calculation of thermal power plant steam boiler for analysis facility work after implementation of...

7/23/2019 Calculation of Thermal Power Plant Steam Boiler for Analysis Facility Work After Implementation of Primary Measu

1/13

PRORAUN ENERGETSKOG PARNOG KOTLA U CILJUANALIZE NJEGOVOG RADA NAKON UVOENJA

PRIMARNIH MERA ZA REDUKCIJU NOx

Goran Stupar*a

, Dragan Tucakovi*, Titoslav ivanovi*, MiloBanjac*,

Sran Beloevi

**

, Nenad Crnomarkovi

**

*Mainski fakultet,Univerzitet u Beogradu, Kralj ice Mari je 16, 11120 Beograd 35, Srbij a

* *Institut za nuklearne nauke Vina, Univerzitet u Beogradu,

Laboratori ja za termotehn iku i energetiku , P. Fah 522, 11001 Beograd, Srbij a

ABSTRAKT:Pri sagorevanju ugljenog praha u termoelektranama velikih snaga zakonskim merama

je utvren maksimalni sadraj NOx u produktima sagorevanja u iznosu od 200 mg/Nm3 u suvim

dimnim gasovima za normalne uslove i referentni sadraj O2 od 6 %. Do 2016. godine predvienoje da se na parnim kotlovima u termoelektrani Kostolac B sprovedu potrebne mere u cilju njihovog

smanjenja. Radi analize, kako mogunosti primene pojedinih primarnih mera redukcije azotnih

oksida, tako i njihovih efekata na rad parnog kotla u celini, izvreno je modeliranje procesasagorevanja lignita u loitu predmetnog kotla. Ovaj matematiki model obuhvata procese u loituza sagorevanje ugljenog praha, odnosno definie zraei reaktivni dvokomponentni turbulentnitok.U ukupni model reaktivnog turbulentnog toka uklopljen je i matematiki podmodel formiranjagorivnih i termikih NOx. Ovakav sloeni matematiki model povezan je sa termickim iaerodinamickim proracunima kotla u jedinstveni sistem prorauna za analizu rada parnog kotla ucelini. Na ovaj nain definisan sistem omoguava proraune sa promenom uticajnih parametara unajirim granicama. Na osnovu navedenog izvreni su prorauni parnog kotla bloka 1 TE KostolacB za postojeci i reorganizovani sistem sagorevanja u cilju efikasnog, pouzdanog i ekoloki

prihvatljivog rada kotla. U radu je prikazana analiza uticaja veeg broja parametara na rad parnogkotla sa usvojenim konceptom primarnih mera. Prikazani sistem prorauna za rad kotla je

verifikovan merenjem izvrenim na predmetnom objektu.

Kljune rei:parni kotao, primarne mere, matematiki model, sistem prorauna, efikasnost.

CALCULATION OF THERMAL POWER PLANT STEAM BOILER FOR

ANALYSIS FACILITY WORK AFTER IMPLEMENTATION

OF PRIMARY MEASURES FOR NOx REDUCTION

Goran Stupar*a

, Dragan Tucakovi*, Titoslav ivanovi*, MiloBanjac*,Srdjan Beloevi**, Nenad Crnomarkovi**

*Facul ty of Mechanical Engineeri ng, University of Belgrade,

Kralj ice Mari je 16, 11120 Belgrade 35, Serbia

(381-11) 3370-373, [email protected]**Institute of Nuclear Sciences Vina, University of Belgrade, Laboratory for Thermal

Engineer ing and Energy, P.O. Box 522, 11001 Belgrade, Serbia

ABSTRACT:TheEuropean normatives prescirbe content of 200 mg/Nm3NOx for pulvorized coal

combusting power plants. In order to reduce content of NOx in TPP Kostolac B its necessary toimplement particular measures until 2016. The mathematical model of lignit combusting in steam

boiler furnes is defined by analizing the possibility of implementing certain primary measures for

reducing nitrogen oxides and their effects on steam boiler work. This model includes processes incoal fire furnes respectively defines radiating reactive two-component turbulent flow. The model of

turbulent flow also contains sub-model for formating fuel and thermal NOx. This complex


2/13

mathematical model is related to thermal and aerodinamical calculations of steam boiler in united

calculation system in order to analize steam boiler overall work. This system provides calculations

with a large scale of influential parameters. The steam boiler calculations for Unit 1 of TPP

Kostolac B for existing and modified system of combustion are implemented based on this system

in order to achieve effective, reliable and ecological facility work. The paper presents the influence

analysis of large number of parameters on the work of steam boiler with an accepted concept of

primary measures. Presented system of calculations for boiler work is verified by measuring in TPPKostolac B.

Key words: steam boiler, primary measure, mathematical model, calculation system, efficiency.

1. UVOD

Pretvaranje energije u oblik koristan ljudima ima svoje negativne posledice materije koje nastajuprocesom sagorevanja imaju tetan uticaj na oveka i ivotnu sredinu. Jednu grupu tetnih materijakoje tom prilikom nastaju ine azotni oksidi.

