Stručný popis kotel "Přímotočný kotel typ TPP-210"

Stručný popis kotelní jednotky Průtokový kotel typu TPP-210 (p/p 950-235 GOST 3619-59 model TKZ TPP-210) s výkonem páry 950 tun za hodinu pro nadkritické parametry páry byl navržen a vyroben společností Taganrog rostlina "Krasny Kotelshchik". Kotlová jednotka je určena pro provoz v jednotce s kondenzační turbínou K-300-240 o výkonu 300 MW výrobce KhTGZ. Kotel je určen pro spalování antracitového kalu s odstraňováním kapalné strusky a zemního plynu z ložiska Shebelinsky. Kotel je dvouplášťový s uspořádáním každého pláště ve tvaru U a pod kotlem jsou vyjmuty regenerační ohřívače vzduchu umístěné mimo objekt kotelny. Plášť kotlů stejné konstrukce o výkonu 475 t/h páry každý. Trupy mohou pracovat nezávisle na sobě. Všeobecné údaje o kotli: Produktivita 475 t/h Teplota přehřáté páry: primární 565 °C Sekundární 565 °C Spotřeba sekundární páry 400 t/h Primární tlak páry za kotlem 255 kg/cm² Tlak sekundární páry na vstupu do kotle 39,5 kg/ cm² Tlak sekundární páry na výstupu kotle 37 kg/cm² Teplota sekundární páry na vstupu 307 °C Teplota napájecí vody 260 °C Teplota horkého vzduchu 364 °C Celková hmotnost plechu kotle 3438 t Šířka kotle podél os kolony 12 m Kotel hloubka podél os sloupů 19 m Výška kotle 47 m Objem vody kotlové jednotky ve studeném stavu 243 m³ Rozměry topeniště v půdorysu (podél os potrubí): primární a sekundární pára na výstupu je redukována na 545 °C) Kotel obsluhují dva axiální odsavače, dvě dmychadla s dvourychlostními motory a dva horkovzdušné ventilátory. Schéma přípravy prachu bunkrem a transportu prachu k hořákům horkým vzduchem. Kotel je vybaven třemi bubnovými kulovými mlýny ShBM-50 s výkonem 50 tun prachu za hodinu. Topné plochy: Síta pece 1317 m² Včetně: NRCh 737 m² THR 747 m² Síta vratné komory a strop 1674 m² Přehřívač SVD: včetně: Parní výměník tepla 800 m² Mezilehlý konvekční balíček 1994 m² Ohřívač vzduchu 78730 m² Výstupní konvekční balíček 1205 m² Konvekční ekonomizér 1994 m² Schéma okruhu pára-voda Okruh pára-voda výše vysoký tlak(SVD) kotle je dvouproudový s nezávislou regulací napájení a teploty pro každý průtok.

V každém kotlovém tělese jsou dva proudy (v popisu kotle a v návodu se proud nazývá závit). Vzhledem k tomu, že konstrukce trupu je podobná, schéma a provedení jednoho trupu bude popsáno v budoucnu. Napájecí voda o teplotě 260 °C prochází pohonnou jednotkou a vstupuje do vstupních komor vodního ekonomizéru Sh325*50, které jsou zároveň krajními nosnými nosníky obalu. Po průchodu spirálami ekonomizéru vody vstupuje voda o teplotě 302 °C do výstupních komor Ш235*50, které jsou středními nosnými nosníky této plochy. Za ekonomizérem vody je voda vedena obtokovým potrubím Ш159*16 na střední nosné nosníky této plochy potrubím Ш133*15 do spodní části (НРЧ). Síta NRC se skládají ze samostatných panelů, navíc topné plochy topeniště tvoří jednodílné víceprůchodové pásky s přední a zadní částí. Přívod vody do panelů se provádí přes spodní komoru a odvodnění z horní komory. Toto uspořádání vstupních a výstupních komor zlepšuje hydraulický výkon panelu. Průtokový diagram média přes clony NRC je následující: Nejprve médium vstupuje do panelů zadních obrazovek a zadních panelů bočních obrazovek, poté je obtokem nasměrováno na přední obrazovku a přední panely bočních obrazovek. trubky Ř 135*15. Pro zlepšení hydrodynamiky jsou na obtokové potrubí instalovány podložky Ř 30 mm. Po LFC je médium o teplotě 393 °C odváděno potrubím Ш133*15 do vertikálního kolektoru Ш273*45 a odtud přes obtokové potrubí Ш133* vstupuje na boční a čelní clony horní radiační části (RTC). 15. Vzájemná poloha vstupních a výstupních komor panelů TRC je podobná jako u panelů RRC. Po průchodu víceprůchodovými panely předních a bočních obrazovek TCG je pára směrována obtokovými trubkami Ш133*15 do vertikálního směšovacího potrubí Ш325*45 a odtud vstupuje do panelů ve tvaru písmene N zadní obrazovky TRC potrubím Ш159*16.

Po průchodu víceprůchodovými panely předních a bočních obrazovek TRC je pára směrována obtokovými trubkami Sh133 * 15 do vertikálního směšovacího potrubí Sh325 * 45 a po zahřátí na 440 ° C v sálavých plochách pece, pára je směrována na panely stínící boční a zadní stěny otočných kamer. Po průchodu síty reverzní komory pára vstupuje trubkami do 1 vstřikovacího chladiče přehřáté páry Ř279*36. V 1 vstřikovacím chladiči přehřáté páry se proudění přenáší přes šířku kouřovodu. Za chladičem je pára přiváděna do stropního přehřívače potrubím Ш159*16. Ve stropním přehříváku se pára pohybuje od zadní stěna kouřovodu do přední části kotle a o teplotě 463°C vstupuje do výstupních komor stropu Ш273*45. Na parovodech Ш273*39, které jsou pokračováním výstupních komor stropního přehříváku, jsou instalovány ventily (VZ) DU-225 zabudované v traktu. Za stropním přehřívačem jsou proudy přenášeny po šířce plynovodu a pára je vedena potrubím Ř159*18 do vstupních sít prvního stupně sítového přehřívače, umístěného ve střední části plynovodu. Po průchodu vstupními síty vstupuje pára o teplotě 502 °C do druhého vstřikovacího chladiče Ш325*50, po kterém je nasměrována na výstupní síta prvního stupně umístěná podél okrajů kouřovodu. Parní přijímací komora vstupních sít a parní potrubí druhého chladiče přehřáté páry zajišťují přenos proudění po šířce kouřovodu. Před druhou injektáží je parovod Ш194*30 pro odvod části HPS páry do výměníku tepla plyn-pára a po vstřiku je parovod pro návrat této páry. Druhý vstřikovací chladič má přídržnou podložku. Za výstupními síty prvního stupně je umístěn třetí vstřikovací chladič Ш325*50, jehož parní potrubí převádí proudy po šířce plynovodu. Pára je pak směrována do středních částí plynovodu a po jejich průchodu je parovodem Ш325*60 o teplotě 514 °C převáděna po šířce plynovodu do výstupních sít 2. stupeň, umístěný podél okrajů plynového potrubí. Za výstupními síty druhého stupně vstupuje pára o teplotě 523 °C do čtvrtého vstřikovacího chladiče Ш325*60. Vstupní i výstupní síta obou stupňů sítového přehřívače mají souproudé schéma vzájemného pohybu páry a plynů. Za chladičem páry o teplotě 537 °C vstupuje parovodem Ш237 * 50 do konvekčního obalu, který je vyroben podle souproudého schématu, prochází jím o teplotě 545 °C a je přiváděn do turbíny. . Počínaje vstupními komorami ekonomizéru vody jsou všechny obtokové trubky a komory traktu SVD vyrobeny z oceli 12Kh1MF. Po HPC turbíny pára o tlaku 39,5 atm. Teplota 307 °C se posílá do mezipřehříváku ve dvou proudech. K tělu se přiblíží jeden „studený“ závit páry nízký tlak, před přihřívačem se rozdvojí. V dohřívači každé skříně jsou dva nízkotlaké proudy páry s nezávislou regulací teploty podél závitů. Konstrukce kotle Stěny spalovací komory jsou kompletně stíněny trubkami sálavých topných ploch. Spalovací komora každého tělesa je rozdělena zářezy tvořenými výstupky předního a zadního síta na spalovací komoru (předpec) a dohořívací komoru. Síta v předpecním prostoru do el. 15.00 plně osazené a pokryté chromitovou hmotou. Izolace spalovací komory a špendlíku v topeništi snižuje přenos tepla sáláním z jádra hořáku, čímž se zvyšuje úroveň teploty v předpecí a tím se zlepšují podmínky pro zapalování a hoření paliva a také přispívá k lepší tvorbě tekuté strusky. Spalovací proces AS probíhá převážně v předpeci, ale spalování pokračuje v dohořívání, kde se mechanické nedopalování snižuje ze 7,5-10% na 2,5%. Ve stejném místě klesá teplota plynů na 1210 °C, což zajišťuje provoz topných ploch, přehřívače SVD bez strusky. Tepelné namáhání celého objemu pece je Vт=142*103 kcal m 3 /hod, a předpecní pece Vтп=491*103 kcal mі/hod.

