Assessment of the influence of thermal characteristics of non-design lignite on their suitability for combustion in the furnace of an energy boiler

全文:

Введение

Энергетические топлива обладают различными характеристиками, такими как теплота сгорания, зольность, влажность, выход летучих и другие, которые напрямую оказывают влияние на процессы горения и эффективность работы топочных устройств. Существующие энергические котлы изначально проектировались заводами-изготовителями без уточнения возможных диапазонов изменения основных характеристик проектных топлив. В то же время запасы углей конкретных месторождений уменьшаются, месторождения вырабатываются, характеристики топлив меняются, что обуславливает необходимость перевода котлов на непроектные виды топлив. В связи с этим возникают такие проблемы, как шлакование поверхностей нагрева котла, неустойчивость горения непроектного топлива, повышенные выбросы оксидов азота в атмосферу, абразивный износ конвективной части котла, снижение экономических показателей и надежности работы оборудования.

По итогам работы [1] было определено, что использование непроектного угля при изменении топливного режима ТЭС без необходимости проведения опытного сжигания и реконструкции (модернизации) оборудования технически возможно, если теплотехнические показатели не выходят за предварительно определяемые пределы.

Как отмечалось выше, причина перехода на непроектное альтернативное топливо, может быть вызвана выработкой бассейна. Например, в работе [2] необходимость поиска нового топлива была обусловлена ухудшением свойств Челябинского БУ, низшая теплота сгорания которого $Q_H^p$  снизилась с 15.0–15.9 МДж/кг до 10.25 МДж/кг, зольность A^p и влажность W ^p возросли с 30 до 50% и с 13–16% до 18–26% соответственно. Изменение теплотехнических свойств привело к обрывам факела, образованию золовых отложений, снижению выработки пара, увеличению выброса загрязняющих веществ. В результате в качестве альтернативного угля был выбран Красноярский бурый уголь. Авторы [3] отмечают, что при переходе с Подмосковного на угли Канско-Ачинского бассейна, повысились технико-экономические показатели станции, но возросла сложность эксплуатации оборудования.

В работе [4] представлена численная модель для изучения характеристики горения и работы котла. Валидация результатов численного моделирования проводилась по сравнению с результатами, полученными на огневом стенде и промышленном котле. Авторы [5] делают следующий вывод – следует избегать долю смешивания каменного и бурого угля равной 25% по теплоте сгорания БУ при переводе топки котла на сжигание смеси. В работе [6] используется численное моделирование динамики потока для предсказания горения смесей углей с различными физико-химическими характеристиками. В исследовании [7] показано, что скорость роста отложений является наиболее показательным критерием, чем другие измерения. В [8] показано, что увеличение влажности угля вызывает повышение степени образования NOx за счет того, что влага затрудняет подвод кислорода в зону горения. Эксперимент проводился на опытной топке с одной горелкой.

Методика усреднения состава бурых углей для численного моделирования процессов горения

Для анализа влияния теплотехнических характеристик углей на эффективность работы топки котла были выбраны наиболее перспективные БУ для использования в энергетических котлах России, сведенные в табл. 1 по данным [9] во всем диапазоне значений низшей теплоты сгорания $Q_H^p$  от 7.45 МДж/кг до 16.16 МДж/кг по мере ее убывания. На рис. 1–3 приведены линейные зависимости $Q_H^p$  соответственно от содержания углерода С, от суммы рабочей зольности и влажности A^p + W ^p и от выхода летучих на горючую массу, V^daf. Зависимости $Q_H^p$  от C ^p и от A^p + W ^p достаточно хорошо ложатся на линейную зависимость (рис. 1 и 2). На рис. 1 получена линейная зависимость низшей теплоты сгорания от содержания углерода, что характерно для твердых видов топлив, где углерод преобладает по сравнению с другими горючими компонентами. Известно, что для БУ можно достаточно точно принять, что сумма рабочей зольности и влажности есть величина постоянная, то есть с ростом влажности зольность падает и наоборот. При этом теплота сгорания БУ значительно не изменяется.

 

Рис. 1. Зависимость низшей теплоты сгорания от содержания углерода в БУ.

 

Рис. 2. Зависимость низшей теплоты сгорания от зольности и влажности в БУ.

 

Рис. 3. Зависимость низшей теплоты сгорания от выхода летучих в БУ.

