-
дичная эксплуатация котлов
показала, что такая схема то-
почной камеры является
весьма перспективной, но же-
лательно ее улучшить путем
замены излучателей-стенок на
промежуточные излучатели
в виде тонких перфорирован-
ных стенок или отдельных
стержней. При этом следует
обеспечить также лучшие ус-
ловия для сжигания топлива,
так как при б<350 мм и
Ь/ащ<2 отмечалось наличие
оксида углерода в продуктах
сгорания Сео ух>0,05 % и по-
Рис. 6-25. Котлы с двухсветными экранами с излучающими стенками (а) и
ТВГ-8 (6).
286
ТАБЛИЦА 6-10
Технические характеристики газовых водогрейных котлов ТВГ
Параметры и показатели	ТВГ-^Р	ТВГ-8
Производительность, Гкал/ч	4,3	8,3
Число двухсветных экранов, шт.	3	(10,2) 3
Число горелок, шт.	4	4
Размеры котла, м: длина	3,34	4,9
ширина	3,84	3,84
высота	3,97	4,75
Поверхности нагрева котла, м2: радиационная	78,6	140
конвективная	54,8	141,9
общая	133,4	281,9
Параметры воды при номинальном режиме: температура за котлом, °C	150	150
температура на входе, °C	70	70
расход воды, м3/ч	54	104
давление воды перед котлом, кгс/см2	16	16
Параметры газа: давление, мм вод. ст.	2000	2000
расход, м3/ч	540	1080
КПД котла, %: при номинальной нагрузке	90,5	91,5
при нагрузке 60 % от номинальной	92,5	93,5
Удельный расход металла, кг/(Мкал/ч)	0,71	0,86
Удельный расход металла на котел, кг (Мкал/ч)	1,31	1,42
явление сажи на экранах вследствие контакта рециркулирующих
к корню факела продуктов неполного сгорания с холодными по-
верхностями экранных труб.
С учетом этих обстоятельств в основу создания серии котлов
с секционными топками была принята схема с тремя двухсвет-
ными экранами (расстояние между ними Ь = 70 мм, Ь/ащ~4,3),
секции которой разделены не сплошными излучающими стен-
ками, а двухсветными экранами. Излучающими поверхностями
в этом случае являлись под топки, задняя и неэкранированная
части передней стенки.
Исследования показали, что при шаге двухсветного экрана
S/d=l,5 возникающее между горелками разрежение оказывает
существенное влияние на аэродинамику факела, приближая
фронт горения к двухсветному экрану и создавая дополнитель-
ные рециркуляционные вихри к корню факела с усиленным омы-
ванием нижней зоны двухсветного экрана. Вследствие этого теп-
лоотдача к двухсветному экрану превышала теплоотдачу к на-
стенному экрану более чем в 2 раза. Для уменьшения влияния
рециркуляционных вихрей в нижней части двухсветного экрана
287
ТАБЛИЦА 6-11
Результаты испытания котла ТВГ-8 при различных режимах
Параметры н показатели	Т еплопроизводительность, % от номинальной			
	35	65	80	102
Давление газа в сети, мм рт. ст.	280	280	280	280
Давление газа на входе в горелку, мм рт. ст.	15	60	80	130
Расход газа, м3/ч	358	665	815	1060
Теплота сгорания топлива, ккал/м3 Температура воды, °C:	8785	8785	8761	8761
на входе в котел	72	78	82	83
на выходе из котла	89	107	116	125
Расход воды через котел, м3/ч	176	188	194	202
Гидравлическое сопротивление котла, кгс/см2	1,27	1,32	1,33	1,37
Температура уходящих газов за котлом, °C	95	142	158	183
Разрежение в топке, мм вод. ст.	2	2	2	2
Аэродинамическое сопротивление котла, мм вод. ст. Состав продуктов сгорания за котлом, %:	7	25	32	52
СО2	9,6	9,8	9,6	9,8
О2	3,8	3,6	3,8	3,6
со	0,012	0,15	0,02	0,02
н2	—	—		 -	—
CHj	—	—	—	—
NO,	0,006	0,009	0,009	0,01
Коэффициент избытка воздуха за котлом Потери теплоты, % :	1,21	1,20	1,21	1,20
с уходящими газами	3,88	6,00	6,95	8,10
с химической неполнотой сгорания	0,04	0,06	0,06	0,07
в окружающую среду	0,94	0,52	0,43	0,38
КПД котла (брутто), %	95,14	93,42	92,56	91,50
Производительность котла, Гкал/ч	3,0	5,45	6,62	8,5
Удельный теплгсъем с 1 м2 поверхности нагрева, Мкал/(м2-ч)	12,0	22,5	26,7	29
были увеличены давление газа и динамический напор в огневом
сечении горелочных устройств, вследствие чего достигнута боль-
шая равномерность тепловых потоков.
На основании проведенных на огневых моделях исследований
в 1960—1965 гг. в Институте газа АН УССР разработана серия
простых по конструкции газовых водогрейных котлов теплопро-
изводительностью 1,5; 2,5; 4 и 8 Гкал/ч, топочные устройства ко-
торых представляют собой секции, содержащие двухсветные эк-
раны, размещенные между подовыми горелками, и излучающие
поверхности. Широкое применение получили котлы ТВГ-4
(4 Гкал/ч) и ТВГ-8 (8 Гкал/ч), рабочие чертежи которых выпол-
нены Институтом газа АН СССР в сотрудничестве с Укргипро-
энерго (табл. 6-10).
ТВГ-8 (см. рис. 6-25, б) представляет собой прямоточный сек-
288
ционный котел с принудительной циркуляцией воды, оборудован-
ный дымососом и вентилятором. Радиационная поверхность на-
грева топки состоит из пяти вертикальных топочных экранов и
одного потолочного, переходящего частично во фронтальный эк-
ран. Особенностью конструкции котла является наличие трех
двухсветных экранов, которые делят топку на четыре отсека.
Каждый вертикальный топочный экран (двухсветный и настен-
ный) состоит из двух коллекторов (верхнего и нижнего) диамет-
ром 159 мм, в которые вварены 40 вертикальных труб диаметром
51 с шагом 1,5 мм. Высота секций в осях коллекторов 3400 мм,
расстояние между секциями 740 мм.
Для сжигания газа применены подовые горелки с прямой
щелью, заканчивающиеся вверху внезапным расширением. Го-
релки устанавливаются между вертикальными топочными экра-
нами. Расход газа всеми горелками составляет 1100 м3/ч
(табл. 6-11).
Котлы ТВ Г-8 и ТВГ-4 успешно эксплуатируются в системах
теплоснабжения жилых кварталов и микрорайонов Днепропет-
ровска, Донецка, Запорожья, Киева, Жданова, Сум, Саранска,
Якутска, многих городов Подмосковья, Поволжья, Урала,
а также используются для теплоснабжения значительного числа
предприятий и 86 совхозов. В системах теплоснабжения эти ко-
тлы более экономичны, чем паровые котлы ДКВР.
Массовый ввод в эксплуатацию котлов ТВГ-8 и ТВГ-4, раз-
мещаемых обычно в центре жилых кварталов, дал возможность
проверить, насколько они помогают снизить выброс оксидов
азота в атмосферу. С этой целью было проведено обследование
содержания оксидов азота и углерода в продуктах сгорания
6 котлов ТВГ-8 и 6 контрольных котлов ДКВР-10-13 примерно
одинаковой производительности (8,3 и 7,6 Гкал/ч) при нагрузке
соответственно ~8 Гкал/ч и 10—12 т/ч пара (при допускаемой
на газе форсировке котлов ДКВР до 13—15 т/ч пара темпера-
тура в топочном объеме повышается, в связи с чем Cno* будет
выше). Значения Сыо^ср, полученные как средние арифметиче-
ские из 10 анализов на одном и том же режиме, и максимальные
концентрации приведены в табл. 6-12.
Несмотря на то, что тепловые напряжения топочного объема
котлов ТВГ выше, чем котлов ДКВР, применение двухсветного
экранирования позволило уменьшить Скоттах и Cno^cp соответ-
ственно на 30 и 47%, что весьма существенно для городов с вы-
соким фоновым содержанием оксидов азота в атмосферном
воздухе.
Изменение концентраций Cnox в приземном слое при коэф-
фициенте разбавления 3500 и условной фоновой концентрации
Cnoxcp = 0 характеризовалось следующими значениями:
289
ТАБЛИЦА 6-12
Концентрация и выброс N0x в атмосферу
Тип котла (теплопроизводи- тельность, Гкал/ч)	Число и тип горелок	Концентрация, г м3		Выброс, кг/Гкал	
		С\Од.ср	max	С-\’ОдСр	щах
ДКВР-10-13	2 подовые	0,21	0,27	0,33	0,42
(7,6)	То же	0,22	0,24	0,34	0,37
	1 фронтальная	0.28	0,31	0,43	0,48
	То же	0,31	0,33	0,48	0,54
	2 фронтальные	0,26	0,33	0,40	0,51
	То же	0,28	0,41	0,43	0,63
Средние	значения	0,26	0,315	0,40	0,47
ТВГ-8 (8,3)	4 подовые	0,19	0,20	0,29	0,31
	То же	0,20	0,21	0,31	0,33
	»	0,19	0,19	0,29	0,29
	»	0,24	0,27	0.37	0,42
	»	0,22	0,26	0,34	0,40
	»	0,17	0,19	0,26	0,29
,	Средние	значения	0,20	0,22	0,31	0,34
для котельной с тремя котлами ДКВР-10 CNO max = 0,088
мг/м3 « 1,03 ПДКмо2;
для котельной с тремя котлами ТВГ-8 Cno max = 0,062 мг/м3 =
= 0,72 ПДКио2.
В связи с тем что зона горения в котлах ТВГ-8 находится
вблизи поверхности топочных экранов, существенный интерес
представляют концентрации оксида углерода в продуктах сгора-
ния, измеренные в эксплуатационных условиях на номинальном
режиме (табл. 6-12). Средняя концентрация оксида углерода
в продуктах сгорания составляет 0,02%, а концентрация, созда-
ваемая выбросом котельной с тремя котлами ТВГ-8 в приземном
слое, — 0,065 мг/м3, т. е. не превышает 5 % ПДК (табл. 6-13).