Iako je nivo emisije NOx u naim uslovima pri sagorevanju lignita dosta nizak, ipakprevazilazi evropsku normu od 200 mg/Nm3 [1] koja e ve 2016. godine postati obavezujua i uSrbiji. tetan uticaj azotnih oksida moe se ublaiti razliitim metodama za smanjenje emisijeazotnih oksida. Azotni oksidi najveim delom nastaju oksidacijom azota iz vazduha za sagorevanje

pri visokim temperaturama kao termikiNOxi oksidacijom azota iz goriva kao gorivni NOx koji sejavljaju i pri niimtemperaturama, a koji su u kotlovima na ugalj dominantni. Nastajanje termalnogNOx direktno je zavisno od lokalne temperature u plamenu, dok je formiranje gorivnog NOx

prvenstveno zavisno od sadraja azota u gorivu i dostupnogkiseonika u plamenu u zoni estice kojasagoreva. Primarne metode za snienje sadraja ayotnih oksida u gasovima se zasnivaju nasmanjenju emisije azotnih oksida pre i za vreme njihovog nastanka (pre i za vreme procesa

sagorevanja). Ove metode su znatno jeftinije, ali manje delotvorne. Najznaajnije su recirkulacija

produkata sagorevanja, primena gorionika sa niskom koncentracijom azotnih oksida, viestepenouvoenje vazduha kao i kombinacja ovih metoda.Postojee metode redukcije NOxmogue je dodatno poboljati i maksimalno poveati njihov uinakupotrebom numerikih simulacija. Numerike simulacije su u odnosu na eksperimentalnaistraivanja ekonominije i lake izvodljive, a obezbeuju zadovoljavajue rezultate. Pri tome,numerike simulacije igraju i znaajnu ulogu pri projektovanju novih sistema za redukciju emisije

NOx, kao i pravilan odabir metoda smanjenja emisije koje e biti primenjenje na postrojenjima urazvoju. Na ovaj nain se u ranim fazama projektovanja stie jasna slika o emisiji NOx, te jemogue predvideti da li e postrojenje zadovoljiti sve stroije ekoloke propise.

U cilju ispitivanja mogunosti primene pojedinih primarnih mera redukcije azotnih oksida kaoi analize njihovih efekata na rad parnog kotla u celini, izvreno je modeliranje procesa sagorevanja

lignita u loitu parnog kotla bloka 1 u TE Kostolac B. Matematiki model zraeeg reaktivnogdvokomponentnog turbulentnog tokaproiren je matematikim podmodelom formiranja gorivnih itermikih oksida azota u svrhu sveobuhvatnog opisa procesa u loitu energetskog parnog kotla zasagorevanje ugljenog praha. Ovakav sloeni matematiki model je povezan sa termikim iaerodinamikim proraunima kotla u jedinstveni sistem prorauna za analizu radaparnog kotla ucelini. Na ovakav nain definisan sistem omoguava proraune sa promenom uticajnih parametara unajirim granicama. Na osnovu ovog izvreni su prorauni parnog kotla bloka 1 TE Kostola B za

postojeci i reorganizovani (modifikovani) sistem sagorevanja u cilju ocene kvaliteta njegovog rada.

Da bi prikazali uticaje pojedinih parametara na rad razmatranog parnog kotla nakon uvedenih

primarnih mera prikazani su relevantni rezultati sistema proraunau sluaju promene koeficijentavika vazduha,ukupanog prisisa vazduha kao i recirkulacije hladnih gasova. Svi prorauni vreni suza nominalno optereenje i gorivo koje se trenutno koristi u elektrani.


3/13

2. TEHNIKI OPISPARNOG KOTLA

Parni kotao bloka 1 u TE Kostolac B projektovan je za kostolaki lignit donje toplotne moi 7326,9kJ/kg sa sadrajem vlage W r = 43,93 % i sadrajem pepela A r = 22,25 %. Pojednostavljenadispozicija parnog kotla prikazana je na slici 1.

Slika 1. Dispozicija parnog kotla u TE Kostolac B

1. Zagreja vode; 2. Separator; 3. Donji kolektori loinih ekrana; 4. Loite; 5. Nosee cevi; 6. Konvektivni gasni kanal;7. Ozraeni pregreja; 8. Konvektivni pregreja; 9. Poluozraeni pregreja; 10. Prvi stupanj naknadnog pregrejaa; 11. Drugi (izlazni) stupanj naknadnog pregrejaa; 12. Mlin za ugalj; 13. Recirkulacioni kanal; 14. Glava recirkulacionog

kanala; 15. Prikljuak za dovoenje primarnog vazduha; 16. Prikljuak za dovoenje hladnih recirkulisanih gasova;17. Razdvaja aerosmee; 18. Kanal za aerosmeu; 19. Donja etaa glavnog gorionika; 20. Gornja etaa glavnoggorionika; 21. Gorionik za otparke; 22. Prikljuak za dovoenje hladnog vazduha; 23. Prikljuak za dovoenje uglja;24. Limeni gasni kanal; 25. Reetkaza dogorevanje


4/13

Karakteristike kotla su sledee:

Nominalna produkcija svee pare D = 277,8 kg/sPritisak svee pregrejane pare ps = 18,6 MPa