Pec každé ze dvou budov je vybavena 12 prachovo-plynovými turbulentními hořáky uspořádanými ve dvou patrech (tři hořáky v každém patře přední a zadní stěny pece). Přívod plynu k hořákům je obvodový, výkon hořáku na prach je 0,5 t/h. Každý turbulentní hořák má zabudovanou mechanickou rozprašovací olejovou trysku s chlazením a organizovaným přívodem vzduchu. Pro odstranění tekuté strusky má předpec dva chlazené odpichové otvory, předpec je vyroben se sklonem 80 k odpichovým otvorům a je uzavřen šamotovými cihlami. Každá pec je vybavena dvěma (podle počtu zářezů) mechanizovanými jednotkami na odstraňování strusky. Tekutá struska je granulována ve vodní lázni a odváděna do promývacích kanálů strusky. Sušící prostředek je vypouštěn přes obdélníkové hořáky, které jsou umístěny na bočních stěnách předpece ve dvou patrech: ve spodním jsou 4 hořáky a v horním 2. opravárenské práce v peci jsou průlezy. Pec je stíněna ve spodní části do 23,00 m potrubím spodní sálavé části (LRCH) a v horní části potrubím horní sálavé části (RTC) od stropu. Trubky zadního a předního síta NRCH mají ohyby, které tvoří špetku pece. Zadní clona TRC v horní části má výstupek, který zlepšuje aerodynamiku proudění plynu na výstupu z pece a částečně chrání plochy clony před přímým zářením z pece. Přední a zadní clona NRCH jsou konstrukčně identické, každá clona se skládá ze šesti stejných pásků, s paralelně zapojenými trubkami Sh42 * 6 materiál 12X1MF. Páskové trubky jsou nejprve stíněny pod a spodní částí předpecní pece a poté přecházejí do vertikálního panelu NRCH, kde vytvářejí pět zdvihacích a spouštěcích průchodů a vystupují do horní komory. Trubky NRCH jsou propojeny pro střílny hořáků, průlezy, kukadla. Boční obrazovky NRC se skládají ze čtyř panelů, které jsou vyrobeny následovně.

Páska, která opustí spodní komoru, se skládá ze 17 paralelně zapojených cívek Ш42*5, materiál 12Х1МФ, nejprve zakryje spodní část boční stěny, poté se přesune do svislé části, kde také provede pět zdvihů a spouštění, a poté vystupuje do horní komory. Přední a zadní clona NFC má dvě řady pevných úchytů na úrovni 22,00 a 14,5 m. Kompenzace teplotní roztažnosti nastává v důsledku ohýbání trubek v místě sevření. Boční zástěny jsou zavěšeny pomocí pevných držáků ve výšce 21,9 m a lze je libovolně spouštět. Aby se zabránilo výstupu jednotlivých trubek do pece, mají síta pět pásů pohyblivých upevňovacích prvků. Přední a zadní clona TCG se také skládá z víceprůchodových panelů se zvedacími a spouštěcími pohyby páry. Pára je přiváděna do spodní komory panelů, odváděna z horních. Střední panely přední clony a všechny panely bočních clon se skládají z osmi a krajní panely přední clony z devíti paralelně spojených trubek tvořících pásku. Panel zadní stěny TCG ve tvaru písmene N se skládá z dvaceti paralelně zapojených trubek. Všechny topné plochy VRC jsou vyrobeny z trubek Ř42*5, materiál 12Х1МФ. Přední a boční clony TCG jsou pevně zavěšeny na úrovni 39,975 m a volně se rozšiřují směrem dolů. Zadní obrazovka TCG má dva pevné úchyty na 8,2 a 32,6. Ke kompenzaci tepelné roztažnosti trubek dochází v důsledku ohybu trubek v horní části zadní clony TCG. Přední a boční obrazovky mají sedm řad pohyblivých držáků, zadní - tři. Všechny síta NRC a TRC mají rozteč mezi trubkami 45 mm. Strop topeniště a horní část vodorovného kouřovodu jsou stíněny trubkami stropního přehřívače. Celkem je paralelně zapojených 304 trubek (154 na závit) Ш32*4, materiál 12Х1МФ. Po délce trubek stropního přehřívače je 8 řad upevňovacích prvků, které jsou připevněny k rámu pomocí tyčí.

Sítové přehříváky Na výstupu z pece je sítový přehřívák, který se skládá ze dvou řad sít. V řadě 16 obrazovek s roztečí 630 mm, zavěšených vertikálně. V průběhu páry jsou síta každého stupně rozdělena na vstupní a výstupní, které jsou umístěny blíže k bočním stěnám plynovodu. Konstrukčně jsou vstupní a výstupní síta prvního stupně totožná (kromě umístění armatur a obtokového potrubí na komorách). Clona prvního stupně kotle 20 se skládá ze 42 závitů Ш32*6, materiál potrubí je převážně 12Х1МФ, ale pro 11 krajních hadů je výstupní část tvořena trubkami Ш32*6, materiál 1Х18Н12Т. Na kotli se skládá 19 sít prvního stupně z 37 cívek, materiál 1X18H12T. Pro zajištění tuhosti konstrukce je clona spojena svými 5 závity, které mají upevňovací pásy z oceli X20H14S2. Síta druhého stupně se skládají ze 45 cívek Ř32*6. Materiál vstupních clon je 12Kh1MF a zbytek cívek je vyroben z oceli 1Kh18N12T. Obrazovka je spojena svými šesti cívkami. Vstupní a výstupní komory, kromě komor výstupních sít druhého stupně, jsou spojeny do jednotlivých rozdělovačů oddělených přepážkou. Komory na tyčích jsou zavěšeny na nosnících rámu. Stěny otočné komory jsou stíněny čtyřmi bloky. Bloky jsou vyrobeny ve formě pásků se dvěma smyčkami. V každém bloku je 38 paralelně zapojených cívek Ш32*6 materiál 12Х1МФ, které jsou umístěny vodorovně. Bloky mají výztužné pásy. Zavěšení bloků se provádí pomocí tří řad (na blok) upevňovacích prvků. V plynovodu svodiče jsou umístěny tyto topné plochy: konvekční komín SVD, LP přehřívák s výměníkem tepla plyn-pára a ekonomizér vody. Pro všechny konvekční povrchy je použito stupňovité uspořádání cívek. Všechny plochy jsou vyrobeny z cívek rovnoběžných s přední částí kotle.

