Breve descripción unidad de caldera "Caldera de flujo directo tipo TPP-210"

Breve descripción de la unidad de caldera La caldera de un solo paso tipo TPP-210 (p / p 950-235 GOST 3619-59 modelo TKZ TPP-210) con una capacidad de vapor de 950 toneladas por hora para parámetros de vapor supercrítico fue diseñada y fabricada por el Planta Taganrog "Krasny Kotelshchik". La unidad de caldera está diseñada para operar en una unidad con una turbina de condensación K-300-240 con una capacidad de 300 MW, fabricada por KhTGZ. La caldera está diseñada para quemar lodos de antracita con eliminación de cenizas líquidas y gas natural del depósito Shebelinsky. La unidad de caldera está hecha de dos cajas con un diseño en forma de U de cada caja y calentadores de aire regenerativos retirados de debajo de la caldera, ubicados fuera del edificio de la sala de calderas. Corazas de caldera del mismo diseño con una capacidad de 475 t/h de vapor cada una. Los cascos pueden funcionar independientemente unos de otros. Datos generales de la caldera: Productividad 475 t/h Temperatura del vapor sobrecalentado: primario 565 °C Secundario 565 °C Consumo de vapor secundario 400 t/h Presión del vapor primario detrás de la caldera 255 kg/cm² Presión del vapor secundario a la entrada de la caldera 39,5 kg/ cm² Presión del vapor secundario a la salida de la caldera 37 kg/cm² Temperatura del vapor secundario a la entrada 307 °C Temperatura del agua de alimentación 260 °C Temperatura del aire caliente 364 °C Peso total del metal de la caldera 3438 t Ancho de la caldera según los ejes de las columnas 12 m Profundidad de la caldera a lo largo de los ejes de las columnas 19 m Altura de la caldera 47 m Volumen de agua de la unidad de caldera en estado frío 243 m³ Dimensiones del horno en planta (a lo largo de los ejes de las tuberías): vapor primario y secundario a la salida es reducida a 545 °C) La caldera está alimentada por dos extractores de humos axiales, dos soplantes con motores de dos velocidades y dos ventiladores de aire caliente. Esquema de preparación de polvo con búnker y transporte de polvo a los quemadores por aire caliente. La caldera está equipada con tres molinos de bolas de tambor ShBM-50 con una capacidad de 50 toneladas de polvo por hora. Superficies de calentamiento: Pantallas de horno 1317 m² Incluye: NRCh 737 m² THR 747 m² Pantallas de cámara de inversión y techo 1674 m² Sobrecalentador SVD: incluye: Intercambiador de calor de vapor 800 m² Paquete de convección intermedio 1994 m² Calentador de aire 78730 m² Paquete de convección de salida 1205 m² Economizador de convección 1994 m² Esquema del circuito de vapor-agua Circuito de vapor-agua arriba presión alta(SVD) de la caldera es de doble flujo con regulación independiente de alimentación y temperatura para cada flujo.

En cada cuerpo de caldera hay dos corrientes (en la descripción de la caldera y en las instrucciones, la corriente se llama hilo). Dado que el diseño del casco es similar, el esquema y el diseño de un casco se describirán en el futuro. El agua de alimentación con una temperatura de 260 °C pasa a través de la unidad de potencia y entra en las cámaras de entrada del economizador de agua Sh325*50, que también son las vigas de soporte extremas del paquete. Después de pasar por las bobinas del economizador de agua, el agua con una temperatura de 302 ° C ingresa a las cámaras de salida Ø235*50, que son las vigas de soporte intermedias de esta superficie. Después del economizador de agua, el agua es dirigida por las tuberías de derivación Ø159*16 a las vigas de soporte intermedias de esta superficie a través de las tuberías Ø133*15 a la parte inferior (НРЧ). Las pantallas NRC consisten en paneles separados, además, las superficies de calentamiento del hogar forman cintas de paso múltiple de una pieza con la parte delantera y trasera. El suministro de agua a los paneles se realiza a través de la cámara inferior y el drenaje desde la superior. Esta disposición de las cámaras de entrada y salida mejora el rendimiento hidráulico del panel. El diagrama de flujo del medio a través de las pantallas NRC es el siguiente: Primero, el medio ingresa a los paneles de la pantalla trasera y los paneles traseros de la pantalla lateral, luego se dirige a la pantalla frontal y los paneles frontales de las pantallas laterales por derivación tubos Ø 135*15. Se instalan arandelas de Ø30 mm en las tuberías de derivación para mejorar la hidrodinámica. Después de LFC, el medio con una temperatura de 393 °C es enviado por tuberías Ø133*15 al colector vertical Ø273*45, y desde allí ingresa a las pantallas laterales y frontales de la parte superior de radiación (RTC) a través de tuberías de derivación Ø133* 15. La posición relativa de las cámaras de entrada y salida de los paneles TRC es similar a la de los paneles RRC. Después de pasar los paneles de paso múltiple de las pantallas frontal y lateral del TCG, el vapor se dirige mediante tuberías de derivación Ø133*15 al colector de mezcla vertical Ø325*45, y desde allí ingresa a los paneles en forma de N de la pantalla trasera. del TRC a través de tubos Ø159*16.

Después de pasar los paneles de paso múltiple de las pantallas frontal y lateral del TRC, el vapor se dirige mediante tuberías de derivación Sh133 * 15 al colector de mezcla vertical Sh325 * 45, y después de calentar a 440 ° C en las superficies radiantes del horno, el vapor se dirige a los paneles de protección de las paredes laterales y traseras de las cámaras rotativas. Después de pasar las pantallas de la cámara de inversión, el vapor entra a través de los tubos en 1 atemperador de inyección Ø279*36. En 1 atemperador de inyección, los flujos se transfieren a lo ancho de la chimenea. Después del atemperador, se suministra vapor al sobrecalentador de techo a través de tuberías Ø159*16. En el sobrecalentador de techo, el vapor se mueve desde pared posterior de humos al frente de la caldera y con una temperatura de 463 °C entra en las cámaras de salida del techo Ø273*45. En las tuberías de vapor Ш273*39, que son una continuación de las cámaras de salida del sobrecalentador de techo, se instalan válvulas (VZ) DU-225 integradas en el conducto. Después del sobrecalentador de techo, los flujos se transfieren a lo ancho del conducto de gas y el vapor se dirige a través de las tuberías Ø159*18 a las pantallas de entrada de la primera etapa del sobrecalentador de pantalla, ubicado en la parte media del conducto de gas. Después de pasar las pantallas de entrada, el vapor con una temperatura de 502 °C ingresa al segundo atemperador de inyección Ш325*50, luego de lo cual se dirige a las pantallas de salida de la primera etapa, ubicadas a lo largo de los bordes de la chimenea. La cámara receptora de vapor de las rejillas de entrada y la línea de vapor del segundo atemperador realizan la transferencia de flujos a lo ancho de la chimenea. Antes de la segunda inyección, hay una tubería de vapor Ø194*30 para sacar parte del vapor HPS al intercambiador de calor gas-vapor, y después de la inyección, hay una tubería de vapor para devolver este vapor. El segundo atemperador de inyección tiene una arandela de retención. Detrás de las pantallas de salida de la primera etapa, hay un tercer atemperador de inyección Ø325*50, cuya tubería de vapor transfiere flujos a lo largo del ancho del conducto de gas. Luego, el vapor se dirige a las partes medias del conducto de gas y, después de pasar a través de ellas, se transfiere por la tubería de vapor Ø325*60 con una temperatura de 514 °C a lo largo del ancho del conducto de gas a las pantallas de salida del segundo etapa, ubicada a lo largo de los bordes del conducto de gas. Después de las rejillas de salida de la segunda etapa, el vapor con una temperatura de 523 °C ingresa al cuarto atemperador de inyección Ø325*60. Tanto las rejillas de entrada como las de salida de ambas etapas del sobrecalentador de rejilla tienen un esquema paralelo de movimiento mutuo del vapor y los gases. Después del atemperador, el vapor con una temperatura de 537 °C a través de la tubería de vapor Ø237 * 50 ingresa al paquete convectivo, que se realiza de acuerdo con el esquema de corriente paralela, lo atraviesa con una temperatura de 545 °C y se alimenta al turbina. A partir de las cámaras de entrada del economizador de agua, todas las tuberías de derivación y las cámaras del tramo SVD están hechas de acero 12Kh1MF. Tras el HPC de la turbina, vapor con una presión de 39,5 atm. La temperatura de 307 °C se envía al sobrecalentador intermedio en dos corrientes. Un hilo de vapor "frío" se acerca al cuerpo. baja presión, antes del recalentador se bifurcan. En el recalentador de cada carcasa existen dos flujos de vapor a baja presión con control de temperatura independiente a lo largo de las roscas. Diseño de la caldera Las paredes de la cámara de combustión están completamente protegidas por tuberías de superficies de calefacción radiante. La cámara de combustión de cada cuerpo está dividida por pellizcos formados por las protuberancias de las pantallas delantera y trasera en la cámara de combustión (pre-horno) y el postquemador. Cribas en la zona de prehorno hasta el. 15.00 totalmente tachonado y recubierto de masa cromita. El aislamiento de la cámara de combustión y pinch en el horno reduce la transferencia de calor de la radiación del núcleo de la antorcha, lo que aumenta el nivel de temperatura en el pre-horno y, por lo tanto, mejora las condiciones de encendido y combustión del combustible, y también contribuye a una mejor formación de escoria líquida. El proceso de combustión de AS ocurre principalmente en el pre-horno, sin embargo, la combustión continúa en el posquemador, donde la subcombustión mecánica disminuye de 7.5-10% a 2.5%. En el mismo lugar, la temperatura de los gases desciende a 1210 °C, lo que asegura el funcionamiento de las superficies calefactoras, el sobrecalentador SVD sin escorias. El estrés térmico de todo el volumen del horno es Vт=142*103 kcal m 3 /hora, y el pre-horno Vтп=491*103 kcal mі/hora.