Temperatura svee pregrejane pare ts = 540oC

Protok naknadno pregrejane pare Dr = 248,8 kg/s

Pritisak naknadno pregrejane pare prs = 4,375 MPa

Temperatura naknadno pregrejane pare trs = 540oC

Pritisak pare za naknadno pregrevanje pr = 4,604 MPa

Temperatura pare za naknadno pregrevanje tr = 334oC

Pritisak napojne vode pnv = 20,46 MPa

Temperatura napojne vode tnv = 255oC

Razmatrani parni kotao sastoji se od zagrejaa vode (1), isparivaa smetenog u loitu (4), tristupnja pregrejaa svee pare i dva stupnja pregrejaa naknadno pregrejane pare. Regulacijatemperature svee i naknadno pregrejane pare vri se ubrizgavanjem vode u hladnjake postavljene

izmeu odgovarajuih grejnih povrina.Kotao je opremljen sa osam postrojenja za pripremu ugljenog praha. Mlevenje i suenje uglja

obavlja se u mlinovima EVT Minel-Kotlogradnja N 270.45 (12) na ijem se izlazu nalazeinercijalni separatori. Suenje se vri dimnim gasovima koji se sa vrha loita u mlin dovode reci-rkulacionim kanalima (13). Regulisanje temperature u mlinu vri se primarnim vazduhom koji se uglavu recirkulacionog kanala (14) dovodi krozprikljuak (15) i hladnim recirkulisanim gasovimasa kraja kotla koji se dovode kroz prikljuak (16). Deo postrojenja za pripremu ugljenog prahaizmeu mlinskog separatora i gorionika je rekonstruisan u odnosu na prvobitni. Iza mlinskogseparatora postavljen je razdvaja aerosmee koji je deli na dve struje: primarnu i sekundarnu. Izarazdvajaa postavljen je kanal za aerosmeu (18) iji se presek stepenasto smanjuje u smerustrujanja. Iza njega se primarna struja odvodi u donju (19) i gornju (20) etau glavnog gorionika, asekundarna u gorionik za otparke (21). Hladan vazduh se u mlin po potrebi dovodi kroz prikljuak(22), a ugalj u recirkulacioni kanal kroz prikljuak (23).

Dimni gasovi nastali sagorevanjem uglja u loitu (4) struje preko poluozraenog pregrejaasvee pare (9), drugog stupnja naknadnog pregrejaa (11), konvektivnog pregrejaa svee pare (8),

prvog stupnja naknadnog pregrejaa (10) i zagrejaa vode (1), a zatim skreu u limeni gasni kanal(24) na ijem se kraju nalaze dva regenerativna rotaciona (Ljungtremova) zagrejaa vazduha kojina sl. 1 nisu prikazani, posle kojih se preko elektrofiltra kroz dimnjak odvode u atmosferu.

3. REZULTATI I ANALIZE SISTEMA PRORAUNA PARNOG KOTLA

3.1. Algoritam sistema proraunaRadi analize, kako mogunosti primene pojedinih primarnih mera redukcije azotnih oksida, tako injihovih efekata na rad parnog kotla u celini, izvreno je modeliranje procesa sagorevanja lignita uloitu predmetnog kotla. Ovaj matematiki model obuhvata procese u loitu za sagorevanjeugljenog praha, odnosno definie zraei reaktivni dvokomponentni turbulentni tok. U ukupnimodel reaktivnog turbulentnog toka uklopljen je i matematiki podmodel formiranja gorivnih itermikih NOx. Ovakav sloeni matematiki model povezan je sa integralnim proraunimarada postrojenja u jedinstveni sistem prorauna za analizu rada parnog kotla u celini. Algoritam

povezivanja integralnih prorauna kotla i numerikih prorauna elementa iji se rad analiziraje prikazan na slici 2. Kako nije mogueposmatrati rad dela sloenog sistema, a pri tome zanemaritinjegovo sadejstvo sa ostatkom sistema u kome on funkcionie, uvedena je povratna sprega izlaznih

rezultata numerikog prorauna sa konvencionalnim proraunima rada kotla. Da bi vrili analizurada kotla u celini polazi se od standardnih integralni metoda procene koji obezbeuju ulaznu bazu

podataka (graninih uslova) za numeriki proraun definisanog matematikog modela.Integralnim


5/13

Slika 2. Algoritam sistema prorauna

proraunima kotla dobijene su koliine, koncentracije i temperature svih graninih strujaproraunskog domena loita parnog kotla.Dakle, kao ulazni prorauni sistema, prvo se sprovode

toplotni bilans, termiki proraun [2,3] i aerodinamiki prorauni vazdunog i mlinskog traktaparnog kotla [4,5], a zatim se sa zbirnim rezultatima vri numerika simulacija procesa u loitukotla kao izdvojenog elementa sistema. Proraun se smatra zavrenim kada se temperaturedimnih gasova na izlazu iz loita odnosno koliine apsorbovane toplote dobijene numerikomsimulacijom podudare sa rezultatima prethodno sprovedenim integralnim proraunima. Ukoliko tonije sluaj, termiki proraun se ponavlja sve dok do ove podudarnosti ne doe, kada se proraunsmatra zavrenim. Sa primenjenim sistemom dobijaju se rezultati termikog proraun kotla,numerikog prorauna loita kotla, kao i aerodinamikih prorauna vazdunog i mlinskogtrakta. Na ovakav nain definisan sistem omoguava praenje rada sloenog energetskogsistema i ispitivanje mera koje utiu na njegov rad. Primenom navedenog sistema izvreni su

prorauni parnog kotla bloka 1 TE Kostolac B za postojeci i primarnim merama modifikoni sistem

sagorevanja u cilju efikasnog, pouzdanog i ekoloki prihvatljivog rada kotla.

3.2. Rezultati sistema prorauna kotlaNa osnovu navedenih modela izvreni su prorauni parnog kotla bloka B1 za optereenje 100% igorivo, koje se trenutno koristi u elektrani, donje toplotne moi od 8373,6 kJ/kg. Ovi prorauni su

prvobitno izvreni za kotao pri postojeemstanju, to jest, pri organizaciji sagorevanja bez primenemera za smanjenje sadraja azotnih oksida u produktima sagorevanja. Ovakav konvencionalnisistem predvia dovoenje vazduha za sagorevanje u zonu gorionika u koliini od 22 % veoj odteoretske potrebne za potpuno sagorevanje. Cilj ovoga prorauna je verifikacija primenjenogmatematikog modela poreenjem sadraja NOx dobijenog proraunomsa izmerenim vrednostima.