 

Таблица 1. Состав, принятых в расчетах марок БУ

Бассейн, месторождение	$Q_H^p,\frac{МДж}{кг}$	W р, %	Aр, %	C р, %	Oр, %	Sр, %	Hр, %	Nр, %	Vdaf, %
Кызыл-Кия (3Б)	16.16	28	13	45.4	9.5	0.8	2.4	0.5	35
Азейское (3Б)	15.99	25	16.5	42.7	11.3	0.5	3.1	0.9	48
Березовское (2Б)	15.66	33	4.7	44.2	14.4	0.2	3.1	0.4	48
Ирша-Бородинское (2Б)	15.28	33	7.4	42.6	13.2	0.2	3	0.6	47
Гусиноозерское (3Б)	14.32	26	18.5	39.4	12.3	0.4	2.8	0.6	43
Назаровское (2Б)	12.85	39	7.9	37.2	12.5	0.4	2.5	0.5	47
Итатское (1Б)	12.81	40.5	6.8	36.6	12.7	0.4	2.6	0.4	48
Челябинский бассейн (3Б)	12.56	17	35.7	33.6	9.5	0.8	2.5	0.9	44
Райчихинское (2Б)	11.72	37	13.9	34.9	11.3	0.3	2.1	0.5	43
Харанорское (1Б)	11.39	40	13.2	33.5	10.3	0.3	2.2	0.5	44
Артемовское (3Б)	11.14	23	33.1	29.4	11.1	0.3	2.5	0.6	50
Подмосковный бассейн (2Б)	8.67	32.1	30.6	24.3	8.2	1.6	1.9	0.4	48
Бабаевское (1Б)	8.1	56	10.1	23.2	7.5	0.9	2.1	0.2	65
Тульганское (1Б)	7.45	52	14.4	22.2	8.6	0.4	2.1	0.2	65.5

 

В вышеуказанном диапазоне были выбраны 4 значения $Q_H^p$  7.5 МДж/кг; 9.625 МДж/кг; 11.75 МДж/кг и 16 МДж/кг, для которых определялся теоретический усредненный состав (ТУС) углей, получивших названия № Б1, № Б2, № Б3 и № Б4. Б1 и Б2 это наибольшее и наименьшее значения, а Б3 и Б4 промежуточные значения выбранного диапазона. ТУС углей определялся по следующему алгоритму, состоящему из формул (1.1)–(1.10):

1. Определяется содержание углерода по формуле линии тренда (рис. 1):

$Q_{\text{H}}^p=\mathrm{0,3687}\cdot C^{\text{ð}}- \mathrm{0,4481}$ , (1.1)

$\text{C}=\frac{Q_H^p+\mathrm{0,4481}}{\mathrm{0,3687}}$. (1.2)

2. Сумма A^p + W^p определяется из формулы линии тренда (рис. 2):

$Q_H^p=-\mathrm{0,299}\cdot \left({А}^p+W^p \right)+\mathrm{27,544}$, (1.3)

$\left({А}^p+W^p \right)=\frac{Q_H^p-\mathrm{27,544}}{-\mathrm{0,299}}$. (1.4)

3. Значения для влажности W определяется по среднему значению для групп углей, указанных на рис. 2 (обведенные зоны).
4. Зольность угля определяется из выражения:

$\text{A}=\left({А}^p+W^p \right)-\text{W}$. (1.5)

5. Содержание кислорода O^p и серы S^p находятся по их средним значениям для принятых в расчетах БУ.
6. Значение содержания водорода определяется из формулы Менделеева:

$Q_H^p=\mathrm{0,339}\cdot C^p+\mathrm{1,025}\cdot H^p+\mathrm{0,109}\cdot S^p-\mathrm{0,109}\cdot O^p-\mathrm{0,025}\cdot W^p$, (1.6)

$H^{\text{p}}=\frac{{\text{Q}}_{\text{í}}^p-\mathrm{0,339}\cdot C^p-\mathrm{0,109}\cdot S^p+\mathrm{0,109}\cdot O^p+\mathrm{0,025}\cdot W^p}{\mathrm{1,025}}$. (1.7)

7. Содержание азота N^p определяется по формуле:

$N^p=100-C^p-N^p-A^p-W^p-{\text{H}}^p-O^p-S^p$ . (1.8)

8. Выход летучих V^daf рассчитывается из оценочного уравнения линии тренда (рис. 3) и уточняется в процессе расчета конкретного топлива:

$Q_H^p=-\mathrm{0,2553}\cdot V^{daf}+\mathrm{24,755}$,(1.9)

$V^{daf}=\frac{Q_H^p-\mathrm{24,755}}{-\mathrm{0,2553}}$ . (1.10)