El horno de cada uno de los dos edificios está equipado con 12 quemadores turbulentos de polvo y gas ubicados en dos niveles (tres quemadores en cada nivel de las paredes delantera y trasera del horno). La alimentación de gas a los quemadores es periférica, el rendimiento del quemador sobre polvo es de 0,5 t/h. Cada quemador turbulento tiene una boquilla de aceite de atomización mecánica incorporada con enfriamiento y un suministro de aire organizado. Para la eliminación de escorias líquidas, el pre-horno tiene dos piqueras refrigeradas, el pre-horno está construido con una pendiente de 80 hasta las piqueras y se cierra con ladrillos refractarios. Cada horno está equipado con dos unidades de eliminación de escoria mecanizadas (según el número de muescas). La escoria líquida se granula en baños de agua y se elimina en canales de lavado de escoria. El agente de secado se descarga a través de quemadores rectangulares, que están ubicados en las paredes laterales del prehorno en dos niveles: hay 4 quemadores en el nivel inferior y 2 en el nivel superior. trabajo de reparación hay bocas de acceso en el horno. El horno está protegido en la parte inferior hasta 23,00 m por tuberías de la parte de radiación inferior (LRCH), y en la parte superior, por tuberías de la parte de radiación superior (RTC) desde el techo. Los tubos de las pantallas trasera y delantera del NRCH tienen curvas, que forman el pellizco del horno. La pantalla trasera del TRC en la parte superior tiene una protuberancia que mejora la aerodinámica del flujo de gas en la salida del horno y protege parcialmente las superficies de la pantalla de la radiación directa del horno. Las pantallas delantera y trasera del NRCH son estructuralmente idénticas, cada pantalla consta de seis cintas idénticas, con tuberías conectadas en paralelo Sh42 * 6 material 12X1MF. Los tubos de cinta se tamizan primero debajo y en la parte inferior del prehorno, y luego pasan al panel vertical del NRCH, donde realizan cinco pasajes de elevación y descenso y salen a la cámara superior. Las tuberías NRCH están cableadas para las escapatorias de los quemadores, bocas de acceso, mirones. Las pantallas laterales del NRC constan de cuatro paneles, que se hacen de la siguiente manera.

Al salir de la cámara inferior, la cinta, que consta de 17 bobinas conectadas en paralelo Ш42*5, material 12Х1МФ, primero protege la parte inferior de la pared lateral, luego se mueve hacia la parte vertical, donde también realiza cinco movimientos de elevación y descenso, y luego sale a la cámara superior. Las pantallas delantera y trasera del NFC tienen dos niveles de montajes fijos en el nivel de 22,00 y 14,5 m La compensación de la expansión de la temperatura se produce debido a la flexión de las tuberías en el pellizco. Las pantallas laterales están suspendidas por soportes fijos a 21,9 m y se pueden bajar libremente. Para evitar la salida de tubos individuales al horno, las pantallas tienen cinco correas de sujetadores móviles. Las pantallas delantera y trasera del TCG también constan de paneles multipaso con movimientos de elevación y descenso del vapor. El vapor se suministra a la cámara inferior de los paneles, eliminado de los superiores. Los paneles intermedios de la pantalla frontal y todos los paneles de las pantallas laterales constan de ocho, y los paneles extremos de la pantalla frontal de nueve tubos conectados en paralelo, formando una cinta. El panel en forma de N de la luneta trasera del TCG consta de veinte tubos conectados en paralelo. Todas las superficies de calentamiento del VRC están hechas de tuberías Ш42*5, material 12Х1МФ. Las pantallas frontal y lateral del TCG están suspendidas de manera fija a un nivel de 39.975 m y se expanden libremente hacia abajo. La pantalla TCG trasera tiene dos soportes fijos en 8.2 y 32.6. La compensación de la dilatación térmica de las tuberías se produce debido a la flexión de las tuberías en la parte superior de la pantalla trasera del TCG. Las pantallas frontal y lateral tienen siete filas de soportes móviles, la parte trasera, tres. Todas las pantallas NRC y TRC tienen un paso entre tubos de 45 mm. El techo del horno y la parte superior del conducto de humos horizontal están protegidos por tuberías del sobrecalentador de techo. En total, hay 304 tubos conectados en paralelo (154 por rosca) Ø32*4, material 12Х1МФ. A lo largo de las tuberías del sobrecalentador de techo hay 8 filas de sujetadores, que se unen al marco con varillas.

Sobrecalentadores de pantalla A la salida del horno hay un sobrecalentador de pantalla, que consta de dos filas de pantallas. En una fila de 16 pantallas con un paso de 630 mm, suspendidas verticalmente. En el curso del vapor, las pantallas de cada etapa se dividen en entrada y salida, que se encuentran más cerca de las paredes laterales del conducto de gas. Estructuralmente, las pantallas de entrada y salida de la primera etapa son idénticas (excepto por la ubicación de los accesorios y las tuberías de derivación en las cámaras). La pantalla de la primera etapa de la caldera 20 consta de 42 bobinas Ø32*6, el material de la tubería es principalmente 12Х1МФ, pero para 11 bobinas extremas, la sección de salida está formada por tuberías Ø32*6, material 1Х18Н12Т. En la caldera, las 19 pantallas de la primera etapa constan de 37 bobinas, material 1X18H12T. Para dar rigidez a la estructura, la pantalla se conecta mediante sus 5 bobinas, las cuales cuentan con tiras de sujeción fabricadas en acero X20H14S2. Las pantallas de la segunda etapa constan de 45 bobinas Ш32*6. El material de las mamparas de entrada es 12Kh1MF, y el resto de bobinas son de acero 1Kh18N12T. La pantalla está conectada por sus seis bobinas. Las cámaras de entrada y salida, a excepción de las cámaras de las pantallas de salida de la segunda etapa, se unen en colectores individuales separados por un tabique. Las cámaras sobre varillas están suspendidas de las vigas del marco. Las paredes de la cámara de giro están protegidas por cuatro bloques. Los bloques están hechos en forma de cintas de dos bucles. En cada bloque hay 38 bobinas conectadas en paralelo Ш32*6 material 12Х1МФ, que están ubicadas horizontalmente. Los bloques tienen cinturones de refuerzo. La suspensión de los bloques se realiza mediante tres filas (por bloque) de elementos de fijación. Las siguientes superficies de calentamiento están ubicadas en el conducto de gas del tubo de bajada: una pila SVD convectiva, un sobrecalentador de LP con un intercambiador de calor de gas-vapor y un economizador de agua. Para todas las superficies convectivas, se adopta una disposición escalonada de bobinas. Todas las superficies están hechas de bobinas paralelas al frente de la caldera.

