Schematický diagram kotla kohútika 210. Konštrukčný vývoj OJSC TKZ Krasny Kotelshchik pre zavedenie nových technológií na spaľovanie tuhých palív v peciach parných kotlov. Výňatok z textu

Prietokový parný kotol TPP-210A je považovaný za objekt regulácie, sú analyzované existujúce riadiace systémy, sú uvedené jeho výhody a nevýhody, je navrhnutá bloková schéma regulátora tepelného zaťaženia kotla TPP-210A na plynné palivo. pomocou regulačného mikroprocesorového regulátora Remikont R-130

Výpočet parametrov nastavenia a modelovanie procesu regulácie tepelného zaťaženia kotla TPP-210A na plynné palivo, vrátane aproximácie experimentálnych údajov a modelovania riadiaceho objektu pre dvojslučkový riadiaci systém, výpočtu nastavenia dvojslučkových riadiacich systémov, ako aj simulácia prechodového procesu pri regulácii dvojslučkových systémov. Vykoná sa porovnávacia analýza získaných prechodových charakteristík.

Výňatok z textu

Z hľadiska úrovne automatizácie patrí tepelná energetika medzi ostatné odvetvia na popredné miesta. Tepelné elektrárne sa vyznačujú kontinuitou procesov, ktoré v nich prebiehajú. Takmer všetky prevádzky v tepelných elektrárňach sú mechanizované a automatizované.

Automatizácia parametrov poskytuje významné výhody

Zoznam použitej literatúry

Bibliografia

1. Grigoriev V.A., Zorin V.M. „Tepelné a jadrové elektrárne“. Adresár. — M.: Energoatomizdat, 1989.

2. Pletnev G. P. Automatizované riadiace systémy pre tepelné elektrárne: Učebnica pre vysoké školy / G. P. Pletnev. - 3. vyd., prepracované. a dodatočné — M.: Ed. MPEI, 2005, - 355 s

3. Pletnev T.P. Automatizácia technologických procesov a výrob v tepelnej energetike. /MPEI. M, 2007. 320 s.

4. Malokanálový multifunkčný regulačný mikroprocesorový radič Remikont R-130″ Sada dokumentácie YALBI.421 457.001TO 1−4

5. Pletnev G.P. Zaichenko Yu.P. "Projektovanie, inštalácia a prevádzka automatizovaných riadiacich systémov pre tepelné a energetické procesy" MPEI 1995 316 s.- ihl.

6. Rotach V.Ya. Teória automatického riadenia tepelných a energetických procesov, - M .: MPEI, 2007. - 400. roky.

7. Kozlov O.S. a iné Softvérový komplex "Modelovanie v technických zariadeniach" (PK "MVTU", verzia 3.7).

Užívateľská príručka. - M .: MSTU im. Bauman, 2008.

Technológia nábehu prietokových kotlov sa líši tým, že nemajú uzavretý obehový systém, chýba tu bubon, v ktorom by sa para kontinuálne oddeľovala od vody a v ktorom by sa určitý čas udržala určitá zásoba vody. čas. V nich sa vykonáva jediný nútený obeh média. Preto pri podpaľovaní (a pri práci pod záťažou) je potrebné zabezpečiť nepretržitý nútený pohyb média cez ohrievané plochy a súčasne odoberať ohriate médium z kotla a musí sa začať pohyb vody v potrubí ešte pred zapálením horákov.

Za týchto podmienok je režim podpaľovania úplne určený spoľahlivosťou, správnymi teplotnými podmienkami kovu rúr sít, sít, prehrievačov a absenciou neprijateľných tepelných hydraulických úprav.

Skúsenosti a výpočty ukázali, že ochladzovanie vykurovacích plôch pri nábehu prietokového kotla je spoľahlivé, ak je prietok zapaľovacej vody minimálne 30 % menovitého. Pri takomto prietoku je minimálna hmotnostná rýchlosť média v sitoch 450–500 kg/(m2*s) podľa podmienok spoľahlivosti. V tomto prípade musí byť minimálny tlak média v sitoch udržiavaný blízko menovitého, t.j. pre kotly 14 MPa - na úrovni 12-13 MPa a pre kotly s nadkritickým tlakom - 24-25 MPa.

Pre prietokové kotly existujú dva základné režimy spaľovania: prietokový a separačný.

V režime priameho podpaľovania sa pracovné médium pohybuje všetkými vykurovacími plochami kotla, ako aj pri prevádzke pod záťažou. V prvej perióde podpaľovania je toto médium z kotla odvádzané cez ROU a po vytvorení pary s požadovanými parametrami je privádzané do hlavného parovodu alebo priamo do turbíny (v blokových inštaláciách).