ТАБЛИЦА 6-13
Концентрация СО в продуктах сгорания и выброс СО
котлами ТВГ-8 (Д = 8,3 Гкал/ч) в атмосферу
“ух	Концентрация СО		Выброс СО, кг Гкал
	г/м3	%	
1,15	0,340	0,03	0,530
1,25	0	0	0
1,24	0.014	0,01	0,022
1,20	0,307	0,026	0,474
1,20	0,256	0,022	0,395
1,15	0,430	0,028	0,664
290
Таким образом, несмотря на сравнительно малое расстояние
между двухсветными экранами (&/ащ<5, где ащ—ширина щели)
концентрация оксида углерода в продуктах сгорания невелика и
не представляет существенного значения с экономической (<?з~
— 0,07%) и гигиенической точек зрения. При создании паровых
котлов паропроизводительностью более 100 т/ч с топочными ка-
мерами, разделенными двухсветными экранами, нет необходимо-
сти делать секции с расстоянием между экранами 700 мм, как
в газовых водогрейных котлах типа ТВГ.
Большая работа по созданию паровых котлов с двухсветными
экранами проведена ленинградскими учеными. ЦКТИ им. Пол-
зунова разработан паровой котел с системой двухсветных экра-
нов в топочной камере, который установлен на одной из ТЭЦ
г. Ростова-на-Дону. Ленинградским политехническим институтом
под руководством проф. В. В. Померанцева разработан и изго-
товлен паровой котел паропроизводительностью 200 т/ч, в кото-
ром 40—60 % воздуха подается в качестве первичного, а осталь-
ное— через холодную воронку. При этом факел разрезан рядом
ширм — двухсветных экранов. По имеющимся данным выход
окиси азота в этом котле не превышает 0,17 г/м3 при сжигании
угля, содержащего соединения азота. Результаты исследования,
при котором снимались изотермы в топочной камере и соответ-
ствующие локальным температурам поля концентрации оксидов
азота, позволяют сделать предположение о том, что выход окси-
дов азота (термических) в этом случае очень низок и почти це-
ликом- объясняется топливной составляющей. Такое допущение
должно быть подтверждено тщательными исследованиями, од-
нако следует ожидать, что сочетание секционной конструкции
топочной камеры и двухстадийного горения топлива позволит су-
щественно снизить выход оксидов азота.
ТОПОЧНЫЕ КАМЕРЫ С ПСЕВДООЖИЖЕННЫМ СЛОЕМ
В ЧССР, Франции и Англии и в других странах проведены
значительные работы по созданию топочных камер котлов для
сжигания различных топлив, главным образом низкосортных уг-
лей, в псевдоожиженном («кипящем») слое мелкодисперсного
взвешенного материала (фракции от 0,5 до 6 мм). В СССР ра-
боты по исследованию процессов в топочных камерах с псевдо-
ожиженным слоем проводятся ЦКТИ, ВТИ, Институтом тепло- и
массообмена АН БССР, Институтом газа АН УССР, Свердлов-
ским политехническим институтом и рядом других организаций.
При создании котлов с псевдоожиженным слоем тепловое на-
пряжение объема зоны горения во много раз превышает тепло-
вое напряжение обычной топочной камеры с факельным сжига-
нием топлива, что позволяет резко сократить размеры топочных
291
Рис. 6-26. Схема котла с псевдоожиженным
слоем.
/ — воздух для горения (400 °C); 2 — подача угля; 3—
уходящие газы (<200 °C); 4 — поверхности нагрева; 5 —
выход золы.
камер. Кроме того, развивающееся в последние годы направле-
ние по разработке поверхностей нагрева, погруженных в псевдо-
ожиженный слой, позволяет интенсифицировать теплоотдачу
к поверхностям нагрева и резко сократить эти поверхности и га-
баритные размеры котла (рис. 6-26).
Сжигание твердого топлива в кипящем слое развивалось по
двум направлениям: а) в высокотемпературном кипящем слое
при температуре слоя 1100—1200 °C; б) в низкотемпературном
заторможенном кипящем слое при температуре слоя 750—900 °C.
Последний способ состоит в размещении поверхностей на-
грева в объеме кипящего слоя. Обычно удается разместить по-
верхности, отводящие до 50 % теплоты. Стоимость таких котлов
ниже на 15—25 %. Кроме того, имеется возможность путем до-
бавления в слой доломита или известняка добиться снижения
выброса оксидов серы.
К настоящему времени эксплуатируется по 10—100 котлов
с кипящим слоем паропроизводительностью до 25 т/ч в Англии,
Финляндии, ЧССР, СССР и в других странах, и несколько сот
в КНР. В СССР, США и других странах делаются попытки на-
ладить эксплуатацию 1—2 котлов паропроизводительностью до
220 т/ч, в основном с секционными топками (котел фирмы Фо-
стер-Уиллер) .
В связи с ухудшением качества углей, с переходом на сжига-
ние высокозольных углей перспективы внедрения топок с кипя-
292
ТАБЛИЦА 6-14
Выброс NOX из установок с псевдоожиженным слоем
Темпера- тура топочных газов, °C	Топливо	Содержание азота в топ- ливе hP, %	Тип установки	Окислитель	Концентрация NOX в ухо- дящих газах, Г/М3
870	Уголь	1,4	Эксперименталь-	о2 + n2	1,16
870	»	1,4	ная	топка с псевдоожи- женным слоем То же	Воздух	1,16
870 870	» Природ-	1,0—1,5	»	»	0,8—1,6 0,12—0,20
800	ный газ Уголь	1,9	Котел с топкой	»	0,80—1,0
800	Мазут	К 0,3	с псевдоожи- женным слоем, мощностью 3 МВт То же	»	0,14—0,32
850	Пропан	—	»	»	0,03—0,04
щим слоем в последние годы резко возросли. С этой целью ис-
пользования псевдоожиженного слоя для химического связыва-
ния серы топлива создаются топочные камеры со взвешенным
химически активным слоем. Например, за рубежом разрабаты-
ваются котлы для сжигания высокосернистых углей и мазута
в псевдоожиженном слое с добавкой известняка или доломита,
где резкое уменьшение выброса сернистого ангидрида достига-
ется путем связывания серы топлива. Построены котлы паропро-
изводительностью 75 и 120 т/ч и разрабатываются еще более
мощные.
При сжигании угля с высоким содержанием азота в псевдо-
ожиженном слое из-за невысокой температуры процесса горения
80—95 % образовавшихся оксидов азота являются «топлив-
ными». Это видно, в частности, из проведенных в США исследо-
ваний {255], где при переходе на окислитель (О2+Аг), не содер-
жащий азот, выход NOX практически не изменялся, а при сжи-
гании при той же примерно температуре природного газа
снижался в 6—10 раз (табл. 6-14). Таким образом, при сжигании
угля в псевдоожиженном слое необходимы дополнительные ме-
роприятия для снижения топливных NO.r.
В работе [133] дан анализ условий образования NO из азот-
содержащих соединений и приведены данные зарубежных авто-
ров по выходу оксидов азота при сжигании углей в псевдоожи-
женном слое. Указывается, что NO, так же как и СО, образуется
в нижней четверти псевдоожиженного слоя. В связи с уменьше-
нием концентрации NO по высоте слоя предполагается, что оксиды
293
азота частично восстанавливаются в газовой фазе (по-видимому,
в зонах, обедненных кислородом), например, в результате ре-
акции
2NO+2CO^Na + 2CO2,	(6-35)
а также за счет гетерогенных реакций с коксовым остатком
NO + кокс -> N2.	(6-36)
Ввиду необходимости разработки способа сжигания топлива
с малым выходом оксидов азота и с учетом перспективности при-
менения псевдоожиженного слоя для ликвидации выброса серни-
стого ангидрида Институтом газа АН УССР проведено исследо-
вание выхода оксидов азота при таком способе сжигания топ-
лива [196]. Для исследований использовали установку, схема
которой показана на рис. 6-27. Камера сгорания имела внутренний
диаметр 330 и высоту 800 мм. В днище камеры установлены
14 сопел с пористой насадкой диаметром 40 мм. В качестве топ-
лива использовали природный газ. Топливо смешивали с возду-
хом в форкамере, из которой газовоздушная смесь подавалась
через пористые насадки и сжигалась в псевдоожиженном слое.
Высота слоя составляла 150 мм. Продукты сгорания отбирали
для анализа через водоохлаждаемый зонд, установленный в ко-
ординатнике. Температуру газов в месте отбора пробы измеряли
пирометром с незащищенной термопарой типа хромель-алюмель
(диаметр спая 1 мм).
Выход оксида азота определяли при разных коэффициентах
избытка воздуха и тепловых нагрузках газовых сопел qf. В пер-
вой серии опытов получили зависимости Сио=/(а) и C’No=f(^/)
при факельном сжигании топлива (кривая 1 на рис. 6-28). Затем
в ту же камеру загружали слой зерненного высокоглиноземи-
стого шамота (фракция 2—2,5 мм) или корунда (фракция 0,5—
1,0 мм) и на тех же режимах определяли выход оксидов азота
(кривые 2 и 3 на рис. 6-28).
Динамика образования оксида азота при горении газовоз-
душной смеси в факеле и кипящем (псевдоожиженном) слое по-
казана на рис. 6-29. В факеле (в объеме топочной камеры) кон-
центрация оксида азота нарастает в зоне максимальных темпе-
ратур на участке длиной 20 мм и в дальнейшем не изменяется.
При температуре 2000 К (поправку на излучение спая термо-
пары принимали по данным Р. Фристрома и А. Вестенберга)
в течение 0,015—0,020 с образуется 0,006 % оксида азота, т. е.
экспериментальная скорость реакции от 0,3 до 0,4 об. %/с. Рав-
новесная концентрация оксида азота в этих условиях равна
0,26 %. В псевдоожиженном слое образование оксида азота за-
канчивается на расстоянии 10 мм от пористой насадки. Экспери-
ментальные значения температуры в слое 1560—1700 К-
294
Рис. 6-27. Схема экспериментальной установки для исследования выхода NOX
при сжигании топлива в псевдоожиженном слое.
/ — камера сгорания; 2 — псевдоожиженный слой; 3 — распределительная решетка; 4 — по-
ристая насадка; 5 — подрешеточная камера; 6 — смеситель; 7 — диафрагма; 8 — манометр;
9 —ротаметр; 10 — разбавитель; // — газоанализатор УГ-2; 12 — потенциометр; 13 — коор-
динатник; 14 — водоохлаждасмыи зонд; /5 - термопара.
