SLOVENSKÁ TECHNICKÁ UNIVERZITA V BRATISLAVE

Transcription

1 SLOVENSKÁ TECHNICKÁ UNIVERZITA V BRATISLAVE Fakulta chemickej a potravinárskej technológie VÝPOČET PARAMETROV "REPOWERINGU" KONDENZAČNEJ UHOĽNEJ ELEKTRÁRNE VYUŽÍVAJÚCEHO TECHNOLÓGIE PAROPLYNOVÉHO CYKLU Bakalárska práca FCHPT Bratislava 2010 Adam Turan

2 SLOVENSKÁ TECHNICKÁ UNIVERZITA V BRATISLAVE Fakulta chemickej a potravinárskej technológie VÝPOČET PARAMETROV "REPOWERINGU" KONDENZAČNEJ UHOĽNEJ ELEKTRÁRNE VYUŽÍVAJÚCEHO TECHNOLÓGIE PAROPLYNOVÉHO CYKLU Bakalárska práca FCHPT Študijný program: chemické inžinierstvo Študijný odbor: chemické inžinierstvo Školiace pracovisko: Oddelenie chemického a biochemického inžinierstva Školiteľ: Ing. Miroslav Variny BRATISLAVA 2010 Adam Turan

3 Slovenská technická univerzita v Bratislave Oddelenie chemického a biochemického inžinierstva Fakulta chemickej a potravinárskej technológie 2009/2010 ZADANIE BAKALÁRSKEJ PRÁCE Evidenčné číslo: FCHPT ID študenta: Autor práce: Adam Turan (50049) Študijný program: chemické inžinierstvo Študijný odbor: chemické inžinierstvo Vedúci práce: Ing. Miroslav Variny Názov témy: Výpočet parametrov "repoweringu" kondenzačnej uhoľnej elektrárne využívajúceho technológie paroplynového cyklu Špecifikácia zadania: zásady nie sú zadané Dátum zadania bakalárskej práce: Termín odovzdania bakalárskej práce: Adam Turan Študent doc. Ing. Milan Polakovič, CSc. Vedúci pracoviska doc. Ing. Ľudovít Jelemenský, CSc. Garant študijného programu

4 Poďakovanie Chcel by som poďakovať všetkým, ktorí mi akýmkoľvek spôsobom pomohli pri spracovaní tejto bakalárskej práce. Moje poďakovanie patrí najmä vedúcemu práce, Ing. Varinymu, za vedenie. Osobitné poďakovanie patrí mojim rodičom a mojim najbližším, bez ich podpory a pomoci by som to určite nezvládol.

5 Súhrn V súčasnosti sa repoweringom sleduje najmä predĺženie životnosti existujúcich elektrární a zvýšenie ich výkonu pre uspokojovanie neustále rastúceho dopytu po elektrickej energii. To sa dosahuje pridaním vhodnej spaľovacej turbíny a využitím tepla v ich spalinách na ohrev napájacej vody pre pôvodné kotly alebo aj čiastočnú výrobu paru pre už existujúce parné turbíny. Sprievodnými efektami repoweringu sú lepšia premena tepelnej energie v palive na elektrickú energiu a zmiernenie dopadov jej výroby na životné prostredie. Cieľom tejto práce bolo navrhnúť možnosti repoweringu kondenzačnej uhoľnej elektrárne pomocou technológie paroplynového cyklu. Pre uvažovaný model uhoľnej elektrárne boli vypočítané všetky podstatné materiálové a energetické toky. Pomocou dostupných zdrojov literatúry boli navrhnuté dve alternatívy repoweringu. Jedna s menšími zásahmi, druhá s podstatnejšími zmenami vo fungovaní pôvodnej elektrárne. Vďaka tomu bola dosiahnutá želaná zmena tých parametrov, ktoré boli zvolené za kľúčové zvýšenie celkového inštalovaného elektrického výkonu elektrárne, zníženie spotreby uhlia a zlepšenie termickej účinnosti elektrárne. Pre všetky tieto požiadavky a očakávania boli vypočítané hodnoty vhodných ukazovateľov. Vďaka nim bolo možné objektívne zhodnotiť pozitívne efekty navrhovaných variantov repoweringu a ich vzájomné porovnanie. Kľúčové slová: repowering, elektráreň, spotreba uhlia, spaľovacia turbína, spaliny, tepelný obsah

6 Abstract The main repowering aims are the extension of life-time of existing power plant and increase in power output to satisfy the growing hunger for electric energy. This is achieved by adding an appropriate gas turbine and using the heat content of its flue gases to heat up the feed water for the original coal boilers or to generate some steam for existing steam turbines. The other benefits of repowering are better transformation of thermal energy in fuel into the electric energy and lowering the impact of its production on the environment. The aim of this work was to suggest the alternatives of repowering of condensing coal power plant by the means of combined cycle technologies. Material and energy balances were calculated for each proposed alternative. Two alternatives of repowering were suggested with the help of available literature. The first alternative is a simple one with only a few changes applied to the original power plant. The second one introduces greater changes to the original power plant production structure. The desired change of those parameters, which are considered crucial the increase of total power output of power plant, the decrease in coal consumption and the improvement of its thermal efficiency, was achieved. Suitable indicators for the proposed alternatives achievements were suggested and evaluated. According to those values, it was possible to evaluate positive effects of proposed variants of repowering and compare their pros and cons. Key words: repowering, power plant, coal consumption, gas turbine, flue gases, heat content

7 Obsah 1 Zoznam symbolov, skratiek a značiek Úvod Repowering elektrárne Tepelná elektráreň Spaľovacia turbína Simulačné výpočty pôvodnej uhoľnej elektrárne Model uhoľnej elektrárne Uhoľný kotol Kondenzačná parná turbína Kondenzát Odplyňovač Napájacia voda Materiálové a energetické bilancie pre jeden blok elektrárne Spaľovanie uhlia Elektráreň jeden blok Uhoľný kotol VTO 1 a VTO Ohrev spaľovacieho vzduchu Expandér odluhu Odplyňovač NTO 1,2 a Kondenzačná parná turbína Kondenzátor Zhrnutie Návrhy repoweringu Súčasná situácia a prognózy rozvoja spotreby elektrickej energie Environmentálne hľadisko Výhody repoweringu Nevýhody repoweringu Repowering elektrárne prvý variant Výpočet modelového zloženia spalín zo spaľovacej turbíny Výpočet parametrov repoweringu - prvý variant Vyhodnotenie prvého variantu repoweringu Záver prvého variantu repoweringu Repowering elektrárne druhý variant Výpočet parametrov repoweringu - druhý variant Vyhodnotenie druhého variantu repoweringu Záver druhého variantu repoweringu Diskusia k navrhovaným riešeniam repoweringu Záver Zoznam použitej literatúry

8 1 Zoznam symbolov, skratiek a značiek Skratky: NTO 1 prvý nízkoteplotný ohrev kondenzátu NTO 2 druhý nízkoteplotný ohrev kondenzátu NTO 3 tretí nízkoteplotný ohrev kondenzátu VTO 1 prvý vysokoteplotný ohrev napájacej vody VTO 2 druhý vysokoteplotný ohrev napájacej vody CHUV chemicky upravená voda PP prehriata para NV napájacia voda EF emisný faktor v g(co 2 ).kwh -1 ST spaľovacia turbína ZP zemný plyn HR merná spotreba tepla VTO S vysokoteplotný spalinový ohrievač NTO S nízkoteplotný spalinový ohrievač Značky: ṁ hmotnostný prietok v kg.h -1 Ḣ, Q tepelný tok v kj.h 1 h entalpia prúdu v kj.kg -1 Q v dolná výhrevnosť uhlia v MJ.kg -1 M molová hmotnosť látky v kg.kmol -1 ṅ látkový tok v kmol.h -1 rozsah reakcie v kmol.h -1 P výkon v MW η účinnosť v % Δ zmena c p špecifická tepelná kapacita v kj.kg -1.K -1 T teplota v C w relatívny hmotnostný zlomok x relatívny molový zlomok 2