Na obrázkoch nižšie je znázornená zjednodušená schéma spustenia kotla zo „studeného“ stavu v režime priameho prúdenia:

Ďalší obrázok nižšie ukazuje zmenu prietoku napájacej vody (1), tlaku pary za kotlom (2), teploty média (3), čerstvej (4) a sekundárnej (5) pary, ako aj teplotu kovu. sít primárneho (7) a sekundárneho (5) prehrievača. Ako je vidieť, na začiatku podpaľovania, keď tlak pary dosiahne 4 MPa, teplota média a kovu v sitách medziprehrievača prudko klesne zo 400 na 300-250 °C, čo sa vysvetľuje otvorením ROU odvádzať médium do drenážneho systému a po celej primárnej trase 23-24 MPa sa prudko zhoršujú aj prevádzkové podmienky sít primárneho a sekundárneho prehrievača, ktorých teplota presahuje 600 °C.

Nadmernému zvýšeniu teploty sitového kovu je možné predísť iba zvýšením prietoku zapaľovacej vody a následne zvýšením straty kondenzátu a tepla v porovnaní s režimom spustenia separátora. Vzhľadom na to, ako aj na skutočnosť, že prietoková schéma spúšťania kotla zo „studeného“ stavu nemá žiadne výhody oproti odlučovacej, sa v súčasnosti na spúšťanie nepoužíva.

Režim priamoprúdového spúšťania kotla zo stavu „horúce“ a „nevychladnuté“ vytvára nebezpečenstvo prudkého ochladenia najviac zohrievaných častí kotla a parovodov, ako aj neprijateľného zvýšenia teplota kovu prehrievača v nekonzumnom režime, keď sú v prvej perióde zatvorené podpaľovanie BROU a ROU. To všetko sťažuje štart z „horúceho“ stavu, preto bol tento režim nahradený štartovacím obvodom separátora.

Jedinou oblasťou použitia pre režim priamoprúdového spúšťania bolo zapaľovanie dvojčinného kotla zo „studeného“ stavu a spúšťanie priamoprúdového kotla z horúcej rezervy po odstávke r. do 1 hodiny.

Pri spúšťaní dvojplášťového kotla sa postupne zapália oba plášte: asymetrické kotly (napríklad TPP-110) sa zapália od plášťa, v ktorom nie je sekundárny prehrievač. Prípady symetrických kotlov sa tavia v ľubovoľnom poradí. Prvé teleso oboch typov dvojplášťových kotlov je vykurované podľa režimu separátora. Zapaľovanie druhého telesa sa začína pri malom elektrickom zaťažení bloku a vykonáva sa podľa ľubovoľného režimu.

Zapálenie kotla po krátkom odstavení (do 1 hodiny) je možné vykonať v režime priameho prúdenia, pretože parametre pary si stále zachovávajú svoje prevádzkové hodnoty a jednotlivé prvky a komponenty kotlovej jednotky sa nestihli výrazne vychladnúť. V tomto prípade by sa mal uprednostniť režim priameho prúdenia, pretože nevyžaduje špeciálne školenie, ktoré by bolo potrebné pri prechode na odlučovací okruh, čo umožňuje ušetriť čas a urýchliť spustenie kotla. Zapaľovanie v tomto prípade prebieha v režime priameho prúdenia s vypúšťaním celého pracovného média cez ROU alebo BRDS cez hlavný parný ventil (MGS), kým teplota primárnej a sekundárnej pary neprekročí teplotu turbíny. prívod pary o cca 50 °C. Ak teplota pary počas odstavenia bloku poklesne o menej ako 50 °C, teplota pary za kotlom sa okamžite zvýši na menovitú hodnotu, po ktorej sa prepne prívod pary z ROU do turbíny. .

Pri takomto nábehu kotla z horúcej rezervy treba počítať s tým, že pri krátkodobom odstavení kotla sa teplota média na vstupe a výstupe v mnohých potrubiach sitiek vyrovná a prirodzene cirkulácia média prebieha vo vnútri jednotlivých panelov a medzi panelmi. Táto cirkulácia môže byť taká stabilná, že po opätovnom spustení napájacích čerpadiel pretrváva určitý čas. V dôsledku toho nejaký čas trvá, kým sa pracovné prostredie začne uberať správnym smerom. Kým sa nestabilný pohyb média nezastaví, neodporúča sa začať podpaľovať jednotku kotla, aby nedošlo k poškodeniu vyhrievaných potrubí.