Osnovni rezultati prorauna po navedenom modelu prikazani su u tabeli 1. Pored vrednostidobijenih proraunom, u tabeli 1 prikazana je i izmerena vrednost koncentracije azotnih oksida u


6/13

Tabela 1. Izvodi numerikog prorauna loita kotla

Red.broj

N A Z I VOznaka

Jedinica

mere

8373,6 [kJ/kg]

Vrednost Elementarna analiza

1 2 3 4 5 6

1. Srednja temperatura dimnih gasova lt oC 1066,0 rC % 25,38

2. Koncentracija kiseonika u vlanim dimnim gasovima c1 % v/v 3,55 rH % 2,32

3. Koncentracija vodene pare u vlanim dimnim gasovima c2 % v/v 19,54 rO % 9,52

4. Koncentracija kiseonika u suvim dimnim gasovima c3 % v/v 4,41r

N % 0,44

5. Proraunska koncentracija NOx pri referentnim uslovima (NOx)r mg/Nm3 470

rgS % 0,56

6.Izmerena vrednost koncentracija NOxpri referentnim

uslovima(NOx)i mg/Nm

3 461 rA / rW %

18,41/43,37

Tabela 2. Izvodi toplotnog bilansa kotla

Red.broj

N A Z I V

Oznaka

Jedinic

a

mere

Donja toplotna mo goriva Hd [kJ/kg]

8373,6

NR*R*

S1 S2 S3 S4 S5

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

V

ariraniparametri

Koeficijent vika vazduha iza izlaznogpregrejaa svee pare 1

- 1,22 1,15 1,22 1,15 1,15 1,15

Prirataj koeficijenta vika vazduha u loitu l - 0,08 0,05 0,05 0,15 0,05 0,05

Prirataj koeficijenta vika vazduha umlinskom postrojenju m

- 0,10 0,08 0,08 0,25 0,08 0,08

Ukupni prirataj koeficijenta vika vazduha - 0,18 0,13 0,13 0,40 0,13 0,13

Stepen recirkulacije hladnih dimnih gasova r2 - 0,048 0,048 0,048 0,048 0 0,08

Finoa mlevenja ugljenog praha R1000% 10 4 4 4 4 4

R90 % 63 55 55 55 55 55

1Prirataj koeficijenta vika vazduha u oblastizagrejaa vazduha zv

- 0,10 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08

2Odnos koliine vazduha na ulazu u zagreja iteorijske koliine zv

- 1,14 1,10 1,17 0,83 1,10 1,10

3 Raspoloiva koliina toplote rrQ kJ/kg 8500,5 8497,8 8502,5 8479,4 8497,8 8497,8

4 Koeficijent vika vazduha na izlazu iz kotla iz - 1,40 1,32 1,39 1,32 1,32 1,32

5 Temperatura izlaznih gasovaiz

t oC 174 168,7 167,9 202,4 161,3 173,5

6Gubitak usled mehanike nepotpunostisagorevanja 4

q % 2,80 2,20 2,20 2,20 2,20 2,20

7 Gubitak u izlaznim gasovima2

q % 11,42 10,64 10,98 13,04 10,12 10,98

8Gubitak usled hemijske nepotpunostisagorevanja 3

q % 0 0 0 0 0 0

9 Gubitak usled spoljanjeg rashlaivanja5

q % 0,20 0,20 0,20 0,20 0,20 0,20

10 Gubitak usled fizike toplote ljake6

q % 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06

11 Stepen korisnosti kotla k % 85,52 86,90 86,56 84,50 87,42 86,56

12Ukupna koliina toplote iskoriena u parnomkotlu pk

Q kW 774029 765874 763013 781991 757851 770408

13 Potronja goriva B kg/s 106,480 103,71 103,68 109,14 102,01 104,73

14 Raunska potronja gorivarB kg/s 103,499 101,43 101,40 106,74 99,77 102,43

* NRnerekonstruisan kotao; Rrekonstruisan kotao


7/13

dimnim gasovima svedena na referentne uslove koji podrazumevaju sadrzaj azotnih oksida u suvim

dimnim gasovima za normalne uslove pri sadraju O2od 6 %.

Poreenjem rezultata termikog prorauna prikazanih u tabeli 3. i rezultata prorauna pomatematikom modelu tabela 1 vidi se da su temperature dimnih gasova na kraju loita jednake,to znai da seuz zadovoljavajue poklapanje raunskog sadraja NOx sa izmerenim vrednostimaovaj matematiki model moe koristiti pri analizi mera preduzetih u cilju smanjenja koncentracije

azotnih oksida u izlaznim gasovima.

