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. Se realiza un análisis comparativo de las características transitorias obtenidas.
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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La tecnología de arranque de las calderas de un solo paso se diferencia de que, al no tener un sistema de circulación cerrado, no existe un tambor en el que se separaría continuamente el vapor del agua y en el que se mantendría un determinado suministro de agua durante un tiempo determinado. 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.
En estas condiciones, el modo de encendido está completamente determinado por la confiabilidad, las condiciones adecuadas de temperatura del metal de las tuberías de pantallas, pantallas, sobrecalentadores y la ausencia de ajustes termohidráulicos 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 principal de vapor 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 flujo de agua de alimentación (1), la presión del vapor detrás de la caldera (2), la 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 se puede observar, al inicio del encendido, cuando la presión del vapor alcanza los 4 MPa, la temperatura del medio y del metal en las mallas del sobrecalentador intermedio cae bruscamente de 400 a 300-250 °C, lo que se explica por la apertura de la ROU para descargar el medio en el sistema de drenaje, y En todo el camino primario 23-24 MPa, las condiciones de operación de las pantallas de los sobrecalentadores primario y secundario, cuya temperatura supera los 600 °C, también se deterioran drásticamente.
Los aumentos excesivos de la temperatura del metal de la pantalla solo se pueden evitar 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 separador de paso único, el arranque de la caldera se caracteriza por una alta estabilidad, temperaturas relativamente bajas del medio de trabajo y del metal en todo el recorrido de la caldera, y permite que la turbina arranque con parámetros variables de vapor. Las pantallas del sobrecalentador intermedio de la caldera comienzan a enfriarse en una etapa temprana del 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 la puesta en marcha de un 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 sucesivas, la fiabilidad de todas las superficies de calentamiento 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 en 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 puesta en marcha, el medio de trabajo no tiene salida a las superficies de sobrecalentamiento, ya que están aisladas de las superficies generadoras de vapor por el amortiguador y la válvula de mariposa 17 incorporados, que están cerrados durante este período de puesta en marcha. 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 puesta en marcha 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 de los humos en la cámara rotatoria.
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 flujo mínimo de encendido del agua de alimentación, la presión frente a la válvula incorporada cerrada aumenta a 24-25 MPa, los quemadores de aceite se encienden con un flujo inicial de aceite 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 fue apagada de emergencia por dispositivos de protección debido a fallas en el funcionamiento de la bomba de alimentación. Cuando la válvula en la línea de fuel oil se cerró automáticamente, el suministro de combustible líquido no se cerró por completo y en el cuerpo de una caldera una pequeña cantidad de fuel oil continuó ardiendo en el horno, lo que contribuyó no solo a aumentar las distorsiones térmicas y un aumento de la circulación en los paneles LFC, pero también a la aparición de tubos fijos individuales en los codos superiores, burbujas de vapor ligeramente sobrecalentado, que ocupaban todo el tramo de los tubos e impedían el movimiento del medio de trabajo en ellos. 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 control está asociado con cambios abruptos 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 enciende y se detiene con frecuencia, incluso 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 de medición completo en 3 minutos.
Al quemar cenizas de diferente composición y calidad, 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 post-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 ASH con las siguientes características: menor calor específico de combustión Qi = 23,06 - 24,05 MJ/kg (5508 - 5745 kcal/kg), contenido de cenizas 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 de temperaturas máximas de llama y, por lo tanto, afecta significativamente la finalización del quemado del 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 en el apagado del 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, el funcionamiento automático de la PSU desestabiliza periódicamente el modo del horno, que regula la carga necesaria del molino con carbón apagando y luego encendiendo el accionamiento de la 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 - lanzamiento del SHBM y continuación de la ventilación del tramo tuvo un impacto negativo en el CTE;
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 | ||
disminuir | incrementar |
||
Sistema de polvo medio/extremo | |||
emasculación | 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
- El sistema de medición continua del contenido de combustibles en arrastre permite evaluar de manera rápida y eficiente el flujo de procesos de combustión durante la combustión de AS en la caldera TPP-210A, la cual es recomendada para uso en trabajos de puesta en marcha e investigación, como así como para el seguimiento sistemático de la eficiencia de los equipos de calderas.
- 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 %. .
- 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.
Bibliografía
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- Uso del analizador de contenido de combustible RCA-2000 en el arrastre y el analizador de gases Mars-5 para optimizar el modo de combustión de la caldera de carbón pulverizado TPP-210A de Tripolskaya TPP / Golyshev L. V., Kotelnikov N. I., Sidenko A. P. et al. - Tr. Instituto Politécnico de Kiev. Energía: economía, tecnología, ecología, 2001, nº 1.