Рис. 6-28. Влияние со-
става горючей смеси на
выход NO.T[7/~3,5 Гкал/
Расстояние по оси потока, мм
/(м3-ч)].
1 — горение в
3 — горение в
женном слое:
фракция 2—2,5
рунд, фракция
Рис. 6-29. Динамика образования
NO [а=1,1; <?/ = 3,5 Гкал/(м3 • ч)].
/—2 —горение: / — в факеле; 2 —в псев-
доожиженном слое.
факеле; 2~
лсевдоожи-
2 — шамот,
мм; 3 — ко-
0,5— 1 мм.
295
Сщо, об. %
0,008г
0,006
0,004
_i_______I_______i_______|
2,5	3,5	4,5^,Гкал/(мг-н)
0,002\_
1,5
Рис. 6-30. Влияние тепловой нагрузки
на выход NOx.
Горение: 1 — в факеле; 2—3 — в псевдо-
ожиженном слое (2 — шамот, фракция
2—2,5 мм, 3 — корунд, фракция 0,5—1 мм).
Влияние состава горючей смеси па концентрацию оксида
азота в продуктах сгорания показано на рис. 6-28. Максималь-
ный выход получен при горении стехиометрической смеси, так
как в данном случае имеет место горение предварительно подго-
товленной смеси. Эта закономерность наиболее четко выражена
при кинетическом режиме горения, когда температура пламени
определяется в основном составом смеси. Если топливо распили-
вается, подается струями или смешивается с воздухом в системе,
не обеспечивающей хорошее перемешивание реагентов, наблю-
дается более плавная зависимость выхода оксида азота от коэф-
фициента расхода воздуха с максимумом при а= 1,14-1,2.
По мере приближения коэффициента расхода воздуха к еди-
нице выход оксида азота в факеле возрастает сильнее, чем
в псевдоожиженном слое. В смесях с избытком окислителя
(а>1) экспериментальный выход оксида на 1—2 порядка ниже
равновесных концентраций. В смесях с недостатком окислителя
(а<1) выход оксида приближается к равновесному. Например,
при а=1,15 равновесная концентрация оксида азота составляет
0,26 %, а фактический выход — 0,005 %; при а=0,8 равновесная
концентрация и фактический выход оксида азота равны 0,005 %.
С увеличением тепловой нагрузки (нагрузку рассчитывали на
сечение насадков) выход оксидов азота возрастает пропорцио-
нально тепловой нагрузке огневого сечения (рис. 6-30). При
сжигании смеси в псевдоожиженном слое выход оксида в иссле-
дованном диапазоне тепловой нагрузки не зависит от qf. По-
этому с ростом тепловой нагрузки эффективность применения
псевдоожиженного слоя как метода уменьшения выброса окси-
дов азота возрастает.
Проведенное исследование выхода оксида азота в топочных
камерах с псевдоожиженным слоем позволяет сделать следую-
щие выводы:
1) сжигание топлива в псевдоожиженном слое может рас-
сматриваться как один из методов уменьшения выхода оксидов
азота при горении газа;
296
2) в исследованном диапазоне значений тепловой нагрузки
97=1,54-5,5 Гкал/(м3-ч) выход оксида азота при сжигании га-
зовоздушной смеси в факеле возрастает пропорционально 970’5,
а при сжигании смеси в псевдоожиженном слое не зависит отд/.
Следует иметь в виду, что сжигание углей в псевдоожижен-
ном слое выгодно и часто является единственно возможным спо-
собом для трудно сжигаемых топлив. Ему свойственны, однако,
многие недостатки, в том числе значительный выброс пыли, сажи,
оксида углерода и канцерогенных веществ. При сжигании угля
в кипящем слое выброс канцерогенных веществ и других арома-
тических углеводородов даже при максимальной температуре и
максимальном избытке воздуха на 1—2 порядка выше, чем при
факельном сжигании топлива. Однако все эти недостатки могут
быть ликвидированы рядом конструктивных мероприятий.
Топочные камеры с псевдоожиженным слоем позволяют прак-
тически ликвидировать выброс оксидов серы и снизить выброс
оксидов азота, поэтому разработка котлов с камерами такого
типа представляет большой интерес.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
1.	Защита воздушного бассейна при сжигании топлива должна быть направ-
лена на всемерное сокращение количества поступающих в атмосферу токсичных
веществ при все возрастающем объеме сжигаемого топлива, ухудшении его ка-
чества, форсировке топочных и технологических процессов.
2.	Одной из наиболее острых задач ближайших лет в деле защиты воздуха
от выбросов стационарных установок является разработка и широкое внедрение
методов снижения выбросов оксидов азота и серы с дымовыми газами электро-
станций, а также промышленных печей и котлов, отопительных установок.
3.	Учитывая, что действие оксидов азота и серы на человека суммируется,
а также то обстоятельство, что именно эти выбросы тормозят развитие единич-
ной мощности электростанций, в качестве ближайших мер, требующих наимень-
ших капитальных затрат, должны быть широко внедрены на котлах ГРЭС и
ТЭЦ, а также промышленных и отопительных котлах, ряде промышленных топ-
ливосжигающих установок методы снижения выбросов оксидов азота в атмо-
сферу.
4.	Снижение образования оксидов азота в существующих котлах может
быть достигнуто уменьшением максимальной локальной температуры в факеле
путем балластирования дутьевого воздуха дымовыми газами (рециркуляцией
продуктов сгорания), водой или паром, а также путем двухстадийного сжигания
топлива.
К настоящему времени наиболее отработаны и могут быть рекомендованы
к внедрению следующие методы:
а)	двухстадийное сжигание природного газа и мазута;
б)	рециркуляция продуктов сгорания в дутьевой воздух или в горелку при
сжигании мазута и природного газа.
Оба эти метода желательно сочетать с работой на режимах с малыми зна-
чениями а. Двухстадийное сжигание топлива может осуществляться как путем
режимных мероприятий, так и созданием специальных горелочных устройств.
Разработаны, испытаны в длительной эксплуатации на 16 котлах ПТВМ-50 и
ПТВМ-100 и рекомендуются к широкому применению в котлах ПТВМ горелки
двухстадийного сжигания ГДС-50 и ГДС-100. Дополнительной унификации тре-
буют условия подачи пара и воды в факел для снижения образования оксидов
азота и сажи при горении мазута и газа.
5.	Для повышения эффективности методов подавления образования оксидов
азота в топках котлов — рециркуляция, двухстадийное сжигание, подача пара,
воды — следует организовать их более высокое воздействие (например, большую
в 1,5—2 раза степень рециркуляции) на центральные горелки, что способствует
выравниванию температурного поля в горизонтальном сечении топки и сниже-
нию неполноты сгорания за счет ухудшения работы крайних горелок. Следует
учитывать также, что эффективность влияния газов рециркуляции зависит от
условий их подачи и возрастает в 1,5—2 раза при переходе к каждому после-
дующему методу, а) через шлицы в топке; б) через кольцевой канал вокруг го-
релки; в) в дутьевой воздух; г) в первичный воздух; д) в топливо (газ).
298
6,	Уменьшение образования оксидов азота во вновь проектируемых котлах
может быть достигнуто также уменьшением максимальной температуры и сни-
жением времени реакции образования NO, кроме вышеперечисленных, следую-
щими способами: а) разделением топочной камеры на ряд секций двухсветными
экранами; б) рассредоточением фронта горения (увеличением числа горелочных
устройств в топке); в) увеличением угла раскрытия и сокращением длины горе-
лочной амбразуры; г) внешним охлаждением стенок амбразуры и факела проточ-
ной водой или воздухом.
Эти методы могут сочетаться с временным снижением закрутки, подачей ре-
циркулирующих газов, пара, воды, порядной или групповой регулировкой горе-
лок (часть горелок с а=0,804-0,95, другая — с а= 1,24-1,3).
7.	Целесообразно продолжить исследования и опытно-промышленные работы
по применению двух- и трехстадийного горения угля для снижения выхода окси-
дов азота, а также топок с псевдоожиженным слоем для понижения выброса
оксидов серы и азота.
8.	Целесообразно в ближайшие годы завершить эксплуатационную отра-
ботку и приступить к широкому внедрению на городских ТЭЦ и некоторых ГРЭС
экономически приемлемых методов улавливания сернистого ангидрида и восста-
новления оксида азота в продуктах сгорания.
9.	Учитывая увеличение добычи газа, перспективное строительство подзем-
ных хранилищ природного газа и развитие сети закольцованных магистральных
газопроводов, представляется целесообразным уже в ближайшие годы обеспе-
чить возможность перевода значительного числа городских ТЭЦ и ряда ГРЭС
на сжигание природного газа не только в летний период, но и круглогодично,
проектировать новые ТЭЦ на газе.
10.	Снижение выбросов токсичных газообразных веществ в атмосферу должно
сочетаться с непрерывным снижением выброса твердых частиц. Необходимо дове-
сти эксплуатационный КПД золоулавливания для всех установок, сжигающих
твердое топливо, до 99 % и выше, разработать и снабдить пылеулавливающими
устройствами ТЭЦ, работающие иа мазуте. В то же время необходимо разрабо-
тать горелочные устройства, позволяющие обеспечивать сжигание мазута без
существенного выброса сажистых частиц в атмосферу. Изучение выброса твер-
дых частиц должно включать в себя изучение условий образования и поступле-
ния в атмосферу адсорбированных сажей канцерогенных веществ, оксидов ме-
таллов.
И. Необходимо строго соблюдать предельно допустимые нормы выброса
вредных веществ.
12. Для выполнения обширной программы по снижению выбросов вредных
веществ в атмосферу следует в ближайшие годы организовать широкое внедре-
ние как стационарных, так и портативных переносных приборов автоматического
контроля содержания пыли и токсичных газообразных веществ (NO, NO2, NOX,
SO2 SOs, CO, углеводороды) в выбросах ГРЭС, ТЭЦ, крупных промышленных
и отопительных топливосжигающих установок.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Робинсон Е. М. Механизм рассеивания загрязнителей в атмосфере.—
В кн.: Предотвращение загрязнения воды и воздуха в технологических процес-
сах в нефтяной промышленности. М.: Недра, 1971, с. 12—14.