Tabela 3. Izvodi termikogprorauna kotlapotrebnih za analizu

Red.Broj

N A Z I V

Oznaka

Jedinica

mere


8373,6

NR*R*

S1 S2 S3 S4 S5

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

1 Pri jemnik toplote (voda i para)

1.1 Ubrizgavanje u hladnjak broj 1 DH1 kg/s 13,999 6,000 6,000 6,000 6,000 6,000

1.2 Ubrizgavanje u hladnjak broj 2 DH2 kg/s 11,024 10,884 6,747 24,509 5,101 14,037

1.3 Ubrizgavanje u hladnjak broj 3 DHr kg/s 8,841 4,477 3,458 10,217 1,620 6,092

1.4Temperatura pare na ulazu u 3. stupanj

pregrejaa svee paretpp3u

oC 469,1 446,8 449,6 442,8 447,5 446,7

1.5Temperatura pare na izlazu iz 3. stupanja

pregrejaa svee paretpp3i

oC 540,0 540,0 540,0 540,0 540,0 540,0

2 Predajni k toplote

2.1Temperatura dimnih gasova na izlazu iz

loita lt oC 1066,0 1073,4 1067,1 1088,4 1068,0 1076,4

2.2Temperatura dimnih gasova iza 3. stupnja

pregrejaa svee paret1

oC 967,0 926,9 902,1 970,0 917,8 930,0

2.3 Temperatura izlaznih dimnih gasova tizoC 174,0 168,7 167,9 202,4 161,5 173,5

3 Apsorbovane koliine toplote

3.1 Zagreja vode Qnv kJ/kg 903,2 788,8 825,6 827,6 731,8 826,1

3.2 IsparivaLoite

Qi kJ/kg1778,4 2060,9 2099,6 1658,7 2263,6 1943,9

Dopunske grejne povrine 496,5 490,9 472,2 515,4 478,8 496,9

3.3 Prvi stupanj pregrejaa svee pare Qpp1 kJ/kg 468,2 460,9 469,6 370,9 506,3 434,8

3.4Prvi deo drugog stupnja pregrejaa svee

pareQpp21 kJ/kg

1749,1

725,8 719,5 789,3 677,6 753,5

3.5Drugi deo drugog stupnja pregrejaa svee

pare Qpp22kJ/kg 847,2 820,4 896,7 814,9 863,6

3.6 Trei stupanj pregrejaa svee pare Qpp3 kJ/kg 732,2 842,1 812,8 840,7 848,7 835,5

3.7 Prvi stupanj naknadnog pregrejaa pare Qnp1 kJ/kg 825,6 734,0 744,6 781,2 689,3 761,2

3.8 Drugi stupanj naknadnog pregrejaa pare Qnp2 kJ/kg 559,3 600,3 560,8 646,6 585,0 606,0

3.9 Zagreja vazduha Qzv kJ/kg 943,9 852,1 913,1 675,4 829,1 867,0


Nakon verifikacije modela i samog sistema prorauna na osnovu istog izvreni su prorauni ucilju analize rada postrojenja sa modifikovanim sistemom sagorevanja. Kako na koncentraciju

azotnih oksida u dimnim gasovima parnog kotla u kojem se sagoreva ugljeni prah najvie utie

lokalni odnos goriva i kiseonika, namee se potreba da se sekundarni vazduh preraspodeli po visiniloita. Na slici 3 je prikazana skica rekonstrukcije loita u cilju postizanja propisanog sadrajaazotnih oksida. Za analizu usvojeno je reenje esto primenjivane primarne mere viestepenog


8/13

uvoenja vazduha na energetskim kotlovima za sagorevanje lignita. Usvojena primarna merapodrazumeva uklanjanje obe etae gorionika za otparke. U tom smislu se presek otvora aerosmeeza uvoenje uglja i transportnog fluida kroz glavne gorionike (1) rekonstruie, to dovodi doneznatne promene gabarita samih glavnih gorionika. Sekundarni vazduh se deli na tri struje. Prva

struja vazduha se kroz gorionike (1) uvodi u donji deo loita. Druga struja se uduvava krozmlaznice (2) smetene na zidovima loita u oblasti ozraenog pregrejaa svee pare(3). Trea

Slika 3. Rekonstrukcija loitasaviestepenim uvoenjem vazduha

1. Glavni gorionici prva struja zagrejanogvazduha i aerosmea; 2. Uvoenje zagrejanogvazduha druga struja; 3. Ulazni ozraenipregreja svee pare; 4. Uvoenje zagrejanogvazduha trea struja; 5. Izlazni poluozraenipregreja svee pare

struja se uvodi kroz sistem mlaznica (4) (220 mlaznicarazmetenih po celom preseku pomou 10 kopalja). Ovajsistem smeten je iznad loita u oblasti izlaznog

pregrejaa svee pare (5). U referentnom test sluaju S1predvienoje da se u donji deo loita, kroz gorionike,uvodi vazduh sa koeficijentom vika od 0,9 odnosno da seuvodi vazduh u koliini manjoj od stehiometrijske.Drugomstrujom se uvodi vazduh u koliini takvoj da koeficijentvika vazduha bude ukupno 0,98 ( = 0,08). Konanavrednost koeficijenta vika vazduha u preseku gde sezavrava proces sagorevanja, odnosno iza izlaznog

pregrejaa svee pare iznosi 1,15 ( = 0,17). Koeficijentvika vazduha na kraju loita u ovom sluaju iznosi 0,98,dok projektna vrednost za postoji sistem sagorevanjaiznosi = 1,22. To znai da je ovim predlogomrekonstrukcije smanjena ukupna koliina vazduha kojase dovodi u proces. Navedene vrednosti koliina vazduha ureferentnom test sluaju definisane su sa koeficijentom

prisisa vazduha od pr= 0,13. Finoa mlevenja ugljenogpraha usvojena je sa ostacima na sitima R1000 = 4 % i

R90 = 55 %.