9 Symboly: str straty tepla vz vzduch teor teoretický skut skutočný el. elektrický ch chladivo s, spal spaliny krit kritický PP prehriata para NP nasýtená para MP mokrá para exp expanzia s entropia s* nová entropia uhl uhlie 3

10 2 Úvod 2.1 Repowering elektrárne Repowering elektrární sa v súčasnosti dostáva do pozornosti vďaka svojim možnostiam zníženia spotreby palív, zvýšenia inštalovaného elektrického výkonu a celkovej termickej účinnosti a predĺženia životnosti existujúcej elektrárne. Slovenské elektrárne majú do energetickej siete zapojené aj tepelné elektrárne s inštalovaným výkonom 1398 MW, ktoré sú zdrojmi pracujúcimi v základnom zaťažení alebo v pološpičkovom režime [1]. Tieto sú staré viac ako 30 rokov. Ich negatívny vplyv na životné prostredie a nízka termická účinnosť ich robia vhodnými objektmi pre niektorú z foriem repoweringu. Repowering elektrárne je v podstate pridanie spaľovacej turbíny k existujúcej elektrárni a teplo v spalinách z nej sa používajú vďaka svojim vysokým teplotám (450 C-500 C aeroderivative turbíny, 500 C-600 C heavy duty ) ako zdroj energie. Repowering má viacero možností realizácie, medzi niektoré z nich patrí [2]: hot windbox repowering, kde spaliny zo spaľovacej turbíny sú vďaka svojmu vysokému obsahu kyslíka (cca 12% mol) použité ako spaľovací vzduch v pôvodnom uhoľnom kotle repowering predohrevu napájacej vody, kde spaliny zo spaľovacej turbíny sú použité na ohrev napájacej vody, ktorá v pôvodnej konfigurácii elektrárne je čerpaná cez sériu výmenníkov tepla, kde sa postupne ohrieva na teplotu napájacej vody náhradný výparník, kde spaliny zo spaľovacej turbíny vyrobia časť pary pre parnú turbínu Výber konečného modelu repoweringu závisí od konštrukčných možností existujúcej tepelnej elektrárne, od vlastností prenosovej sústavy, od celkových investičných nákladov, ale aj od očakávateľného prínosu z energetického i environmentálneho hľadiska. 2.2 Tepelná elektráreň V tepelnej elektrárni sa spaľuje palivo (čierne a hnedé uhlie, mazut, ťažké vykurovacie oleje, horľavé bridlice, rašelina), pričom sa v kotli uvoľní chemická energia z paliva vo forme tepla. Toto teplo sa v sérií výmenníkov tepla odovzdá napájacej vode pre 4

11 kotol, z ktorej sa vyrobí para pre pohon kondenzačnej parnej turbíny. Tá premení tlakovú a tepelnú energiu pary počas jej expanzie na mechanickú, pomocou ktorej je poháňaný elektrický generátor. Ten dodáva elektrickú energiu do prenosovej sústavy. 2.3 Spaľovacia turbína V súčasnosti existujú dva typy spaľovacích turbín využívaných v energetickom priemysle aeroderivative a heavy duty, ktoré pracujú na základe Braytonovho cyklu. Teoretický pracovný cyklus sa začína adiabatickou kompresiou pracovného plynu, potom sa izobaricky dodá teplo uvoľnené spálením paliva. Nasleduje adiabatická expanzia na pôvodný tlak pracovného plynu pred kompresiou a jeho izobarické ochladenie. Spaľovacia turbína pozostáva z kompresora, spaľovacej komory, turbíny a z generátora, pričom všetky tri členy sú umiestnené na spoločnej osi jediného hriadeľa. Expanziou spalín v turbíne sa roztáča jej rotor a mechanická energia rotora sa používa na stláčanie vzduchu v kompresore turbíny a na pohon elektrického generátora. Základné rozdiely medzi aeroderivative a heavy duty turbínami sú v ich výkonoch (prvý typ väčšinou do 50 MW, druhý typ od 100 MW až do 400 MW), kompresnom pomere (prvý typ od 15 do 40, druhý typ väčšinou do 15) a výstupnou teplotou spalín (prvý typ 420 C až 550 C, druhý typ 540 C až 600 C). Výhodou spaľovacích turbín je ich rýchly nábeh na plný výkon behom pár desiatok minút, ale kladú vysoké nároky na kvalitu paliva (zemný plyn, syntézny plyn, ľahký bezsírny olej) [3]. Obrázok 1.3 Braytonov cyklus a schéma spaľovacej turbíny 5

12 3 Simulačné výpočty pôvodnej uhoľnej elektrárne 3.1 Model uhoľnej elektrárne V mojej práci sa budem bližšie venovať možnostiam repoweringu na modeli klasickej tepelnej elektrárne, v ktorej sa spaľuje čierne uhlie. Pre zvolený model elektrárne boli použité určité zjednodušenia. Elektráreň pozostáva zo 4 rovnakých blokov. Každý blok pozostáva z kotla na spaľovanie čierneho uhlia a z kondenzačnej parnej turbíny. Čistý elektrický výkon jednej kondenzačnej parnej turbíny je 110 MW. Vlastná spotreba elektrickej energie predstavuje 10% z čistého výkonu kondenzačnej parnej turbíny. Schéma jedného bloku elektrárne je na obrázku 2.1. Obrázok 2.1: Schéma jedného bloku elektrárne 6

13 3.1.1 Uhoľný kotol V uhoľnom kotle sa spaľuje čierne uhlie vzduchom predhriatym v parnom ohrievači na 100 C. Spaliny z kotla odchádzajú do komína pri teplote 160 C. Odluh z kotla predstavuje 1,5% z celkového parného výkonu, odkal sa zanedbáva. Z odluhu v expandéri sa uvoľní nasýtená para, ktorá sa použije v odplyňovači. Zvyšná kvapalná fáza sa kanalizuje. Para na výstupe z kotla má 13 MPa a teplotu 540 C. Na ofuk teplovýmenných plôch v kotli sa používa redukovaná vysokotlaková para z kotla o prietoku 3% z celkového parného výkonu kotla. Tento prúd sa nezohľadňuje v energetickej bilancii kotla, ani v materiálovej bilancii spalín (považuje sa za stratový prúd). Tlak pary na vstupe do turbíny je 12 MPa s teplotou 533 C. Straty tepla z povrchu kotla predstavujú 1% z tepla uvoľneného spaľovaním uhlia Kondenzačná parná turbína Expanzia pary v kondenzačnej parnej turbíne prebieha v oblasti prehriatej pary s účinnosťou 90% oproti adiabatickej expanzii a v parokvapalnej oblasti s účinnosťou 80% oproti adiabatickej expanzii. Z kondenzačnej parnej turbíny sa odoberá v rôznych stupňoch para. Prvý odber je pre určený druhý vysokoteplotný ohrev (ďalej len VTO 2) napájacej vody pred vstupom do kotla, druhý odber je pre prvý vysokoteplotný ohrev (ďalej len VTO 1) napájacej vody. Tretí odber je pre ohrev spaľovacieho vzduchu a pre odplyňovač. Štvrtý, piaty a šiesty odber sú použité na ohrev kondenzátu pred vstupom do odplyňovača. Účinnosť premeny mechanickej energie turbíny v generátore na elektrickú energiu je 96%. Výkon generátora na svorkách je 110 MW. Pre všetky odbery bolo prijaté zjednodušenie, že majú rovnaký tlak v uvažovanom rozsahu záťaže (ale v skutočnosti sú tieto odbery tlakovo neregulované) Kondenzát Zvyšná para po expanzii v turbíne sa odvádza ako parokvapalná zmes do kondenzátora, kde kondenzuje pri teplote 35 C a príslušnom kondenzačnom tlaku. Straty napájacej vody a pary (napr. odluhom či odvetraním z odplyňovača) sa nahrádzajú zo zásobníka chemicky upravenej vody (ďalej len CHUV), ktorý ústi do kondenzátora. Kondenzát sa ohrieva v troch nízkoteplotných ohrevoch (ďalej len NTO 1, NTO 2 a NTO 3). V každom stupni NTO sa kondenzát ohreje o 30 C. Do NTO 3 sa privádza para zo 4. odberu, kde skondenzuje pri teplote o 5 C vyššej ako je výstupná teplota ohrievaného kondenzátu. Skondenzovaná para sa privádza do predchádzajúceho NTO, kde sa mieša s 7