V porovnaní s režimom prietokového odlučovača sa rozbeh kotla vyznačuje vysokou stabilitou, relatívne nízkymi teplotami pracovného média a kovu v celej dráhe kotla a umožňuje štartovanie turbíny pri kĺzavých parametroch pary. Clony medziprehrievača kotla sa začínajú ochladzovať v počiatočnom štádiu spustenia a ich kov sa neprehrieva na neprijateľné hodnoty. Režim spustenia separátora sa vykonáva pomocou špeciálneho podpaľovacieho zariadenia, takzvanej podpaľovacej jednotky, ktorá sa skladá zo zabudovaného ventilu (2), zabudovaného separátora (7), podpaľovacieho expandéra (9) a škrtiacich ventilov. 5, 6, 8. Zabudovaný separátor je určený na oddelenie vlhkosti od pary a je to potrubie s veľkým prierezom (425 × 50 mm), v ktorom je inštalovaný skrutkový odvlhčovač a ktorý sa zapína na dobu podpaľovanie kotla medzi parogeneračnou (1) a prehrievacou (3) plochou kotla cez škrtiace zariadenia 5 a 6. Vstavaný ventil 2 slúži na odpojenie sitiek a konvekčného prehrievača od parogenerujúcich vykurovacích plôch a je umiestnený medzi výstupné zariadenia poslednej sekcie sitových plôch a vstupné kolektory sitových prehrievačov. Počas rozkúrenia kotla zostáva hlavný parný ventil (4) otvorený v blokovom zariadení a zatvorený v zosieťovanom kogeneračnom zariadení.

Podpaľovací expandér je medzistupňom medzi zabudovaným separátorom a zariadeniami na príjem média vypúšťaného zo separátora. Keďže v expanznom zariadení je udržiavaný nižší tlak ako v separátore (zvyčajne okolo 2 MPa), pracovné médium sa do neho vypúšťa cez škrtiacu klapku 8 a po opakovanom priškrtení sa čiastočne odparí. Para z expandéra podpaľovania sa posiela do zberača vlastnej potreby závodu, odkiaľ sa môže dostať do odvzdušňovačov a iných spotrebičov a voda je odvádzaná do výstupného kanála cirkulačnej vody, prípadne do rezervnej nádrže kondenzátu, resp. blokové inštalácie) priamo do kondenzátora.

Myšlienkou separátorového spúšťania jednotky prietokového kotla je rozdeliť proces spúšťania do troch fáz tak, aby v každej z týchto po sebe prebiehajúcich fáz bola plne zabezpečená spoľahlivosť všetkých vykurovacích plôch a v v poslednej fáze je možné spustiť energetické zariadenia bloku na kĺzavých parných parametroch pri udržiavaní konštantného menovitého tlaku v parogeneračných plochách.

V prvej fáze spúšťania je nútený obeh pracovného média organizovaný v uzavretom okruhu: napájacie čerpadlo - kotol - zapaľovacia jednotka - zberače odpadového média (v blokovej inštalácii turbínový kondenzátor) - napájacie čerpadlo. Tým sa vylúči možnosť nebezpečných tepelno-hydraulických úprav v plochách vytvárajúcich paru a minimalizujú sa straty kondenzátu a tepla. V tejto nábehovej fáze nemá pracovné médium výstup na prehrievacie plochy, pretože sú odrezané od parotvorných plôch zabudovanou klapkou a škrtiacou klapkou 17, ktoré sú počas tejto nábehovej doby uzavreté, a sú v takzvanom beznákladovom režime. Napriek skutočnosti, že rúry týchto povrchov nie sú zvnútra chladené parou v bezprúdovom režime, teplota ich kovu zostáva v prijateľných medziach, pretože počiatočná spotreba paliva počas tohto obdobia zostáva na konštantnej, relatívne nízkej úrovni. nepresahujúce 20 % nominálneho prietoku.

Bezpečnosť bezprúdového režimu pre prehrievače počas doby nábehu kotla bola potvrdená špeciálnymi skúškami kotlov TPP-110 a TPP-210. Ako je vidieť, pri spotrebe paliva (zemného plynu) do 20 % menovitej teploty neprekračujú steny najviac vyhrievaných koncových rúr sít v stacionárnom stave povolenú teplotu 600 °C. Berúc do úvahy, že spotreba paliva v počiatočnom období nábehu kotla je výrazne nižšia ako 20% (napríklad pri prevádzke kotla na vykurovací olej nie je jeho spotreba vyššia ako 14-15% menovitej hodnoty ), režim bez spotreby pre prehrievače možno považovať v tomto období zapaľovania za celkom prijateľný.

V súvislosti s experimentmi je potrebné poznamenať, že v žiadnom zo štartov testovaných kotlov neprekročila teplota stien potrubia 550 °C počas celého trvania bezprúdového režimu. Táto teplota je pod maximálnou povolenou hodnotou pre nízkolegovanú oceľ 12Kh1MF, ktorá sa zvyčajne používa na výrobu rúrok pre sitá stupňa I, a ešte viac pre austenitickú oceľ 1Kh18N12T, ktorá sa používa na sitá stupňa II v konvekčných prehrievačoch.