Sobrecalentador convectivo SVD

El paquete del sobrecalentador convectivo SVD de cada línea consta de 129 bobinas Ш32*6, material 1Х18Н12Т, que se basan en bastidores hechos de material Х23Н13, y aquellos en vigas de soporte enfriadas por agua de alimentación. Hay tres filas de tiras espaciadoras fabricadas en acero 1X18H12T para soportar escalones y dar mayor rigidez a la estructura, el paquete tiene una altura de 557 mm. Sobrecalentador de baja presión El sobrecalentador de baja presión está ubicado detrás del paquete convectivo del SVD. Los paquetes de cada flujo están ubicados en las mitades correspondientes de la bajante, no se realiza la transferencia de flujos a lo ancho de la chimenea. El sobrecalentador LP consta de un paquete de salida, un paquete intermedio y una etapa de control. La parte de salida del sobrecalentador LP consta de 108 bobinas suspendidas Sh42*3.5, el material de acero combinado: Kh2MFSR y 12Kh1MF. Las bobinas se ensamblan en paquetes con bastidores, material X17H2, que se suspenden de los colectores de apoyo del paquete de alta presión. Altura del paquete 880 mm. El paquete intermedio también consta de 108 bobinas dobles Ø42*3,5 bobinas dobles Ø42*3,5 material 12Х1МФ. Altura del paquete 1560 mm. Las bobinas se basan en bastidores, material Kh17N2, y las de las cámaras de entrada del paquete intermedio Sh325 * 50, material 12Kh1MF. Así, las cámaras de entrada del paquete industrial también son vigas de apoyo para esta superficie de calentamiento. Las cámaras, además del aislamiento, requieren refrigeración por aire adicional durante los modos de arranque y cuando la turbina está apagada. Detrás del paquete industrial a lo largo del flujo de gas, en ambos cuerpos de las calderas TPP-210, en lugar del GPP TO, se instala una etapa de control, que es la primera etapa del recalentador a lo largo del flujo de vapor, es de acero perlita y , de acuerdo con las condiciones de operación confiable de las tuberías con desvaporización significativa, se ubica en la zona donde la temperatura de los gases a la entrada no debe exceder los 600°C. Su trabajo se basa completamente en cambiar la absorción de calor del vapor secundario cambiando su distribución a través de las tuberías de vapor de derivación. Según los cálculos, a la carga nominal de la unidad, el 20 % del flujo total de vapor pasa por la etapa de control. Cuando la carga de la unidad se reduce al 70 %, el consumo de vapor es del 88 %. aire. La superficie de control se instala en las dimensiones del GPP TO desmontado, los colectores de entrada se bajan 300 mm más abajo. La superficie de control consta de partes izquierda y derecha con una superficie de calentamiento total de 2020 m² por cuerpo. Ambas partes se ensamblan a partir de paquetes de bobinas gemelas y tienen 4 bucles a lo largo del flujo de gas con un patrón de flujo de vapor en contracorriente. Las bobinas están hechas de tubos Sh32*4, acero 12Kh1MF y están dispuestas en un patrón de tablero de ajedrez con pasos de 110 y 30 mm. Las bobinas se ensamblan en paquetes utilizando bastidores estampados de acero 12X13. Se instalan 5 bastidores a lo largo de cada paquete. Dos de ellos están instalados en colectores enfriados por agua ubicados en el conducto de gas, que se bajan 290 mm durante la reparación. El vapor del HPC ingresa a las cámaras de entrada de la superficie de control Sh425*20 acero 20. Después de pasar las bobinas, el vapor ingresa a las cámaras de salida con un diámetro de 426*20 acero 12Kh1MF, donde se mezcla con el vapor proveniente de la derivación tubería de vapor. Las válvulas RKT viejas se cortaron a lo largo de las líneas "B" y "C" de la RKT vieja, se sacaron las partes internas y los cuerpos RKT se escaldaron y se usaron como tes. En la línea de derivación entre los colectores de entrada y salida, se instalan nuevas válvulas de compuerta RKT. Cuando la válvula se abre al 100%, el vapor en una cantidad del 80% pasa por la superficie de control y la p/p disminuye. Cuando la válvula está cerrada, el vapor pasa a través de la superficie de control y la temperatura de recalentamiento aumenta. KDU y las teclas de control del nuevo RKT permanecieron igual. Los serpentines economizadores de agua en ambos cascos han sido reemplazados (100%). Se desmontaron las arandelas de retención en los colectores de la segunda inyección y se cerraron las salidas al GPP TO. El economizador convectivo es la última superficie de calentamiento en el flujo de gas, ubicado en la bajante. Se compone de tubos Ø32*6, material st20. Las cámaras de entrada y salida del economizador también son vigas de soporte; el peso de esta superficie de calentamiento se les transfiere a través de los bastidores. El marco de la caldera está hecho en forma de marcos idénticos de ambos edificios, interconectados por conexiones entre cascos y andamios de transición. El peso de la superficie de calentamiento, revestimiento y aislamiento se transfiere con la ayuda de vigas horizontales y cerchas a tres filas de columnas verticales, una fila a lo largo del frente de la caldera, la otra entre el horno y las bajantes y la tercera en el parte trasera de la caldera. Para endurecer el marco, hay una serie de vigas inclinadas. El revestimiento del horno, los conductos de gas de la caldera están hechos en forma de escudos separados. El hogar y los conductos de humos están revestidos con láminas de 3 mm de espesor, lo que garantiza una alta densidad del hogar y los conductos de humos.

doctor en ciencias tecnicas SOLDADO AMERICANO. Levchenko, Ph. D. Yu.S. Novikov, Ph.D. PN Fedotov, Ph.D. L. M. Khristich, Ph.D. SOY. Kopeliovich, Ph.D. Yu.I. Shapovalov, OAO TKZ Krasny Kotelshchik

Revista "Heat Supply News", No. 12, (28), diciembre de 2002, pp. 25 - 28, www.ntsn.ru

(Basado en los materiales del informe en el seminario "Nuevas tecnologías de combustión combustible sólido: su estado actual y uso futuro”, VTI, Moscú)

En las últimas décadas, el sector energético doméstico se ha orientado en gran medida al combustible gasóleo. Dada la presencia en el país de enormes depósitos de combustible sólido, tal estado de cosas difícilmente puede justificarse por un largo período.

En este sentido, debe reconocerse como natural que la “pausa del gas” esté terminando y se haya producido una reorientación hacia una expansión decisiva del uso de lignitos, lignitos y turbas.

Una serie de factores contribuyen a esto, incluyendo:

Perspectiva socialmente justificada de reactivación de la industria minera del carbón;

Disminución del ritmo de desarrollo de los yacimientos de gas y de los volúmenes de producción de gas natural;

El crecimiento de sus necesidades de exportación.

Un complejo de problemas financieros y de transporte en el ámbito doméstico y mercados extranjeros materias primas energéticas complica la adopción de una estrategia de política de combustible sostenible y a largo plazo.

En estas condiciones, OJSC TKZ no ha debilitado su atención a los problemas de combustibles sólidos durante todos los años, continuó modernizando sus calderas de carbón pulverizado, involucrando en esto a las fuerzas más autorizadas de la ciencia (NPO CKTI, VTI, ORGRES, etc.).

Los desarrollos cubrieron todos los tipos de calderas producidas por la planta durante los últimos 20-30 años. El objetivo principal de tales desarrollos de modernización es aumentar el desempeño ambiental y económico de las plantas de calderas con su máxima aproximación al nivel mundial. Esto permitió tener un volumen suficiente de desarrollos técnicos preparados para su implementación.

Estos trabajos se pueden dividir en las siguientes áreas principales, que abarcan amplia gama tecnologías de procesamiento y combustión de combustibles:

1. Diversas modificaciones de la combustión por etapas de combustibles sólidos;

2. Creación de instalaciones altamente económicas y respetuosas con el medio ambiente.

En estas áreas, se cubre toda la variedad de combustibles en Rusia: carbones negros y marrones de las cuencas de Kuznetsk, Kansk-Achinsk y Lejano Oriente, antracita y sus desechos, turba, combustible de agua y carbón.

Combustión por etapas de combustibles sólidos

Actualmente emisiones nocivas en los gases de combustión de las centrales eléctricas están regulados por dos estándares estatales GOST 28269-89 - para calderas y GOST 50831-95 - para plantas de calderas.

Los requisitos más estrictos se imponen a las emisiones de las plantas de calderas que queman carbón pulverizado. Para cumplir con estos estándares cuando se quema carbón de Kuznetsk con eliminación de cenizas sólidas, se requiere una planta de tratamiento de gas o la implementación de todos los medios de supresión de NO X conocidos.