Konvekční přehřívák SVD

Balení konvekčního přehřívače SVD každé řady se skládá ze 129 spirál Ř32*6, materiál 1Х18Н12Т, které jsou uloženy na stojanech z materiálu Х23N13 a ty na nosných trámech chlazených napájecí vodou. Pro odolnost proti schodům a zpevnění konstrukce jsou tři řady distančních lišt z oceli 1X18H12T, výška balení je 557 mm. Nízkotlaký přehřívák Přehřívák LP je umístěn za konvekčním pouzdrem SVD. Obaly každého proudu jsou umístěny v odpovídajících polovinách spádové trubky, přenos proudů přes šířku kouřovodu se neprovádí. Přehřívák LP se skládá z výstupního pouzdra, mezilehlého svazku a regulačního stupně. Výstupní část přehříváku LP tvoří 108 závěsných cívek Sh42*3,5, materiál kombinovaná ocel: Kh2MFSR a 12Kh1MF. Cívky jsou sestaveny v obalech s regály, materiál X17H2, které jsou zavěšeny na nosných rozdělovačích vysokotlakého pouzdra. Výška balení 880 mm. Mezibalení také obsahuje 108 dvojitých cívek Ш42*3,5 dvojitých cívek Ш42*3,5 materiál 12Х1МФ. Výška balení 1560 mm. Cívky jsou založeny na stojanech, materiál Kh17N2, a na vstupních komorách mezibalení Sh325 * 50, materiál 12Kh1MF. Vstupní komory průmyslového obalu jsou tedy také nosnými nosníky pro tuto topnou plochu. Komory mají kromě izolace dodatečné chlazení vzduchem potřebné při startovacích režimech a při vypnutí turbíny. Za průmyslovým obalem podél toku plynu je na obou tělesech kotlů TPP-210 místo GPP TO instalován regulační stupeň, který je prvním stupněm dohřívače podél toku páry, je vyroben z perlitové oceli a , podle podmínek spolehlivého provozu potrubí s výraznou devaporizací, se nachází v zóně, kde teplota plynů na vstupu nesmí překročit 600°C. Jeho práce je zcela založena na změně absorpce tepla sekundární páry změnou její distribuce obtokovými parovodem. Podle výpočtů prochází při jmenovitém zatížení bloku 20 % celkového průtoku páry regulačním stupněm. Při snížení zátěže bloku na 70% je spotřeba páry 88%.Zvýšení účinnosti energetického bloku je dosaženo rozšířením rozsahu zátěží, při kterých je zajištěna návrhová teplota sekundárního přehřátí s optimálním přehřátím. vzduch. Ovládací plocha je instalována v rozměrech demontovaného GPP TO, vstupní rozdělovače jsou sníženy o 300 mm níže. Ovládací plocha se skládá z levé a pravé části s celkovou výhřevnou plochou 2020 m² na těleso. Obě části jsou sestaveny z balíků dvojitých cívek a mají 4 smyčky podél proudu plynu s protiproudým vzorem proudění páry. Cívky jsou vyrobeny z trubek Sh32*4, oceli 12Kh1MF a jsou uspořádány v šachovnicovém vzoru s kroky 110 a 30 mm. Cívky jsou sestaveny do balíků pomocí lisovaných stojanů z oceli 12X13. Po délce každého balení je instalováno 5 stojanů. Dva z nich jsou instalovány na vodou chlazených kolektorech umístěných v plynovodu, které jsou při opravě sníženy o 290 mm. Pára z HPC vstupuje do vstupních komor ovládací plochy Sh425*20 ocel 20. Po průchodu spirálami vstupuje pára do výstupních komor o průměru 426*20 ocel 12Kh1MF, kde se mísí s párou vycházející z bypassu. parovod. Staré ventily RKT byly vyříznuty podél čar "B" a "C" ze starého RKT, vnitřní díly byly vyjmuty a tělesa RKT byla opařena a použita jako T-kusy. Na obtokovém potrubí mezi vstupním a výstupním potrubím jsou instalována nová šoupátka RKT. Při otevření ventilu na 100% pára v množství 80% prochází kolem ovládací plochy a p/p klesá. Při zavřeném ventilu prochází pára ovládací plochou a teplota přihřívání stoupá. KDU a ovládací klávesy nového RKT zůstaly stejné. Cívky ekonomizéru vody na obou trupech byly vyměněny (100 %). Na rozdělovačích druhé injektáže byly demontovány přídržné podložky a výstupy do GPP TO byly vypnuty. Konvekční ekonomizér je poslední topná plocha v proudu plynu, umístěná ve spádové trubce. Skládá se z trubek Ш32*6, materiál st20. Výstupní a vstupní komora ekonomizéru jsou zároveň nosnými nosníky - přes regály je na ně přenášena hmotnost této topné plochy. Kostra kotle je provedena ve formě identických rámů obou objektů, vzájemně propojených mezitrupovými spoji a přechodovými lešeními. Váha otopné plochy, vyzdívky a izolace je přenášena pomocí vodorovných nosníků a vazníků na tři řady svislých sloupů, jedna řada podél čela kotle, druhá mezi topeniště a svody a třetí u spádu. zadní části kotle. Pro vyztužení rámu je zde řada nakloněných nosníků. Vyzdívka pece, plynové potrubí kotle jsou vyrobeny ve formě samostatných štítů. Pec a kouřovody jsou opláštěny plechy o tloušťce 3 mm, což zajišťuje vysokou hustotu pece a kouřovodů.

Doktor technických věd G.I. Levčenko, Ph.D. Yu.S. Novikov, Ph.D. P.N. Fedotov, Ph.D. L.M. Khristich, Ph.D. DOPOLEDNE. Kopeliovič, Ph.D. Yu.I. Shapovalov, OAO TKZ Krasnyj Kotelshchik

Časopis "Heat Supply News", č. 12, (28), prosinec 2002, s. 25 - 28, www.ntsn.ru

(Na základě materiálů zprávy ze semináře „Nové technologie spalování tuhé palivo: jejich současný stav a budoucí využití“, VTI, Moskva)

Tuzemská energetika se v posledních desetiletích orientuje do značné míry na plynové palivo. Za přítomnosti obrovských ložisek tuhého paliva v zemi lze takový stav po dlouhou dobu jen stěží ospravedlnit.

V tomto ohledu je třeba uznat jako přirozené, že končí „plynová pauza“ a došlo k přeorientování na rozhodující rozšíření využívání černého, ​​hnědého uhlí a rašeliny.

Přispívá k tomu řada faktorů, včetně:

Společensky oprávněná perspektiva oživení těžby uhlí;

Snížení tempa rozvoje nalezišť plynu a objemů těžby zemního plynu;

Růst svých exportních potřeb.

Komplex finančních a dopravních problémů ve vnitrostátní a zahraniční trhy energetické komodity komplikuje přijetí dlouhodobé a udržitelné strategie palivové politiky.

Za těchto podmínek OJSC TKZ po celá léta neoslabila svou pozornost k problematice pevných paliv, pokračovala v modernizaci svých kotlů na práškové uhlí a zapojila do toho nejuznávanější vědecké síly (NPO CKTI, VTI, ORGRES aj.).

Vývoj se týkal všech typů kotlů vyrobených závodem za posledních 20-30 let. Hlavním cílem takového modernizačního vývoje je zvýšení ekologické a ekonomické výkonnosti kotelen s maximálním přiblížením se světové úrovni. To umožnilo mít k realizaci připraven dostatečný objem technického vývoje.

Tyto práce lze rozdělit do následujících hlavních oblastí, pokrývajících široký rozsah technologie zpracování a spalování paliva:

1. Různé úpravy stupňovitého spalování tuhých paliv;

2. Vytváření vysoce ekonomických a ekologických instalací.

V těchto oblastech je pokryta celá paleta paliv v Rusku: černé a hnědé uhlí povodí Kuzněck, Kansk-Achinsk a Dálného východu, antracit a jeho odpad, rašelina, palivo z vodního uhlí.

Stupňovité spalování tuhých paliv

V současné době škodlivé emise ve spalinách elektráren jsou regulovány dvěma státními normami GOST 28269-89 - pro kotle a GOST 50831-95 - pro kotelny.

Nejpřísnější požadavky jsou kladeny na emise z kotelen spalujících práškové uhlí. Pro splnění těchto norem při spalování kuzněckého uhlí s odstraňováním pevného popela je nutná buď úpravna plynu, nebo implementace všech známých prostředků k potlačení NO X.

Navíc možnost snížení emisí NO X na tyto hodnoty technickými opatřeními pro uhlí Kuzněcké pánve dosud nebyla ověřena a vyžaduje potvrzení na kotlích s provedenými opatřeními.

Takový kotel TKZ byl spolu se Sibtechenergo vyvinut na základě kotle TPE-214 a dodán do Novosibirské CHPP-5. Tento kotel na uhlí jakosti "G" a "D" využívá vícestupňové schéma spalování: horizontální a vertikální stupňování v zóně hořáku a také vytvoření redukční zóny nad hořáky s využitím zemního plynu jako redukčního činidla. Aerodynamika v peci, testovaná na modelu, je organizována tak, aby se zabránilo struskování sít ve všech režimech provozu kotle. Uvedení kotle TPE-214 do provozu v Novosibirsku CHPP-5 umožní získat zkušenosti s maximálním možným snížením emisí NOX při komorovém spalování uhlí s vysokým obsahem dusíku v palivu.