14 ohrievaným kondenzátom. To isté platí aj pre paru privádzanú do NTO 2. V NTO 1 sa kondenzát z ohrevnej pary mieša s kondenzátom z kondenzátora pred vstupom do NTO 1. Kondenzát sa privádza do NTO 1 čerpadlom kondenzátu. Straty tepla z povrchu NTO sa zanedbávajú Odplyňovač Ohriaty kondenzát z NTO 3 sa pri teplote 125 C privádza do odplyňovača, kde sa odplyní časťou pary z tretieho odberu. Ďalej sa sem privádza kondenzát z VTO 1 a VTO 2, a para vyrobená expanziou odluhu. Straty pary a tepla z odplyňovača predstavujú 5% z pary privádzanej z tretieho odberu. Napájacia voda vystupuje z odplyňovača pri teplote 150 C. Privádzaná para má tlak o 50 kpa vyšší ako je tlak nasýtených pár pri teplote vystupujúcej napájacej vody Napájacia voda Napájacia voda sa čerpá z odplyňovača čerpadlom do VTO 1 pri tlaku 15,4 MPa, kde sa ohrieva parou z druhého odberu, ktorá tak ako v NTO kondenzuje pri teplote o 5 C vyššej ako je teplota výstupnej napájacej vody. To isté platí aj pre VTO 2. Kondenzáty z VTO 1 a 2 sa pri teplote varu privádzajú do odplyňovača. Napájacia voda sa privádza do ekonomizéra kotla pri tlaku 15 MPa a teplote 220 C. 3.2 Materiálové a energetické bilancie pre jeden blok elektrárne Zvolený postup výpočtu jednotlivých členov elektrárne logicky vyplýva zo schémy a z toho, ktoré údaje sú nám k dispozícií a čo sme pomocou nich schopní ďalej vypočítať Spaľovanie uhlia Ako palivo slúži čierne uhlie so zložením (podľa [4]) v hmotnostných percentách: H: 5,5 C: 84,1 S: 0,8 N: 1,5 O: 8,1. Obsah vlhkosti pre daný typ uhlia je 6,3 kg vody na 100 kg suchého uhlia. Dolnú výhrevnosť takéhoto uhlia som vypočítal z empirického vzorca [4], kde symboly C, H, O, S a W sú hmotnostné zlomky zložiek vo vlhkom uhlí: Q V =34,75C 95,3 H 10,9 O S 2,5W [ MJ.kg 1 ] (1) 8

15 Prepočet hmotnostných zlomkov zložiek (v %) v suchom uhlí pre vlhké uhlie a výpočet výhrevnosti: H = 5,5 =5,17 1,063 84,1 C= =79,12 1,063 0,8 S= 1,063 =0,753 N = 1,5 =1,41 1,063 8,1 O= =7,62 1,063 6,3 W = 1,063 =5,93 Q V =34,75 0, ,3 0, ,9 0,0762 0, ,5 0,0593=31,527 MJ. kg 1 Uhlie sa spaľuje dokonale, bez tvorby nedopalu, s 15% nadbytkom suchého vzduchu [5] so zložením v molových percentách: O 2 : 21, N 2 : 79, podľa nasledujúcich chemických reakcií: 4 H O 2 2 H 2 O C O 2 CO 2 S O 2 SO 2 2 N N 2 (2) (3) (4) (5) Aby bolo možné zostaviť a vypočítať materiálovú bilanciu, zvolili sme si za základ výpočtu 100 kg.hod -1 suchého uhlia. Vypočítali sme si látkové množstvá jednotlivých zložiek v uhlí a pomocou nich sme určili rozsahy pre jednotlivé rovnice. Ďalej podľa toho sme vypočítali teoretickú spotrebu vzduchu a pomocou nej aj skutočnú spotrebu. Vzorový výpočet pre jednu zložku a jednu reakciu: ṅ H = ṁ H M H 5,5 kg. h 1 ṅ H = =5,456kmol.h 1 1 1,008 kg. kmol 2 = ṅ H H 5,456 kmol.h 1 2 = =1,364kmol.h =1,364 kmol.h 1 3 =7,002 kmol.h 1 4 =0,025kmol.h 1 5 =0,054 kmol.h 1 (6) (7) V 100 kg Zložka i w i hmotnostné % M i kg/kmol suchého uhlia kmol látky i H 5,5 1,008 5,456 C 84,1 12,011 7,002 S 0,8 32,066 0,025 N 1,5 14,007 0,107 O 8,1 32,000 0,253 H 2 O 6,3 18,016 0,350 Tabuľka Zloženie vlhkého čierneho uhlia 9

16 Teoretická a skutočná spotreba vzduchu: ṅ vz N R teor = 1 x i ṅ teor vz = 1 j=1 0,21 j i, j ṅo 2 kde i=o 2, j=1,..., N R, N R =4 0,253 1,364 7,002 0,025 2 =39,354 kmol.h 1 ṅ skut vz =ṅ teor vz 1,15 ṅ skut vz =39,354 1,15=45,257kmol.h 1 (8) (9) reakcie Zložka i uhlie vzduch spaliny [kmol/hod] H 5,456-5,456 0,000 C 7,002-7,002 0,000 S 0,025-0,025 0,000 N 0,107-0,107 0,000 O 0,253-0,253 0,000 H 2 O 0,350 2,728 3,078 CO 2 7,002 7,002 SO 2 0,025 0,025 35,753 0,054 35,807 N 2 O 2 9,504-1,238-7,002-0,025 1,240 suma 13,193 45,257-4,219-7,002-0,025-0,054 47,151 Tabuľka Materiálovej bilancia spaľovania čierneho uhlia so skutočným množstvom vzduchu Zložka i H 2 O CO 2 SO 2 N 2 O 2 x i M i kg/kmol x i *M i kg/kmol 0, ,02 1,176 0, ,01 6,535 0, ,06 0,034 0, ,01 21,271 0, ,00 0,841 suma 1 29,86 Tabuľka Zloženie spalín a ich molová hmotnosť Hmotnostný prietok spalín: ṁ spal =ṅ spal M spal ṁ spal =47,151 29,86=1 408 kg.h 1 (10) Pre zadaný uhoľný kotol, a pre konštantný nadbytok spaľovacieho vzduchu v celom výkonovom rozsahu kotla, je pomer hmotnostných prietokov spaľovaného uhlia ku spaľovaciemu vzduchu konštantný. Táto konštanta mi pomôže pri celkovej materiálovej a energetickej bilancii elektrárne. 10

17 k 1 = ṁvz = ṅvz skut M vz ṁ uhl ṁ uhl = ṅvz skut M N 2 x N 2 M O2 x O 2 ṁ uhl k 1 = 45,257 28,01 0, ,21 =12, ,3 (11) Elektráreň jeden blok Nasleduje celková materiálová a energetická bilancia elektrárne. Pre prehľadnosť vytvorím tabuľku, kde má každý prúd priradené číslo z obrázka 2.1, jeho stručný popis, tlak, teplotu a špecifickú entalpiu. Pre kompletnosť tabuľky boli určené jednotlivé termodynamické parametre odberov pary z kondenzačnej parnej turbíny pomocou h-s diagramu (pri predpokladaných adiabatických účinnostiach expanzie vodnej pary) a parných tabuliek [6]. Pre uhlie je možné teplotu a fyzikálnu entalpiu zanedbať, a preto je uvádzaná výhrevnosť. V tabuľke sú uvedené skratky pre: prehriata para PP, napájacia voda NV, hviezdičkou sú označené tie prúdy, ktoré sú parokvapalnými zmesami. Tlakové spády pre napájaciu vodu medzi jednotlivými výmenníkmi tepla alebo zariadeniami boli určené po dohode s vedúcim práce. Entalpie odberov pary z kondenzačnej parnej turbíny boli vypočítané podľa vzorca: s h i 1 =h 1a h s PP 1a h i 1 exp (12) PP =0,90 (13) exp kde s je entropia pary vstupujúcej do turbíny, s* je nová entropia pary po polytropickej expanzii a PP exp je účinnosť polytropickej expanzie oproti adiabatickej. s Entalpie h * s i 1,h i 1 teplote podľa zadania. sú pri konštantnom tlaku, ktorý je kondenzačným tlakom pri žiadanej Obrázok Spôsob určovania entalpie pary po polytropickej expanzii 11