Además, la posibilidad de reducir las emisiones de NOX a estos valores mediante medidas técnicas para los carbones de la cuenca de Kuznetsk aún no se ha verificado y requiere confirmación en calderas con medidas implementadas.

Dicha caldera TKZ, junto con Sibtechenergo, se desarrolló sobre la base de la caldera TPE-214 y se entregó a Novosibirsk CHPP-5. Esta caldera para carbón grado "G" y "D" utiliza un esquema de combustión en varias etapas: gradación horizontal y vertical en la zona de los quemadores, así como la creación de una zona de reducción encima de los quemadores utilizando gas natural como agente reductor. La aerodinámica en el horno, ensayada sobre modelo, está organizada de forma que se evite la formación de escorias en las pantallas en todos los modos de funcionamiento de la caldera. La puesta en marcha de la caldera TPE-214 en Novosibirsk CHPP-5 permitirá ganar experiencia en la máxima reducción posible de emisiones de NOX durante la combustión en cámara de carbones con alto contenido de nitrógeno en el combustible.

Para la combustión de carbones de baja reacción de Kuzbass (mezclas "T" y "SS"), se desarrolló y entregó una caldera modernizada TP-87M a la central eléctrica del distrito estatal de Kemerovo con la organización de la combustión de carbón en tres etapas en condiciones de líquido eliminación de cenizas. La caldera utiliza transporte de polvo de alta concentración de PPVC, quemadores con rendimiento reducido de NOX y quemadores especiales polvo-gas para crear una zona de reducción por encima de los quemadores principales con un uso mínimo de gas natural (3 - 5%). Para quemar carbón magro de Kuznetsk, TKZ, junto con VTI, está reconstruyendo las calderas TP-80 y TP-87, así como las calderas TPP-210A en TPP-22 de Mosenergo, que también usan PPVC y combustión de tres etapas usando gas natural. como reductor.

Para los carbones de la región del Lejano Oriente, se llevó a cabo un proyecto de reconstrucción de bajo costo de la caldera TPE-215 utilizando combustión en dos etapas.

Para los carbones de la cuenca Kansko-Achinsk, la planta, junto con TsKTI y SibVTI, desarrolló y entregó a Krasnoyarsk CHPP-2 una caldera con una capacidad de vapor de 670 t/h (TPE-216), que utiliza un motor de tres etapas. esquema de combustión utilizando polvo de carbón como agente reductor, así como medidas especiales para proteger las pantallas de la formación de escorias: el suministro de una mezcla pobre en combustible a través de las boquillas de los quemadores (GFCv) desde el lado de las pantallas del horno, chorro de aire a lo largo las pantallas en la zona de reducción y asegurando que la temperatura de los gases en la zona de combustión activa no supere los 1250 °C debido al aporte adicional del 10% de gases de recirculación del aire secundario.

Las medidas tecnológicas incorporadas en el proyecto (organización de la combustión a baja temperatura y aumento del contenido de óxido de calcio en las cenizas) permiten no sólo asegurar emisiones de NO X al nivel de 220-300 mg/m 3 , sino también de S0 2 emisiones no más de 400 mg/m 3 .

Para turba de alta humedad, se han desarrollado proyectos para la modernización de las calderas TP-208 y TP-170-1 con la organización de combustión en dos etapas en ellas.

La combustión por etapas del combustible en sus diversas modificaciones es un medio universal para reducir significativamente las emisiones de NOX, pero para algunos tipos de combustible con un alto contenido de nitrógeno, el uso de este método, incluso en combinación con otras medidas en el horno, puede ser insuficiente. para alcanzar los requisitos de las normas para carbones y hornos con eliminación de escoria sólida 350 mg/m 3 . En este caso, es recomendable utilizar el método de supresión de NO X con la combinación secuencial de combustión en tres etapas y reducción no catalítica selectiva de NO X (SNCR).

Creación de instalaciones altamente económicas y respetuosas con el medio ambiente

Basándose en muchos años de experiencia en la creación y desarrollo de calderas de vapor de centrales eléctricas para casi todos los tipos de combustibles utilizados en el sector energético, la planta ha desarrollado proyectos para centrales eléctricas de nueva generación que permitirán abrirse camino hacia un modelo fundamentalmente nuevo nivel indicadores técnicos equipo producido.

Modernización de la caldera TPP-210 con la instalación de un horno de "hombro"

para quemar carbón de baja reactividad

Las dificultades conocidas para quemar cenizas y los crecientes requisitos ambientales plantean la cuestión de mejorar aún más el proceso de quemar cenizas, en particular, utilizando los llamados hornos de "hombro" con eliminación de cenizas sólidas, en los que se utiliza combustible de baja reactividad y alto contenido de cenizas. quemado sin iluminación en el rango de cargas utilizadas en la práctica, con la provisión de una empresa de trabajo a largo plazo de la caldera.

Ventajas de un horno de “hombro” con eliminación de cenizas sólidas frente a la tecnología de combustión AS en un horno con eliminación de cenizas líquidas:

Permite el uso de quemadores con bajas velocidades de la mezcla de aire, lo que aumenta el tiempo de residencia de las partículas en el área del quemador, lo que crea condiciones favorables para el calentamiento de las partículas y su ignición;

Se consigue una larga permanencia de las partículas en la zona de altas temperaturas (al menos 2 veces superior a la de un horno tradicional), lo que asegura una satisfactoria quema del combustible;

Permite introducir de la forma más cómoda el aire necesario para la combustión a medida que se desarrolla el soplete;

Significativamente menos dificultad con la eliminación de escoria;

Menos pérdidas con quemado mecánico;

Menores emisiones de óxido de nitrógeno.

Para el horno de "hombro", se utiliza un quemador de ranura con un espacio entre los chorros de aire primario y secundario, cuya principal ventaja, en comparación con uno de vórtice:

La ausencia de mezcla prematura de aire primario con aire secundario, lo que afecta favorablemente la ignición; .

Suministro de aire primario en la cantidad necesaria solo para quemar los volátiles;

Una combinación racional con un hogar, que le permite crear alta multiplicidad circulación de gases de combustión a la raíz de la antorcha (en la zona de ignición).

Un horno de "hombro" hermético al gas y un TVP, en cuyo corte se instala un economizador, se instalan en la caldera modernizada al eje de convección existente.

Combustión de finos de antracita degradados en lecho fluidizado

La combustión se lleva a cabo de acuerdo con la tecnología del Instituto Politécnico de Altai, cuya idea principal es la granulación preliminar de una mezcla de tierra, combustible inicial, ceniza y piedra caliza para aproximar la composición del lecho fluidizado a un monodisperso. mezcla. OAO TKZ Krasny Kotelshchik junto con el autor de la tecnología completaron un proyecto para modernizar una de las calderas operativas TP-230 Nesvetai GRES para combustión piloto de AS granulado de calidad degradada en un lecho fluidizado.

En la actualidad, está prevista la instalación de una caldera industrial piloto D-220 t/h de lecho fluidizado circulante en Nesvetai GRES, cuyo promotor y proveedor general es OJSC Belenergomash. TKZ es coejecutor.

Planta de energía para procesos complejos, quema en escoria fundida y aprovechamiento de residuos de carbón de baja reactividad

La tecnología de arranque de las calderas de paso único se diferencia de la que no tienen un circuito cerrado sistema de circulación, no hay ningún tambor en el que se separe continuamente el vapor del agua y en el que quede cierta reserva de agua durante un cierto tiempo. En estos se realiza una única circulación forzada del medio. Por lo tanto, durante el encendido (y cuando se trabaja bajo carga), es necesario garantizar un movimiento forzado continuo del medio a través de las superficies calentadas y, al mismo tiempo, retirar el medio calentado de la caldera, y debe comenzar el movimiento del agua en las tuberías. incluso antes del encendido de los quemadores.

Bajo estas condiciones, el modo de encendido está completamente determinado por la confiabilidad, régimen de temperatura tuberías metálicas de pantallas, pantallas, sobrecalentadores y la ausencia de mediciones termohidráulicas inaceptables.