2.	Дмитриев И. Т., Китросский И. А., Попов В. А. Механизм фотохимиче-
ского загрязнения атмосферы городов.— В кн.: Международный симпозиум по
метеорологическим аспектам загрязнения атмосферы. М.: Гидрометеоиздат,
1971, с. 295—309.
3.	Land J. W. Fossil fuel: national energy supply and air pollution.— Par.
ASME, Fu-4, 1971, p. 7.
4.	Толочко А. И., Филиппов В. И., Филиппьев О. В. Очистка технологиче-
ских газов в черной металлургии. М.: Металлургия, 1982. 277 с.
5.	Шаприцкий В. Н. Защита атмосферы в металлургии. М.: Металлургия,
1984. 216 с.
6.	Об итогах выполнения Государственного плана экономического и соци-
ального развития СССР в 1985 г. (Сообщение ЦСУ СССР).— Экономическая
газета, 1986, 6 февр.
7.	Стырикович М. А. Энергетика и окружающая среда.— Теплоэнергетика,
1975, № 4, с. 2—5.
8.	Лазарев Н. В. Вредные вещества в промышленности. М.: Химия, 1975.
831 с.
9.	Максимов М. Ф. Очистка и рекуперация промышленных выбросов цел-
люлозно-бумажного производства.— Лесная промышленность, 1972, № 2,
с. 18—23.
10.	Нечаев М. А. Основы газовой техники. Л.: Недра, 1974. 288 с.
И. Детри Ж. Атмосфера должна быть чистой. АГ.: Прогресс, 1972. 381 с.
12.	Аникеев В. А., Копп И. 3., Скалкин Ф. В. Технологические аспекты ох-
раны окружающей среды. Л.: Гидрометеоиздат, 1982. 253 с.
13.	Haagen-Smit A. J. Chemistry and Physiology of Los-Angeles Smog.— In-
dustrial and Engineering Chemistry, 1952, № 6, p. 1342—1346.
14.	Сигал И. Я. Развитие и задачи исследований по изучению условий об-
разования окислов азота в топочных процессах.— Теплоэнергетика, 1983, № 9,
с. 5—10.
15.	Энергетика и охрана окружающей среды. М.: Энергия, 1979. 352 с.
16.	Образование окислов азота NO2 и серного ангидрида SO3 в котлоагре-
гате ТГМП-314./С. А. Тагер, А. Д. Гришин, О. Е. Таран и др.— Теплоэнерге-
тика, 1974, № 9, с. 42—46.
17.	Цирульников Л. М., Конюхов В. Г., Кадыров Р. А. Пути уменьшения
токсичности выбросов газомазутных котлов. М., ВНИИЭГазпром, 1975. 52 с.
18.	Павлов В. А., Штейнер И. И. Условия оптимизации процессов сжига-
ния жидкого топлива и газа в энергетических и промышленных установках. Л.:
Энергоатомиздат, 1984. 120 с.
19.	Волков Э. П. Контроль загазованности атмосферы выбросами ТЭС. М.:
Энергоатомиздат, 1986. 256 с.
300
20.	Сигал И. Я-, Найденов Г. Ф., Гуревич Н. А. Использование котлоагре-
гатов для очистки отбросных газов химических предприятий.— Энергетика и
электрификация, 1966, № 6, с. 46—48.
21.	Спейшер В. А. Обезвреживание промышленных выбросов дожиганием.
М.: Энергоатомиздат, 1986. 168 с.
22.	Окислы азота в дымовых газах при циклонном и горелочном сжига-
нии высокосернистого мазута./В. П. Глебов, Г. И. Мотин, И. Я. Сигал и др.—
Теплоэнергетика, 1972, № 10, с. 5—7.
23.	Илькун Г. М. Биологическая защита атмосферного воздуха от загряз-
нения.— Вестник АН УССР, 1973, с. 92—99.
24.	Battan L. J. The unslean sky.— New-York, 1966. p. 190.
25.	Сигал И. Я- Оксиды азота в продуктах сгорания топлива и в атмосфер-
ном воздухе.— Хим. технология, 1985, № 5, с. 54—56.
26.	Кислотные дожди./Ю. А. Израэль, И. М. Назаров, А. Я. Прессиан
и др.— Л.: Гидрометеоиздат, 1983. 206 с.
27.	Горшков А. Л. Энергетические установки — источник кислотных дож-
дей.— Энергохозяйство за рубежом, 1985, № 2, с. 19—23.
.28	. Для блага всех народов./Ю. А. Израэль, И. М. Назаров, А. Я. Прессиан
и др.— Энергия, 1985, № 6, с. 17—22.
29.	Копытов В. Ф. Защита воздушного бассейна от загрязнений. М.,
ВНИИЭГазпром, 1973. 29 с.
30.	Троицкий А. А., Ольховский Г. Г. Развитие технологий производства
электроэнергии и теплоты из органического топлива (по материалам XIII ми-
ровой энергетической конференции).— Теплоэнергетика, 1987, № 2, с. 12—16.
31.	Грин X., Лейн В. Аэрозоли — пыли, дымы и туманы. Пер. с англ. М.:
Химия, 1969. 428 с.
32.	Калюжный Д. Н. Санитарная охрана атмосферного воздуха от выбро-
сов предприятий черной металлургии.— Киев: Госмедиздат, 1961. 239 с.
,	33. Гончаров Б. Г. Исследование сжигания различных топлив иа стенде
горизонтальной циклонной топки.— В кн.: Высокофорсированные огненные про-
цессы. М.: Энергия, 1967, с. 87—122.
34.	Семенов Ф. ГГ, Ужек Г. И. Очистка дымовых газов золоуловителями.
Киев: Техника, 1975. 167 с.
35.	Методика определения валовых выбросов вредных веществ в атмосферу
от котлов тепловых электростанций: МТ-34-70-010-83. М.: Союзтехэнерго, 1980.
18 с.
36.	Лев Е. С. Аэродинамическое сопротивление слоя дробленого мате-
риала.— В кн.: Вопросы аэродинамики и теплопередачи котельно-топочных про-
цессов. М.: Госэнергоиздат, 1958, с. 298—317.
37.	Нечаев Е. В., Лубнин А. Ф. Механические топки для котлов малой и
средней мощности. Л.: Энергия, 1968. 312 с.
38.	Гурвич А. М., Блох А. Г., Носовицкий А. И. Лучистый теплообмен в за-
пыленной газовой среде.— Теплоэнергетика, 1955, № 2, с. 3—10.
39.	Прасолов Р. С. Массо- и теплоперенос в топочных устройствах. М.:
Энергия, 1964. 236 с.
40.	Gumz W. Some Combustion Problems.— The Steam Eng., 1956, v. 25,
№ 295, p. 2465—2471.
41.	Пономарев H. H. Исследование дисперсного состава пылей в связи
с оценкой работы воздухоочистителей. М.: СНТИ, 1961. 256 с.
42.	Залогин Н. Г. Развитие теплоэнергетики и защита атмосферного воз-
духа, водоемов и почвы от загрязнений.— Теплоэнергетика, 1964, № 7, с. 2—5.
43.	Горбаненко А. Д., Цирульников Л. М., Красноселов Г. К- О механиче-
ском недожоге жидкого топлива в топочных камерах.— Энергетические стан-
ции, 1964, № 10, с. 19—21.
44.	Внуков А. К- Надежность и экономичность котлов для газа и мазута.
М.: Энергия, 1966. 366 с.
.	45. Спейшер В. А., Горбаненко А. Д. Повышение эффективности использо-
вания газа и мазута в энергетических установках. М.: Энергия, 1982. 240 с.
301
46.	Chass R. L., George R. F. Contaminant emissions from the Combustion
of fuels.— J. of the Air Poll. Control Ass. 1960, № 2, p. 92—103.
47.	Разработка и испытание установки для улавливания твердых частиц
при сжигании сернистого мазута в топках котлов./В. А. Резник, В. В. Жабо,
О. А. Тасс и др.— Теплоэнергетика, 1982, № 12, с. 12—15.
48.	George R. F., Chass R. L. Control of contaminant emissions from fossil
full-fired boilers.— J. of the Air Poli. Control Ass., 1967, v. 17, № 6, p. 392—
395.
49.	Соловьев Ю. П., Михельсон А. И. Вспомогательное оборудование ТЭЦ,
центральных котельных и его автоматизация. М.: Энергия, 1972. 256 с.
50.	Скалкин Ф. В., Цанаев А. А., Кропп JI. И. Энергетика и окружающая
среда. Л.: Энергоиздат, 1981. 280 с.
51.	Кропп JI. И., Яновский Л. П. Экологические требования и эффектив-
ность золоулавливания на ТЭС.— Теплоэнергетика, 1983, № 9, с. 19—22.
52.	Оценка экологических последствий загрязнения атмосферы выбросами
ТЭС./Л. Г. Мельник, Л. Н. Дериколенко, А. Н. Карпищенко, В. А. Семененко.—
В кн.: Тезисы докладов ко 11 Всесоюзному научно-техническому совещанию
«Энергетика и экология». М.: Информэнерго, 1982, с. 36—38.
53.	Разработка и испытания опытного электрофильтра для очистки газов
при сжигании мазута./И. А. Кизим, Б. В. Золотарев, В. С. Гаврилов, Б. А. Ер-
шов.— Электрические станции, 1984, № 10, с. 23—26.
54.	Feldstein М. Combustion emissions from stationary sources.— In: Com-
bustion Generated Air Pollution. New-York, 1971, p. 291—319.
55.	Альтшулер В. С. Очистка газов от сернистого ангидрида.— Химическая
технология, 1973, № 4, с. 5—13.
56.	Бродский Ю. И., Балычева К- В. Методы очистки дымовых газов теп-
ловых электростанций от сернистого ангидрида.— Энергохозяйство за рубе-
жом, 1974, № 4, с. 13—16.
57.	Смола В. И., Кельцев Н. В. Защита атмосферы от двуокиси серы. М.:
Металлургия, 1976. 255 с.
58.	Сигал А. И., Панасенко В. С., Руденко В. Я- Образование диоксида
азота при горении газа и его воздействие на растения.— В кн.: Термическая и
каталитическая очистка газовых выбросов в атмосферу. Киев: Наукова думка,
1984, с. 154.