Pro spalování nízkoreaktivního uhlí Kuzbass (směsi "T" a "SS") byl vyvinut a do Státní okresní elektrárny Kemerovo dodán modernizovaný kotel TP-87M s organizací třístupňového spalování uhlí v podmínkách kapalného odstraňování popela. Kotel využívá dopravu prachu vysoké koncentrace PPVC, hořáky se sníženým výkonem NO X a speciální prachovo-plynové hořáky k vytvoření redukční zóny nad hlavními hořáky s minimálním využitím zemního plynu (3 - 5 %). Pro spalování chudého kuzněckého uhlí TKZ společně s VTI rekonstruuje kotle TP-80 a TP-87 a také kotle TPP-210A na TPP-22 společnosti Mosenergo, které rovněž využívají PPVC a třístupňové spalování na zemní plyn. jako redukční činidlo.

Pro uhlí z regionu Dálného východu byl dokončen projekt nízkonákladové rekonstrukce kotle TPE-215 s dvoustupňovým spalováním v něm.

Pro uhlí z Kansko-Achinské pánve závod společně s TsKTI a SibVTI vyvinul a dodal do Krasnojarské CHPP-2 kotel s parní kapacitou 670 t/h (TPE-216), který využívá třístupňový schéma spalování využívající uhelný prach jako redukční činidlo, jakož i speciální opatření na ochranu sít před struskou: přívod směsi chudé na palivo tryskami hořáku (GFCv) ze strany sít topeniště, foukání vzduchu podél síta clony v redukční zóně a zajištění teploty plynu v zóně aktivního spalování není vyšší než 1250 °C díky dodatečnému přívodu 10% recirkulačních plynů ze sekundárního vzduchu.

Technologická opatření zapracovaná v projektu (organizace nízkoteplotního spalování a zvýšený obsah oxidu vápenatého v popelu) umožňují zajistit nejen emise NO X na úrovni 220-300 mg/m 3 , ale i S0 2 emise ne více než 400 mg/m 3 .

Pro rašelinu s vysokou vlhkostí byly vypracovány projekty modernizace kotlů TP-208 a TP-170-1 s organizací dvoustupňového spalování v nich.

Stupňovité spalování paliva v jeho různých modifikacích je univerzálním prostředkem k výraznému snížení emisí NO X, avšak pro některé druhy paliv s vysokým obsahem dusíku může být použití tohoto způsobu i v kombinaci s jinými vnitropecními opatřeními nedostatečné. dosáhnout požadavků norem pro černé uhlí a pece s úběrem pevné strusky 350 mg/m 3 . V tomto případě je vhodné použít metodu potlačení NO X se sekvenční kombinací třístupňového spalování a selektivní nekatalytické redukce NO X (SNCR).

Vytváření vysoce ekonomických a ekologických instalací

Na základě dlouholetých zkušeností s tvorbou a vývojem parních kotlů elektráren na téměř všechny druhy paliv používaných v energetice má závod zpracovány projekty elektráren nové generace, které umožní prorazit zásadně nová úroveň technické ukazatele vyrobené zařízení.

Modernizace kotle TPP-210 s instalací „ramenné“ pece

pro spalování nízkoreaktivního uhlí

Známé obtíže při spalování popela a zvyšující se požadavky na životní prostředí vyvolávají otázku dalšího zlepšování procesu spalování popela, zejména pomocí tzv. „ramenných“ pecí s odstraňováním pevného popela, ve kterých je nízkoreaktivní palivo s vysokým obsahem popela. spalováno bez osvětlení v rozsahu zátěže používané v praxi, se zajištěním dlouhodobě fungující firmy kotle.

Výhody „ramenné“ pece s odstraňováním pevného popela oproti technologii spalování AS v peci s odstraňováním kapalného popela:

Umožňuje použití hořáků s nízkými rychlostmi proudění vzduchu, což zvyšuje dobu zdržení částic v prostoru hořáku, což vytváří příznivé podmínky pro ohřev částic a jejich zapálení;

Je dosaženo dlouhého setrvání částic v zóně vysokých teplot (alespoň 2x vyšší než u tradiční pece), což zajišťuje uspokojivé vyhoření paliva;

Umožňuje nejpohodlněji přivádět vzduch nezbytný pro spalování při vývoji hořáku;

Výrazně menší potíže s odstraňováním strusky;

Menší ztráty při mechanickém spálení;

Nižší emise oxidů dusíku.

U „ramenné“ pece se používá štěrbinový hořák s mezerou mezi proudy primárního a sekundárního vzduchu, jehož hlavní výhodou oproti vírovému:

Absence předčasného smísení primárního vzduchu se sekundárním vzduchem, což příznivě ovlivňuje zapalování; .

Přívod primárního vzduchu v množství potřebném pouze pro vyhoření těkavých látek;

Racionální kombinace s topeništěm, která vám umožní tvořit vysoká multiplicita cirkulace spalin ke kořenu hořáku (v zóně zážehu).

Na zmodernizovaném kotli ke stávající konvekční šachtě je instalována plynotěsná "ramenná" pec a TVP, v jejímž řezu je instalován ekonomizér.

Spalování degradovaných antracitových jemných částic ve fluidní vrstvě

Spalování probíhá podle technologie Altajského polytechnického institutu, jejíž hlavní myšlenkou je předběžná granulace směsi mletého, výchozího paliva, popela a vápence za účelem přiblížení složení fluidního lože na monodisperzní směs. OAO TKZ Krasnyj Kotelshchik spolu s autorem technologie dokončili projekt modernizace jednoho z provozních kotlů TP-230 Nesvetai GRES pro poloprovozní spalování granulovaného AS degradované kvality ve fluidní vrstvě.

V současné době je v Nesvetai GRES plánována instalace pilotního průmyslového kotle D-220 t/h s cirkulačním fluidním ložem, jehož generálním vývojářem a dodavatelem je OJSC Belenergomash. TKZ je spoluvykonavatelem.

Elektrárna pro komplexní zpracování, spalování v roztavené strusce a využití nízkoreaktivního uhelného odpadu

Technologie spouštění pro průtočné kotle se liší tím, že nemají uzavřený oběhový systém, neexistuje žádný buben, ve kterém by se pára nepřetržitě oddělovala od vody a ve kterém by byla po určitou dobu zachována určitá zásoba vody. V nich se provádí jediný nucený oběh média. Při zapalování (a při práci pod zátěží) je proto nutné zajistit nepřetržitý nucený pohyb média ohřívanými plochami a zároveň ohřáté médium odvádět z kotle a musí začít pohyb vody v potrubí ještě před zapálením hořáků.

Za těchto podmínek je režim zapalování zcela určen spolehlivostí teplotní režim kovové trubky sít, sít, přehříváků a absence nepřijatelných tepelně hydraulických měření.

Zkušenosti a výpočty ukázaly, že chlazení topných ploch při spouštění průtočného kotle je spolehlivé, pokud je průtok zapalovací vody alespoň 30 % jmenovitého. Při takovém průtoku je minimální hmotnostní rychlost média v sítech 450–500 kg/(m2*s) podle podmínek spolehlivosti. V tomto případě musí být minimální tlak média v sítách udržován blízko jmenovitého, tj. pro kotle 14 MPa - na úrovni 12-13 MPa a pro kotle nadkritického tlaku - 24-25 MPa.

Pro průtočné kotle existují dva základní režimy spalování: průtočný a separátor.

V režimu přímoproudého zapalování se pracovní médium pohybuje všemi topnými plochami kotle i při provozu pod zátěží. V první fázi podpalu je toto médium z kotle odváděno přes ROU a po vytvoření páry o požadovaných parametrech je posíláno do hlavního parovodu nebo přímo do turbíny (v blokové instalace).

Níže uvedené obrázky ukazují zjednodušené schéma spuštění kotle ze „studeného“ stavu v režimu přímého proudění:

Další obrázek níže ukazuje změnu spotřeby napájecí vody (1), tlaku páry za kotlem (2), teploty média (3), čerstvé (4) a sekundární (5) páry a také teploty kovu. sít primárních (7) a sekundárních (5) přehříváků. Jak je vidět, na začátku zapalování, kdy tlak páry dosáhne 4 MPa, teplota média a kovu v sítech mezipřehřívače prudce klesne ze 400 na 300-250 odvodňovací systém, a na konci podpalu při tlaku v celé primární dráze 23-24 MPa se prudce zhorší i provozní podmínky sít primárních a sekundárních přehříváků, jejichž teplota přesahuje 600 °C.