La experiencia y los cálculos han demostrado que el enfriamiento de las superficies de calentamiento durante la puesta en marcha de una caldera de un solo paso es confiable si el flujo de agua de encendido es al menos el 30% del nominal. A este caudal, la velocidad mínima de masa del medio en las pantallas es de 450-500 kg/(m2*s) según las condiciones de fiabilidad. En este caso, la presión mínima del medio en las pantallas debe mantenerse cerca de la nominal, es decir, para calderas de 14 MPa, al nivel de 12-13 MPa, y para calderas de presión supercrítica, 24-25 MPa.

Hay dos modos básicos de encendido para las calderas de paso único: paso único y separador.

En el modo de encendido continuo, el medio de trabajo se mueve a través de todas las superficies de calentamiento de la caldera, como cuando está bajo carga. En el primer período de encendido, este medio se retira de la caldera a través de la ROU, y luego de la formación de vapor con los parámetros requeridos, se envía a la tubería de vapor principal o directamente a la turbina (en instalaciones de bloques).

Las siguientes figuras muestran un esquema simplificado para arrancar la caldera desde un estado "frío" en un modo de flujo directo:

Otra figura a continuación muestra el cambio en el consumo de agua de alimentación (1), presión de vapor detrás de la caldera (2), temperatura del medio (3), vapor fresco (4) y secundario (5), así como la temperatura del metal de las pantallas de los sobrecalentadores primario (7) y secundario (5). Como puede verse, al comienzo del encendido, cuando la presión del vapor alcanza los 4 MPa, la temperatura del medio y del metal en las pantallas del sobrecalentador intermedio cae bruscamente de 400 a 300-250 sistema de drenaje, y al final del encendido a una presión en todo el recorrido primario de 23-24 MPa, las condiciones de funcionamiento de las pantallas de los sobrecalentadores primario y secundario, cuya temperatura supera los 600 °C, también se deterioran bruscamente.

Es posible evitar aumentos excesivos en la temperatura del metal de la pantalla solo aumentando el flujo de agua de encendido y, en consecuencia, aumentando la pérdida de condensado y calor en comparación con el modo de arranque del separador. Dado esto, además de que el esquema de paso único para el arranque de la caldera desde el estado “frío” no tiene ventajas sobre el del separador, actualmente no se utiliza para la puesta en marcha.

El modo de arranque de flujo directo de la caldera desde el estado "caliente" y "no enfriado" crea el peligro de un enfriamiento brusco de las partes más calentadas de la caldera y las tuberías de vapor, así como un aumento inaceptable de la temperatura del metal del sobrecalentador en el modo de no consumo cuando los encendidos BROU y ROU están cerrados en el primer período. Todo esto dificulta el arranque desde un estado "caliente", por lo que se ha sustituido este modo por un circuito de arranque con separador.

La única área de aplicación para el modo de arranque único fue el encendido de una caldera de doble efecto desde el estado "frío" y el arranque de la caldera de un solo paso desde la reserva caliente después de un tiempo de inactividad de hasta 1 hora.

Cuando se enciende una caldera de doble capa, ambas corazas se encienden a la vez: las calderas asimétricas (por ejemplo, TPP-110) se encienden desde la coraza, en la que no hay un sobrecalentador secundario. Los casos de calderas simétricas se funden en una secuencia arbitraria. El primer cuerpo de ambos tipos de calderas de doble capa se enciende según el modo separador. El encendido del segundo cuerpo se inicia con una pequeña carga eléctrica del bloque y se lleva a cabo de acuerdo con cualquier modo.

El encendido de la caldera después de una breve parada (hasta 1 hora) se puede realizar en un modo de flujo directo, ya que los parámetros de vapor aún conservan sus valores operativos, y los elementos y componentes individuales de la unidad de caldera no han tenido tiempo para enfriar significativamente. Se debe preferir el modo de flujo directo en este caso, ya que no requiere una capacitación especial, que sería necesaria al cambiar a un circuito separador, lo que le permite ahorrar tiempo y acelerar la puesta en marcha de la caldera. El encendido en este caso se lleva a cabo según el modo de flujo directo con la descarga de todo el medio de trabajo a través de la ROU o BRDS a través de la válvula de vapor principal (MGS) hasta que la temperatura del vapor primario y secundario exceda la temperatura de la turbina. entrada de vapor a unos 50 °C. Si la temperatura del vapor durante la parada del bloque ha disminuido menos de 50 °C, la temperatura del vapor detrás de la caldera aumenta inmediatamente al valor nominal, después de lo cual se cambia el suministro de vapor de la ROU a la turbina.

Con tal puesta en marcha de la caldera desde la reserva caliente, se debe tener en cuenta que durante el apagado a corto plazo de la caldera, la temperatura del medio en la entrada y salida en muchas tuberías de las pantallas se iguala y es natural la circulación del medio ocurre dentro de paneles individuales y entre paneles. Esta circulación puede ser tan estable que persiste durante algún tiempo después de que se reinician las bombas de alimentación. Como resultado, lleva algún tiempo antes de que el ambiente de trabajo comience a moverse de manera constante en la dirección correcta. Hasta que se detenga el movimiento inestable del medio, no se recomienda comenzar a encender la unidad de caldera para evitar daños en las tuberías calentadas.

En comparación con el modo de arranque del separador de la caldera, se caracteriza por una alta estabilidad, relativamente temperaturas bajas del medio de trabajo y del metal en todo el recorrido de la caldera y permite arrancar la turbina con parámetros deslizantes de vapor. Las pantallas del sobrecalentador intermedio de la caldera comienzan a enfriarse en Etapa temprana arranque, y su metal no se sobrecalienta a valores inaceptables. El modo de puesta en marcha del separador se lleva a cabo utilizando un dispositivo de encendido especial, la llamada unidad de encendido, que consta de una válvula incorporada (2), un separador incorporado (7), un expansor de encendido (9) y válvulas de mariposa 5, 6, 8. El separador incorporado está diseñado para separar la humedad del vapor y es una tubería de gran sección transversal (425 × 50 mm), en la que se instala un deshumidificador de tornillo y que se enciende durante el período de encendido de la caldera entre las superficies de generación de vapor (1) y de sobrecalentamiento (3) de la caldera a través de los dispositivos de estrangulación 5 y 6. La válvula incorporada 2 sirve para desconectar las pantallas y el sobrecalentador convectivo de las superficies de calentamiento generador de vapor y se coloca entre los dispositivos de salida de la última sección de las superficies de las pantallas y los colectores de entrada de los sobrecalentadores de las pantallas. Durante el encendido de la caldera, la válvula principal de vapor (4) permanece abierta en una planta de bloques y cerrada en una planta de cogeneración reticulada.

El expansor de encendido es una etapa intermedia entre el separador incorporado y los dispositivos para recibir el medio descargado del separador. Dado que la presión en el expansor se mantiene más baja que en el separador (generalmente alrededor de 2 MPa), el medio de trabajo se descarga a través de la válvula de estrangulación 8 y, después de estrangulación repetida, se evapora parcialmente. El vapor procedente del expansor de encendido se envía al colector de necesidades de la propia planta, desde donde puede entrar en los desaireadores y otros consumidores, y el agua se descarga en el canal de salida del agua de circulación, o en el depósito de condensados ​​de reserva, o (en instalaciones de bloque) directamente en el condensador.

La idea de una puesta en marcha con separador de una unidad de caldera de un solo paso es dividir el proceso de puesta en marcha en tres fases, de modo que en cada una de estas fases conducidas sucesivamente, la confiabilidad de todas las superficies de calefacción esté completamente asegurada, y en la última fase es posible arrancar el equipo de potencia de la unidad en parámetros de vapor deslizantes mientras se mantiene en las superficies generadoras de vapor una presión nominal constante.

En la primera fase de la puesta en marcha, la circulación forzada del medio de trabajo se organiza en un circuito cerrado: bomba de alimentación - caldera - unidad de encendido - receptores para el medio residual (en un condensador de turbina de instalación de bloque) - bomba de alimentación. Esto elimina la posibilidad de peligrosos ajustes termohidráulicos en las superficies generadoras de vapor y se minimiza la pérdida de condensado y calor. En esta fase de arranque, el medio de trabajo no tiene salida a las superficies de sobrecalentamiento, ya que están separadas de las superficies generadoras de vapor por el amortiguador y la válvula de mariposa 17 incorporados, que están cerrados durante este período de arranque. y se encuentran en la denominada modalidad gratuita. A pesar de que las tuberías de estas superficies no se enfrían desde el interior con vapor en un modo sin flujo, la temperatura de su metal se mantiene dentro de límites aceptables, ya que el consumo de combustible inicial durante este período se mantiene en un nivel relativamente bajo y constante. , sin exceder el 20% del caudal nominal.