59.	Тринкер Б. Д. Условия эксплуатации и долговечность железобетонных
дымовых труб.— Электрические станции, 1968, № 4, с. 5—7.
60.	Самойлов И. Б. Об образовании SOs в процессе выгорания сернистых
топлив.— Теплоэнергетика, 1982, № 2, с. 55—56.
61.	Саар К. Ю. Исследование образования окислов азота из топливного
азота в процессе горения жидкого топлива: Автореф. канд. дис. Таллин, 1980.
17 с.
62.	Вилесов И. Г., Костюковская С. Б. Очистка газовых выбросов. Киев:
Техника, 1971. 195 с.
63.	Кропп Л. И., Чмовж В. Е. Некоторые нетрадиционные методы десуль-
фуризации дымовых газов.— В кн.: Энергетика и экология, М.: Информэнерго,
1982, с. 9—12.
64.	Кропп Л. И. Совершенствование энергетического производства и окру-
жающая среда.— Теплоэнергетика, 1980, № 11, с. 2—6.
65.	Voos Н. Rauchgasreinigung-angewandte Verfahren und Entwicklungen.—
Techn. Miff., 1985, v. 78, № 10, p. 498—504.
66.	Kuroda H. Advanced flue gas pollutant control.— Mod. Power Syst, 1985,
v. 5, № 10, p. 56—59.
67.	Шаприцкий В. H. Очистка загрязнений воздуха в металлургии. М.: Ме-
таллургия, 1965. 180 с.
68.	Сигал И. Я. О чистоте дымовых газов котлов на газовом топливе.—
Энергетика и электрификация, 1968, № 6, с. 12—15.
.'6	9. Сигал И. Я. Горение газа в котлах и атмосфера городов.— Газовая
промышленность, 1969, № 2, с. 30—35.
302
70.	Ермаков В. С., Внуков А. К- О степени перехода моноокиси азота
в двуокись при рассеивании дымовых газов котлоагрегатов.— Электрические
станции, 1978, № 1, с. 14—15.
71.	Сигал И. Я., Гуревич Н. А., Домбровская Э. П. Образование двуокиси
азота при рассеивании дымовых газов.— Теплоэнергетика, 1980, № 11, с. 6—8.
72.	Андреев В. С., Горошко Б. Б., Павленко А. А. Исследование процессов
трансформации окислов азота под факелом ГРЭС.— В кн.: Атмосферная диф-
фузия и загрязнение воздуха.— Труды ГГО, 1979, № 436, с. 43—48.
73.	Экспериментальные данные к обоснованию ПДК окиси азота в атмос-
ферном воздухе./Э. М. Шпилевский, С. М. Соколов, В. В. Дробеня и др.— Ги-
гиена и санитария, 1983, № 9, с. 69—70.
74.	Гуревич Н. А., Домбровская Э. П., Сигал И. Я. Озонно-диффузионный
режим превращения NO в NO2 в дымовых струях электростанций.— Тепло-
энергетика, 1983, № 9, с, 15—19.
75.	Pitts D. Environmental appraisal oxidants, hydrocarbons and oxides of
nitrogen.— J. of the Air Poll. Control Ass., 1969, v. 15, № 9, p. 658—667.
76.	Гуревич H. А. Повышение эффективности процесса термического обез-
вреживания газовых выбросов: Авторсф. канд. дис. Киев, 1975. 20 с.
77.	Исследование недельного цикла и суточного хода оксидов азота и озона
в городском воздухе./И. Я. Сигал, Н. А. Гуревич, Э. П. Домбровская,
А. М. Куклин.— Гигиена и санитария, 1986, № 5, с. 4—7.
78.	Сигал И. Я., Андрейчук Г. С., Домбровская Э. П. Исследования кон-
центраций NO и NO2 в городском воздухе.— В кн.: Проблемы контроля и за-
щита атмосферы от загрязнения. Киев: Наукова думка, 1977, с. 61—65.
79.	Сигал И. Я. Защита воздушного бассейна при сжигании топлива. Л.:
Недра, 1977. 294 с.
80.	Parkinson G. S. Petroleum fuels and deaner air.— Chem. Brit., 1971, № 7,
p. 239—243.
81.	Сидоренко Г. И., Фельдман Ю. Г. Исследования в области защиты
воздуха населенных мест от загрязнения отработавшими газами автотранс-
порта.— Гигиена и санитария, 1983, № 2, с. 7—10.
82.	Чигир И. А. Образование и разложение загрязняющих веществ в пла-
мени.— В кн.: Образование и разложение загрязняющих веществ в пламени.
М.: Машиностроение, 1982, с. 7—34.
83.	Nilsen J. Air pollutions costes to ignore, costly to control.— Chem. Eng.,
1966, v. 73, № 15, p. 333—336.
84.	Климпуш О. Д., Гутаревич Ю. Ф., Худолий И. Н. Снижение токсичных
выбросов автомобиля при эксплуатации. Киев: Техника, 1981. 125 с.
85.	Прудников Б. И., Григорьев Е. Г., Ерохов В. И. Применение природ
ного газа в качестве автомобильного топлива.: (обзор)—Автомобильные дви-
гатели. М., 1985. 42 с.
86.	Heller А. М.. Walters D. F. Impact of Changing Patterns of Energy Use
on Community Air Quality.—J. of the Air Poll. Control Ass., 1965, v. 15, № 9,
p. 725—735.
87.	Сигал И. Я-, Марковский А. В., Нижник С. С., Гуревич Н. А. Обра-
зование окислов азота в топках котельных агрегатов.— Теплоэнергетика, 1971,
№ 4, с. 57—60.
88.	Продукты сгорания природного газа при высоких температурах./
И. Н. Карп, Б. С. Сорока, Л. Н. Дашевский, С. Д. Семернина. Киев: Техника,
1967. 381 с.
89.	Becker J. Uber die Entstehung gefahrlicher CO-Konzentrationen in Rau-
mon durch Ausstromen unverbrannter CO-haltiger Brenngase.— Internat. Z. Gas-
warms, 1966, № 11, p. 381—393.
90.	Schnidman L. (Editor) Gaseous Fuels, American Gas Association, New-
York, 1954.
91.	Thomas J., Sanborn E., Mukai M. Aldehyde Production Related to Com-
bustion and Polluted Atmosphera.— Industrial and Engineering Chemistry, 1959,
№ 6 p. 190—193.
303
92.	Шур И. А. Загрязнение атмосферы канцерогенными углеводородами.—
Реф. сб. ВНИИЭГазпрома. Природный газ и борьба с загрязнением воздуш-
ного бассейна. Л., 1971, с. 26—30.
93.	Лавров И. В., Стаскевич Н. Л., Комина Г. П. О механизме образова-
ния бенз(а)пирена.— Докл. АН СССР, 1972, т. 206, № 6, с. 1363—1366.
94.	Fenimore С. Р. Formation of nitric oxide in premixed hydrocarbon flames.
P. 1.— In: 13-th symposium of combustion, The Combustion Institute, 1971,
p. 373- -380.
95.	Шабад Л. M., Дикун П. П. Загрязнение атмосферного воздуха канце-
рогенным веществом 3, 4-бензпиреном. М.: Медгиз, 1959. 230 с.
96.	Беджер Г. Н. Химические основы канцерогенной активности. М.: Меди-
цина, 1966. 124 с.
97.	Руководство по гигиене атмосферного воздуха./Под редакцией
К. А. Буштуевой. М.: Медицина, 1976. 416 с.
98.	Hagebrauc R. S., Vanlinden I. D., Neccer X. E. Polynuclear hydrocarbons
and other pollutants from heat denerators and incinerators processes.— J. of the
Air Poll. Control Ass., 1964, v. 14, № 7, p. 267—278.
99.	Бабаев H. С., Демин В. Ф., Ильин Л. А. Человек и окружающая среда.
М.: Энергоатомиздат, 1984. 312 с.
'	100. Ахмедов Р. Б., Цирульников Л. М. Технология сжигания горючих га-
зов и жидких топлив. Л.: Недра, 1984. 238 с.
101.	О возможности уменьшения вредности выбросов котельного агрегата
ТГМП-314А при сжигании мазута./И. Я- Сигал, О. И. Косинов, П. И. Янко
и др.— Электрические станции, 1978, № 6, с. 17—18.
102.	Кашурин А. Н., Гуркова Л. В. Влияние нитритов-нитратов на обра-
зование нитрозодиметиламина в солоде.— Изв. вузов. Пищевая технология,
1985, № 2. с. 26—28.
\	103. Сигал А. И. Предотвращение образования диоксида азота в отопи-
тельных котлах: Автореф. канд. дис. Л., 1985. 24 с.
104.	Сигал И. Я., Гуревич И. А., Марковский А. В. Определение микро-
концентраций окиси углерода при горении подготовленных газовоздушных
смесей.— Реф. сб. ВНИИЭгазпрома. Использование газа в народном хозяйстве,
1971, № 8, с. 3—10.
105.	Семенов Н. Н. Развитие цепных реакций и теплового воспламенения.
М.: Знание, 1969. 94 с,
106.	Зельдович Б. Я., Садовников П. Я., Франк-Каменецкий Д. А. Окисле-
ние азота при горении. М.: Наука, 1947. 146 с.
107.	Райзер Ю. П. Образование окислов азота в ударной волне при силь-
ном взрыве в воздухе.— Журнал физической химии, 1959, т. 33, вып. 3, с. 700—
709.
108.	Зельдович Б. Я., Райзер Ю. П. Физика ударных волн и высокотемпе-
ратурных явлений. М.: Наука, 1966. 320 с.
109.	Fenimore С. Р. Formation of nitric oxide in premixid hydrocarbon flames.
P. 2: Pittsburg, 1971. p. 102.
110.	Thompson D., Brown T. D., Beer J. M. NOX formation in combustion.
Combustion and Flames, 1972, v. 19, № 1, p. 69—77.
111.	Сигал И. Я., Нижник С. С., Гуревич Н. А. Образование окислов азота
в топках котлов.— Теплоэнергетика, 1971, № 4, с. 57—60.
112.	Сигал И. Я., Гуревич Н. А., Лавренцов Е. М. Образование окислов
азота при ламинарном и турбулентном горении.— В кн.: Теория и практика
сжигания газа. Л.: Недра, 1975, т. 4, с. 513—521.