18 Keďže krivka polytropickej expanzie sa na hranici medzi oblasťami suchej a s * mokrej pary láme z dôvodu inej účinnosti expanzie, bol nájdený bod s entalpiou h NP aby podľa vzorca (12) bol na krivke nasýtenej pary. Entropia tohto bodu je novou referenčnou entropiou pre expanziu v oblasti mokrej pary. Entalpie odberov boli hľadané obdobným spôsobom, ako podľa vzorca (12): s h * s i 1 =h NP exp tak, s s MP h NP h i 1 exp (14) MP =0,80 (15) č. popis tlak teplota teplota entalpia [Pa] [ C] [K] [kj/kg] 1 PP z kotla ,65 1a PP do turbíny ,75 1b PP na ofuk ,65 2 odber pre VTO ,22 3 odber pre VTO ,41 4 * odber ,24 4a * odber 4 pre odplyňovač ,24 4b * odber 4 pre ohrev vzduchu ,24 5 * odber pre NTO ,24 6 * odber pre NTO ,57 7 * odber pre NTO ,64 8 * parokvapalná zmes ,38 9 kondenzát ,56 10 kondenzát ,34 11 NV z NTO ,67 12 NV z NTO ,41 13 NV z NTO ,29 14a NV z odplyňovača ,35 14b NV z odplyňovača za čerpadlom ,69 15 NV z VTO ,43 16 NV z VTO ,41 17 kondenzát z NTO ,45 18 kondenzát z NTO ,04 19 kondenzát z NTO ,10 20 kondenzát z VTO ,63 21 kondenzát z VTO ,70 22 kondenzát z ohrevu vzduchu ,64 23 odluh ,46 24 para z odluhu ,89 25 voda z odluhu ,64 26 uhlie - - Q v vzduch studený ,08 28 vzduch zohriaty ,9 29 spaliny ,52 30 odvetranie z odplyňovača ,24 31 CHUV ,45 Tabuľka Prehľad jednotlivých prúdov a ich vlastností 12

19 Uhoľný kotol Materiálová bilancia uhoľného kotla: ṁ 26 ṁ 28 =ṁ 29 ṁ 28 =k 1 ṁ 26 ṁ 29 =ṁ 26 k 1 ṁ 26 =ṁ 26 1 k 1 ṁ 16 =ṁ 1 ṁ 23 ṁ 23 =0,015ṁ 1 ṁ 16 =ṁ 1 0,015ṁ 1 =1,015ṁ 1 (16) (17) (18) (19) (20) (21) Energetická bilancia uhoľného kotla: Ḣ 16 Ḣ 26 Ḣ 28 = Ḣ 1 Ḣ 23 Ḣ 29 Q str ṁ 16 h 16 ṁ 26 Q v ṁ 28 h 28 =ṁ 1 h 1 ṁ 23 h 23 ṁ 29 h 29 Q str Q str =0,01 Ḣ 26 (22) (23) (24) Bilancie boli riešené v programe OpenOffice Calc pomocou nástroja Riešiteľ. Pre zvolený prietok vyrábanej vysokotlakovej pary boli vypočítané hmotnostné prietoky ostatných prúdov. Uhoľný kotol vstupy kg/hod m H m H m H Σ Σ výstupy kg/hod m H m H m H Q str Σ Σ Tabuľka Celková materiálová a energetická bilancia uhoľného kotla Keďže elektrický výkon kondenzačnej parnej turbíny je závislý od množstva dodanej vysokotlakovej pary, ktoré je závislé od množstva spáleného uhlia, je vhodné zaviesť konštantu vyjadrujúcu pomer prietokov vyrábanej pary a spaľovaného uhlia. Táto konštanta je v tomto prípade skutočnou konštantou, keďže (zjednodušene) predpokladáme konštantnú tepelnú účinnosť kotla v celom jeho výkonovom rozsahu. k 2 = k 2 = ṁ1 ṁ =12,042 (25) 13

20 VTO 1 a VTO 2 Materiálová a energetická bilancia VTO 1: ṁ 14b ṁ 3 =ṁ 15 ṁ 20 ṁ 14b =ṁ 15 ṁ 3 =ṁ 20 (26) (27) (28) Ḣ 14b Ḣ 3 =Ḣ 15 Ḣ 20 ṁ 14b h 14b ṁ 3 h 3 =ṁ 15 h 15 ṁ 20 h 20 (29) (30) VTO1 vstupy kg/hod m 14b H 14b m H Σ Σ výstupy kg/hod m H m H Σ Σ Tabuľka Celková materiálová a energetická bilancia VTO 1 Materiálová a energetická bilancia VTO 2: ṁ 15 ṁ 2 =ṁ 16 ṁ 21 ṁ 15 =ṁ 16 ṁ 2 =ṁ 21 (31) (32) (33) Ḣ 15 Ḣ 2 =Ḣ 16 Ḣ 21 ṁ 15 h 15 ṁ 2 h 2 =ṁ 16 h 16 ṁ 21 h 21 (34) (35) VTO 2 vstupy kg/hod m H m H Σ Σ výstupy kg/hod m H m H Σ Σ Tabuľka Celková materiálová a energetická bilancia VTO 2 Pre zjednodušenie hľadania konečného riešenia výslednej materiálovej a energetickej bilancie je vhodné zaviesť ďalšie dve konštanty. Z materiálových bilancií je zrejmé, že prietok NV cez oba VTO do kotla je konštantný, preto je vhodné zaviesť konštanty ako pomer prietoku NV do kotla a prietoku privádzanej ohrevnej pary do daného VTO. 14

21 pre VTO 2 k 3 = ṁ16 ṁ k 3 = 917 =13,328 prevto 1 k 4 = ṁ16 ṁ k 4 = 885 =13,810 (36) (37) Ohrev spaľovacieho vzduchu Materiálová bilancia ohrevu spaľovacieho vzduchu: ṁ 27 ṁ 4b =ṁ 28 ṁ 22 (38) ṁ 27 =ṁ 28 (39) Po dosadení zo vzorca (11): Energetická bilancia ohrevu spaľovacieho vzduchu: ṁ 27 =k 1 ṁ 26 ṁ 4b =ṁ 22 (40) (41) Ḣ 27 Ḣ 4b =Ḣ 28 Ḣ 22 ṁ 27 h 27 ṁ 4b h 4b =ṁ 28 h 28 ṁ 22 h 22 (42) (43) Ohrev vzduchu vstupy kg/hod m H m 4b H 4b výstupy kg/hod m H m H Σ Σ Tabuľka Celková materiálová a energetická bilancia ohrevu spaľovacieho vzduchu Expandér odluhu Materiálová a energetická bilancia expandéra odluhu: Úprava vzorca (40): ṁ 23 =ṁ 24 ṁ 25 Ḣ 23 =Ḣ 24 Ḣ 25 ṁ 23 h 23 =ṁ 24 h 24 ṁ 25 h 25 (44) (45) (46) ṁ 25 =ṁ 23 ṁ 24 (47) 15