La seguridad del modo sin flujo para sobrecalentadores durante el período de arranque de la caldera fue confirmada por pruebas especiales de las calderas TPP-110 y TPP-210. Como puede verse, con consumos de combustible (gas natural) de hasta el 20% de la temperatura nominal, las paredes de los tubos extremos más calentados de las pantallas no superan la temperatura admisible de 600 °C en estado estacionario. Teniendo en cuenta que el consumo de combustible en el periodo inicial de puesta en marcha de la caldera es sensiblemente inferior al 20% (por ejemplo, cuando la caldera funciona con fuel oil, su consumo no supera el 14-15% del valor nominal ), el modo de no consumo para sobrecalentadores puede considerarse bastante aceptable en este período de encendido.

En relación con los experimentos, se observa que en ninguno de los arranques de las calderas ensayadas la temperatura de las paredes de la tubería superó los 550 °C durante toda la duración del régimen de no flujo. Esta temperatura está por debajo de la máxima admisible para el acero de baja aleación 12Kh1MF, utilizado habitualmente para la fabricación de tubos para pantallas de etapa I, y más aún para el acero austenítico 1Kh18N12T, utilizado para pantallas de etapa II en sobrecalentadores convectivos.

El apagado de los sobrecalentadores en la primera fase de arranque simplifica la maniobra y el control de la unidad de caldera, permitiendo, después de conectar las superficies de sobrecalentamiento, aumentar suavemente los parámetros de vapor y su cantidad, manteniendo la estabilidad del suministro de agua de alimentación. Se considera inicio de la segunda fase de la puesta en marcha, el momento en que comienza a liberarse vapor en el separador incorporado, el cual es dirigido a las superficies de sobrecalentamiento, abriendo paulatinamente la válvula de mariposa y aumentando paulatinamente la temperatura y la presión. del vapor. En esta fase de arranque, la caldera funciona a dos presiones: nominal - hasta la válvula de empotrar, que continúa cerrada, y "deslizante" - detrás de la válvula de mariposa en las superficies de sobrecalentamiento. Este modo es posible debido al hecho de que las superficies de sobrecalentamiento están separadas de las superficies generadoras de vapor por el espacio de vapor del separador, al igual que en las calderas de tambor. En la tercera fase de la puesta en marcha, la unidad de caldera se transfiere al modo de flujo directo. Esta transferencia debe comenzar después de que los parámetros de vapor alcancen el 80-85% de los valores nominales. Abra gradualmente la válvula incorporada, lleve los parámetros al valor nominal y apague la unidad de encendido.

Al final del encendido de la unidad de caldera en un TPP sin bloque, se conecta a la tubería de vapor principal y las reglas de conexión siguen siendo las mismas que para las calderas de tambor. El principal es la igualdad aproximada de presiones detrás de la caldera y en la tubería principal de vapor en el momento de la conexión.

En instalaciones en bloque, el arranque de la caldera se combina con el arranque de la turbina, y la transferencia de la caldera al modo de flujo directo generalmente se realiza después de que la carga eléctrica de la unidad alcance el 60-70%. del valor nominal.

Las siguientes figuras muestran las características de arranque de una caldera de un solo paso de un TPP sin bloqueo en modo separador: 1 - presión de vapor detrás de la caldera; 2 - consumo de agua de alimentación; 3 - temperatura máxima del medio a la salida del NRC; 4 - temperatura del agua de alimentación; 5 - temperatura de sobrecalentamiento intermedio; 6 - temperatura del vapor fresco; 8, 7 - temperatura máxima del metal de las pantallas II y del sobrecalentador intermedio; 9 - temperatura gases de combustión en la cámara de giro.

Las características del encendido durante un arranque "en caliente" son las siguientes. Antes del encendido de los quemadores, la temperatura del metal de los separadores incorporados se reduce de 490 a 350-320 °C mediante la ventilación del vapor de los separadores, y la tasa de disminución en este caso no debe exceder los 4 °C/min. . Al mismo tiempo, la presión en la caldera ~~ se reduce de la nominal (25 MPa) a 10-15 MPa. 30-40 minutos después del enfriamiento de los separadores de acuerdo con el mismo programa que desde el estado "no enfriado", es decir, después de establecer el caudal mínimo de encendido del agua de alimentación, la presión frente a la válvula incorporada cerrada aumenta a 24 -25 MPa, el quemadores de aceite con el flujo inicial de fuel oil y al mismo tiempo se abren las válvulas de alivio de 8 separadores incorporados. Después de esto, se abren gradualmente las válvulas de mariposa 5. Las demás operaciones son las mismas que cuando se arranca desde un estado "frío". Al reducir la presión en la caldera antes del encendido, se excluye la condensación de vapor en las pantallas, que por lo tanto se enfrían menos que cuando se inicia en modo de flujo directo.

La unidad de potencia con la caldera TPP-210A se apagó de emergencia dispositivos de protección debido a un mal funcionamiento en la bomba de alimentación. Cuando la válvula en la línea de aceite se cerró automáticamente, el suministro de combustible líquido no se cerró por completo y en un cuerpo de caldera una pequena cantidad de el fuel oil continuó ardiendo en el horno, lo que contribuyó no solo al aumento de las distorsiones térmicas y al aumento de la circulación en los paneles NRF, sino también a la aparición en las curvas superiores de los tubos individuales de burbujas estacionarias de vapor ligeramente sobrecalentado, que ocuparon el toda la sección transversal de las tuberías e impidió el movimiento del medio de trabajo en ellas. Aunque el vapor a presión supercrítica tiene la misma densidad que el agua en el momento de su formación, un aumento en su temperatura de solo unos pocos grados conduce a una disminución de su densidad en decenas de por ciento. Con un aumento en la velocidad del agua, las burbujas de vapor deberían haber sido arrastradas por su flujo, sin embargo, las burbujas grandes podrían permanecer temporalmente, por lo que la temperatura del metal de las tuberías correspondientes debería haber aumentado considerablemente.

Después de un descanso de cinco minutos, la caldera se cambió a un modo de flujo directo y, contrariamente a las reglas, no se suministró agua de alimentación previamente, sino simultáneamente con un fuerte aumento en el suministro de combustible al horno. Pronto, se registró un aumento de temperatura de hasta 570 °C en la sección de salida sin calefacción de una de las tuberías de NRCH. El intervalo entre registros automáticos de esta temperatura fue de 4 minutos, pero antes de que se volviera a registrar esta temperatura, se produjo una rotura de emergencia de la tubería, en la que había un tramo en la zona de la tronera del quemador que no estaba protegido por correas incendiarias. La caldera fue nuevamente parada de emergencia.

Otro ejemplo se relaciona con el deterioro de la separación, que ocurría cuando las válvulas de alivio no estaban completamente abiertas, las cuales eliminaban la humedad separada del separador incorporado. Cuando se encendía la caldera de paso, estas válvulas se cerraban para reducir la temperatura del vapor vivo en caso de mal funcionamiento de los atemperadores de inyección. Este método de regulación está asociado con cambios bruscos y significativos en la temperatura del vapor y conduce a la aparición de grietas por fatiga en los cabezales del sobrecalentador cerca del separador incorporado a lo largo de la ruta del vapor.

El cierre de las válvulas 8 y la apertura 5 deben realizarse lentamente para evitar la liberación de agua en los colectores cercanos del sobrecalentador debido a una violación del movimiento estable del medio de trabajo en el separador. Además, es necesario abrir previamente los drenajes antes y después de la válvula de mariposa 5 para evitar que el condensado acumulado en las tuberías se escape de la unidad de encendido.

La apertura lenta de las válvulas de mariposa 5 conduce a un aumento en el tiempo de calentamiento de las tuberías principales de vapor y la duración del encendido de la caldera. Por supuesto, las fluctuaciones significativas en la temperatura del vapor son inaceptables, sin embargo, si la caldera se enciende solo unas pocas veces al año, no hay razón para retrasar adicionalmente las operaciones de arranque para evitar una ligera disminución en la temperatura del vapor. Pero si la caldera se derrite y se detiene con frecuencia, incluso las pequeñas gotas de agua en las rejillas pueden tener consecuencias peligrosas. Por lo tanto, al encender calderas de un solo paso, es necesario observar estrictamente el programa de arranque, que regula la apertura lenta y gradual de las válvulas 5.