Nadměrnému nárůstu teploty sítového kovu je možné zabránit pouze zvýšením průtoku zapalovací vody a následně zvýšením ztráty kondenzátu a tepla oproti režimu spouštění separátoru. Vzhledem k tomu a vzhledem k tomu, že přímoproudé schéma spouštění kotle ze „studeného“ stavu nemá oproti odlučovacímu žádné výhody, se v současnosti pro spouštění nepoužívá.

Režim přímoproudého spouštění kotle ze stavu „horký“ a „nevychlazený“ vytváří nebezpečí prudkého ochlazení nejvíce zahřívaných částí kotle a parovodů a také nepřijatelného zvýšení teplota kovu přehříváku v nekonzumačním režimu, když jsou v první periodě uzavřeny podpal BROU a ROU. To vše ztěžuje start z „horkého“ stavu, proto byl tento režim nahrazen obvodem spouštění separátoru.

Jedinou oblastí použití pro režim přímoproudého spouštění bylo zapálení dvoučinného kotle ze „studeného“ stavu a spouštění přímoproudého kotle z horké rezervy po odstávce do 1 hodiny.

Při spouštění dvouplášťového kotle se zapalují postupně oba pláště: asymetrické kotle (např. TPP-110) se zapalují počínaje pláštěm, ve kterém není sekundární přehřívák. Případy symetrických kotlů se taví v libovolném pořadí. První těleso obou typů dvouplášťových kotlů je topeno podle režimu separátoru. Zapalování druhého tělesa se spouští při malém elektrickém zatížení bloku a provádí se podle libovolného režimu.

Zapálení kotle po krátké odstávce (do 1 hodiny) lze provést v režimu přímého proudění, protože parametry páry si stále zachovávají své provozní hodnoty a jednotlivé prvky a komponenty kotlové jednotky nestihly výrazně ochladit. Režim přímého proudění by měl být v tomto případě preferován, protože nevyžaduje speciální školení, které by bylo vyžadováno při přechodu na odlučovací okruh, což umožňuje ušetřit čas a urychlit spuštění kotle. Zapalování se v tomto případě provádí v režimu přímého proudění s vypouštěním celého pracovního média přes ROU nebo BRDS přes hlavní parní ventil (MGS), dokud teplota primární a sekundární páry nepřekročí teplotu páry turbíny. přívod o cca 50 °C. Pokud teplota páry při odstávce bloku poklesne o méně než 50 °C, dojde okamžitě ke zvýšení teploty páry za kotlem na jmenovitou hodnotu, načež se přepne přívod páry z ROU do turbíny. .

Při takovém náběhu kotle z horké rezervy je třeba počítat s tím, že při krátkodobé odstávce kotle se v mnoha potrubích sít vyrovná teplota média na vstupu a výstupu. k přirozené cirkulaci média dochází uvnitř jednotlivých panelů a mezi panely. Tato cirkulace může být tak stabilní, že přetrvává ještě nějakou dobu po opětovném spuštění napájecích čerpadel. V důsledku toho nějakou dobu trvá, než se pracovní prostředí začne ubírat správným směrem. Dokud se nestabilní pohyb média nezastaví, nedoporučujeme zahajovat zapalování kotlové jednotky, aby nedošlo k poškození ohřívaného potrubí.

Ve srovnání s průtočným se režim spouštění separátoru kotle vyznačuje vysokou stabilitou, relativně nízké teploty pracovního média a kovu v celé dráze kotle a umožňuje spuštění turbíny při klouzavých parních parametrech. Síta mezipřehřívače kotle se začnou ochlazovat raná fáze start a jejich kov se nepřehřívá na nepřijatelné hodnoty. Režim spouštění separátoru se provádí pomocí speciálního zapalovacího zařízení, tzv. rozpalovací jednotky, skládající se z vestavěného ventilu (2), vestavěného separátoru (7), expandéru podpalu (9) a škrticích ventilů. 5, 6, 8. Vestavěný separátor je určen k oddělení vlhkosti od páry a jedná se o trubku s velkým průřezem (425 × 50 mm), ve které je instalován šnekový odvlhčovač, který se zapíná na dobu zapalování kotle mezi parogenerační (1) a přehřívací (3) plochu kotle přes škrticí zařízení 5 a 6. Vestavěný ventil 2 slouží k odpojení sít a konvekčního přehřívače od parogenerujících topných ploch a je umístěn mezi výstupní zařízení poslední sekce sítových ploch a vstupní kolektory sítových přehříváků. Během zatápění kotle zůstává hlavní parní ventil (4) otevřený v blokovém zařízení a uzavřený v kogenerační jednotce se sítí.

Expandér podpalu je mezistupeň mezi vestavěným separátorem a zařízeními pro příjem média vypouštěného ze separátoru. Protože je v expanzním zařízení udržován nižší tlak než v separátoru (obvykle asi 2 MPa), je do něj pracovní médium vypouštěno přes škrticí klapku 8 a po opakovaném škrcení se částečně odpařuje. Pára z expandéru podpalu je odváděna do kolektoru vlastní potřeby závodu, odkud se může dostat do odvzdušňovačů a dalších spotřebičů a voda je vypouštěna do výstupního kanálu cirkulační vody, případně do rezervní nádrže kondenzátu, popř. blokové instalace) přímo do kondenzátoru.

Myšlenkou separátorového spouštění průtočné kotlové jednotky je rozdělit spouštěcí proces do tří fází tak, aby v každé z těchto po sobě jdoucích fází byla plně zajištěna spolehlivost všech topných ploch a v v poslední fázi je možné spouštět energetické zařízení bloku na klouzavé parametry páry při zachování konstantního jmenovitého tlaku v parogeneračních plochách.

V první fázi spouštění je v uzavřeném okruhu organizován nucený oběh pracovního média: napájecí čerpadlo - kotel - zapalovací jednotka - sběrače odpadního média (v blokové instalaci turbínový kondenzátor) - napájecí čerpadlo. Tím se vyloučí možnost nebezpečných tepelně-hydraulických úprav v plochách generujících páru a minimalizují se ztráty kondenzátu a tepla. V této spouštěcí fázi nemá pracovní médium žádný výstup na přehřívací plochy, protože jsou odříznuty od ploch generujících páru vestavěnou klapkou a škrticí klapkou 17, které jsou během této doby rozběhu uzavřeny, a jsou v tzv. beznákladovém režimu. Navzdory skutečnosti, že trubky těchto povrchů nejsou chlazeny zevnitř párou v bezprůtokovém režimu, teplota jejich kovu zůstává v přijatelných mezích, protože počáteční spotřeba paliva během této doby zůstává na konstantní, relativně nízké úrovni. , nepřesahující 20 % jmenovitého průtoku.

Bezpečnost bezprůtokového režimu u přehříváků během doby spouštění kotle byla potvrzena speciálními zkouškami kotlů TPP-110 a TPP-210. Jak je vidět, při spotřebě paliva (zemního plynu) do 20 % jmenovité teploty nepřekračují stěny nejvíce zahřívaných koncových trubek sít ve stacionárním stavu dovolenou teplotu 600 °C. Vezmeme-li v úvahu, že spotřeba paliva v počátečním období spouštění kotle je výrazně nižší než 20 % (např. při provozu kotle na topný olej není jeho spotřeba vyšší než 14-15 % jmenovité hodnoty ), režim bez spotřeby pro přehříváky lze v tomto období zapalování považovat za zcela přijatelný.

V souvislosti s experimenty je třeba poznamenat, že u žádného ze startů testovaných kotlů nepřekročila teplota stěn potrubí 550 °C po celou dobu trvání bezprůtokového režimu. Tato teplota je pod maximální povolenou hodnotou pro nízkolegovanou ocel 12Kh1MF, obvykle používanou pro výrobu trubek pro síta stupně I, a ještě více pro austenitické oceli 1Kh18N12T, používané pro síta stupně II v konvekčních přehřívácích.