Vypnutie prehrievačov v prvej fáze nábehu zjednodušuje manévrovanie a ovládanie kotlovej jednotky, umožňuje po pripojení prehrievacích plôch plynule zvyšovať parametre pary a jej množstvo pri zachovaní stability dodávky napájacej vody. Za začiatok druhej fázy nábehu sa považuje okamih, kedy sa v zabudovanom separátore začne uvoľňovať para, ktorá smeruje na prehrievacie plochy, pričom sa postupne otvára škrtiaca klapka a postupne sa zvyšuje teplota a tlak. z pary. V tejto nábehovej fáze kotol pracuje pri dvoch tlakoch: menovitý - až po zabudovaný ventil, ktorý zostáva naďalej zatvorený a "posuvný" - za škrtiacou klapkou v prehrievacích plochách. Tento režim je možný vďaka tomu, že prehrievacie plochy sú rovnako ako v bubnových kotloch oddelené od parotvorných plôch parným priestorom separátora. V tretej fáze nábehu sa kotlová jednotka prepne do režimu priameho prúdu. Tento prenos by sa mal začať, keď parametre pary dosiahnu 80-85% nominálnych hodnôt. Postupným otváraním vstavaného ventilu nastavte parametre na nominálnu hodnotu a vypnite podpaľovaciu jednotku.

Na konci podpaľovania kotlovej jednotky na neblokovej TPP je táto napojená na hlavný parovod a pravidlá pripojenia zostávajú rovnaké ako pri bubnových kotloch. Hlavným je približná rovnosť tlakov za kotlom a v hlavnom parovode v čase pripojenia.

V blokových inštaláciách je spustenie kotla kombinované so spustením turbíny a prechod kotla do režimu priameho prietoku sa zvyčajne vykonáva po dosiahnutí elektrického zaťaženia jednotky 60-70% nominálnej hodnoty.

Na obrázkoch nižšie sú znázornené štartovacie charakteristiky prietokového kotla neblokovej TPP v režime separátora: 1 - tlak pary za kotlom; 2 - spotreba napájacej vody; 3 - maximálna teplota média na výstupe z NRC; 4 - teplota napájacej vody; 5 - teplota stredného prehriatia; 6 - teplota čerstvej pary; 8, 7 - maximálna teplota kovu sít II a medziprehrievača; 9 - teplota spalín v rotačnej komore.

Vlastnosti podpaľovania počas "horúceho" štartu sú nasledovné. Pred zapálením horákov sa teplota kovu vstavaných separátorov zníži zo 490 na 350-320 ° C odvetrávaním pary zo separátorov a rýchlosť poklesu by v tomto prípade nemala prekročiť 4 ° C / min. . Súčasne sa zníži tlak v ~~ kotli z nominálneho (25 MPa) na 10-15 MPa. 30-40 minút po vychladnutí separátorov podľa rovnakého harmonogramu ako z "nechladeného" stavu, t.j. po ustanovení minimálneho zapaľovacieho prietoku napájacej vody, tlak pred uzavretým vstavaným ventilom stúpne na 24-25 MPa sa zapínajú olejové horáky so štartovacím prietokom oleja a súčasne sa otvárajú prepúšťacie ventily 8 zabudovaných separátorov. Potom sa postupne otvárajú škrtiace ventily 5. Ďalšie operácie sú rovnaké ako pri štarte zo "studeného" stavu. Znížením tlaku v kotli pred podpálením je vylúčená kondenzácia pary v sitách, ktoré sú preto ochladzované menej ako pri štarte v priamoprúdovom režime.

Pohonná jednotka s kotlom TPP-210A bola havarijne odstavená ochrannými zariadeniami z dôvodu porúch prevádzky napájacieho čerpadla. Keď sa ventil na potrubí vykurovacieho oleja automaticky zatvoril, prívod kvapalného paliva nebol úplne vypnutý a v jednom kotlovom telese pokračovalo horenie malého množstva vykurovacieho oleja v peci, čo prispelo nielen k zvýšeniu tepelných deformácií. a zvýšenie cirkulácie v LFC paneloch, ale aj na vzhľad jednotlivých pevných rúrok v horných oblúkoch.bubliny mierne prehriatej pary, ktoré zaberali celý úsek rúrok a bránili pohybu pracovného média v nich. Nadkritická tlaková para má síce v čase svojho vzniku rovnakú hustotu ako voda, no zvýšenie jej teploty len o niekoľko stupňov vedie k zníženiu jej hustoty o desiatky percent. So zvyšujúcou sa rýchlosťou vody mali byť bubliny pary unášané jej prúdom, ale veľké bubliny by mohli dočasne pretrvávať, čím by sa teplota kovu príslušných rúrok mala prudko zvýšiť.