Fil S. A., Golyshev L. V., ingenieros, Mysak I. S., Doctor en Ingeniería. Sci., Dovgoteles G. A., Kotelnikov I. I., Sidenko A. P., ingenieros de JSC LvovORGRES - Universidad Nacional "Politécnica de Lviv" - Trypilska TPP

Combustión de carbones de baja reactividad (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 generalmente se determina por el método de laboratorio en muestras individuales de cenizas tomadas de los conductos de gas de la última superficie convectiva de la caldera utilizando instalaciones regulares de purga. La principal desventaja del método de laboratorio es el tiempo demasiado largo para obtener el resultado del Gong (más de 4 a 6 horas), que incluye el tiempo de acumulación lenta de la muestra de ceniza en la instalación de soplado y la duración del laboratorio. análisis. Por lo tanto, en una sola muestra de ceniza, todos los posibles cambios en el gong se resumen durante mucho tiempo, lo que dificulta ajustar y optimizar de manera rápida y eficiente el régimen de combustión.
De acuerdo con los datos en los modos variable y no estacionario de la caldera, el coeficiente de recolección de cenizas (grado de purificación) del ciclón de la configuración de realización cambia en el rango de 70 - 95%, lo que conduce a errores adicionales en determinando el gong.
Las desventajas de las instalaciones de cenizas volantes se superan con la introducción de sistemas continuos de medición de gong, como los analizadores del contenido de carbono en las cenizas volantes.
En 2000, ocho conjuntos (dos para cada buque) de analizadores RCA-2000 estacionarios de funcionamiento continuo fabricados por Mark and Wedell (Dinamarca).
El principio de funcionamiento del analizador RCA-2000 se basa en el método de análisis de fotoabsorción en la región infrarroja del espectro.
Rango de medición 0 - 20 % de los valores absolutos de Gong, error de medición relativo en el rango de 2 - 7 % - no más de ± 5 %.
El muestreo de cenizas para el sistema de medición del analizador se realiza desde los conductos de gas frente a los precipitadores electrostáticos.
El registro continuo de gongs se realizó en un dispositivo de autorregistro de la sala de control con una frecuencia de un ciclo completo de medición en 3 minutos.
Al quemar cenizas de composición y calidad variable, los valores absolutos reales de Gong, por regla general, superaban el 20 %. Por lo tanto, en la actualidad, los analizadores se utilizan como indicadores de cambios en los valores relativos del contenido de combustibles en el arrastre de Gv ° dentro de la escala del registrador 0 - 100%.
Para una estimación aproximada del nivel real de Gong, se ha compilado una característica de calibración del analizador, que es la relación entre los valores absolutos de Gong determinados por el método de laboratorio y los valores relativos del analizador G°Gong. En el rango de cambio de gong de 20 a 45%, la característica en forma analítica se expresa mediante la ecuación

Durante los estudios experimentales y el funcionamiento normal de la caldera, los analizadores se pueden utilizar para realizar el siguiente trabajo:
optimización del modo de combustión;
evaluar el cambio en gong durante el cambio tecnológico planificado de sistemas y unidades de la planta de calderas;
determinación de la dinámica y nivel de disminución de la eficiencia en los modos no estacionario y posterior al arranque de la caldera, así como en el caso de combustión alterna de ASH y gas natural.
Durante el período de prueba térmica de la caldera, los analizadores se utilizaron para optimizar el modo de combustión y evaluar el efecto del encendido de los equipos planificados en la estabilidad del proceso de combustión del carbón pulverizado.
Los experimentos se realizaron a cargas estacionarias de la caldera en el rango de 0,8-1,0 nominal y combustión de AS con las siguientes características: poder calorífico específico más bajo Qi = 23,06 - 24,05 MJ/kg (5508 - 5745 kcal/kg), ceniza contenido por peso de trabajo Ad = 17,2 - 21,8%, humedad en el peso de trabajo W = 8,4 - 11,1%; la proporción de gas natural para la iluminación de la llama de carbón pulverizado fue del 5 al 10% del calor total liberado.
Se dan los resultados y el análisis de los experimentos sobre la optimización del modo de combustión usando analizadores. Al configurar la caldera, se optimizó lo siguiente:
velocidades de salida del aire secundario variando la apertura de las compuertas periféricas en los quemadores;
velocidades de salida del aire primario cambiando la carga del ventilador de aire caliente;
proporción de encendido de la llama con gas natural seleccionando (según las condiciones para garantizar la estabilidad de la combustión) el número mínimo posible de quemadores de gas en funcionamiento.
Las principales características del proceso de optimización del modo de combustión se dan en la Tabla. uno.
Dado en la tabla. 1, los datos indican el importante papel de los analizadores en el proceso de optimización, que consiste en la medición y el registro continuos de información actual sobre el cambio en H°h, lo que hace posible la medición oportuna y
fijar claramente el modo óptimo, la finalización del proceso de estabilización y el inicio de la caldera en el modo óptimo.
Al optimizar el modo de combustión, se prestó la atención principal a encontrar el nivel más bajo posible de valores relativos de H°un. En este caso, los valores absolutos de gong fueron determinados por la característica de calibración del analizador.
Así, la efectividad del uso de analizadores para optimizar el modo de combustión de la caldera se puede estimar aproximadamente reduciendo el contenido de combustibles en el arrastre en un promedio del 4% y la pérdida de calor por subquemado mecánico en un 2%.
En los modos estacionarios de la caldera, el cambio tecnológico regular, por ejemplo, en sistemas de polvo o quemadores, interrumpe el proceso de combustión estable del carbón pulverizado.

tabla 1
Características del proceso de optimización del modo de combustión

La caldera TPP-210A está equipada con tres sistemas de polvo con molinos de tambor de bolas del tipo ShBM 370/850 (Sh-50A) y un depósito de polvo común.
Desde el sistema de polvo, el agente de secado usado se descarga en la cámara de combustión (pre-horno) utilizando un ventilador de molino del tipo MB 100/1200 a través de boquillas de descarga especiales ubicadas sobre los quemadores principales de polvo y gas.
El prehorno de cada cuerpo de caldera recibe una descarga completa del sistema de polvo exterior correspondiente y la mitad de la descarga del sistema de polvo medio.
El agente de secado gastado es un aire polvoriento y humidificado a baja temperatura, cuyos parámetros principales se encuentran dentro de los siguientes límites:
la proporción de aire residual es del 20 al 30% del consumo total de aire del cuerpo (caldera); temperatura 120 - 130°C; la proporción de polvo de carbón fino, que no fue capturado por el ciclón del sistema de polvo, 10 - 15% de la productividad del molino;
la humedad corresponde a la cantidad de humedad liberada durante el proceso de secado del combustible de trabajo molido.
El agente de secado gastado se descarga en la zona. temperaturas máximas soplete y, por lo tanto, afecta significativamente la totalidad del quemado de la ceniza de polvo de carbón.
Durante el funcionamiento de la caldera, el sistema de polvo medio se detiene y reinicia con mayor frecuencia, con la ayuda de la cual se mantiene el nivel requerido de polvo en el búnker industrial.
Se muestra la dinámica de los cambios en los principales indicadores del régimen de combustión del cuerpo de la caldera - el contenido de combustibles en el arrastre y la concentración másica de óxidos de nitrógeno en los gases de combustión (NO) - durante una parada planificada del sistema de polvo medio en la Fig. uno.
En las figuras anteriores y posteriores, se aceptan las siguientes condiciones al construir dependencias gráficas:
el contenido de combustibles en el arrastre corresponde a los valores de las escalas de dos ejes verticales de coordenadas: las medidas promediadas de Gong y los datos de recálculo según la característica de calibración Gong;
la concentración de masa de NO con un exceso de aire en los gases de combustión (sin reducción a NO2) se tomó de mediciones registradas continuamente del analizador de gas estacionario Mars-5 MP "Ekomak" (Kiev);
la dinámica de los cambios de H°un y NO se fija en
durante todo el período de la operación tecnológica y el modo de estabilización; el comienzo de la operación tecnológica se toma cerca de la referencia de tiempo cero.
La integridad de la combustión del combustible de carbón pulverizado se estimó por la calidad del modo de combustión (KTR), que se analizó mediante dos indicadores Gong y NO, que, por regla general, cambiaron en direcciones opuestas.