22 Po dosadení do vzorca (42) a úprave dostaneme: ṁ 24 = h 23 h 25 h 24 h 25 ṁ 23 ṁ 24 = 1 570,46 648, ,89 648,64 =0,4385ṁ 23 (48) (49) Expandér odluhu vstupy kg/hod m H výstupy kg/hod m H m H Σ Σ Tabuľka Celková materiálová a energetická bilancia expandéra odluhu Odplyňovač Materiálová a energetická bilancia odplyňovača: ṁ 4b ṁ 13 ṁ 20 ṁ 21 ṁ 22 ṁ 24 =ṁ 30 ṁ 14a (50) ṁ 30 =0,05 ṁ 4a (51) Ḣ 4b Ḣ 13 Ḣ 20 Ḣ 21 Ḣ 22 Ḣ 24 =Ḣ 30 Ḣ 14a (52) ṁ 4b h 4b ṁ 13 h 13 ṁ 20 h 20 ṁ 21 h 21 ṁ 22 h 22 ṁ 24 h 24 =ṁ 30 h 30 ṁ 14a h 14a (53) Odplyňovač vstupy kg/hod m 4a H m H m H m H m H m H Σ Σ výstupy kg/hod m 14a H 14a m Σ Σ Tabuľka Celková materiálová a energetická bilancia odplyňovača NTO 1,2 a 3 Materiálová a energetická bilancia NTO 1: Po úprave: ṁ 7 ṁ 10 ṁ 17 ṁ 18 =ṁ 11 ṁ 17 (54) ṁ 7 ṁ 10 ṁ 18 =ṁ 11 (55) Ḣ 7 Ḣ 10 Ḣ 18 = Ḣ 11 (57) ṁ 7 h 7 ṁ 10 h 10 ṁ 18 h 18 =ṁ 11 h 11 (58) 16

23 NTO 1 vstupy kg/hod m H m H m H Σ Σ výstupy kg/hod m H Tabuľka Celková materiálová a energetická bilancia NTO 1 Materiálová a energetická bilancia NTO 2: ṁ 6 ṁ 11 ṁ 19 =ṁ 12 ṁ 18 Ḣ 6 Ḣ 11 Ḣ 19 =Ḣ 12 Ḣ 18 ṁ 6 h 6 ṁ 11 h 11 ṁ 19 h 19 =ṁ 12 h 12 ṁ 18 h 18 (59) (60) (61) NTO 2 vstupy kg/hod m H m H m H Σ Σ výstupy kg/hod m H m H Σ Σ Tabuľka Celková materiálová a energetická bilancia NTO 2 Materiálová a energetická bilancia NTO 3: ṁ 5 ṁ 12 =ṁ 13 ṁ 19 Ḣ 5 Ḣ 12 =Ḣ 13 Ḣ 19 ṁ 5 h 5 ṁ 12 h 12 =ṁ 13 h 13 ṁ 19 h 19 (62) (63) (64) NTO 3 vstupy kg/hod m H m H Σ Σ výstupy kg/hod m H m H Σ Σ Tabuľka Celková materiálová a energetická bilancia NTO 3 Tak ako pri VTO, je aj pre NTO výhodné zaviesť konštantu (ak predpokladáme, že úhrnný koeficient prechodu tepla v danom výmenníku bude konštantný), ktorá je vyjadrená ako pomer hmotnostného prietoku privádzanej ohrevnej pary do daného NTO a 17

24 hmotnostného prietoku spaľovaného uhlia (lebo od toho závisí množstvo vyrobenej pary, elektrický výkon turbíny a ostatné materiálové toky v elektrárni). pre NTO 1 k 5 = ṁ7 ṁ k 5 = =0,447 pre NTO 2 k 6 = ṁ6 ṁ k 6 = =0,501 pre NTO 3 k 7 = ṁ5 ṁ k 7 = =0,582 (65) (66) (67) Kondenzačná parná turbína Materiálová a energetická bilancia kondenzačnej parnej turbíny: ṁ 1a =ṁ 2 ṁ 3 ṁ 4 ṁ 5 ṁ 6 ṁ 7 ṁ 8 ṁ 4 =ṁ 4a ṁ 4b Ḣ 1a =Ḣ 2 Ḣ 3 Ḣ 4 Ḣ 5 Ḣ 6 Ḣ 7 Ḣ 8 P el ṁ 1a h 1a =ṁ 2 h 2 ṁ 3 h 3 ṁ 4 h 4 ṁ 5 h 5 ṁ 6 h 6 ṁ 7 h 7 ṁ 8 h 8 P el P el. čistý =0,94 P el (68) (69) (70) (71) (72) Parná turbína vstupy kg/hod m 1a H 1a výstupy kg/hod m H m H m H m H m H m H m H P el Σ Σ Tabuľka Celková materiálová a energetická bilancia kondenzačnej parnej turbíny kj. hod 1 P el = kj. MJ s.hod 1=117,021 MW P el. čistý =0,94 117,021=110,000 MW 18

25 Kondenzátor Materiálová a energetická bilancia kondenzátora: ṁ 8 ṁ 31 =ṁ 9 ṁ 9 =ṁ 10 ṁ 31 =ṁ 1b ṁ 25 ṁ 30 Ḣ 8 Ḣ 31 = Ḣ 9 Q ch ṁ 8 h 8 ṁ 31 h 31 =ṁ 9 h 9 Q ch Q ch =ṁ ch c p, ch T ch (73) (74) (75) (76) (77) (78) Kondenzátor vstupy kg/hod m H m H Σ výstupy kg/hod m H Q ch Σ Tabuľka Celková materiálová a energetická bilancia kondenzátora Ak by pre chladiacu vodu platilo, že v kondenzátore sa ohreje o 10 K a jej stredná c p,ch =4,2 kj.kg -1.K -1, jej hmotnostný prietok by potom bol: Q ch kj.hod 1 ṁ ch = = =3 655kg. c p,ch T ch 4,2kJ. kg 1.K 1 s K 3 600s. hod Zhrnutie Výpočty sa týkajú jedného bloku elektrárne, ale preto, že všetky 4 bloky sú identické, výsledky výpočtov platia aj pre celú elektráreň. Spotreba uhlia na výrobu elektrickej energie je pre uvažovaný model jedného bloku tepelnej elektrárne 9,732 kg. s -1 ( kg.h -1 ). Generátor elektrickej energie kondenzačnej parnej turbíny vyrobí 110 MW elektrickej energie. Na chladenie kondenzátu v kondenzátore sa spotrebuje kg.s -1. Pre výpočet termickej účinnosti tepelnej elektrárne je potrebné určiť elektrický výkon, ktorý je očistený od vlastnej spotreby elektrickej energie (na pohon čerpadiel kondenzátu a napájacej vody, dúchadiel spaľovacieho vzduchu, mletie a dopravu uhlia, a ostatné). Termická účinnosť je udávaná ako podiel dodávaného elektrického výkonu z elektrárne do prenosovej siete a prísunu tepelnej energie do elektrárne v palive. P el. sieť =0,9 P el.čistý (79) el = P el. sieť ṁ 26 Q v 100% (80) 19

26 Po úprave: el = 0,9 P el.čistý 100% (81) Ḣ 26 0,9 110 el = 100 %=32 % Emisný faktor elektrárne je podiel uvoľneného CO 2 a vyrobenej elektrickej energie. ṁ CO2 = 9,732 kg. s 1 0, ,011 44,01 EF = EF = ṁco 2 P el. čistý (82) ṁ CO2 = ṁ26 w C M C M CO2 (83) g.s MJ. s 1 1 3,6 kwh MJ =28,213kg.s 1 =923,34 g CO 2 kwh 20

27 4 Návrhy repoweringu 4.1 Súčasná situácia a prognózy rozvoja spotreby elektrickej energie V súčastnosti sa v Slovenskej republike spotrebuje viacej elektrickej energie ako sa vyrobí. Celková spotreba elektrickej energie v roku 2009 predstavovala GWh, z toho GWh tvoril import zo zahraničia, čo predstavuje 4,8 % z celkovej ročnej spotreby [7]. Podiel zdrojov na pokrývaní ročnej spotreby (2009) GWh % jadrové elektrárne ,4% tepelné elektrárne ,4% vodné elektrárne ,0% ostatné ,4% import ,8% Σ ,00% Tabuľka % 90% 80% 70% 60% 50% 40% 30% 20% 10% Podiel zdrojov na pokrývaní ročnej spotreby elektrickej energie v GWh import ostatné vodné elektrárne tepelné elektrárne jadrové elektrárne 0% 2009 Graf 3.1 Inštalovaný elektrický výkon tepelných elektrární na Slovensku bol v roku MW, čo predstavovalo 28,3 % z celkového inštalovaného elektrického výkonu všetkých zdrojov [7]. Priemerný ročný nárast spotreby elektrickej energie sa medzi rokmi 2010 až 2030 odhaduje na 0,6 až 1,9 % [8] referenčný scénar TWh 29,1 32,1 34,6 nízky scénar TWh 28,7 30,7 32,0 vysoký scénar TWh 29,7 34,2 38,2 Tabuľka Prognóza rastu ročnej spotreby elektrickej energie [8] Ako sa ďalej uvádza v dokumente [8], v roku 2014 sa počíta s ukončením dostavby a pripojením do siete tretieho a štvrtého bloku jadrovej elektrárne v Mochovciach. Dovtedy je predpoklad, že Slovensko bude len dovozcom elektrickej energie. V poslednej dobe je 21