Po päťminútovej prestávke sa kotol prepol do režimu priameho prietoku a v rozpore s pravidlami sa napájacia voda nedodávala skôr, ale súčasne s prudkým zvýšením dodávky vykurovacieho oleja do pece. Čoskoro bolo zaznamenané zvýšenie teploty až na 570 °C v nevykurovanej výstupnej časti jedného z potrubí NRCH. Interval medzi automatickým zaznamenávaním tejto teploty bol 4 minúty, ale pred opätovným zaznamenaním tejto teploty došlo k havarijnému pretrhnutiu potrubia, pri ktorom sa v zóne strieľne horáka nachádzal úsek, ktorý nebol chránený zápalnými pásmi. Kotol bol opäť havarijne odstavený.

Ďalší príklad sa týka zhoršenia separácie, ku ktorému došlo pri neúplnom otvorení poistných ventilov, ktoré odvádzali separovanú vlhkosť zo zabudovaného separátora. Pri zapálení prietokového kotla boli tieto ventily zatvorené, aby sa znížila teplota ostrej pary v prípade poruchy vstrekovacích chladičov. Tento spôsob regulácie je spojený s náhlymi a výraznými zmenami teploty pary a vedie k vzniku únavových trhlín v zberačoch prehrievača v blízkosti zabudovaného separátora pozdĺž dráhy pary.

Uzatváranie ventilov 8 a otvor 5 je potrebné robiť pomaly, aby sa zabránilo úniku vody do blízkych kolektorov prehrievača v dôsledku narušenia stabilného pohybu pracovného média v separátore. Okrem toho je potrebné vopred otvoriť odtoky pred a za škrtiacou klapkou 5, aby sa zabránilo úniku kondenzátu nahromadeného v potrubiach zo zapaľovacej jednotky.

Pomalé otváranie škrtiacich ventilov 5 vedie k predĺženiu doby ohrevu hlavného parovodu a doby zapálenia kotla. Samozrejme, výrazné kolísanie teploty pary je neprípustné, ak je však kotol zakúrený len párkrát do roka, nie je dôvod dodatočne odkladať spúšťacie operácie, aby nedošlo k miernemu poklesu teploty pary. Ale ak sa kotol často zapaľuje a zastavuje, potom aj malé kvapky vody do sita môžu mať nebezpečné následky. Preto pri zapaľovaní prietokových kotlov je potrebné dôsledne dodržiavať harmonogram spúšťania, ktorý reguluje pomalé a postupné otváranie ventilov 5.

Fil S. A., Golyshev L. V., inžinieri, Mysak I. S., doktor tech. Sci., Dovgoteles G. A., Kotelnikov I. I., Sidenko A. P., inžinieri JSC LvovORGRES - Národná univerzita "Ľvovská polytechnika" - Trypilska TPP

Spaľovanie nízkoreaktívneho čierneho uhlia (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 sa zvyčajne stanovuje laboratórnou metódou na jednotlivých vzorkách popola odobratých z plynovodov posledného konvekčného povrchu kotla pomocou bežných odfukovacích zariadení. Hlavnou nevýhodou laboratórnej metódy je príliš veľké časové oneskorenie pri získaní výsledku Gong (viac ako 4 - 6 hodín), čo zahŕňa čas pomalého hromadenia vzorky popola vo vyfukovacej inštalácii a dobu trvania laboratória. analýza. V jedinej vzorke popola sú teda na dlhú dobu zhrnuté všetky možné zmeny gongu, čo sťažuje rýchle a efektívne nastavenie a optimalizáciu režimu spaľovania.
Podľa údajov vo variabilnom a nestacionárnom režime kotla sa koeficient zberu popola (stupeň čistenia) cyklónu nastavenia vynášania mení v rozmedzí 70 - 95%, čo vedie k dodatočným chybám v určenie gongu.
Nevýhody inštalácií popolčeka sa prekonávajú zavedením kontinuálnych systémov merania gongu, ako sú analyzátory uhlíka v popolčeku.
V roku 2000 osem sád (dva pre každú nádobu) stacionárnych nepretržite pracujúcich analyzátorov RCA-2000 vyrobených spoločnosťou Mark and Wedell (Dánsko).
Princíp činnosti analyzátora RCA-2000 je založený na fotoabsorpčnej metóde analýzy v infračervenej oblasti spektra.
Rozsah merania 0 - 20% absolútnych hodnôt Gong, relatívna chyba merania v rozsahu 2 - 7% - nie viac ako ± 5%.
Odber popola pre merací systém analyzátora sa vykonáva z plynovodov pred elektrostatickými odlučovačmi.
Nepretržité nahrávanie gongov prebiehalo na samozáznamovom zariadení velínu s frekvenciou úplného meracieho cyklu po 3 minútach.
Pri spaľovaní popola rôzneho zloženia a kvality prekračovali skutočné absolútne hodnoty gongu spravidla 20 %. Preto sa v súčasnosti analyzátory používajú ako indikátory zmien relatívnych hodnôt obsahu horľavín v strhávaní Gv° v rozsahu zapisovača 0 - 100%.
Pre hrubý odhad skutočnej hladiny Gong bola zostavená kalibračná charakteristika analyzátora, čo je vzťah medzi absolútnymi hodnotami Gong stanovenými laboratórnou metódou a relatívnymi hodnotami analyzátora G°Gong. V rozsahu zmeny gongu od 20 do 45% je charakteristika v analytickej forme vyjadrená rovnicou