Полученные значения ТУС углей сведены в табл. 2. Помимо этого в табл. 2 приведены составы углей № Б3+10% W ^p и № Б3–10% W ^p, отличающихся от угля № Б3 содержанием влажности и зольности на 10%, при постоянной их сумме, а также состав угля № Б5 – реального угля, использованного для проведения валидации численной модели. Изменение влажности угля производится для определения влияния данного параметра на параметры топочного процесса. Зависимости низшей теплоты сгорания от содержания кислорода, серы и азота на рабочую массу топлива носят неупорядоченный характер. Определение содержания кислорода и серы осуществлялось по средним значениям. Содержание азота определялось по остатку.

 

Таблица 2. Осредненный состав БУ

Вариант	$Q_H^p,\frac{МДж}{кг}$	Aр+ +W р, %	W р, %	Aр, %	C р, %	Oр, %	Sр, %	Hр, %	Nр, %	Vdaf, %
№ Б1	7.5	67.04	55.75	11.28	21.56	8.31	0.41	2.39	0.31	58.01
№ Б2	9.625	59.93	43.93	16.00	27.32	9.66	0.39	2.41	0.29	53.81
№ Б3+10%W	11.75	52.82	42.11	10.71	33.08	11.01	0.37	2.44	0.28	49.61
№ Б3	11.75	52.82	32.11	20.71	33.08	11.01	0.37	2.44	0.28	49.61
№ Б3-10%W	11.75	52.82	22.11	30.71	33.08	11.01	0.37	2.44	0.28	49.61
№ Б4	16	39.67	29.17	10.50	44.61	11.61	0.50	2.75	0.87	41.21
№ Б5 (Иркутск)	16.446	40.9	27	13.9	43.5	10.69	0.74	3.27	0.9	47.3

 

Валидация составленной численной модели горения твердого топлива на котле БКЗ-420-140-6

В работе был выбран котел БКЗ-420-140, как наиболее распространенный на докритических параметрах (ДКД). Для проверки составленной численной модели сжигания твердого топлива было проведено численное моделирование сжигания бурого угля в топке котла БКЗ-420-140-6 путем сравнения результатов численного моделирования с результатами, полученными при эксплуатации данного котла. Данный котел изначально рассчитан на сжигание Азейского бурого угля (№ Б5, табл. 2).

Котел имеет открытую призматическую топочную камеру с восемью вихревыми горелками, расположенными в два яруса на фронтовой стене топки. На рис. 4 приведена расчетная схема топочной камеры по двум разрезам. В расчетной 3D модели в месте ввода потока из горелок установлены плоскости, соответствующие каналам горелок для уменьшения количества элементов расчетной сетки и снижения времени расчета. При этом параметры входа потока на плоскости задаются в цилиндрических координатах с указанием центра горелки, а также осевой, радиальной и нормальной составляющей скорости. Выход из модели ограничен по высоте на уровне вершины аэродинамического выступа для уменьшения количества расчетных ячеек в сетке. Данное допущение не должно повлиять на результаты численного моделирования, так как основные процессы горения и образования оксидов азота происходят в нижней части топки.

 

Рис. 4. Схема топочной камеры котла БКЗ-420-140-6: а) продольный разрез; б) разрез по А-А; 1-1, 2-2, 3-3, 4-4 – оси расположения вертикальных плоскостей для визуализации.

 

Для проведения численного моделирования был выбран хорошо зарекомендовавший себя в решении подобного рода задач комплекс вычислительной гидродинамики ANSYS Fluent. Для построения расчетной сетки применялась неструктурированная расчетная сетка, состоящая из тетраэдров, построенная в ANSYS ICEM. По стенам сетки выполнены призматические элементы для лучшего моделирования пограничного слоя. Для моделирования турбулентности применялся подход Reynolds Averaged Navier–Stokes (RANS, осредненные по Рейнольдсу уравнения Навье–Стокса) с использованием k-ε модели турбулентности и пристеночных функций. Теплообмен моделировался с использованием уравнения энергии Energy, лучистый теплообмен – модели Discrete Ordinates (DO). Движение частиц твердого топлива в газовой фазе моделировалось подходом Эйлера–Лагранжа (Discrete Phase Model); фракционный состав задавался при помощи уравнения Розина–Раммлера. Для моделирования выхода летучих применялась модель Single Kinetic Rate, для горения применялась модель Species Transport в совокупности с моделью ограничения кинетической/диффузной скорости (Kinetics/Diffusion Limited Rate). Моделирование образования оксидов азота (применялись модели для топливных, термических и быстрых оксидов азота) проводилось после получения установившегося решения горения с применением модели DO. Входы в каналы горелочных устройств задавались с помощью типа граничного условия mass-flow inlet с указанием направления потока, его температуры и состава смеси. Выход из модели задавался с помощью типа граничного условия outlet. Для топочных экранов использовался тип граничного условия wall с заданием температуры и коэффициента тепловой эффективности.