Pri analizi prikazanoj u radu vreni su prorauni za 5test sluaja modifikovanog sistema sagorevanja u kojimasu varirani sledei parametri:

S1 - predstavlja referentan test sluaj sa kojim suuporeivani svi ostali prorauni (sluajevi);

S2 - povean je koeficijent vika vazduha na nivoutree struje vazduha na = 1,22 (udeo vazduhakoji se uduvava kroz gorionike povean je na 0,95a kroz mlaznice druge struje vazduha na 1,05);

S3 - povean je ukupan prisis vazduha u loitu i mlinovimana pr = 0,40;

S4 - usvojen je rad bez recirkulacije hladnih dimnihgasova (r2 = 0) i

S5 - usvojena je maksimalna recirkulacija hladnih

dimnih gasova (r2 = 0,08).

U tabeli 2 prikazan je izvod iz toplotnog bilansa za rad kotla pri postojeem kao i radusa reorga-nizovanim sistemom sagorevanja. Tabela 3 prikazuje temperature prijemnika i predajnika tolote

svih ispitivanih sluajeva kao i koliine toplote apsorbovane po pojedinim grejnim povrinama.

3.3. Analiza rezultata sistema prorauna kotlaNa slikama od 4 do 8 prikazana su temperaturska polja kao i polja koncentracije kiseonika i azotnih

oksida u sredinjem vertikalnom i karakteristinim horizontalnim presecima na visini donje etaeglavnog gorionika, na visini gornje etae gorionika za otparke postojeeg sistema odnosno izlazu izozraenog pregrejaa za modifikovani sistem sagorevanja i na izlazu iz proraunskog domena. Svi


9/13

prikazani sluajevi podrazumevaju rad kotla sa 6 gorionika. Lako se opaa simetrija plamena uloitu pri emu se u sredini loita formira vrtlog u ijem jezgru se nalazi vazduhkoji prodire krozloini levak (tercijarni i tetni vazduh). Takoe se vidi da kiseonik iz vazduha zarobljen uvrtlogu sporije reaguje sa gorivom po celoj visini loita. Prikazani rezultati proraunasadraja azotnih oksida pokazuju da azotni oksidi nastaju u zonama u kojima ima nesagoreloggoriva i vika vazduha. U delovima loita u kojima ima kiseonika ali nema goriva (osa vrtloga) ne

Slika 4. Polje tempera, koncentracije O2i NOxu loitu TEKO B1 za postojei sistem sagorevanja;

nastaju znaajne koliine oksida azota, bez obzira na prisustvo znaajne koliine azota iz vazduha.Razlog tome je da je za oksidaciju azota iz vazduha (termiki NOx) neophodna visoka lokalnatemperatura dimnih gasova. Intenzivnije stvaranje NOx deava se u delovima loita u kojima,

pored nesagorelog goriva, ima i neutroenog kiseonika. Razlog ovome je da se azot iz gorivamnogo lake jedini sa kiseonikom(gorivni NOx).

Temperaturska polja u loitu pri radu sa modifikovanim sistemom prikazuju da jetemperatura dimnih gasova u loitu po celoj njegovoj visini gotovo ujednaena i da se processagorevanja u potpunosti zavrava posle uvoenja tree struje sekundarnog vazduha, odnosno naizlazu iz poluozraenog pregrejaa svee pare.

Analizom polja koncentracije kiseonika u loitu na slikama od 5 do 8 uoava se da suzone poviene koncentracije kiseonika znatno manje u odnosu na sistem sagorevanja unerekonstruisanom kotlu i da se kiseonik ravnomerno troi po celoj visini loita. Isto tako, kiseonikiz tree struje sekundarnog vazduha troi se nadogorevanje nesagorelih estica i ugljen-monoksidau zoni izlaznog pregrejaa svee pare. Takoe se opaa da su zone u kojima ima slobodnogkiseonika zbog ega dolazi do stvaranja azotnih oksida, znatno manje nego kod nerekonstruisanog

kotla to rezultira njihovom bitno smanjenom koliinom na izlazu iz loita, odnosno kotla. Sobzirom da se proces sagorevanja po celoj visini loita odvija praktino pri manjku vazduha (izuzetak je sluaj S2), dolazi do poveane koncentracije nedogorelogugljen-monoksid na izlazuiz loita. Ova pojava je slabije izraena u test sluaju S2 gde je prisutna vea koliina vazduha zasagorevanje u samom loitu (l= 1,05). U oblasti izlaznog pregrejaa svee, nakon loita po tokugasova, odvija se konano dogorevanje nesagorelih ostataka. Ovaj proces se u najveoj merizavrava do izlaza iz izlaznog pregrejaa pare, a zaostali CO za sve test sluaje prikazan je utabeli 4. Primetno je da je koncentracija COpri poveanom prisisu vazduha (S3) znatno vea negou ostalim sluajevima iz razloga veeg udela nekontrolisanog vazduha u samom procesu, to je iusporilo osnovnu reakciju sagorevanja. Kako je najavljeno da e ova vrednostod 2018. godine bitiograniena na 80 mg/Nm3ovo pogonsko stanje moe se kvalifikovati kao neprihvatljivo. U tabeli 4moe se primetiti da su skoro svi test sluajevi rada kotla sa modifikovanim sistemom sagorevanjazadovoljili propisane norme o koncentraciji azotnih oksida u dimnim gasovima. Uoljivo je

prekoraenje dovoljenog sadraja jedino u sluaju poveane koliine vazduha za sagorevanje i


10/13

njegove drugaije raspodele po nivoima uvoenja (S2) u vrednosti od 255mg/Nm3, to iskljuujeovaj pogonski reim iz ekoloki prihvatljivog rada postrojenja. Pregledom rezultata moe se uoiti

Slika 5. Polje tempera, koncentracije O2i NOxu loitu TEKO B1 za S1;

Slika 6. Polje tempera, koncentracije O2i NOxu loitu TEKO B1 za S2 ;



11/13



da se koncentracija NOxpoveava pri veem prisisu tetnog vazduha i iskljuenju recirkulacijehladnih gasova, a smanjuje pri maksimalnoj koliini recirkulisanih hladnih gasova.