28 moderné zavádzať technológie využívajúce obnoviteľné zdroje energie, ale ich výkonová premenlivosť (najmä pri elektrickej energii vyrábanej zo slnka a vetra) je v prenosovej sústave nežiadúca, preto bude potrebné vybudovať zdroje schopné zmierňovať tieto výkyvy. Jedným z možných riešení je repowering už existujúcich zdrojov elektrickej energie. 4.2 Environmentálne hľadisko Spaľovanie uhlia predstavuje veľkú záťaž pre životné prostredie z dôvodu emisií NO X, zlúčenín síry a imisií popolčeka. Snahou legislatívy Európskej únie je eliminácia dopadov na životné prostredie aj prostredníctvom znižovania limitov spomínaných emisií vypúšťaných do atmosféry. Modernizáciou kotlov a odsírovacích postupov sa dajú spĺňať prísne legislatívne kritéria. Nie však vždy je to možné, alebo ekonomicky únosné, o čom svedčí aj zatvorenie blokov EVO I č. 3 a 4 a blokov EVO II č. 5 a 6 od roku 2007 v elektrárni Vojany pre neplnenie príslušných emisných limitov stanovených vyhláškou č. 706 z roku 2002 Ministerstva životného prostredia SR [9]. 4.3 Výhody repoweringu Medzi jednu z hlavných výhod repoweringu nepochybne patrí predĺženie životnosti existujúcej tepelnej elektrárne. Repoweringom uhoľnej elektrárne sa dá dosiahnuť zvýšenie jej termickej účinnosti, zníženia spotreby uhlia a produkcie emisií, pretože zemný plyn (palivo pre plynovú turbínu) je považovaný za najčistejšie fosílne palivo. Takisto aj ťažba a doprava zemného plynu sú značne jednoduchšie a bezpečnejšie najmä vďaka plynovodom, než ťažba a doprava uhlia. Vďaka pridaniu spaľovacej turbíny k existujúcej elektrárni sa táto stáva flexibilnejšou v dodávkach elektrickej energie do siete. Docieli sa vďaka vyššiemu výkonovému rozsahu a aj skrátením doby nábehu. 4.4 Nevýhody repoweringu Výhodou ale zároveň potenciálnym problémom repoweringu je jeho zdroj energie zemný plyn. Cena zemného plynu sa odvíja od cien ropy na svetových trhoch, pričom je predpoklad, že ceny ropy a teda aj zemného plynu budú v dlhodobom horizonte rásť rýchlejšie, ako ceny uhlia [10]. 22

29 4.5 Repowering elektrárne prvý variant Prvý variant repoweringu uhoľnej elektrárne patrí medzi tie jednoduchšie, keď v pôvodnej uhoľnej elektrárni sa odstavia všetky ohrevy kondenzátu a napájacej vody v NTO a VTO, ktoré sa nahradia ohrevom pomocou spalín zo spaľovacej turbíny. VTO 1 a 2 sa nahradia jedným vysokoteplotným spalinovým ohrievačom (ďalej len VTO S), NTO 1,2 a 3 sa nahradia jedným nízkoteplotným spalinovým ohrievačom (ďalej len NTO S). Parametre kondenzátu na vstupe do NTO S, na vstupe do odplyňovača, a na výstupe z VTO S do ekonomizéra uhoľného kotla sú rovnaké, ako v pôvodnej konfigurácii. Takisto ostáva zachovaný odplyňovač. Vďaka tomu, že sa nebudú realizovať odbery 2, 3, 5, 6 a 7, pre rovnaký výkon kondenzačnej parnej turbíny klesne jej spotreba pary, ale zvýši sa záťaž kondenzátora. (Tu bolo prijaté zjednodušenie, že výkon kondenzačnej parnej turbíny je priamoúmerný množstvu expandujúcej pary, termodynamické účinnosti expanzie sú konštantné a parokvapalná zmes po expanzii odchádza z kondenzačnej turbíny pri nezmenenom tlaku, teplote a stupni suchosti.) Aby bolo možné odhadnúť približnú potrebu spalín na ohrev kondenzátu a napájacej vody, je potrebné vypočítať, koľko tepla prijme napájacia voda v NTO S a VTO S, zloženie spalín zo spaľovacej turbíny a určiť ΔT spalín, o ktoré sa ochladia prechodom cez VTO S a NTO S. Nakoniec sa nájde taká spaľovacia turbína, ktorá bude vyhovovať vypočítaným podmienkam. Výsledná schéma zapojenia repoweringu : 23

30 Obrázok 3.5 Schéma repoweringu - prvý variant Výpočet modelového zloženia spalín zo spaľovacej turbíny Pre výpočet modelového zloženia spalín zo spaľovacej turbíny boli prijaté tieto zjednodušenia po dohode s vedúcim práce: zemný plyn je zložený iba z metánu, spaľovací vzduch je suchý s 21 % mol kyslíka a 79 % mol dusíka, nadbytok spaľovacieho vzduchu je 167 %. Spaľovanie je dokonalé a prebieha podľa nasledujúcej rovnice: CH 4 2O 2 CO 2 2 H 2 O (84) Zloženie spalín je dôležité pre určenie ich špecifickej tepelnej kapacity, na ktorú má skutočný nadbytok vzduchu malý vplyv. 24

31 zložky CH 4 O 2 zemný plyn vzduch zloženie R spaliny teoretický nadbytok % molárne % hmotnostné mol 100,00-100,00 0,00 0,00% 0,00% 200,00 334,00-200,00 334,00 12,64% 14,26% N 2 752, , ,86 76,01% 75,06% H 2 O 200,00 200,00 7,57% 4,81% CO 2 100,00 100,00 3,78% 5,87% spolu 100,00 952, ,48 0, ,86 100,00% 100,00% Tabuľka Materiálová bilancia spaľovania zemného plynu v plynovej turbíne Výpočet parametrov repoweringu - prvý variant Postup výpočtov materiálových a energetických bilancií je podobný výpočtom zo stati Pre uhoľný kotol rovnice 16 až 24 platia bez zmeny. Uhoľný kotol vstupy kg/hod m H m H m H Σ Σ výstupy kg/hod m H m H m H Q str Σ Σ Tabuľka Celková materiálová a energetická bilancia uhoľného kotla Podobne aj rovnice 38 až 43 pre ohrev spaľovacieho vzduchu a rovnice 44 až 49 pre expandér odluhu neboli zmenené. Ohrev vzduchu vstupy kg/hod m H m 4b H 4b výstupy kg/hod m H m H Σ Σ Tabuľka Celková materiálová a energetická bilancia ohrevu spaľovacieho vzduchu 25