Решение проводилось до достижения невязками значений ниже 10^–3, для уравнений энергии и излучения – ниже 10^–6 и получения удовлетворительных значений небалансов на входе и выходе из модели по массе и энергии, а также получения постоянных значений контрольных величин в зависимости от итераций (температура на выходе из топки, концентрация кислорода на выходе из топки, выгорание коксовых частиц в модели, массовый расход газовой фазы на выходе из модели). Подробно методика расчета численной модели описана в [10].

Уточнение составленной численной модели сжигания бурого угля в топке БКЗ-420-140 проводилось путем сравнения результатов численного моделирования с данными по эксплуатации котла (концентрация оксидов азота NOx в дымовых газах, потери теплоты с механическим недожогом топлива q₄), а также с расчетными данными (температура дымовых газов на выходе из модели на уровне вершины аэродинамического выступа).

В качестве топлива для проведения моделирования принят бурый уголь с низшей теплотой сгорания на рабочую массу топлива равной 16 446 кДж/кг, влажностью и зольностью на рабочую массу равными 27.00% и 13.90% соответственно, выходом летучих 43.7% [№ Б5, табл. 2].

Необходимые исходные данные (расход топлива, расход и температура первичного и вторичного воздуха и т. д.) приняты на основании данных режимно-наладочных испытаний котла ст. № 4 Ново-Иркутской ТЭЦ, выполненных специализированной организацией в 2022 году. Эти данные использовались как при численном моделировании, так и в расчетах теплового баланса котла, теплообмена в топке и системы пылеприготовления по стандартным методикам.

Сравнение результатов испытаний котла и численного моделирования в программе ANSYS FLUENT проводились по трем конечным параметрам, характеризующих экономичность, надежность и экологичность работы топочной камеры: потери от механического недожога q₄, температуру газов на выходе из топки , концентрацию оксидов азота в дымовых газах C_NOx. В результате численного моделирования получено: q₄ составили 0.23% (по данным испытаний – 0.20%, абсолютная разница – 0.03%),  составила 1216°C (по данным позонного расчета топки – 1211°C, относительная разница 0.4%), C_NOx, приведенная к нормальным условиям и коэффициенту избытка воздуха α = 1.4 составила 888 мг/нм³ (по данным испытаний – 869 мг/нм³, относительная разница – 2.2%). Разработанная численная модель горения твердого топлива в топке котла БКЗ-420-140 успешно прошла валидацию по всем трем параметрам.

Влияние теплотехнических характеристик бурых углей (БУ) на эффективность работы топок котлов

В качестве основных показателей эффективности работы топочной камеры котла, как и при валидации численной модели, приняты: температура газов на выходе из топочной камеры , °С; механический недожог q₄, %; концентрация оксидов азота в дымовых газах C_NOx, мг/нм³.

Температура газов на выходе из топочной камеры определяет соотношение доли радиационного и конвективного теплообмена в котле и вероятность шлакования плотных радиационно-конвективных поверхностей нагрева, расположенных на выходе из топочной камеры, т.е. надежность работы топки. Механический недожог характеризует величину тепловых потерь с недогоревшими коксовыми частицами, процессы горения и полноту выгорания топлива, т. е. экономичность сжигания угля. Оксиды азота являются загрязняющим веществом и связаны с экологичностью процессов горения. В качестве способа снижения выбросов применяется режимный метод, при котором минимизируется образование оксидов азота в процессе горения топлив при оптимизации необходимых затрат.

Для ТУС углей, представленных в табл. 2, выполнено численное моделирование процессов сжигания топлив, результаты которого сведены в табл. 3 и представлены на рис. 5а, б, в. Численное моделирования процесса горения угля № Б1 показало, что в рассматриваемой топке данный уголь практически не горит, и поэтому на рис. 5 точки, характеризующие горение этого угля, отсутствуют. Остальные точки, начиная с угля № Б2, нанесены на графики рис. 5. Численное моделирование сжигания реального угля № Б5 (Иркутск) проведено для существующей схемы сжигания с вихревыми горелками, а также для разработанной схемы с прямоточными горелками и соплами что отражено в табл. 3. Подробное описание схемы сжигания с прямоточными горелками не является предметом настоящей статьи и будет рассмотрено отдельно.