Počas experimentálnych štúdií a normálnej prevádzky kotla je možné použiť analyzátory na vykonávanie nasledujúcich prác:
optimalizácia režimu spaľovania;
posúdenie zmeny gongu pri plánovanom technologickom spínaní systémov a jednotiek kotolne;
určenie dynamiky a úrovne poklesu účinnosti v nestacionárnych a doštartovacích režimoch kotla, ako aj pri striedavom spaľovaní ASh a zemného plynu.
V období tepelných skúšok kotla boli použité analyzátory na optimalizáciu režimu spaľovania a posúdenie vplyvu plánovaného spínania zariadení na stabilitu spaľovacieho procesu práškového uhlia.
Experimenty boli realizované pri stacionárnom zaťažení kotla v rozsahu 0,8-1,0 nominálneho a spaľovania AS s týmito charakteristikami: nižšia merná výhrevnosť Qi = 23,06 - 24,05 MJ/kg (5508 - 5745 kcal/kg), popol obsah na pracovnú hmotnosť Ad = 17,2 - 21,8 %, vlhkosť na pracovnej hmotnosti W = 8,4 - 11,1 %; podiel zemného plynu na osvetlenie plameňa práškového uhlia bol 5-10% z celkového uvoľneného tepla.
Výsledky a analýzy experimentov na optimalizáciu režimu spaľovania pomocou analyzátorov sú uvedené v. Pri nastavovaní kotla boli optimalizované nasledovné:
výstupné rýchlosti sekundárneho vzduchu zmenou otvorenia obvodových brán v horákoch;
výstupné otáčky primárneho vzduchu zmenou zaťaženia teplovzdušného ventilátora;
podielu osvetlenia plameňa zemným plynom voľbou (podľa podmienok na zabezpečenie stability horenia) minimálneho možného počtu prevádzkovaných plynových horákov.
Hlavné charakteristiky procesu optimalizácie režimu spaľovania sú uvedené v tabuľke. jeden.
Uvedené v tabuľke. 1, údaje naznačujú dôležitú úlohu analyzátorov v procese optimalizácie, ktorý spočíva v nepretržitom meraní a registrácii aktuálnych informácií o zmene H°h, čo umožňuje včasné a
jasne stanoviť optimálny režim, dokončenie stabilizačného procesu a spustenie kotla v optimálnom režime.
Pri optimalizácii režimu spaľovania bola hlavná pozornosť venovaná hľadaniu čo najnižšej úrovne relatívnych hodnôt H°un. V tomto prípade boli absolútne hodnoty gongu určené kalibračnou charakteristikou analyzátora.
Efektívnosť použitia analyzátorov na optimalizáciu režimu spaľovania kotla je teda možné zhruba odhadnúť znížením obsahu horľavých látok v unášaní v priemere o 4 % a tepelných strát z mechanického podhorenia o 2 %.
V stacionárnych režimoch kotla pravidelné technologické spínanie, napríklad v prachových systémoch alebo horákoch, narúša proces stabilného spaľovania práškového uhlia.