32 Expandér odluhu vstupy kg/hod m H výstupy kg/hod m H m H Σ Σ Tabuľka Celková materiálová a energetická bilancia expandéra odluhu Do odplyňovača sa neprivádzajú kondenzáty z VTO 1 a 2, lebo sú odstavené, preto je potrebné upraviť rovnicu 50 a v podobnom princípe aj rovnice 51 a 52. ṁ 4b ṁ 13 ṁ 22 ṁ 24 =ṁ 30 ṁ 14a (85) ṁ 30 =0,05 ṁ 4a (51) Ḣ 4b Ḣ 13 Ḣ 22 Ḣ 24 = Ḣ 30 Ḣ 14a (86) ṁ 4b h 4b ṁ 13 h 13 ṁ 22 h 22 ṁ 24 h 24 =ṁ 30 h 30 ṁ 14a h 14a (87) Odplyňovač vstupy kg/hod m 4a H m H m H m H Σ Σ výstupy kg/hod m 14a H 14a m H Σ Σ Tabuľka Celková materiálová a energetická bilancia odplyňovača Z kondenzačnej parnej turbíny nie sú realizované odbery 2, 3, 5, 6 a 7. Tlak, teplota a entalpia odberu 4 a vystupujúcej parokvapalnej zmesi 8 sa zachovali. Pre výpočet je potrebné upraviť rovnice 67, 69 a 70. ṁ 1a =ṁ 4 ṁ 8 ṁ 4 =ṁ 4a ṁ 4b Ḣ 1a =Ḣ 4 Ḣ 8 P el ṁ 1a h 1a =ṁ 4 h 4 ṁ 8 h 8 P el P el.čistý =0,94 P el (88) (68) (89) (90) (71) 26

33 Parná turbína vstupy kg/hod m 1a H 1a výstupy kg/hod m H m H P el Σ Σ Tabuľka Celková materiálová a energetická bilancia kondenzačnej parnej turbíny Pre kondenzátor ostali v platnosti rovnice 72 až 77. Kondenzátor vstupy kg/hod m H m H Σ výstupy kg/hod m H Q ch Σ Tabuľka Celková materiálová a energetická bilancia kondenzátora Nasleduje výpočet materiálových a energetických bilancií VTO S a NTO S. Najprv bolo vypočítané množstvo tepla, ktoré voda prijme zo spalín v spalinových ohrievačoch VTO S a NTO S. Podľa toho bol vypočítaný približný hmotnostný prietok spalín so spaľovacej turbíny, ak bolo určené, že do VTO S vstupujú pri teplote 450 C a z NTO S vystupujú pri teplote 120 C. Pomocou modelového zloženia spalín, tabuliek špecifických tepelných kapacít [11] a nástroja Riešiteľ by mal byť približný hmotnostný prietok spalín zo spaľovacej turbíny 187 kg.s -1. Pomocou toho bolo možné vybrať také spaľovacie turbíny, aby ich teplota na výstupe z NTO S bola približne 120 C [12]. Z on-line dostupných ponúk spaľovacích turbín od rôznych výrobcov boli vybrané tri, ktoré uspokojivo spĺňajú zadané podmienky. Tabuľka a graf je pre spaľovaciu turbínu LMS100PB. Stĺpec vymenené teplo v tabuľke je celkové vymenené teplo zo spalín od miesta ich vstupu po dané miesto. bilancií: Pre VTO S a NTO S platia nasledujúce rovnice materiálových a energetických (91) ṁ 16 =ṁ 14b ṁ 10 =ṁ 13 (92) ṁ S1 =ṁ S2 =ṁ S3 (93) 27

34 Po úprave: Ḣ 14b Ḣ S1 =Ḣ 16 Ḣ S2 ṁ 14b h 14b ṁ S1 h S1 =ṁ 1 6 h 16 ṁ S2 h S2 (94) (95) ṁ 16 h 16 h 14b =ṁ S1 h S1 h S2 T h S =c S spal T S T c S T spal =w O2 c S wn T O 2 2 c S N wh c T S T 2 2 O H 2 O w CO2 c S CO2 T h S1 h S2 =c S1 T spal T S1 c S2 spal T S2 (96) (97) (98) (99) model MS6001B LMS100PA LMS100PB výrobca GE GE GE typ heavy duty aeroderivative aeroderivative teplota spalín S1 C P el MW 42, ,044 prietok spalín kg/s 141, merná spotreba tepla (HR) kj/kwh teplota spalín S3 C Tabuľka Vyhovujúce spaľovacie turbíny t NP napájacia hi vymenené teplo kg/hod č. spaliny č. voda C kj/kg GJ/hod C výstup vstup S1 417 VTO S vstup b výstup S2 279 výstup vstup S2 279 NTO S vstup výstup S3 118 Tabuľka Celková materiálová a energetická bilancia VTO S a NTO S t s Teplota [ C] voda spaliny Kumulatívne vymenené teplo [GJ/hod] Graf Teplotný spád vo VTO S a NTO S medzi napájacou vodou a spalinami zo spaľovacej turbíny LMS100PB 28

35 4.5.3 Vyhodnotenie prvého variantu repoweringu Pomocou mernej spotreby tepla pre spaľovaciu turbínu bola vypočítaná spotreba zemného plynu v m 3.s -1 za normálnych podmienok ( Pa, 15 C). Ďalej bola vypočítaná produkcia oxidu uhličitého spaľovaním uhlia aj zemného plynu. Pomocou toho bol vypočítaný emisný faktor pre celú elektráreň (spaľovacia turbína a uhoľný kotol spolu), ako aj zmena oproti pôvodnému stavu. Nakoniec bola vypočítaná termická účinnosť celej elektrárne a bola porovnaná s tou pôvodnou. Za povšimnutie stojí zmena zaťaženia kondenzátora, a pokles spotreby uhlia. Pri výpočte boli použité vzťahy nasledovné vzťahy. Spotreba tepla, zemného plynu a tvorba CO 2 v spaľovacej turbíne: Q t =HR P el ST (100) V ZP = Q 1 Q D, ZP (101) ṁ CO2 = Q t EF ZP (102) Dolná výhrevnosť zemného plynu Q D, ZP =34,442 MJ.Nm -3 a emisný faktor zemného plynu EF ZP = 55,21 tco 2.TJ -1 sú priemernými hodnotami v roku 2009 [13]. Vzorový výpočet pre spaľovaciu turbínu LMS100PB. Q t =8 085kJ.kWh 1 kwh 99,044 MW = kW 3,6 MJ kw V ZP = =6,46 Nm kj. Nm kW MW ṁ CO2 = 55,21 gco 1000 kw 2. MJ 1 kg 1000 g =12,28kg CO 2. s 1 Pre výpočet EF elektrárne s repoweringom bol použitý vzorec 81. Zmena záťaže kondenzátora: EF= EF nový EF starý [ gco 2. kwh 1 ] (103) EF rel = EF nový EF starý EF starý 100% (104) relatívne= stará 100 % (105) ṁ 8 = ṁ8,nový ṁ 8,starý 100% (106) ṁ 8, starý ṁ 8 = 100%=23%

36 Zmena spotreby uhlia: ṁ 26 = ṁ26,nová ṁ 26, stará 100% (107) ṁ 26, stará ṁ 26 = 100%= 12 % model MS6001B LMS100PA LMS100PB výrobca GE GE GE typ heavy duty aeroderivative aeroderivative spotreba tepla kw spotreba ZP Nm 3 /s 3,8 6,9 6,5 emisie CO 2 zo ZP kg/s 7,3 13,2 12,3 spotreba uhlia kg/s emisie CO 2 z uhlia kg/s 24,8 24,8 24,8 emisie CO 2 spolu kg/s EF gco 2 /kwh Δ EF gco 2 /kwh Δ EF rel % -18% -31% -31% P el elektráreň (1 blok) MW η el relatívne % 34% 38% 38% Tabuľka Celkové zhrnutie Záver prvého variantu repoweringu Pridaním spaľovacej turbíny ku každému bloku elektrárne by sme dosiahli zvýšenie jej elektrického výkonu, zvýšenie termickej účinnosti a zníženie jej emisného faktora. Zníženie spotreby uhlia nie je veľmi veľké, čo je na jednej strane dobré, lebo sa nezmení veľmi účinnosť kotla, ale na druhej strane sa repoweringom usilujeme obmedziť spotrebu uhlia na prijateľné minimum. Za zváženie stojí zvýšenie záťaže kondenzátora, lebo je otázne, či by v reálnych podmienkach toto zaťaženie zvládol, alebo by bolo nutné ho vymeniť za výkonnejší. Výber konkrétnej spaľovacej turbíny záleží od mnohých faktorov, ktoré sa v tejto práci nezohľadňujú (cena turbíny, jej životnosť, rozmery konštrukcie, cena nových spalinových ohrievačov a mnohé iné). 30