 

Рис. 5. Влияние низшей теплоты сгорания БУ на эффективность работы топочной камеры (а)  , (б) q₄, (в) C_NOx.

 

Рис. 6. Интенсивность роста отложений на стенах топочной камеры с вихревыми горелками с топливом № Б3-10% W^р: (а) фронтовая; (б) правая; (в) задняя; (г) левая.

 

Таблица 3. Результаты численного моделирования горения БУ

Вариант	Температура газов на выходе из модели, °С	Механический недожог, %	Концентрация оксидов азота в дымовых газах, мг/нм3
№ Б1	не горит	не горит	не горит
№ Б2	873	16.2	220
№ Б3+10%W	1178	0.64	426
№ Б3	1181	0.26	411
№ Б3-10%W	1186	0.22	398
№ Б4	1226	0.41	824
№ Б5 (вихревые горелки)	1216	0.23	888
№ Б5 (прямоточная схема)	1176	0.69	273

 

Наивысшим механическим недожогом 16.2% обладает бурый уголь с составом № Б2 (рис. 5б), тогда как для остальных вариантов механический недожог составляет менее 1%. Этот уголь характеризуется низкой , которая в свою очередь является следствием высокой влажности (табл. 2). Сжигать этот уголь в рассматриваемой топке не представляется возможным без кардинальной реконструкции системы пылеприготовления на полуразомкнутую или разомкнутую, что не является предметом рассмотрения настоящей статьи.

Наибольшая концентрация оксидов азота наблюдается у вариантов № Б4 и № Б5 (Иркутск) (рис. 5в), что объясняется высоким содержанием углерода в угле C^p и соответственно наивысшей среди рассматриваемых углей теплотой сгорания . Для вариантов № Б2–№ Б5 (Иркутск) для схемы сжигания с вихревыми горелками с увеличением низшей теплоты сгорания растет концентрация оксидов азота в дымовых газах. Минимальное значение наблюдается для варианта № Б2 с низшей теплотой сгорания 9.63 МДж/кг – 220 мг/нм², максимальное для варианта № Б5 (Иркутск) с низшей теплотой сгорания 16.45 МДж/кг – 888 мг/нм. Применение прямоточных горелок позволяет в 3.25 раза снизить образование оксидов азота в топке при вполне приемлемом увеличении механического недожога топлива.

Из полученных результатов (рис. 5а) видно, что влияние низшей теплоты сгорания топлива на температуру газов на выходе из топочной камеры в диапазоне  от 11.75 МДж/кг до 16.45 МДж/кг незначительное. Резкое падение температуры в 1.35 раза при увеличении механического недожога более чем в 25 раз наблюдается для варианта № Б2 с низшей теплотой сгорания менее 10 МДж/кг.

По результатам расчетов проведен анализ влияния различных характеристик топлив на 3 принятых параметра эффективности сжигания топлива. Влияние повышения влажности на температуру газов на выходе из топочной камеры и механический недожог незначительное. Только увеличение влажности примерно выше 45% (уголь № Б2) сопровождается резким падением температуры и увеличением величины механического недожога. Следует подчеркнуть, что при этом решающим фактором может быть снижение низшей теплоты сгорания топлива, которая равна 9.625 МДж/кг. Что касается влияния влажности угля на образование оксидов азота, то явной зависимости не выявлено. Главным фактором с этой точки зрения является организация процесса горения топлива и выбор горелочных устройств.

Зависимости влияния зольности БУ на эффективность работы топочной камеры аналогичны влиянию влажности угля. Это подтверждает, что главным фактором, непосредственно влияющим на низкую эффективность горения угля № Б2 является его низкая теплота сгорания. Содержание углерода влияет аналогично низшей теплоте сгорания угля ввиду их линейной зависимости между собой.

Оценка возможности шлакования топочных экранов

Для всех рассматриваемых ТУС БУ определена температура начала деформации золы t_A (табл. 4), на основании которой проведено численное моделирование возможности шлакования экранов топочной камеры. Условием шлакования в данной работе принято условие контакта частицы со стенкой при температуре частицы большей или равной температуре t_A. При анализе результатов моделирования учтено, что при опробовании разработанной математической модели шлакования на реальном котле (условия закрепления частицы на поверхности нагрева те же), при интенсивности шлакования равной 0.015 кг/(м²·c) формирования отложений на поверхностях нагрева топочной камеры не наблюдалось [10].