Vypnutí přehřívačů v první fázi spouštění zjednodušuje manévrování a ovládání kotlové jednotky, umožňuje po připojení přehřívacích ploch plynule zvyšovat parametry páry a její množství při zachování stability dodávky napájecí vody. Za začátek druhé fáze náběhu se považuje okamžik, kdy se ve vestavěném separátoru začne uvolňovat pára, která je směrována na přehřívací plochy, postupným otevíráním škrticí klapky a postupným zvyšováním teploty a tlaku páry. V této fázi spouštění kotel pracuje se dvěma tlaky: nominálním - až po vestavěný ventil, který zůstává nadále uzavřený, a "posuvným" - za škrticí klapkou v přehřívacích plochách. Tento režim je možný díky tomu, že přehřívací plochy jsou stejně jako u bubnových kotlů odděleny od párotvorných ploch parním prostorem separátoru. Ve třetí fázi spouštění je kotlová jednotka převedena do režimu přímého průtoku. Tento přenos by měl začít poté, co parametry páry dosáhnou 80-85 % jmenovitých hodnot. Postupně otevírejte vestavěný ventil, nastavte parametry na jmenovitou hodnotu a vypněte podpal.

Na konci zapalování kotlové jednotky na bezblokové TPP se napojí na hlavní parovod a pravidla připojení zůstávají stejná jako u bubnových kotlů. Hlavní je přibližná rovnost tlaků za kotlem a v hlavním parovodu v době připojení.

U blokových instalací je spouštění kotle kombinováno se spouštěním turbíny a přechod kotle do režimu přímého průtoku se obvykle provádí po dosažení elektrického zatížení bloku 60-70% nominální hodnoty.

Níže uvedené obrázky ukazují startovací charakteristiky průtočného kotle neblokové TPP v režimu separátoru: 1 - tlak páry za kotlem; 2 - spotřeba napájecí vody; 3 - maximální teplota média na výstupu z NRC; 4 - teplota napájecí vody; 5 - teplota středního přehřátí; 6 - teplota čerstvé páry; 8, 7 - maximální teplota kovu sít II a mezipřehřívače; 9 - teplota spaliny v otočné komoře.

Vlastnosti podpalu během "horkého" startu jsou následující. Před zapálením hořáků se teplota kovu vestavěných separátorů sníží ze 490 na 350-320 °C odvětráním páry ze separátorů a rychlost poklesu by v tomto případě neměla překročit 4 °C/min. . Současně se sníží tlak v ~~ kotli ze jmenovitého (25 MPa) na 10-15 MPa. 30-40 minut po vychladnutí odlučovačů podle stejného harmonogramu jako z "nechlazeného" stavu, tj. po stanovení minimálního zapalovacího průtoku napájecí vody stoupne tlak před uzavřeným vestavěným ventilem na 24 -25 MPa, olejové hořáky se startovacím průtokem topného oleje a zároveň se otevřou přepouštěcí ventily 8 zabudovaných separátorů. Následně se postupně otevírají škrticí ventily 5. Další operace jsou stejné jako při startu ze "studeného" stavu. Snížením tlaku v kotli před zapálením je vyloučena kondenzace páry v sítech, která jsou proto ochlazována méně než při startu v režimu přímého proudu.

Energetický blok s kotlem TPP-210A byl havarijně odstaven ochranná zařízení kvůli poruše podávacího čerpadla. Při automatickém uzavření ventilu na olejovém potrubí nebyl zcela uzavřen přívod kapalného paliva a to v jednom kotlovém tělese malé množství topný olej nadále hořel v peci, což přispělo nejen ke zvýšení tepelných distorzí a zvýšené cirkulaci v panelech NRF, ale také k tomu, že se v horních ohybech jednotlivých trubek objevily stacionární bubliny mírně přehřáté páry, které zabíraly celého průřezu potrubí a zabraňovaly pohybu pracovního média v nich. Nadkritická tlaková pára má sice v době svého vzniku stejnou hustotu jako voda, ale zvýšení její teploty jen o několik stupňů vede ke snížení její hustoty o desítky procent. Se zvýšením rychlosti vody by jejím prouděním měly být unášeny bubliny páry, ale velké bubliny by mohly dočasně přetrvávat, čímž by se měla prudce zvýšit teplota kovu příslušných trubek.

Po pětiminutové přestávce byl kotel přepnut do režimu přímého průtoku a napájecí voda byla v rozporu s pravidly dodávána nikoli dříve, ale současně s prudkým zvýšením dodávky topného oleje do topeniště. Brzy byl zaznamenán nárůst teploty až na 570 °C v nevytápěné výstupní části jednoho z potrubí NRCH. Interval mezi automatickými záznamy této teploty byl 4 minuty, ale než byla tato teplota znovu zaznamenána, došlo k havarijnímu prasknutí potrubí, při kterém se v zóně střílny hořáku nacházel úsek, který nebyl chráněn zápalnými pásy. Kotel byl opět nouzově odstaven.

Další příklad se týká zhoršení separace, ke kterému došlo při neúplném otevření pojistných ventilů, které odváděly separovanou vlhkost z vestavěného separátoru. Při zatápění průtočného kotle byly tyto ventily uzavřeny, aby se snížila teplota ostré páry v případě poruchy vstřikovacích chladičů. Tento způsob regulace je spojen s náhlými a významnými změnami teploty páry a vede k výskytu únavových trhlin ve sběračích přehříváku v blízkosti vestavěného separátoru podél cesty páry.

Uzavírání ventilů 8 a otevírání 5 je nutné provádět pomalu, aby se zabránilo úniku vody do blízkých kolektorů přehříváku v důsledku narušení stabilního pohybu pracovního média v odlučovači. Kromě toho je nutné předem otevřít výpusti před a za škrticí klapkou 5, aby se zabránilo úniku kondenzátu nahromaděného v potrubí ze zapalovací jednotky.

Pomalé otevírání škrticích ventilů 5 vede k prodloužení doby ohřevu hlavních parovodů a doby zapalování kotle. Výrazné kolísání teploty páry je samozřejmě nepřípustné, ale pokud je kotel zatopen jen párkrát do roka, není důvod dodatečně zdržovat spouštění, aby nedocházelo k mírnému poklesu teploty páry. Ale pokud se kotel roztaví a zastavuje často, mohou se dostat i malé kapky vody do sít nebezpečné následky. Při zapalování průtočných kotlů je proto nutné důsledně dodržovat harmonogram spouštění, který reguluje pomalé a postupné otevírání ventilů 5.

Fil S. A., Golyshev L. V., inženýři, Mysak I. S., doktor inženýrství. Sci., Dovgoteles G. A., Kotelnikov I. I., Sidenko A. P., inženýři JSC LvovORGRES - Národní univerzita "Lviv Polytechnic" - Trypilska TPP

Spalování nízkoreaktivního černého uhlí (Vdaf< 10%) в камерных топках котельных установок сопровождается повышенным механическим недожогом, который характеризуется двумя показателями: содержанием горючих в уносе Гун и потерей тепла от механического недожога q4.
Goon se obvykle stanovuje laboratorní metodou na vzorcích jednotlivých popílků odebraných z plynových kanálů poslední konvekční plochy kotle pomocí pravidelných odfukových instalací. Hlavní nevýhodou laboratorní metody je příliš dlouhá časová prodleva při získání výsledku Gong (více než 4 - 6 hodin), která zahrnuje dobu pomalého hromadění vzorku popela v odfukovacím zařízení a dobu trvání laboratoře. analýza. V jediném vzorku popela jsou tak po dlouhou dobu shrnuty všechny možné změny gongu, což znesnadňuje rychlé a efektivní nastavení a optimalizaci režimu spalování.
Podle údajů ve variabilním a nestacionárním režimu kotle se koeficient sběru popela (stupeň čištění) cyklonu nastavení vynášení mění v rozmezí 70 - 95 %, což vede k dalším chybám v určení gongu.
Nevýhody instalací popílku jsou překonány zavedením systémů kontinuálního měření gongu, jako jsou analyzátory obsahu uhlíku v popílku.
V roce 2000 osm sad (dvě pro každou nádobu) stacionárních nepřetržitě pracujících analyzátorů RCA-2000 vyrobených společností Mark and Wedell (Dánsko).
Princip činnosti analyzátoru RCA-2000 je založen na fotoabsorpční metodě analýzy v infračervené oblasti spektra.
Rozsah měření 0 - 20 % absolutních hodnot Gong, relativní chyba měření v rozsahu 2 - 7 % - ne více než ± 5 %.
Odběr popela pro měřicí systém analyzátoru se provádí z plynových kanálů před elektrostatickými odlučovači.
Kontinuální záznam gongů byl prováděn na samozáznamovém zařízení velínu s frekvencí kompletního měřicího cyklu za 3 minuty.
Při spalování popela různého složení a kvality překračovaly skutečné absolutní hodnoty gongu zpravidla 20 %. Proto se v současnosti analyzátory používají jako indikátory změn relativních hodnot obsahu hořlavin ve strhávání Gv° v rozsahu zapisovače 0 - 100%.
Pro hrubý odhad skutečné hladiny Gong byla sestavena kalibrační charakteristika analyzátoru, což je vztah mezi absolutními hodnotami Gong stanovenými laboratorní metodou a relativními hodnotami analyzátoru G°Gong. V rozsahu změny gongu od 20 do 45 % je charakteristika v analytické podobě vyjádřena rovnicí