Analizom rada postrojenja sa energetskog aspekta naglaeva se da je koeficijent vikavazduha na kraju kotla sveden je od iz=1,40 na iz= 1,32. Zbog toga su stepeni korisnosti poveanii smanjena je potronja goriva (tabela 2). Izuzetak predstavljaju reimi rada oznaeni sa S2 i S3.Kod reima S2 poveanje koeficijenta vika vazduha na izlazu iz kotla u odnosu na ostale radnereime rekonstruisanog kotla a samim tim i manja efikasnost direktno je izazvana poveanomkoliinom vazduha u zoni sagorevanja (1= 1,22). Pri proraunu reima S3 pretpostavljeno je da

prisis tetnog vazduha u vrednosti odpr= 0,4 dok je za sve ostale reime usvojeno pr= 0,13.To je, iz razloga manjeg intenziteta toplotnog procesa u loitu (alineja 3.2 u tabeli 3), rezultiralonajmanjom vrednosti stepena korisnosti, odnosno najveom potronjomgoriva. Uticaj recirkulacijehladnih gasova sa kraja kotla vidi se kod reima S4 i S5. Pri iskljuenoj recirkulaciji (S5) stepenkorisnosti se unekoliko poveava a potronja goriva smanjuje, dok je u sluaju maksimalne koliinehladnih recirkulisanih gasova taj uticaj suprotnog smera. Tako da sa aspekta efikasnosti rada

postrojenja najpovoljniji reim predstavlja onaj sa iskljuenom recirkulacijom hladnih gasova.

Primenom stupnjevitog dovoenja sekundarnog vazduha u proces sagorevanja ugljenog praha

temperature na kraju loita se poviavaju (tabela 2). Poveanjem prisisa tetnog vazduha (S3) ovatemperatura se dodatno poviava, dok se iskljuenjem recirkulacije hladnih gasova (S5) onasniava.


12/13

Tabela 4. Izvodi sistemaprorauna kotla

Red.broj

N A Z I VOznaka

Jedinica

mere


8373,6

NR*R*

S1 S2 S3 S4 S5

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

1 Stepen korisnosti kotlak % 85,52 86,90 86,56 84,50 87,42 86,56

2 Potronja goriva B kg/s 106,48 103,71 103,68 109,14 102,01 104,73

3 Koeficijent vika vazduha u zoni gorionikagor

- 1,22 0,90 0,95 0,90 0,90 0,90

4 Koeficijent vika vazduha na izlazu iz loitali

- 1,22 0,98 1,05 0,98 0,98 0,98

5Koeficijent vika vazduha naizlazu izpoluozraenog pregrejaa svee pare 1

- 1,22 1,15 1,22 1,15 1,15 1,15

6 Koeficijent vika vazduha na izlazu iz kotlaiz

- 1,40 1,32 1,39 1,32 1,32 1,32

7 Stepen recirkulacije gasova sa kraja kotla2

r - 0,048 0,048 0,048 0,048 0 0,08

8 Temperatura dimnih gasova na izlazu iz loitali

t oC 1066,0 1073,4 1067,1 1088,4 1068,0 1076,4

9Temperatura dimnih gasova na izlazu izpoluozraenog pregrejaa svee pare 1t

oC 967,0 926,9 902,1 970,0 917,8 930,0

10 Temperatura dimnih gasova na izlazu iz kotlaiz

t oC 174,0 168,7 167,8 202,4 161,5 173,5

11Koncentracija kiseonika u vlanim dimnimgasovima

c1 % v/v 3,55 2,96 3,64 2,88 2,97 2,95

12Koncentracija vodene pare u vlanim dimnimgasovima

c2 % v/v 19,54 21,10 20,10 21,33 21,16 21,12

13Koncentracija kiseonika u suvim dimnimgasovima

c3 % v/v 4,41 3,75 4,56 3,66 3,77 3,74

14Proraunska koncentracija ugljen-monoksidapri referentnim uslovima

(CO)r mg/Nm3 - 19 0 119 15 20

15Proraunska koncentracija azotnih oksidaprireferentnim uslovima

(NOx)rmg/Nm3 470 185 255 197 200 175


Primenom stupnjevitog dovoenja sekundarnog vazduha u proces sagorevanja ugljenog prahatemperature na kraju loita se poviavaju (tabela 2). Poveanjem prisisa tetnog vazduha (S3) ovatemperatura se dodatno poviava, dok se iskljuenjem recirkulacije hladnih gasova (S5) onasniava.

Temperature dimnih gasova na izlazu iz poluozraenog pregrejaa svee pare se bitno razli-kuju od rada kotla sa konvencionalnim sistemom sagorevanja zbog toga to se kod rekonstruisanogkotla u tu zonu uvodi trea struja sekundarnog vazduha. Izuzetak ini reim S3 zbog poveanog

prisisa tetnog vazduha, odnosno zbog toga smanjene apsorbovane toplote u loitu.