113.	Fenimore С. Р. Formation of nitric oxide from fuel nitrogen in ethylene
flames.— Combustion and Flames, 1972, v. 19, № 2, p. 289—296.
114.	Malte P. C., Schidt S. C., Pratt D. T. Hydroxyl radical and atomic oxy-
gen concentrations in high-intensity turbulent combustion.— Pittsburg, 16-th Sym-
posium of Combustion, 1967, p. 145—155.
115.	Kirow N. J., Iverach D. Formation and control of nitrogen oxides in
combustion process.— Austral. Chem. Process and Eng., 1972, v. 25, № 7, p. 75.
304
116.	Франк-Каменецкий Д. А. Диффузия и теплопередача в химической
кинетике. М.: Наука, 1967. 367 с.
'а	(117. Бурико Ю. Я., Кузнецов В. Р. Влияние подмешивания воздуха к горю-
чему газу на образование окислов азота в турбулентном диффузионном фа-
келе,.— ФГВ, 1980, т. 16, Xs 4, с. 60—67.
,	Д18. Сигал И. Я-, Любезников Д. А. Исследование теплоотдачи газового
факела при различной степени предварительного смешения газа с воздухом.—
Йнж.-физ. журнал, 1966, т. И, № 10, с. 463—466.
119.	Sataronis J. Prediction of propagating laminar flames in methane oxy-
den, nitrogen mixtures.— Combustion and Flames, 1978, v. 33, p. 217—239.
120.	Bachmaier F., Eberins K-, Just T. The formation of nitric-oxide and the
detection of HCN in premixed hidrocarbon-air flames at atmosphere.— Combus-
tions Science and Technology, 1978, v. 7, p. 77—84.
121.	Homer J. B., Sutton M. M. Nitric oxide formation and radical overshoot
in premixed hydrogen flames.— Combustion and Flames, 1973, v. 20, № 1,
p. 71—75.
122.	Miyanchi T.. Mori J., Imamura A. A stady of nitric oxide formation in
fuel-rich hydrocarbon flames role of cianide species H, OH and O. Sixteenth Symp.
(international) on Combustion, Pittsburg, 1976, p. 1073—1082.
123.	Matsui J., Nomaguchi T. Spectroscopic study of prompt nitrogen oxide
formation mechanism in hydrocarbon — air flames.— Combustion and Flames,
1978, v. 32, p. 205—214.
124.	Harries R. S., Nasfall M-, Williams A. A formation on oxides of nitrogen
in high temperature CH4—O2—Na-flame.— Combustion Science and Technology,
1976, № 4, p. 85—94.
,	125. Крыжановский В. H., Сигал А. И. Динамика образования окиси азота
в «низкотемпературной» области нормального фронта.— В кн.: Распределение
и сжигание газа. Саратов: СПИ, 1977, вып. 3, с. 48—53.
126.	Turner D. W., Andrews К. L., Seigmund С. IF. Influence of combustion
modification and nitrogen content on nitrogen oxides emissions from fuel com-
bustion.— Combustion, 1972, v. 44, Xs 2, p. 21—30.
127.	Haynes B. S., Iverach D., Kirov N. J. The role of fuel nitrogen in nitric
oxide formation.— Austral. Chem. Process and Eng., 1974, v. 27, Xs 5, p. 21—28.
128.	Гитов С. П., Бабий В. И., Барабаш В. И. Исследование образования
NOX из азота топлива при горении пыли каменных углей.— Теплоэнергетика,
1980, Xs 3, с. 64—67.
129.	Отс А. А., Егоров Д. М., Саар К. Ю. Исследование образования окис-
лов азота из азотсодержащих соединений топлива и факторов, влияющих на
этот процесс.— Теплоэнергетика, 1982, Xs 12, с. 15—18.
130.	Шницер И. Н., Литовкин В. В. Образование окислов азота на началь-
ном участке факела и на высоте топочной камеры пылеугольного парогенера-
тора.— В кн.: Образование окислов азота в процессах горения и пути сниже-
ния выброса их в атмосферу. Киев: Наукова думка, 1979, с. 39—44.
131.	Титов С. П. Исследование процесса образования топливных окислов
азота при горении угольной пыли: Автореф. канд. дне. М., 1982. 22 с.
132.	Христич В. А., Тумановский А. Г. Газотурбинные двигатели и защита
окружающей среды. Киев: Техника, 1983. 144 с.
133.	Бородуля В. А., Виноградов Л. М. Сжигание твердого топлива в псев-
доожиженном слое. Минск: Наука и техника, 1980. 189 с.
134.	Росляков П. В. Расчет образования топливных окислов азота при
сжигании азотсодержащих топлив.— Теплоэнергетика, 1986, Xs 1, с. 37—41.
135.	Pershing D. W., Martin S. В., Berkan Е. В. Influence of design variables
on the producion of thermal and fuel NO from residual oil and coal combustion.—
I. Chem. Symp. Ser., 1975, v. 71, Xs 148, p. 19—29.
136.	Северинец Г. H., Воликов А. Н. К вопросу о влиянии азотсодержащих
соединений топлива на выход окислов азота.— В кн.: Совершенствование сжи-
гания газа и мазута в топках котлов и снижение вредностей в продуктах сго-
рания. Л.: ЛИСИ, 1980, с. 11—23.
305
*137. Siegmund C. W., Turner D. W. NOX emissions from industrial boilers:
potential control methods.— Trans, of the ASME, 1974, № 1, p. 185—198.
138.	Merryman E. L., Levy Л. Nitrogen oxide formation in flames: the role
of NO2 and nytrogen. 15-tli Symp. (Int.) of Combustion, 1974, p. 1073—
1083.
139.	Allen A. D. Probe campling of oxide of nitrogen from flame.— Com-
bustion and Flames, 1975, v. 25,, № 11, p. 85—87.
140.	Энергия разрыва химических связей, потенциалы ионизации и срод-
ство к электрону/П. В. Гурвич, Г. В. Карачевцев, В. Н. Кондратьев и др. М.:
Наука, 1974, 351 с.
141.	Сигал А. И. Образование двуокиси азота в топках водогрейных кот-
лов малой мощности на твердом топливе.— В кн.: Окислы азота в продуктах
сгорания топлив. Киев: Наукова думка, 1981, с. 130—134.
142.	Eramlich J. F., Malte Р. С. Modeling and measurement of sample probe
effect on pollutant gases drown from flame zones.— Combustions Science and
Technology, 1978, v. 18, p. 91—104.
143.	Malte P. C., Kramlich J. F. Further observation of the effect of sample
probe on pollutant gases drown from flame zones.— Combustion Science and
Technology, 1980, v. 22, № 7, p. 5—6.
144.	Lenner M., Lingvist O., Rosen A. The NO2/NOX 100 % ration in emis-
sion from casolin-powered gases: high NO2 percentage in idle Fugine Measure-
ments.— Atm. Env., 1983, v. 17, Ns 8, p. 1395—1399.
145.	Эммануэль M., Кнорре E. Курс химической кинетики. M.: Высшая
школа, 1969. 432 с.
146.	Математическая теория горения и взрыва/Б. Я. Зельдович, Г. И. Ба-
ренблатт, А. Б. Либрович, Г. И. Махвнладзе. М.: Наука, 1980. 478 с.
147.	Burcat A. Calculation of the ignition deldy times for metane-oxygen-
nitrogen dioxide argon mixtures.— Combustion and Flames, 1977, v. 28, № 3,
p. 319—327.
148.	Desolte G. Overall reaction rates of NO and NO2 formation from fuel
nitrogen, presented at the 15-th Combustion Symposium, Tokio, Japan, August,
1974.
149.	McLean V/. I. Direct formation of NO2 in combustion products.— Atm.
Pollut., 1980. 58 p.
150.	Еринов A. E., Сорока Б. С. Рациональные методы сжигания газового
топлива в нагревательных печах. Киев: Техника, 1970. 252 с.
151.	Арсеев А. В. Сжигание природного газа. М.: Металлургия, 1965.
407 с.
152.	Ахмедов Р. Б. Дутьевые горелочные устройства.— М.: Недра, 1970.
407 с.
153.	Вулис Л. А., Ершин Ш. А., Ярин Л. П. Основы теории газового фа-
кела. Л.: Энергия, 1968. 202 с.
154.	Семикин И. Д., Аверин С. И. Основные закономерности турбулент-
ного газового факела.— Изв. вузов. Черная металлургия, 1952, Ns 4, с. 140—
151.
155.	Сигал И. Я. Газогорелочные устройства котельных установок. Киев:
Гостехиздат, 1961. 161 с.
156.	Иванов Ю. В. Газогорелочные устройства. М.: Недра, 1972. 375 с.
157.	Лойцянский Л. Г. Распространение закрученной струи в безгранич-
ном пространстве, затопленном той же жидкостью.— Прикладная математика
и механика. М., 1953, т. 18, вып. 1, с. 17—23.
158.	Ляховский Д. И. Аэродинамика закрученных струй и ее значение для
факельного процесса сжигания.— В кн.: Теория и практика сжигания газа,
вып. 1, Л.: Гостоптехиздат, 1958, с. 28—77.
159.	Ахмедов Р. Б., Талибджанов Э. С., Ещенко В. Я. Регулирование теп-
лового режима парогенераторов байпасными методами при буферном потреб-
лении газа. М.: ВНИИЭгазпром, 1975. 52 с.
160.	Maier Р. The length of turbulent swirling flames burning in free sur-
roundings.— J. Inst, of Fuel, 1968, v. 41, № 334, p. 427—432.
306
161.	Косинов О. И. Исследование влияние интенсификации теплообмена .’а
образование окислов азота в топках котлов: Автореф. канд. дис. Киев. КПП,
1975. 29 с.
162.	Сигал И. Я-, Найденов Г. Ф., Костиненко И. Е. Конструирование и
расчет турбулентных газовых горелок.— В кн.: Теория и практика сжигания
газа, вып. 2. Л.: Недра, 1964, с. 416—433.
163.	Ахмедов Р. Б. Аэродинамические характеристики факела на выходе
из горелок, с тангенциальным лопаточным подводом воздуха.— Теплоэнерге-
тика, 1963, № 1, с. 28—33.