Během experimentálních studií a normálního provozu kotle lze pomocí analyzátorů provádět následující práce:
optimalizace režimu spalování;
posouzení změny gongu při plánovaném technologickém spínání systémů a celků kotelny;
stanovení dynamiky a úrovně poklesu účinnosti v nestacionárních a postartovacích režimech kotle, jakož i v případě střídavého spalování ASh a zemního plynu.
Po dobu tepelných zkoušek kotle byly použity analyzátory pro optimalizaci spalovacího režimu a posouzení vlivu plánovaného spínání zařízení na stabilitu spalovacího procesu práškového uhlí.
Experimenty byly prováděny při stacionárním zatížení kotle v rozsahu 0,8-1,0 jmenovitého a spalování ASh s následujícími charakteristikami: nižší měrné spalné teplo Qi = 23,06 - 24,05 MJ/kg (5508 - 5745 kcal/kg), obsah popela na pracovní hmotnost Ad = 17,2 - 21,8 %, vlhkost na pracovní hmotnosti W = 8,4 - 11,1 %; podíl zemního plynu na osvětlení plamene práškového uhlí byl 5-10 % z celkového uvolněného tepla.
Jsou uvedeny výsledky a rozbor experimentů na optimalizaci režimu spalování pomocí analyzátorů. Při nastavování kotle bylo optimalizováno:
výstupní rychlosti sekundárního vzduchu změnou otevření obvodových vrat v hořácích;
výstupní rychlosti primárního vzduchu změnou zatížení horkovzdušného ventilátoru;
podílu osvětlení plamene zemním plynem volbou (podle podmínek pro zajištění stability spalování) minimálního možného počtu provozních plynových hořáků.
Hlavní charakteristiky procesu optimalizace režimu spalování jsou uvedeny v tabulce. jeden.
Uvedeno v tabulce. 1, data naznačují důležitou roli analyzátorů v optimalizačním procesu, který spočívá v průběžném měření a evidenci aktuálních informací o změně H°h, což umožňuje včasné a
jasně zafixovat optimální režim, dokončení stabilizačního procesu a spuštění kotle v optimálním režimu.
Při optimalizaci režimu spalování byla hlavní pozornost věnována nalezení co nejnižší úrovně relativních hodnot H°un. V tomto případě byly absolutní hodnoty gongu určeny kalibrační charakteristikou analyzátoru.
Efektivitu použití analyzátorů pro optimalizaci spalovacího režimu kotle lze tedy zhruba odhadnout snížením obsahu hořlavin v nánosu v průměru o 4 % a tepelných ztrát z mechanického dohořívání o 2 %.
Ve stacionárních režimech kotle narušuje pravidelné technologické spínání např. v prachových systémech nebo hořácích proces stabilního spalování práškového uhlí.

stůl 1
Charakteristika procesu optimalizace režimu spalování

Kotel TPP-210A je vybaven třemi prachovými systémy s kulovými bubnovými mlýny typu ShBM 370/850 (Sh-50A) a běžným prachovým zásobníkem.
Z prachového systému je vyčerpané sušicí činidlo vypouštěno do spalovací komory (předpecní pece) pomocí mlýnského ventilátoru typu MB 100/1200 přes speciální výtlačné trysky umístěné nad hlavními prachovými a plynovými hořáky.
Předpec každého kotlového tělesa dostává plný odvod z odpovídajícího vnějšího prachového systému a polovinu odvodu ze středního prachového systému.
Spotřebované sušící činidlo je nízkoteplotní zvlhčený a prašný vzduch, jehož hlavní parametry jsou v následujících mezích:
podíl odpadního vzduchu je 20 - 30 % z celkové spotřeby vzduchu tělesa (kotle); teplota 120 - 130 °C; podíl jemného uhelného prachu, který nebyl zachycen cyklonem prachového systému, 10 - 15 % produktivity mlýna;
vlhkost odpovídá množství vlhkosti uvolněné během procesu sušení mletého pracovního paliva.
Spotřebované sušící činidlo je vypouštěno do zóny maximální teploty hořáku a významně tak ovlivňuje úplnost vyhoření uhelného prachu ASh.
Při provozu kotle se nejčastěji zastavuje a znovu spouští střední prachový systém, pomocí kterého je v průmyslovém bunkru udržována požadovaná prašnost.
Je ukázána dynamika změn hlavních ukazatelů spalovacího režimu kotlového tělesa - obsahu hořlavých látek ve strhávání a hmotnostní koncentrace oxidů dusíku ve spalinách (NO) - při plánované odstávce středního prachového systému. na Obr. jeden.
Ve výše uvedených a všech následujících obrázcích jsou při vytváření grafických závislostí akceptovány následující podmínky:
obsah hořlavin ve strhávání odpovídá hodnotám stupnic dvou svislých os souřadnic: zprůměrovaná měření Gong a data přepočtu podle kalibrační charakteristiky Gong;
hmotnostní koncentrace NO s přebytkem vzduchu ve výfukových plynech (bez redukce na NO2) byla převzata z průběžně zaznamenávaných měření stacionárního analyzátoru plynů Mars-5 MP "Ekomak" (Kyjev);
dynamika změn H°un a NO je pevně nastavena
po celou dobu technologického provozu a stabilizačního režimu; začátek technologické operace se bere v blízkosti nulové časové reference.
Úplnost spalování práškového uhelného paliva byla odhadnuta kvalitou spalovacího režimu (KTR), která byla analyzována dvěma ukazateli Gong a NO, které se zpravidla měnily v zrcadlově opačných směrech.

Rýže. 1. Změny indikátorů režimu spalování při zastavení středního prachového systému

Vliv plánované odstávky systému střední prašnosti na ukazatele KTP (obr. 1) byl analyzován v závislosti na sledu následujících technologických operací:
operace 1 - odstavení podavače surového uhlí (CFC) a zastavení dodávky uhlí do mlýna snížilo zatížení bubnu SBM, snížilo jemnost uhelného prachu a zvýšilo teplotu odpadního vzduchu, což způsobilo zkrat dlouhodobé zlepšení CTE: snížení Hn° a zvýšení NO; proces další emaskulace mlýna přispěl k odstranění prachu z odpadního vzduchu a zvýšení přebytku vzduchu v předpeci, což negativně ovlivnilo CTE;
operace 2 - zastavení SHM a snížení ventilace prachového systému nejprve mírně zlepšilo CTE a poté se zpožděním s vypnutím ventilátoru mlýna (MF) se CTE zhoršilo;
operace 3 - zastavení MW a zastavení vypouštění spotřebovaného sušícího činidla do spalovací komory výrazně zlepšilo CTE.

Za předpokladu, že jsou všechny ostatní věci stejné, zastavení prachového systému zlepšilo proces spalování paliva, snížilo mechanické nedopalování a zvýšilo hmotnostní koncentraci NO.
Typickým porušením stability prachového systému je přetěžování mlecího bubnu palivem nebo „umazávání“ mlecích koulí mokrým jílovým materiálem.
Vliv dlouhodobé emaskulace bubnu stopkové frézy na CTE kotlového tělesa je znázorněn na Obr. 2.
Odstavení napájecího zdroje (operace 1) z důvodů podobných těm, které byly uvažovány při odstávce rozmělňovacího systému, v první fázi emaskulace mlýna krátkodobě zlepšila CTE. V následné emaskulaci mlýna až po zařazení PSU (operace 2) byla tendence ke zhoršování CTE a růstu G°un.

Rýže. 2. Změny indikátorů režimu spalování při emaskulace bubnu posledního mlýna Obr.