- Zusin S. I. Cambio en la pérdida de calor con subcombustión mecánica según el modo de funcionamiento de la unidad de caldera. - Ingeniería de energía térmica, 1958, No. 10.
A mediados del siglo XX, el desarrollo de las centrales térmicas siguió el camino del aumento de la capacidad unitaria y la eficiencia de los equipos de potencia. Al mismo tiempo, en la década de 1950, la URSS comenzó a construir centrales térmicas con unidades de potencia de 100, 150 y 200 MW, y en la década de 1960, se pusieron en marcha centrales con una capacidad de 300, 500 y 800 MW. operación en centrales eléctricas. También se puso en funcionamiento una unidad de potencia con una capacidad de 1200 MW. En estas unidades se instalan calderas para parámetros de vapor supercríticos.
La transición de las calderas a parámetros de vapor supercrítico estuvo dictada por la viabilidad económica, que estuvo determinada por el equilibrio óptimo de economía de combustible debido a un aumento en la eficiencia térmica. ciclo y aumento en el costo de equipo y operación. La negativa a utilizar calderas de tambor en unidades potentes para parámetros de vapor subcríticos estuvo determinada por un aumento significativo en el costo de la caldera como resultado de un aumento en la masa del tambor, que para una caldera de una unidad de 500 MW alcanzó las 200 toneladas. La carga base no supera los 400 MW. En este sentido, al crear bloques de alta potencia, se decidió cambiar a calderas de presión supercrítica de paso único.
Las primeras calderas de paso para unidades de potencia de 300 MW, modelos TPP-110 y PK-39, y calderas para unidades de potencia de 800 MW, modelos TPP-200, TPP-200-1, se fabricaron a principios de la década de 1960. Se hicieron en dos partes. Las calderas de vapor TPP-110 y PK-39 se fabricaron con una disposición asimétrica de superficies de calentamiento en cada cuerpo (monobloque).
En la caldera TPP-110, la parte principal del sobrecalentador primario está ubicada en un edificio, el resto está en el segundo edificio
parte de este sobrecalentador y toda la superficie de calentamiento del sobrecalentador intermedio. Con tal disposición de sobrecalentadores, la temperatura del vapor en cada uno de ellos se controla cambiando la relación "agua de alimentación-combustible". Además, la temperatura intermedia del vapor se controla en el intercambiador de calor gas-vapor.
La redistribución de la carga de calor entre los recipientes, que tiene lugar durante la regulación de la temperatura del vapor, no es deseable, ya que cuando se queman lodos de antracita y otros tipos de combustibles de baja reacción, la temperatura del aire caliente disminuye, lo que conduce a un aumento. en pérdidas de calor por subquemado de combustible.
En la caldera de vapor de doble casete modelo PK-39, fabricada según el esquema en forma de T, los sobrecalentadores primario e intermedio están ubicados en cuatro ejes convectivos de las carcasas asimétricamente al eje vertical de la caldera. Cuando la cantidad de productos de combustión cambia en los ejes convectivos derecho e izquierdo de cada carcasa, la absorción de calor por parte de los sobrecalentadores primario e intermedio se redistribuye, lo que conduce a un cambio en la temperatura del vapor. En una caldera de vapor de doble carcasa con carcasas simétricas de los modelos TPP-200, TPP-200-1, los ejes de convección de cada carcasa están divididos en tres partes por tabiques verticales. En la parte media del eje convectivo, se colocan paquetes de un economizador de agua, en los dos extremos: paquetes de un sobrecalentador convectivo de alta presión y uno intermedio.
La experiencia de operación de las calderas TPP-110 confirmó la posibilidad de controlar la temperatura del vapor primario e intermedio cambiando la relación “agua de alimentación-combustible” en cada uno de los edificios. Al mismo tiempo, durante el funcionamiento de estas calderas, se observó un aumento en el número de sus paradas de emergencia. El funcionamiento de las calderas se hizo mucho más complicado. Se observó una imagen similar durante la operación piloto de la caldera PK-39.
Posteriormente, en lugar de estas calderas, se produjeron unidades de doble carcasa, pero con una disposición simétrica de superficies de calentamiento en las carcasas: bloques dobles (TPP-210, TPP-210A, TGMP-114, PK-41, PK-49, P -50).