164.	Albright L. Е., Alexander L. G. Flame stabilization in gases flowing
cyclonically.— In: 16-th Symposium (Int.) of combustion: New-York, 1957, p. 464—
472.
165.	Глинков M. А. Основы общей теории тепловой работы печей М.: Ме-
таллургиздат, 1959. 416 с.
166.	Kitaev В. Г, Sunavala Р. 1. Determination of flame for freely burning
laminar and turbulent flames.— Chemical Age of India, 1960, v. 11, № 217,
p. 104.
167.	Hottel H. C. Heterogenous combustion of gases in a vortex system.— In:
4-th Symposium (Int.) of combustion. Baltimore, 1953, p. 781—789.
168.	Hottel H. C. Burning in laminar and turbulent fuel jets.— Ibid, 1967,
p. 97—114.
169.	Волль К-, Шипмен К. Диффузионные пламена.— В кн.: Аэродинамика
больших скоростей и реактивная техника. Т. 2. Пер. с. англ. М.: Физматгиз,
1961. 246 с.
170.	Sunavala Р. I. Dynamics of the buoyant diffusion flames.— J. of the
Inst, of Fuel, 1967, v. 15, № 322, p. 492—497.
171.	Kremer H. Tatigkeitsbericht 1968 des Gaswarme-Instituts.— Gas Warme
Int.. 1969. № 3, S. 131—137.
172.	Kremer H. Ermittlung der Flammenstabilitat von Gasbrennern.— Gas
Warme Int., 1968, № 2, S. 66—68.
173.	Аверин С. И., Семикин И. Д. Длина турбулентного факела газов, ис-
текающих под высоким давлением из цилиндрических и конических сопел.—
Изв. вузов. Черная металлургия, 1962, № 12, с. 252—255.
174.	Steward F. R. Linear flame heights for various fuels.— Combustion and
Flames, 1964, № 8, p. 103.
175.	Сигал И. Я., Гуревич Н. А. Закономерности горения в закрученном
потоке и длина факела вихревых газовых горелок.— Газовая промышленность,
1968, № 5, с. 35—37.
176.	Строкин В. Н„ Клячко Л. А. Турбулентное диффузионное горение
газа в цилиндрической камере.— Инж.-физ. журнал, 1963, т. 17, № 3, с. 216—
220.
177.	Эстеркин Р. И. Перевод промышленных котлов на газообразное топ-
ливо. Л.: Энергия, 1967. 208 с.	\
178.	Михеев В. И., Федоров В. П. Подовые и щелевые горелки для при-
родного газа. Л.: Недра, 1965. 74 с.
179.	Афросимова В. Н. Смесеобразование в газовой горелке и горение га-
зового топлива.— В кн.: Теория и практика сжигания газа. Л.: Недра, 1967,
с. 272—283.
180.	Фристром Р. М., Вестенберг А. А. Структура пламени. Пер. с англ. М.:
Металлургия, 1969. 363 с.
181.	Степанов Е. М., Дьячков Б. Г. Ионизация в пламени и электрическом
поле. М.: Металлургия, 1968. 312 с.
182.	Ноляцкин М. А., Меньшиков В. И., Гасс О. А. Вопросы создания га-
зовых и комбинированных горелочных устройств для котлов большой мощно-
сти.— В кн.: Тезисы докл. на 3-м научно-техническом совещании по теории и
практике сжигания газа. М.: Энергия, 1965, с. 71—74.
183.	Поляцкин М. А., Меньшиков В. П. Горелочные устройства для сжи-
гания природного газа на электростанциях СССР.— В кн.: Теория и практика
307
сжигания газа на электрических станциях и в промышленных котельных. М.:
Гостоптехиздат, 1959, с. 21—49.
184.	Leamey D. М., Davies J. Е., Bambrouch Н. A. Values of NO2/NO ob-
served in the exhaust plume from a turbine driven compressor installation.—
Atmos. Env., 1983, v. 17, № 5, p. 991—997.
185.	Davis D. D., Smith G., Clauber G. Trace gas analysis of power plant
plumes via aircraft measurment: O3, NOX and SO2 chemistry.— Science, 1974,
v. 186, p. 733—736.
186.	Reactions of ozone and nitrogen oxides in power plant plumes/D. Hegg,
P. Hobbs. L. Radke, H. Harrison.— Atmos. Env., 1977, v. 11, № 6, p. 521—526.
187.	White W. H. NO*—O3 photochemistry in power plant plumes: compari-
son of theory with observation.— Environmental Sciences and Technology, 1977,
v. 11, № 10, p. 995—1000.
188.	Melo О. T., Lasts M. A., Stevens R. D. S. Mathematical modelling of
dispersion and chemical reactions in a plume-oxidation of NO to NO2 in plume
of a power plant.— Atmospheric Environmental, 1978, v. 12, № 5, p. 1231—
1234.
189.	Сигал И. Я-, Домбровская Э. П. О раздельном учете концентраций
NO и NO9 в атмосферном воздухе.— В кн.: Образование окислов азота в про-
цессах горения и пути снижения выброса их в атмосферу. Киев: Наукова думка,
1978, с. 81—85.
190.	Leighton Р. A. Photochemistry of air pollution.— New-York: Academic
Press, 1961. 320 p.
191.	Перегуд E. А., Быховская H. С., Гернет E. В. Быстрые методы опре-
деления вредных веществ в воздухе. М.: Химия, 1970. 358 с.
192.	Липштейн Р. А., Штерн Е. Н., Никифорова В. В. Экспресс-метод оп-
ределения окислов азота в дымовых газах электростанций газоопределителем
ГХ-4.— Теплоэнергетика, 1974, № 8, с. 91—92.
193.	Faith W. L. Nitrogen oxides a challenge to chemical engineers.— Chem.
Eng. Progress, 1956, v. 52, № 8, p. 44—51.
194.	Barnhart D. H., Diehl E. K. Control of nitrogen oxides in boiler flue
gases by two-ctage combustion.— J. of the Air Poll. Control Ass., 1960, v. 10,
№ 5, p. 405—412.
195.	Cuffe S. T., Gerstle R. W., Qerning A. A. Air pollutant emissions from
coal-fired power plants.— J. of the Air Poll. Control Ass. 1964, v. 14, N 3,
p. 353—361.
196.	Сигал И. Я., Нижник С. С., Василец Б. А. Выброс окислов азота кот-
лами электростанций.— Электрические станции, 1971, № 3, с. 29—31.
197.	Лавров Н. В., Розенфельд Э. И., Хаустович Г. П. Процессы горения
топлива и защита окружающей среды. М.: Металлургия, 1981. 250 с.
198.	Тагер С. А., Калмару А. М., Кузнецов Н. И. Образование окислов
азота в газомазутном котлоагрегате ТГМП-324.— Теплоэнергетика, 1973, № 10,
с. 42—46.
199.	Frankel R. J. Problems of meeting multiple air quality objectives for
coal-fired utility boilers.— J. of the Air Poll. Control. Ass., 1969, v. 19, № 1,
p. 18—21.
200.	Magill P. L., Benolied R. W. Air pollution in Los-Angeles country.—
Ind. and Eng. Chemistry, 1952, № 6, p. 1347—1352.
201.	Meboldt H. Probleme der Luftreinhaltung im Hindblick auf die Emmis-
sion Gasformiger Schadstoffe bei Verbrennung-Sprossen.— Fernwarme Int. 1974,
3, № 1, S. 18—25.
202.	Rawdon A. H., Sadowski R. S. An experimental correlation of oxides of
nitrogen emissions from power boilers based on field data.— Trans, of the ASME,
1973, № 3, p. 32—39.
203.	Sommerland R. E., Welden R. P., Rai R. H. Nitrogen oxides emission:
an analytical evaluation of test data.— Proc, of the American power conference,
1971, v. 33, p. 631—638.
204.	Stenqel M. P. Reducing NOX emissions by additive injection. Pat. USA,
1972, cl. 431-4, №.3746498.
308
205.	Сигал И. Я-, Нижник С. С. Расчеты высоты дымовых труб с учетом
выброса окислов азота.— Энергетика и электрификация, 1974, № 5, с. 34—34.
206.	Предельно допустимые концентрации вредных веществ в воздухе и
воде. М.: Химия, 1975. 456 с.
207.	Сигал И. Я-, Гуревич Н. А. Оценка влияния различных источников
газовых выбросов на загрязнение атмосферного воздуха.— Укр. химич. журнал,
1971, т. 37, № 2, с. 139—144.
208.	Берлянд М. Е. Прогноз и регулирование загрязнения атмосферы. Л.:
Гидрометеоиздат, 1985. 272 с.
209.	J. of the Air Poll. Control Ass. 1979, v. 29, № 7, p. 752—754.
210.	Трансграничное загрязнение воздуха. ЕЭК ООН: Изд-во ООН,
№ R.85. 11.Е.17, 1983. 177 с.
211.	Technologies for controlling NOX emissions from small stationary sour-
ces Economic comission for Europe April 1986. 284 p.
212.	Методические указания по расчету выбросов загрязняющих веществ
при сжигании топлива в котлах производительностью до 30 т/ч. Утв. Госкомгид-
рометом 5.08.1985 г. М.: Гидрометеоиздат, 1986. 24 с.
213.	Рассудов Н. С., Мишин О. Н. Использование рециркулирующих дымо-
вых газов для унификации парогенераторов.— Пром, энергетика, 1974, № 6,
с. 24—27.
214.	Резник Н. И. Исследование и разработка путей повышения эффектив-
ности рециркуляции газов в современных парогенераторах сверхкритического
давления: Автореф. каид. дис. Л., 1973, 18 с.
215.	Кесслер Г. В. Развитие конструкций парогенераторов в США.— Теп-
лоэнергетика. Экспресс-информация, 1969, № 47, с. 15—18.
216.	Влияние способа сжигания газообразного топлива на образование
окиси азота/В. Н. Крыжановский, О. И. Косинов, Н. А. Гуревич, И. Я. Сигал.—
Газовая промышленность, 1974, № 11, с. 53—54.
217.	Энергетика и охрана окружающей среды./Под редакцией Н. Г. Зало-
гина, Л. И. Кроппа, Ю. М. Кострикина. М.: Энергия, 1979. 351 с.
218.	Blakeslee С. Е.. Burbach Н. Е. Controlling; NOX emissions from steam
generators.— J. of the Air Poll. Control Ass., 1973, v. 23, № 1, p. 37—42.