37 4.6 Repowering elektrárne druhý variant Druhý variant repoweringu je z tých náročnejších, pri ktorom dochádza k významným konštrukčným zásahom do pôvodnej elektrárne. Zámerom je pridanie jednej veľkej heavy duty turbíny k dvom blokom pôvodnej elektrárne (ak by sme označili jednotlivé bloky elektrárne písmenami A, B, C a D, a spaľovaciu turbínu ST 1 a ST 2, tak by výsledná kombinácia bola ST 1 + A + B a ST 2 + C + D). Veľmi horúce spaliny tejto turbíny by vyrobili časť pary v novom spalinovom kotli pre kondenzačné parné turbíny v bloku A a B. Zvyšné teplo v spalinách by bolo použité na ohrev napájacej vody tak, ako tomu bolo v prvom variante repoweringu, len s tým rozdielom, že by sa v spalinových ohrievačoch ohrievala napájacia voda pre dva bloky. Množstvo odluhu zo spalinového kotla je totožné s odluhom z uhoľného kotla (1,5% z parného výkonu). Tento odluh sa pre jednoduchší výpočet rozdeľuje na dva rovnocenné prúdy, z ktorých jeden ide do pôvodného expandéra odluhu v bloku A a druhý do bloku B. Para vyrábaná v spalinovom kotli má na výstupe tlak, teplotu a entalpiu rovnakú ako para na výstupe z uhoľného kotla. Táto para sa rovnomerne rozdeľuje na dva prúdy, každý pre jeden blok. Odplyňovač má každý blok svoj pôvodný, tak ako aj kondenzátor. Všetky prúdy pary, kondenzátu a napájacej vody majú zachované termodynamické parametre. Kondenzát z kondenzátora sa čerpá sa v každom blolu elektrárne čerpadlom a spoločne sa oba kondenzáty privádzajú do jedného nízkoteplotného spalinového ohrievača NTO S. Ohriaty kondenzát na výstupe z NTO S sa rozdeľuje na dva rovnocenné prúdy a každý z nich sa privádza do jedného odplyňovača. Odplynená napájacia voda sa z odplyňovača čerpá v každom bloku elektrárne čerpadlom a privádza sa do jedného spoločného vysokoteplotného spalinového ohrievača VTO S. Ohriata napájacia voda sa na výstupe z VTO S rozdeľuje na tri prúdy jeden privádza napájaciu vodu do spalinového kotla, zvyšné dva, rovnocenné, privádzajú napájaciu vodu do uhoľných kotlov. 31

38 Obrázok 3.6 Schéma repoweringu - druhý variant Pre výpočet parametrov repoweringu bol zvolený nasledujúci postup. Aby boli spaliny v spaľovacej turbíne schopné vyrobiť paru, musí byť teplotný rozdiel medzi odchádzajúcimi spalinami a teplotou varu vo výparníku aspoň 20 C. Nakoniec, spaliny na výstupe z NTO S by nemali byť chladnejšie ako 120 C [12]. Voda z ekonomizéra v spalinovom kotli vstupuje do výparníka o 20 C chladnejšia ako je teplota varu vody vo výparníku. Tu sa ohreje na bod varu a začne sa vyparovať pri tlaku 14 MPa a teplote 336,7 C. Aby sme vedeli nájsť vhodnú spaľovaciu turbínu, zvolíme si teplotu 600 C pre spaliny na výstupe z turbíny, a týmito spalinami vyrobíme 45 % pary z množstva pary spotrebovanej v pôvodnej elektrárni, lebo sme predpokladali, že kotly budú pracovať v operačnom rozsahu 50% - 100% parného výkonu. Preto sa nedá vyrobiť viac pary v novom kotle, ak majú zostať v prevádzke oba bloky. Pomocou nástroja Riešiteľ bol vypočítaný požadovaný hmotnostný prietok spalín ak na výstupe z výparníka mali mať teplotu 356,7 C. Zisteným parametrom najlepšie vyhovuje spaľovacia heavy duty turbína od výrobcu General Electric GE 9FA (rok 2009). 32

39 merná teplota P prietok model spalín S1 el spotreba spalín tepla C MW kj/kwh kg/s GE 9FA Tabuľka Spaľovacia turbína GE 9FA Výpočet parametrov repoweringu - druhý variant Nasleduje výpočet materiálových a energetických bilancií druhého variantu repoweringu. Pre potreby výpočtov je nutné dourčiť termodynamické parametre napájacej vody v spalinovom kotli vystupujúcej z ekonomizéra (prúd 1se) a nasýtenej pary na výstupe z výparníka (prúd 1sv). č. tlak teplota teplota entalpia [Pa] [ C] [K] [kj/kg] 1sv ,14 1se ,71 Tabuľka Doplňujúce informácie Materiálová a energetická bilancia spalinového kotla: prehrievač pary výparník ekonomizér ṁ S1 =ṁ S2 =ṁ S3 =ṁ S4 =ṁ S ṁ 16s =ṁ 1s ṁ 23s ṁ 23s =0,015 ṁ 1s Ḣ prehrievač S1 Ḣ 1sv =Ḣ S2 T ṁ S c S1 spal T S1 ṁ 1s h 1sv =ṁ S c spal (108) (109) (110) výparník Ḣ 1s (111) T S1v T S1v ṁ 1s h 1 (112) (115) Ḣ S1v Ḣ 1se = Ḣ S1e Ḣ 1sv Ḣ 23s (113) T ṁ S c S1v T T spal S1v ṁ 1se h 1se =ṁ S c S1e T spal S1e ṁ 1sv h 1sv ṁ 23s h 23 (114) ṁ 23s =ṁ A23s ṁ B23s ṁ A23s =ṁ B23s (116) T krit =T S1e T 1sv, T krit 20 C (117) Ḣ S1e Ḣ 16s =Ḣ S2 Ḣ 16s (118) T ṁ S c S1e T T spal S1e ṁ 16s h 16 =ṁ S c S2 spal T S2 ṁ 1se h 1se (119) Materiálová a energetická bilancia VTO S a NTO S Ḣ S2 Ḣ 14 =Ḣ S3 Ḣ 16 (120) T ṁ S c S2 T spal T S2 ṁ 14 h 14b =ṁ S c S3 spal T S3 ṁ 16 h 16 (121) 33

40 (122) (124) ṁ 14 =ṁ A14 ṁ B14 ṁ A14 =ṁ B14 (123) ṁ 16 =ṁ A16 ṁ B16 ṁ 16s ṁ A16 =ṁ B16 (125) Ḣ S3 Ḣ 10 = Ḣ S4 Ḣ 13 (126) T ṁ S c S3 T spal T S3 ṁ 10 h 10 =ṁ S c S4 spal T S4 ṁ 13 h 13 (127) ṁ 13 =ṁ A13 ṁ B13 ṁ A13 =ṁ B13 ṁ 10 =ṁ A10 ṁ B10 ṁ A10 =ṁ B10 (128) (129) (130) (131) Materiálová a energetická bilancia expandéra odluhu: (133) ṁ A23s ṁ 23 =ṁ 24 ṁ 25 (132) Ḣ A23s Ḣ 23 =Ḣ 24 Ḣ 25 ṁ A23s ṁ23 h 23 =ṁ 24 h 24 ṁ 25 h 25 (134) ṁ 24 =0,4385 ṁ A23s ṁ 23 (135) Pre kondenzačnú parnú turbínu platia vzťahy zo strany 23, ale: * a ṁ 1a ṁ * 1a = ṁ1s 2 ṁ 1a (136) je para privádzaná do kondenzačnej parnej turbíny a tento hmotnostný prietok použijeme vo vzorci 87. Pre ostatné zariadenia platia pôvodné rovnice. Uhoľný kotol vstupy kg/hod m H m H m H Σ Σ výstupy kg/hod m H m H m H Q str Σ Σ Tabuľka Celková materiálová a energetická bilancia uhoľného kotla 34