Skree se panja da su uslovi rada kotla koje zahtevaju sluajevi rekonstruisanog kotla netootriji, to se naroito odnosi na prisis tetnog vazduha(osim test sluaja S3). Iz ovih razloga je itestiran sluaj S3 kako bi se analizirao uticaj este pogonske situacije poveanog prisisa tetnogvazduha na rad kotla sa modifikovanim sistemom sagorevanja. Poveanje koliine hladnihrecirkulisanih gasova treba izbegavati, bez obzira na to to se tom prilikom dobija manjakoncentracija azotnih oksida, zbog toga to pogorava uslove razmene toplote u loitu i intenzivira

pojavu korozije koja se odvija pri sagorevanju sa manjkom vazduha, to jest, u podstehiometrijskim

uslovima. Prilikom detaljnije analize uslova rekonstrukcije parnog kotla u smislu viestepenoguvoenja zagrejanog vazduha trebalo bi, s obzirom na vie temperature gasova na izlazu iz loita,

razmotritipojavu zaljakivanja poluozraenog pregrejaa svee pare.


13/13

4. ZAKLJUCI

U radu su prikazani rezultati sistema prorauna koji su vreni u cilju kako provere mogunostimatematikog modela za precizno odreivanje sadraja azotnih oksida u dimnim gasovima tako ianalize rada kotla u celini sa modifikovanim sistemom sagorevanja. U svrhu verifikacije iskorien

je rezultat merenja sadraja azotnih oksida u pogonu. Na osnovu zadovoljavajueg poklapanja je

konstatovano da se definisana metoda moe koristiti za odgovarajue proraune kotlarekonstruisanog u cilju smanjenja sadraja azotnih oksida.

Izvreni prorauni pokazali su da modifikovani sistem u veini ispitivanih pogonskih situacijaobezbeuje efikasniji rad postrojenja. Glavni razlog ovog poboljanja predstavlja mogunost radamodifikovanog sistema sa znaajno manjom koliinom vazduha (1 = 1,15). Takoe, u pogledusigurnosti prorauni su pokazali da svi radni reimi zadravaju dovoljne rezerve u kapacitetuhladnjaka.

Daljom analizom utvreno je da je najpovoljniji rezim rada kotla sa aspekta efikasnosti onajsa iskljuenom recirkulacijom hladnih gasova (S4). Vrednost sadraja azotnih oksida u gasovima zaovu pogonsku situaciju je granina i iznosi 200 mg/Nm3, tako da ona ne predstavlja ujedno i

najpovoljniju radnu situaciju. Nasuprot njoj sa 175 mg/Nm

3

azotnih oksida u gasovima reim samaksimalnom recirkulacijom hladnih gasova (S5) predstavlja najoptimalniji radni raim ali iizrazito nepoeljan iz razloga to recirkulacija pogorava uslove razmene toplote u loitu iintenzivira pojavu korozije koja se odvija pri sagorevanju sa manjkom vazduha. Pogonski reimoznaeni sa S3 oznaan je kao izuzetno nepovoljan sa stanovita efikasnog rada (maksimalne

potronje i najmanjeg stepena korisnosti), dodatne opasnosti od zaljakivanja izlaznog pregrejaasvee pare i povienih koncentracija ugljen-monoksida i azotnih oksida. Shodno ovakvojnepovoljnosti koja proizilazi iz ove pogonske situacije naglaava se potreba da se deo mlinskogtrakta sa potpritiskom briljivo zaptije i da prisis vazduha neposredno u loite bude stroijekontrolisan. Test sluaj S2 rezultat je ispitivanja rada modifikovanog sistema sagorevanja sa veomkoliinom vazduha za sagorevanje. Rezultati su pokazali da ovakvi pogonski uslovi nisu u

mogunosti da zadovolje granine vrednosti sadraja azotnih oksida gde je ovaj sadraj ujedno inajnepovoljniji od ispitivanih reima i iznosi 255 mg/Nm3. Analiza je zakljuno pokazala da jenajpovoljniji reim rada S1 kojipored zadovoljavanja ekolokih normisa 185 mg/Nm3obezbeujeirad sa znaajno poboljanim stepenom korisnosti kotla od 86,9 % nasuprot radu nerekonstruisanogkotla sa stepenom korisnosti od 85,52 %.

ZAHVALNOST

Rad je nastao kao rezultat istraivanja na projektu "Poveanje energetske i ekoloke efikasnostiprocesa u loitu za ugljeni prah i optimizacija izlazne grejne povrine energetskog parnog kotlaprimenom sopstvenih softverskih alata", projekt broj 33018, Ministarstva prosvete, nauke i

tehnolokog razvoja Republike Srbije.

REFERENCE

[1] Directive 2010/75/EU European Union - limit of emissions of harmful substances into the air

from large furence.

[2] Lj. Brki, T. ivanovi, D. Tucakovi, Termiki proraun parnih kotlova, Mainski fakultet,Beograd, 2010

[3] Lj. Brki, T. ivanovi, D. Tucakovi, Parni kotlovi, Mainski fakultet, Beograd, 2010

[4] T. ivanovi, Lj. Brki, D. Tucakovi,Proraun postrojenja za pripremu ugljenog praha,Mainski fakultet, Beograd, 2005

[5] Lj. Brki, T. ivanovi, D. Tucakovi, R. Gali, Aerodinamiki proraun parnih kotlova, Artinenjering,Beograd, 2007

calculation of thermal power plant steam boiler for analysis facility work after implementation of...

Documents