El uso de calderas de doble capa con una disposición simétrica de las superficies de calentamiento aumenta la confiabilidad de la unidad de potencia. En caso de una parada de emergencia de uno de los edificios, la unidad de potencia puede funcionar con una carga reducida en el otro edificio. Sin embargo, la operación de un solo cuerpo es menos económica. Las desventajas de las calderas de doble capa también incluyen la complejidad del esquema de tuberías, una gran cantidad de accesorios y un mayor costo.
La experiencia operativa de las unidades de potencia con calderas de presión supercrítica ha demostrado que el factor de utilización de las unidades con un recipiente no es menor que con dos. Además, debido a la reducción en la cantidad de accesorios de vapor y agua y dispositivos de control automático, se simplifica el mantenimiento de las unidades de potencia con calderas de una sola carcasa. Estas circunstancias llevaron a la transición a la producción de calderas de presión supercrítica monocarcasa.
La caldera de vapor TPP-312A con una capacidad de vapor de 1000 t/h (Fig. 2.13) está diseñada para operar con carbón en una unidad con una turbina de 300 MW. Produce vapor sobrecalentado con una presión de 25 MPa y una temperatura de 545°C y tiene una eficiencia. 92%. Caldera - monocarcasa, con recalentamiento, disposición en forma de U con cámara de combustión prismática abierta. Las pantallas se dividen en cuatro partes según la altura de la cámara de combustión: la parte inferior de radiación, la parte central, que consta de dos partes, y la parte superior de radiación. La parte inferior de la cámara de combustión está protegida con tubos revestidos de carborundo con tachuelas. Eliminación de escoria - líquido. A la salida de la cámara de combustión hay un sobrecalentador de pantalla, en el eje convectivo hay sobrecalentadores convectivos de alta y baja presión. La temperatura del vapor a alta presión se controla mediante la inyección de agua de alimentación, y el vapor a baja presión se controla mediante un intercambiador de calor vapor-vapor. El calentamiento del aire se lleva a cabo en calentadores de aire regenerativos.
Se han desarrollado y están en funcionamiento las siguientes calderas monocarcasa de presión supercrítica: carbón pulverizado TPP-312, P-57, P-67, gas-oil TGMP-314, TGMP324, TGMP-344, TGMP-204, TGMP-1204 . En 2007, TKZ Krasny Kotelshchik fabricó calderas TPP-660 con una capacidad de vapor de 2225 t/h y una presión de vapor a la salida de 25 MPa para las unidades de potencia del Bar TPP (India). La vida útil de las calderas es de 50 años.
En la última unidad de potencia de la central térmica de Hemweg en los Países Bajos (ver sección 4), una caldera de vapor de dos pasos según la tecnología Benson (Fig. 2.14) con una capacidad de vapor a plena carga de 1980 t / h, diseñada por Mitsui Babcock Energy y diseñado para trabajar con hulla, está instalado (como principal tipo de combustible) y gas en un bloque con una turbina de 680 MW.
Esta caldera de un solo paso radiante de presión supercrítica genera vapor a una presión de 26 MPa y una temperatura de 540/568°C.
Opera en un modo de presión deslizante modificado, en el que la presión de entrada de la turbina se regula a un nivel que cambia con la carga de la unidad de potencia.
La caldera está equipada con tres sobrecalentadores con atemperadores de inyección y dos unidades de recalentamiento (aunque se trata de un solo ciclo de recalentamiento). El economizador es un serpentín horizontal de tuberías con una superficie acanalada. El sobrecalentador primario está dispuesto en forma de un bloque horizontal y uno vertical. El sobrecalentador de pantalla secundaria es un bloque suspendido de un solo circuito, y la última etapa del sobrecalentador también se fabrica en forma de un bloque suspendido de un solo circuito. La temperatura del vapor caliente a la salida de la caldera es de 540°C. El sistema de recalentamiento de la caldera tiene dos etapas: primaria y final. La etapa primaria incluye dos bloques horizontales, la etapa final de recalentamiento está representada por un bloque vertical en forma de circuito plegado ubicado en la chimenea de la caldera. A la salida de la caldera, la temperatura del vapor sobrecalentado es de 568°C.
El sistema de sopladores de hollín de la caldera consta de 107 sopladores accionados por un controlador lógico programable. La eliminación de los residuos de cenizas se realiza mediante un transportador raspador que pasa por debajo del hogar y el transporte hidráulico hasta el tanque del filtro de residuos de cenizas.
La temperatura de salida de los gases de combustión es de unos 350°C. Luego se enfrían a 130°С en calentadores de aire rotativos regenerativos.