Arroz. 1. Cambios en los indicadores del modo de combustión cuando se detiene el sistema de polvo medio

Se analizó la influencia de la parada planificada del sistema de polvo medio en los indicadores KTP (Fig. 1) en función de la secuencia de las siguientes operaciones tecnológicas:
operación 1: apagar el alimentador de carbón crudo (CFC) y detener el suministro de carbón al molino redujo la carga del tambor SBM, redujo la finura del polvo de carbón y aumentó la temperatura del aire de escape, lo que provocó un cortocircuito. mejoría a largo plazo en CTE: disminución de Hn° y aumento de NO; el proceso de emasculación adicional del ingenio contribuyó a la remoción de polvo del aire residual y al aumento del exceso de aire en el prehorno, lo que afectó negativamente el CTE;
operación 2 - apagar el SHM y reducir la ventilación del sistema de polvo primero mejoró ligeramente el CTE, y luego, con un retraso al apagar el ventilador del molino (MF), el CTE empeoró;
operación 3: detener el MW y detener la descarga del agente de secado gastado en la cámara de combustión mejoró significativamente el CTE.

Por lo tanto, en igualdad de condiciones, detener el sistema de polvo mejoró el proceso de combustión del combustible, reduciendo la subcombustión mecánica y aumentando la concentración de masa de NO.
Una violación típica de la estabilidad del sistema de polvo es sobrecargar el tambor del molino con combustible o “manchar” las bolas de molienda con material arcilloso húmedo.
La influencia de la emasculación a largo plazo del tambor de la fresa en el CTE del cuerpo de la caldera se muestra en la fig. 2.
Parada de la PSU (operación 1) por razones similares a las consideradas durante la parada del sistema de pulverización, en la primera etapa de emasculación del molino mejoró el CTE por un corto tiempo. En la emasculación posterior del ingenio hasta la inclusión de la PSU (operación 2), hubo una tendencia al deterioro de la CTE y al crecimiento de G°un.

Arroz. Fig. 2. Cambios en los indicadores del régimen de combustión durante la emasculación del tambor del último molino

Arroz. 3. Cambios en los indicadores del modo de combustión al iniciar el último sistema de polvo y apagar los quemadores de gas.

En menor medida, desestabiliza periódicamente el régimen del horno. operación automática PSU, que regula la carga necesaria del molino con carbón apagando y luego encendiendo la unidad PSU.
La influencia del modo de arranque del sistema de polvo extremo en el KTP se muestra en la fig. 3.
Se observó la siguiente influencia de las operaciones de arranque del sistema de polvo en el modo de combustión:
operación 1 - el arranque del MW y la ventilación (calentamiento) de la trayectoria del sistema de polvo con la descarga de aire relativamente frío en el prehorno aumentó el exceso de aire en la zona de combustión y redujo la temperatura de la antorcha, lo que condujo a un deterioro en el CTE;
operación 2 - lanzar el SHBM y continuar con la ventilación del tracto había influencia negativa en KTR;
operación 3 - encender la fuente de alimentación y cargar el molino con combustible con un aumento en el consumo nominal del agente de secado empeoró significativamente el CTE.
Se puede concluir que la inclusión del sistema de polvo en operación afecta negativamente el CTE, aumentando la subquema mecánica y reduciendo la concentración másica de NO.
El pre-horno del cuerpo de la caldera TPP-210A está equipado con seis quemadores de polvo y gas de paletas de caracol con una potencia térmica de 70 MW, instalados en un piso en las paredes frontal y posterior, y dos quemadores de gas-oil sobre el hogar. para garantizar una eliminación estable de cenizas líquidas en todo el rango de cargas operativas de la caldera.
Durante la combustión del polvo de carbón ASH, se suministró gas natural a un caudal constante (alrededor del 5 % del calor total liberado) a los quemadores sobre el hogar y a un caudal variable a través de los quemadores principales de polvo y gas para estabilizar el proceso de combustión. de carbón pulverizado. El suministro de gas a cada quemador principal se realizó con el caudal más bajo posible, correspondiente al 1,0 - 1,5% del calor total liberado. Por tanto, el cambio de la cuota de gas natural para el encendido de las antorchas se realizaba encendiendo o apagando un determinado número de quemadores principales de gas.
El efecto del apagado de los quemadores de gas (reducción de la cuota de gas natural) sobre el CTE del cuerpo de la caldera se muestra en la fig. 3.
El apagado secuencial de primero un quemador de gas (operación 4) y luego de tres quemadores de gas (operación 5) tuvo un efecto positivo en el CTE y condujo a una reducción significativa de la subquema mecánica.
El efecto del encendido de los quemadores de gas (aumentando la cuota de gas natural) sobre el CTE se muestra en la fig. 4. El encendido secuencial de un quemador de gas (operación 1), dos quemadores (operación 2) y un quemador (operación 3) afectó negativamente el CTE y aumentó significativamente la subquema mecánica.

Arroz. 4. Cambio en los indicadores del modo de combustión cuando se encienden los quemadores de gas
Tabla 2
Cambios en el contenido de combustibles en arrastre durante el cambio tecnológico de equipos

Equipo	Modo trabaja
		disminuir	incrementar
Sistema de polvo medio/extremo
emasculación SHBM	Emergencia
alimentador crudo
Quemador de gas principal	Apagar
	Inclusión

En la tabla se resume una evaluación aproximada del impacto de la conmutación tecnológica probada de los equipos de calderas en el cambio de CTE (Kun). 2.
El análisis de los datos proporcionados muestra que la mayor disminución de la eficiencia de la planta de calderas en modos estacionarios se produce como resultado de las operaciones de arranque del sistema de polvo y con un consumo sobreestimado de gas natural para la iluminación de la llama.
Cabe señalar que la necesidad de realizar operaciones de puesta en marcha del sistema de polvo está determinada únicamente por razones tecnológicas, y el consumo sobreestimado de gas natural para el encendido de la llama, por regla general, lo establece el personal operativo para evitar posibles violaciones de la estabilidad del proceso de combustión en caso de un deterioro repentino en la calidad del AS.
El uso de analizadores RCA-2000 permite cambios continuos, oportunos
evaluar cualquier cambio en la calidad del combustible y mantener constantemente el valor de la iluminación de la llama en el nivel óptimo adecuado con el mínimo consumo necesario de gas natural, lo que ayuda a reducir el consumo de combustible gaseoso escaso y aumentar la eficiencia de la caldera.

recomendaciones

1. El sistema de medición continua del contenido de combustibles en cenizas volantes permite evaluar de manera rápida y cualitativa el flujo de los procesos de combustión durante la combustión AS en la caldera TPP-210A, que se recomienda utilizar al realizar la puesta en marcha y trabajo de investigación, así como para el seguimiento sistemático de la eficiencia de los equipos de calderas.
2. La eficiencia del uso de los analizadores RCA-2000 para optimizar el modo de combustión se estima tentativamente reduciendo los indicadores de subcombustión mecánica: el contenido de combustibles en el arrastre en un promedio del 4 % y, en consecuencia, la pérdida de calor por subcombustión mecánica en un 2 %. .
3. En los modos estacionarios de la caldera, el cambio tecnológico regular de los equipos afecta la calidad del proceso de combustión. Las operaciones de arranque del sistema de polvo y el consumo sobreestimado de gas natural para encender la antorcha de carbón pulverizado reducen significativamente la eficiencia de la planta de calderas.

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Se considera como objeto de regulación la caldera de vapor de paso TPP-210A, se analizan los sistemas de control existentes, se señalan sus ventajas y desventajas, se propone un diagrama estructural del regulador de carga térmica de la caldera TPP-210A sobre combustible gaseoso. utilizando el controlador de microprocesador de regulación Remikont R-130

El cálculo de los parámetros de configuración y el modelado del proceso de regulación de la carga térmica de la caldera TPP-210A en combustible gaseoso, incluida la aproximación de datos experimentales y el modelado del objeto de control para un sistema de control de dos circuitos, el cálculo de la ajustes de sistemas de control de dos lazos, así como la simulación del proceso transitorio en la regulación de sistemas de dos lazos. Terminado análisis comparativo obtenido características transitorias.

Extracto del texto

En términos de nivel de automatización, la ingeniería de energía térmica ocupa uno de los lugares líderes entre otras industrias. Las centrales térmicas se caracterizan por la continuidad de los procesos que se desarrollan en ellas. Casi todas las operaciones en las centrales térmicas están mecanizadas y automatizadas.

La automatización de parámetros proporciona beneficios significativos

Lista de literatura usada

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