stôl 1
Charakteristika procesu optimalizácie režimu spaľovania

Kotol TPP-210A je vybavený tromi prachovými systémami s guľovými bubnovými mlynmi typu ShBM 370/850 (Sh-50A) a spoločným prachovým zásobníkom.
Z prachového systému je vyčerpané sušiace činidlo odvádzané do spaľovacej komory (predpecnej pece) pomocou mlynského ventilátora typu MB 100/1200 cez špeciálne výtlačné trysky umiestnené nad hlavnými prachovými a plynovými horákmi.
Predpec každého kotlového telesa dostane úplný odvod z príslušného vonkajšieho prachového systému a polovicu odvodu zo stredného prachového systému.
Použité sušiace činidlo je nízkoteplotný zvlhčený a prašný vzduch, ktorého hlavné parametre sú v nasledujúcich medziach:
podiel odpadového vzduchu je 20 - 30 % z celkovej spotreby vzduchu telesa (kotla); teplota 120 - 130 °C; podiel jemného uhoľného prachu, ktorý nebol zachytený cyklónom prachového systému, 10 - 15 % produktivity mlyna;
vlhkosť zodpovedá množstvu vlhkosti uvoľnenej počas procesu sušenia mletého pracovného paliva.
Spotrebované sušiace činidlo sa vypúšťa do zóny maximálnych teplôt plameňa, a preto výrazne ovplyvňuje úplnosť vyhorenia uhoľného prachu.
Počas prevádzky kotla sa najčastejšie zastavuje a reštartuje stredný prachový systém, pomocou ktorého sa v priemyselnom bunkri udržiava požadovaná úroveň prašnosti.
Je znázornená dynamika zmien hlavných ukazovateľov režimu spaľovania kotlového telesa - obsahu horľavín v strhávaní a hmotnostnej koncentrácie oxidov dusíka v spalinách (NO) - pri plánovanej odstávke stredného prachového systému. na obr. jeden.
Vo vyššie uvedených a všetkých nasledujúcich obrázkoch sú pri vytváraní grafických závislostí akceptované nasledujúce podmienky:
obsah horľavín vo strhávaní zodpovedá hodnotám mierok dvoch vertikálnych osí súradníc: spriemerované merania Gong a údaje prepočtu podľa kalibračnej charakteristiky Gong;
hmotnostná koncentrácia NO s prebytkom vzduchu v spalinách (bez redukcie na NO2) bola prevzatá z nepretržite zaznamenávaných meraní stacionárneho analyzátora plynov Mars-5 MP "Ekomak" (Kyjev);
dynamika zmien H°un a NO je pevne stanovená
počas celej doby technologickej prevádzky a stabilizačného režimu; začiatok technologickej operácie sa berie do blízkosti nulovej časovej referencie.
Úplnosť spaľovania práškového uhoľného paliva bola odhadnutá kvalitou režimu spaľovania (KTR), ktorá bola analyzovaná dvomi ukazovateľmi Gong a NO, ktoré sa spravidla zrkadlovo menili.

Ryža. 1. Zmeny indikátorov režimu spaľovania pri zastavení stredného prachového systému

Vplyv plánovanej odstávky systému stredného prachu na ukazovatele KTP (obr. 1) bol analyzovaný v závislosti od postupnosti nasledujúcich technologických operácií:
operácia 1 - odstavenie podávača surového uhlia (CFC) a zastavenie dodávky uhlia do mlyna znížilo zaťaženie bubna SBM, znížilo jemnosť uhoľného prachu a zvýšilo teplotu odpadového vzduchu, čo spôsobilo skrat dlhodobé zlepšenie CTE: zníženie Hn° a zvýšenie NO; proces ďalšej emaskulácie mlyna prispel k odstraňovaniu prachu z odpadového vzduchu a zvýšeniu prebytočného vzduchu v predpeci, čo negatívne ovplyvnilo CTE;
operácia 2 - odstavenie SHM a zníženie ventilácie prachového systému najprv mierne zlepšilo CTE a následne s oneskorením s vypnutím ventilátora mlyna (MF) sa CTE zhoršilo;
operácia 3 - zastavenie MW a zastavenie vypúšťania spotrebovaného sušiaceho činidla do spaľovacej komory výrazne zlepšilo CTE.

Ak sú teda všetky ostatné veci rovnaké, zastavenie prachového systému zlepšilo proces spaľovania paliva, znížilo mechanické podhorenie a zvýšilo hmotnostnú koncentráciu NO.
Typickým porušením stability prachového systému je preťažovanie bubna mlyna palivom alebo „zamazanie“ mlecích gúľ mokrým hlineným materiálom.
Vplyv dlhodobého odlupovania bubna čelnej frézy na CTE telesa kotla je znázornený na obr. 2.
Odstavenie PSU (operácia 1) z dôvodov podobných tým, ktoré sa uvažovali počas odstavenia práškovacieho systému, v prvej fáze emaskulácie mlyna zlepšilo CTE na krátky čas. V následnej emaskulácii mlyna až po začlenenie PSU (operácia 2) bola tendencia zhoršovania CTE a rastu G°un.

Ryža. 2. Zmeny ukazovateľov režimu spaľovania pri emaskulácii bubna posledného mlyna Obr.

Ryža. 3. Zmeny indikátorov režimu spaľovania pri spustení posledného prachového systému a vypnutí plynových horákov