La caldera está diseñada para minimizar las emisiones de NOx mediante el uso de quemadores de bajo NOx y tiro forzado. Lograr un buen desempeño ambiental se ve facilitado por la desulfuración de los gases de combustión, que elimina el SO 2 de los gases de escape.
La moderna caldera de vapor de gas-oil TGMP-805SZ (Fig. 2.15) con una capacidad de vapor de 2650 t/h está diseñada para generar vapor sobrecalentado con una presión de operación de 25,5 MPa y una temperatura de 545 °C para una turbina de vapor con un capacidad de 800 MW. La caldera monocuerpo de gas-oil de paso está suspendida sobre las vigas del núcleo apoyadas en las columnas del edificio de la sala de calderas, y puede instalarse en áreas con una actividad sísmica de 8 puntos. Tiene una cámara de combustión abierta de forma prismática. Está formado por paneles tubulares totalmente soldados, en la parte inferior de los cuales hay una pantalla de hogar horizontal totalmente soldada, y en la parte superior, un conducto de humos horizontal, cerrado desde arriba con una pantalla de techo tubular totalmente soldada. Las pantallas de la cámara de combustión están divididas en altura en partes de radiación inferior y superior.
36 quemadores de gasóleo están ubicados en las paredes delantera y trasera de la cámara de combustión de la caldera. En el conducto de humos horizontal, cinco superficies verticales de calentamiento por convección se colocan secuencialmente a lo largo del flujo de gas: una superficie de calentamiento generadora de vapor incluida en la ruta de vapor-agua de la caldera hasta la válvula incorporada, tres partes del sobrecalentador de alta presión , y la etapa de salida del sobrecalentador de baja presión.
La temperatura del vapor secundario se controla mediante la recirculación de gases. En el conducto de bajada, protegido por paneles tubulares totalmente soldados, la etapa de entrada del sobrecalentador de baja presión y el economizador de agua se colocan en serie a lo largo del flujo de gas.
Uno de los logros más significativos de la ingeniería de energía térmica a fines del siglo XX en el mundo fue la introducción de las calderas supercríticas, que actualmente son capaces de operar a una presión de vapor de salida de 30 MPa y una temperatura de 600/650°C. . Esto ha sido posible gracias a los avances en la tecnología de materiales que pueden soportar condiciones de altas temperaturas y presiones. Las calderas (a menudo llamadas “generadores de vapor”) con una capacidad de más de 4.000 t/h ya están funcionando en la “industria de la gran potencia”. Tales calderas proporcionan vapor para unidades de potencia de 1000-1300 MW en centrales eléctricas de EE. UU., Rusia, Japón y algunos países europeos.
Actualmente, continúa el desarrollo de nuevos modelos de calderas de vapor para unidades de potencia de TPP. Al mismo tiempo, las calderas están diseñadas para parámetros de vapor supercríticos, supercríticos y subcríticos. Por ejemplo, en 2 unidades de potencia de Neiveli TPP (India) con una capacidad de 210 MW cada una, se instalan calderas de vapor Ep-690-15.4-540 LT, diseñadas para operar con lignitos indios bajos en calorías. Se trata de calderas de tambor de circulación natural, presión subcrítica con recalentamiento, monocarcasa, con eliminación de escorias sólidas, tipo torre. La capacidad de vapor de una caldera de este tipo es de 690 t/h, los parámetros de vapor son la presión de 15,4 MPa a la salida de la caldera y de 3,5 MPa a la salida del recalentador, la temperatura del vapor es de 540°C.
La cámara de combustión de la caldera está abierta y equipada con 12 quemadores multicanal gemelos de flujo directo instalados en todas las paredes del horno en dos niveles. Para limpiar las superficies de calentamiento, se instalan sopladores de agua y vapor.
Cabe señalar que la industria energética de los países de la CEI se basa en el uso de dos tipos de calderas de vapor: calderas de circulación natural y de un solo paso. En la práctica extranjera, junto con las calderas de un solo paso, se utilizan ampliamente las calderas con circulación forzada.
Además de las principales -calderas de vapor de alta y supercrítica presión- actualmente se utilizan en las CC.TT. otro tipo de calderas: calderas de agua caliente de pico, calderas para quemar carbón en lecho fluidizado, calderas de lecho fluidizado circulante y calderas de calor residual. Algunos de ellos se convertirán en el prototipo de calderas para el futuro desarrollo de la ingeniería de energía térmica.