Rýže. 3. Změny indikátorů režimu spalování při spuštění posledního prachového systému a vypnutí plynových hořáků

V menší míře periodicky destabilizuje režim pece automatický provoz PSU, který reguluje potřebné naložení mlýna uhlím vypnutím a následným zapnutím pohonu PSU.
Vliv startovacího režimu systému extrémní prašnosti na KTP je znázorněn na Obr. 3.
Byl zaznamenán následující vliv spouštěcích operací prachového systému na režim spalování:
operace 1 - spuštění MW a odvětrání (ohřev) dráhy prachového systému s vypouštěním relativně studeného vzduchu do předpece zvýšilo přebytek vzduchu ve spalovací zóně a snížilo teplotu hořáku, což vedlo ke zhoršení v CTE;
operace 2 - spuštění SHBM a pokračování odvětrání traktu měl špatný vliv na KTR;
operace 3 - spuštění PSU a zavážení mlýna palivem se zvýšením nominální spotřeby sušidla výrazně zhoršilo CTE.
Lze konstatovat, že zařazení prachového systému do provozu negativně ovlivňuje CTE, zvyšuje mechanické nedopalování a snižuje hmotnostní koncentraci NO.
Předpec kotlového tělesa TPP-210A je osazena šesti lopatkovými prachovými a plynovými hořáky o tepelném výkonu 70 MW instalovanými v jedné vrstvě na přední a zadní stěně a dvěma plynovými hořáky nad topeništěm. pro zajištění stabilního odvodu tekutého popela v celém rozsahu provozního zatížení kotle.
Při spalování uhelného prachu ASh byl zemní plyn přiváděn s konstantním průtokem (asi 5 % z celkového množství uvolněného tepla) do nadhořících hořáků a proměnlivým průtokem přes hlavní prachovo-plynové hořáky pro stabilizaci spalovacího procesu. práškového uhlí. Dodávka plynu ke každému hlavnímu hořáku byla prováděna při nejnižším možném průtoku, odpovídajícím 1,0 - 1,5 % celkového uvolněného tepla. Změna podílu zemního plynu pro svícení pochodní byla proto provedena zapnutím nebo vypnutím určitého počtu hlavních plynových hořáků.
Vliv vypnutí plynových hořáků (snížení podílu zemního plynu) na CTE kotlového tělesa je znázorněn na Obr. 3.
Postupné odstavení prvního plynového hořáku (provoz 4) a poté tří plynových hořáků (provoz 5) mělo pozitivní vliv na CTE a vedlo k významnému snížení mechanického nedopalování.
Vliv zapnutí plynových hořáků (zvýšení podílu zemního plynu) na CTE je znázorněn na Obr. 4. Postupné zapínání jednoho plynového hořáku (provoz 1), dvou hořáků (provoz 2) a jednoho hořáku (provoz 3) negativně ovlivnilo CTE a výrazně zvýšilo mechanické nedopalování.

Rýže. 4. Změna indikátorů režimu spalování při zapnutí plynových hořáků
tabulka 2
Změny obsahu hořlavin v přenosu při technologickém přepínání zařízení

Zařízení	Režim práce
		pokles	zvýšit
Systém extrémního/středního prachu
emaskulace SHBM	Nouzový
syrové krmítko
Hlavní plynový hořák	Vypnout
	Zařazení

Orientační hodnocení vlivu osvědčeného technologického přepínání kotlových zařízení na změnu CTE (Kun) shrnuje tabulka. 2.
Z analýzy uvedených údajů vyplývá, že k největšímu poklesu účinnosti kotelny ve stacionárních režimech dochází v důsledku náběhu prachového systému a nadhodnocené spotřeby zemního plynu na osvětlení plamene.
Je třeba poznamenat, že potřeba provedení spouštěcích operací prachového systému je dána výhradně technologickými důvody a nadhodnocenou spotřebu zemního plynu na osvětlení plamene zpravidla nastavuje obsluhující personál, aby se předešlo možnému porušení stability spalovacího procesu při náhlém zhoršení kvality AS.
Použití analyzátorů RCA-2000 umožňuje kontinuální a včasné změny
vyhodnocovat případné změny v kvalitě paliva a neustále udržovat hodnotu osvětlení plamene na odpovídající optimální úrovni s minimální potřebnou spotřebou zemního plynu, což přispívá ke snížení spotřeby nedostatkového plynného paliva a zvýšení účinnosti kotle.

závěry

1. Systém kontinuálního měření obsahu hořlavých látek v popílku umožňuje rychle a kvalitativně posoudit průběh spalovacích procesů při spalování AS v kotli TPP-210A, který je doporučeno používat při provádění uvádění do provozu a výzkumná práce, jakož i pro systematické sledování účinnosti kotlového zařízení.
2. Účinnost použití analyzátorů RCA-2000 pro optimalizaci režimu spalování je předběžně odhadnuta snížením ukazatelů mechanického nedohořívání - obsahu hořlavin ve strhávání v průměru o 4%, a tedy tepelných ztrát z mechanického nedopalování o 2%. .
3. Ve stacionárních režimech kotle pravidelné technologické spínání zařízení ovlivňuje kvalitu spalovacího procesu. Spouštěcí operace prachového systému a nadhodnocená spotřeba zemního plynu na zapálení hořáku na práškové uhlí výrazně snižují účinnost kotelny.

Bibliografie

1. Madoyan A. A., Baltyan V. N., Grechany A. N. Efektivní spalování nízkokvalitního uhlí v energetických kotlích. Moskva: Energoatomizdat, 1991.
2. Použití analyzátoru obsahu hořlavých látek RCA-2000 v přenosu a analyzátoru plynů Mars-5 k optimalizaci režimu spalování kotle na práškové uhlí TPP-210A společnosti Tripolskaya TPP / Golyshev L. V., Kotelnikov N. I., Sidenko A. P. et al. - Tr. Kyjevský polytechnický institut. Energetika: ekonomika, technologie, ekologie, 2001, č. 1.
3. Zusin S. I. Změna tepelných ztrát s mechanickým podpálením v závislosti na provozním režimu kotlové jednotky. - Tepelná energetika, 1958, č. 10.

Průtokový parní kotel TPP-210A je uvažován jako objekt regulace, jsou analyzovány stávající řídicí systémy, jsou uvedeny jeho výhody a nevýhody, je navrženo konstrukční schéma regulátoru tepelné zátěže kotle TPP-210A na plynné palivo. pomocí regulačního mikroprocesorového řadiče Remikont R-130

Výpočet parametrů nastavení a modelování procesu regulace tepelné zátěže kotle TPP-210A na plynné palivo, včetně aproximace experimentálních dat a modelování řídicího objektu pro dvousmyčkový řídicí systém, výpočet nastavení dvousmyčkových řídicích systémů a také simulace přechodového procesu v regulaci dvousmyčkových systémů. Dokončeno srovnávací analýza získané přechodové charakteristiky.

Výňatek z textu

Z hlediska úrovně automatizace zaujímá tepelná energetika jedno z předních míst mezi ostatními průmyslovými odvětvími. Tepelné elektrárny se vyznačují kontinuitou procesů v nich probíhajících. Téměř všechny operace v tepelných elektrárnách jsou mechanizované a automatizované.

Automatizace parametrů přináší významné výhody

Seznam použité literatury

Bibliografie

1. Grigorjev V.A., Zorin V.M. „Tepelné a jaderné elektrárny“. Adresář. — M.: Energoatomizdat, 1989.

2. Pletnev G. P. Automatizované řídicí systémy pro tepelné elektrárny: Učebnice pro vysoké školy / G. P. Pletnev. - 3. vyd., revidováno. a doplňkové — M.: Ed. MPEI, 2005, - 355 s

3. Pletnev T.P. Automatizace technologických postupů a průmyslová odvětví tepelné energetiky. /MPEI. M, 2007. 320 s.

4. Malokanálový multifunkční regulační mikroprocesorový řadič Remikont R-130″ Sada dokumentace YALBI.421 457.001TO 1−4

5. Pletnev G.P. Zaichenko Yu.P. "Projektování, instalace a provoz automatizovaných řídicích systémů pro tepelné a energetické procesy" MPEI 1995 316 s.- il.

6. Rotach V.Ya. Teorie automatické ovládání tepelné a energetické procesy, - M .: MPEI, 2007. - 400 s.

7. Kozlov O.S. atd. Softwarový komplex „Modelování v technická zařízení"(PK "MVTU", verze 3.7).

Uživatelský manuál. - M .: MSTU im. Bauman, 2008.