219.	Bagwell G., Rosehtal K. Proceedings of American power conferens, 1970.
230 P.
220.	Буйнявичус К. Э. Повышение эффективности воздействия рециркуля-
ции дымовых газов в топках газомазутного котла на снижение образования
окислов азота: Автореф. канд. дис. Каунас. 1985. 20 с.
221.	Tompany J. Р., Koppung R. R., Burge Н. L. A survey of nitrogen-oxides
control technology and the development of a low NOX emissions combustor.—
Trans, of the ASME. 1971, v. 93, № 3, p. 216—217.
222.	Control NOX Emission.— J. Jap. Elec. Ass., 1973, № 60. p. 10—32.
223.	Bacta N. Coal-Water slurries of step. Away from success?— Chem. Eng.,
1983, v. 90. № 13, p. 14—16.
224.	Dibelius N. R., Hilt M. B., Johnson R. H. Reduction of nitrogen oxides
from gas turbins by steam injection.— Pap. of the ASME, 1971, № 58, p. 76—82.
225.	Цирульников Л. M. Подавление токсичных продуктов сгорания при-
родного газа и мазута в котельных агрегатах. Научно-технический обзор. М.:
ВНИИЭгазпром, 1977. 60 с.
226.	Снижение выбросов окислов азота от энергетических установок путем
ввода воды в зону горения факела./В. С. Авдуевский, У. Г. Пирумов, А. И. Па-
пуша и др.—В кн.: Межвед. сб. тр., № 50. М.: Моск, энерг. ин-т, 1984,
с. 3—19.
227.	Гаврилов А. Ф. Влияние влаги во вторичном воздухе на выход окислов
азота при сжигании экибастузского угля.— Электрические станции, 1980, № 3,
с. 14—17.
228.	Гаврилов А. Ф., Горбаненко А. Д., Туркестанова Е. Л. Влияние влаги,
вводимой в горячий воздух, на содержание окислов азота в продуктах сгора-
ния газа и мазута.— Теплоэнергетика, 1983, № 9, с. 13—15.
309
229.	Лукошявичюс В. П., Цирульников Л. М., Швенчянас И. П. О факто-
рах, влияющих на эффективность подавления образования окислов азота, вво-
дом влаги в зону горения.— Теплоэнергетика, 1986, № 7, с. 9—12.
230.	Сигал И. Я-, Дубоший А. Н. Интенсификация методов снижения об-
разования окислов азота в котлах.— Химическая физика процессов горения- и
взрыва. Проблемы теплоэнергетики. Материалы VIII Всесоюзного симпозиума
по горению и взрыву. Черноголовка, 1986, с. 52—55.
231.	Усовершенствование топочно-горелочного устройства котла ТГМП-314/
Л. М. Цирульников, Л. Н. Нурмухамедов, В. О. Рязанов и др.— Электрические
станции, 1985, № 4, с. 15—18.
232.	Газовые водогрейные промышленно-отопительные котлы/И. Я- Сигал,
Е. М. Лавренцов, О. И. Косинов, Э. П. Домбровская. Киев: Техника, 1967.
145 с.
233.	Кузнецов И. Е. Защита атмосферного воздуха от загрязнения. Симфе-
рополь: Таврия, 1973. 124 с.
234.	Иоун К. С. Очистка дымовых газов от окислов азота.— Нефть, газ и
нефтехимия за рубежом, 1980, № 3, с. 95—100.
235.	Промышленная проверка метода очистки дымовых газов ТЭС от
окислов азота вводом аммиака в высокотемпературный тракт котлов/Л. Д. Ско-
рик, Ю. В. Иванов, Э. Н. Арзуманян, Р. О. Хачикян.— Теплоэнергетика, 1986,
№ 7, с. 58 -59.
236.	Shaw Н. Reduction of nitrogen oxide emissions from a gas turbine com-
busterby fuel modifications.— Trans, of the ASME, 1973, v. 95, № 4, p. 261.
237.	Борш Б. Ю., Чмовж В. E., Стасьев Г. Я. Опытно-промышленная уста-
новка очистки дымовых газов от окислов серы и азота озонным методом на
Молдавской ГРЭС.— В кн.: Охрана окружающей среды на ТЭС и АЭС. М.:
Энергия, 1985, с. 25—27.
238.	Розловский А. И. Уточнение предельных условий распространения пла-
мени,—Изв. АН СССР, 1070, т. 132, № 1, с. 17—21.
239.	Пацков Е. А., Розенфельд Э. И., Федоров Н. А. Снижение образова-
ния окислов азота в котлах электростанций и промышленных газовых топках.—
Теплоэнергетика, 1974, № 8, с. 55—59.
240.	Образование окислов азота на газомазутных котлах с подовой ком-
поновкой горелок/А. Я. Горохова, В. В. Еремеев, А. А. Коваленко, В. Г. Коз-
лов.— Теплоэнергетика, 1983, № 5, с. 30—32.
241.	Особенности аэродинамики топочной камеры котла ТГМП-314 с подо-
вой компоновкой горелок./Ю. М. Усман, В. В. Чупров, С. Г. Штальман и др.—
Теплоэнергетика, 1983, № 5, с. 32—34.
242.	Липов Ю. М., Самойлов Ю. Ф., Модель 3. Г. Компоновка и тепловой
расчет парогенератора. М.: Энергия, 1975. 176 с.
243.	Lowes Т. М., Bartelds Н. I., Heap М. Р. Die Beenflussung der NO*
Emission Brennstoffgefeurter Kessel tind Ofen durch Verandern von Brenner
Parametern.— Brennst.— Warme — Kraft, 1974, № 1, S. 26—31.
244.	Панасенко M. Д., Агабабов С. Г. Влияние величины топочной камеры
на допустимое по условию горения тепловое напряжение.— Теплоэнергетика,
1961, № 4, с. 48—52.
245.	Сигал И. Я., Косинов О. И. Анализ эффективности применения проме-
жуточных излучателей в топках котлов на газовом топливе с использованием
ЭЦВМ.— Энергомашиностроение, 1970, № 12, с. 21—23.
246.	Bollinger L. М., Williams D. Т. Effects of Reynolds number in turbu-
lent flow range on flame speeds of Bunsen-burner flames.— In: NACA Report
932, 1949. 70 p.
247.	Vanquickenborne I... Tiggelen A. The stabillization mechanism of lifted
diffusion flames.— Combustion and Flames, 1966, v. 10, № 1, p. 59—63.
248.	Сигал И. Я., Косинов О. И. Тепловое напряжение топок промышленно-
отопительных котлов.— Энергетика и электрификация, 1969, № 1, с. 33—37.
249.	Воинов А. П. Разработка научно-технических основ создания промыш-
310
ленных котлов с объемно-охлаждаемой топкой: Автореф. докт. дис. Харьков,
ХПМ, 1986, 35 с.
250.	Захариков Н. А., Крнонко В. П. Влияние светимости факела на теп-
лопередачу в печи.— В кн.: Теория и практика сжигания газа, вып. 2. Л.:
Недра, 1964, с. 233—255.
251.	Колченогова И. П., Шорин С. Н. Интенсификация теплообмена при
сжигании газа.— Газовая промышленность, 1959, № 2, с. 27—33.
252.	Сигал И. Я- Теплообмен и горение в малых газовых топках.— В кн.:
Использование газа в коммунальном хозяйстве. Киев: Изд-во АН УССР, 1958,
с. 55—70.
253.	Тепловой расчет котельных агрегатов (нормативный метод). М.: Энер-
гия, 1973. 295 с.
254.	Павлов В. А., Дружинин Р. А. Зарубежный опыт применения методов
подавления окислов азота в 'отработанных газах энергетических установок.—
В кн.: Сб. тр. ЦКТИ им. И. И. Ползунова, 1977, вып. 151, с. 55—57.
255.	Курмангалиев М. Р., Сулейманов К. Л. Сжигание энергетических углей
Казахстана. Алма-Ата: Наука, 1983. 206 с.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие..............................................................3
Глава 1. Современное состояние проблемы защиты атмосферного воздуха 5
Глава 2. Основные загрязнители атмосферного воздуха.....................19
твердые частицы...............;.......................................—
Оксиды серы......................................................... 31
Оксиды азота.......................................................  41
Оксид углерода и другие продукты неполного	сгорания..................47
Канцерогенные вещества...............................................54
Кислотные дожди......................................................59
Глава 3. Образование оксидов азота при горении.......................64
Условия образования «термических» оксидов азота .................... 65
Образование «быстрых» оксидов азота..................................75
Образование «топливных» оксидов азота .............................. 84
Схема образования оксидов азота в топочных процессах.................91
Образование диоксида азота в процессах горения ..................... 93
Образование оксидов азота при горении подготовленных топливовоздушных
смесей .	. .......................................................101
Некоторые особенности факельного сжигания топлива в котлах..........107
Образование оксидов азота в газогорелочных устройствах котлов .... 133
Образование оксидов азота в диффузионном факеле.....................144
Превращение NO в NO2 в дымовой струе................................147
Глава 4. Загрязнение атмосферного воздуха при сжигании угля, мазута и
природного газа.....................................................154
Методы определения содержания оксидов азота в дымовых газах ... —
Приведенные характеристики токсичности продуктов сгорания различных
топлив . . . . ;....................................................180
Нормы содержания оксидов азота..................................... 186
Расчет выбросов оксидов азота . : :.................................189
Д'лава 5. Методы снижения образования оксидов азота.................192
Рециркуляция дымовых газов..........................................193
Двухстадийное сжигание топлива......................................203
Подача воды нли пара в зону горения.................................211
Интенсификация снижения выхода оксидов азота........................217
Горелочные устройства с пониженным выходом оксидов азота............222
Химические методы очистки дымовых газов от оксидов азота............252
Глава 6. Влияние топочных устройств на образование оксидов азота . . 256
Конструкции горелочных амбразур.......................................—
Схемы размещения горелочных	устройств................................261
Конструкции топочных камер...........................................263
Интенсификация теплоотвода в топочной камере как метод снижения вы-
хода оксидов азота ................................................ 266
Профиль топочной камеры с пониженным выходом оксидов азота . . . 284
Топочные камеры с псевдоожиженным слоем.............................291
Заключение.........................................................;	298
Список литературы...................................................300