Результаты численного моделирования возможности шлакования топочных экранов при сжигании ТУС БУ представлены в табл. 4. Видно, что превышение порогового значения интенсивности шлакования 0.015 кг/(м²·c) наблюдается только в случае сжигания № Б3-10%W ^р (максимальная интенсивность шлакования равна 0.0164 кг/(м²·c)) (картина интенсивности роста отложений для этого случая приведена на рис. 6). Таким образом, можно сделать вывод, что при сжигании ТУС БУ в топке котла БКЗ-420-140-6 вероятность шлакования возникает только для одного угля из рассмотренных.

 

Таблица 4. Температура начала деформации золовых частиц для рассматриваемых бурых углей и максимальная интенсивность шлакования

Бурый уголь	Температура начала деформации золовых частиц tА, °С	Максимальная интенсивность шлакования, кг/(м2·с)
№ Б2	1230	0.0144
№ Б3+10%W р	1198	0.0049
№ Б3	1198	0.0065
№ Б3-10%W р	1198	0.0164
№ Б4	1190	0.0032

 

Из табл. 4 видно, что отсутствует прямая связь между температурой начала деформации золы t_А и максимальной интенсивностью шлакования топочных экранов. Поэтому оценка шлакования того или иного топлива в каждом случае должна проводиться с учетом других его характеристик помимо температуры начала деформации золы t_A, а также с учетом аэродинамических особенностей схемы сжигания. Методика оценки возможности применения того или иного угля по индексу шлакования приведена в [11].

Выводы

1. Предложена методика теоретического усреднения состава (ТУС) для 14 наиболее распространенных марок бурого угля (БУ). Дальнейшие расчеты проводились для шести ТУС БУ с низшей теплотой сгорания на рабочую массу топлива $Q_H^p$ от 7.5 до 16 МДж/кг. (a)(б)(в)(г)
2. Валидация предложенной численной модели расчета сжигания была проведена в сравнении с результатами испытания котла БКЗ-420-140-6 Ново-Иркутской ТЭЦ и показало хорошую сходимость по трем основным показателям эффективности горения угля: температуре на выходе из топки, механического недожога и концентрации оксидов азота в дымовых газах.
3. Показано, что рассматриваемая в работе топка является достаточно универсальной при сжигании непроектных БУ. Влияние низшей теплоты сгорания топлива на температуру газов на выходе из топочной камеры и на механический недожог в диапазоне от 11.75 МДж/кг до 16.45 МДж/кг незначительное. Резкое падение температуры газов на выходе из топки в 1.35 раза и увеличение механического недожога более, чем в 25 раз наблюдается для угля с низшей теплотой сгорания менее 10 МДж/кг.
4. Влияние повышения влажности топлива на температуру газов на выходе из топочной камеры и на механический недожог начинает сказываться при увеличении влажности свыше 45%. Решающим фактором при этом является снижение низшей теплоты сгорания топлива, которая снижается до 9.625 МДж/кг.
5. Незначительное превышение порогового значения интенсивности шлакования 0.015 кг/(м²c) по температуре начала деформации золовых частиц t_A наблюдается только в случае сжигания БУ со средней по величине $Q_H^p$  при снижении влажности на 10%.
6. Расчетные значения концентраций оксидов азота дымовых газов при штатной схеме горения могут превышать нормативные допустимые для БУ со сравнительно высоким содержанием углерода топлива. В этом случае можно рассматривать, наряду с дорогостоящей очисткой дымовых газов, возможность установки прямоточных горелок.

Исследование выполнено за счет гранта Российского научного фонда № 22-19-00722, https://rscf.ru/project/22-19-00722/.

作者简介

S. Chernov

National Research University “Moscow Power Engineering Institute”

编辑信件的主要联系方式.
Email: ChernovSL@mpei.ru
俄罗斯联邦, Moscow

V. Prokhorov

National Research University “Moscow Power Engineering Institute”

Email: ProkhorovVB@mpei.ru
俄罗斯联邦, Moscow

V. Aparov

National Research University “Moscow Power Engineering Institute”

Email: AparovVD@mpei.ru
俄罗斯联邦, Moscow

A. Pai

National Research University “Moscow Power Engineering Institute”

Email: PaiAV@mpei.ru
俄罗斯联邦, Moscow

参考

补充文件