Automatická prevádzka PSU v menšej miere periodicky destabilizuje režim pece, ktorý vypínaním a následným zapnutím pohonu PSU reguluje potrebné zavážanie mlyna uhlím.
Vplyv štartovacieho režimu systému extrémnej prašnosti na KTP je znázornený na obr. 3.
Bol zaznamenaný nasledujúci vplyv štartovacích operácií prachového systému na režim spaľovania:
prevádzka 1 - spustenie MW a vetranie (ohrievanie) dráhy prachového systému s vypúšťaním relatívne studeného vzduchu do predpecnej pece zvýšilo prebytok vzduchu v spaľovacej zóne a znížilo teplotu horáka, čo viedlo k zhoršeniu stavu v CTE;
operácia 2 - spustenie SHBM a pokračovanie vetrania traktu malo negatívny vplyv na CTE;
operácia 3 - spustenie PSU a zavážanie mlyna palivom so zvýšením nominálnej spotreby sušidla výrazne zhoršilo CTE.
Možno konštatovať, že zaradenie prachového systému do prevádzky negatívne ovplyvňuje CTE, zvyšuje mechanické podhorenie a znižuje hmotnostnú koncentráciu NO.
Predpec kotlového telesa TPP-210A je vybavená šiestimi lopatkovými prachovo-plynovými horákmi s tepelným výkonom 70 MW, inštalovanými v jednej vrstve na prednej a zadnej stene a dvoma plynovými olejovými horákmi nad ohniskom. zabezpečiť stabilný odvod tekutej trosky v celom rozsahu prevádzkových zaťažení kotla.
Počas spaľovania uhoľného prachu ASh bol zemný plyn dodávaný konštantným prietokom (asi 5 % z celkového uvoľneného tepla) do horákov a premenlivým prietokom cez hlavné prachovo-plynové horáky na stabilizáciu spaľovacieho procesu. práškového uhlia. Prívod plynu ku každému hlavnému horáku sa uskutočňoval pri najnižšom možnom prietoku, ktorý zodpovedá 1,0 - 1,5 % celkového uvoľneného tepla. Preto sa zmena podielu zemného plynu na zapaľovanie pochodne uskutočnila zapnutím alebo vypnutím určitého počtu hlavných plynových horákov.
Vplyv vypnutia plynových horákov (zníženie podielu zemného plynu) na CTE telesa kotla je na obr. 3.
Postupné odstavenie prvého plynového horáka (prevádzka 4) a potom troch plynových horákov (prevádzka 5) malo pozitívny vplyv na CTE a viedlo k výraznému zníženiu mechanického podhorenia.
Vplyv zapnutia plynových horákov (zvýšenie podielu zemného plynu) na CTE je znázornený na obr. 4. Postupné zapínanie jedného plynového horáka (prevádzka 1), dvoch horákov (prevádzka 2) a jedného horáka (prevádzka 3) negatívne ovplyvnilo CTE a výrazne zvýšilo mechanické podhorenie.

Ryža. 4. Zmena indikátorov režimu spaľovania pri zapnutí plynových horákov
tabuľka 2
Zmeny obsahu horľavín v prenose pri technologickom prepínaní zariadení

Približné hodnotenie vplyvu overeného technologického prepínania kotlových zariadení na zmenu CTE (Kun) je zhrnuté v tabuľke. 2.
Z analýzy uvedených údajov vyplýva, že k najväčšiemu poklesu účinnosti kotolne v stacionárnych režimoch dochádza v dôsledku nábehových operácií prachového systému a pri nadhodnotenej spotrebe zemného plynu na podsvietenie plameňa.
Je potrebné poznamenať, že potreba vykonania nábehových operácií prachového systému je daná výlučne technologickými dôvodmi a nadhodnotenú spotrebu zemného plynu na osvetlenie plameňa spravidla nastavuje obsluhujúci personál, aby sa predišlo možnému porušenie stability spaľovacieho procesu pri náhlom zhoršení kvality AS.
Použitie analyzátorov RCA-2000 umožňuje priebežné a včasné zmeny
vyhodnocovať prípadné zmeny v kvalite paliva a neustále udržiavať hodnotu osvetlenia plameňa na vhodnej optimálnej úrovni s minimálnou potrebnou spotrebou zemného plynu, čo pomáha znižovať spotrebu nedostatkového plynného paliva a zvyšovať účinnosť kotla.

zistenia

1. Systém kontinuálneho merania obsahu horľavých látok v prenose umožňuje rýchlo a efektívne vyhodnocovať priebeh spaľovacích procesov pri spaľovaní AS v kotle TPP-210A, ktorý sa odporúča použiť pri uvádzaní do prevádzky a výskumných prácach, as ako aj na systematické sledovanie účinnosti kotlových zariadení.
2. Účinnosť použitia analyzátorov RCA-2000 na optimalizáciu režimu spaľovania sa predbežne odhaduje znížením ukazovateľov mechanického podhorenia - obsahu horľavých látok v strhávaní v priemere o 4%, a teda tepelných strát z mechanického podhorenia o 2%. .
3. V stacionárnych režimoch kotla pravidelné technologické spínanie zariadení ovplyvňuje kvalitu spaľovacieho procesu. Nábehové operácie prachového systému a nadhodnotená spotreba zemného plynu na zapálenie horáka na práškové uhlie výrazne znižujú účinnosť kotolne.

Bibliografia

1. Madoyan A. A., Baltyan V. N., Grechany A. N. Efektívne spaľovanie uhlia nízkej kvality v energetických kotloch. Moskva: Energoatomizdat, 1991.
2. Použitie analyzátora horľavého obsahu RCA-2000 v prenose a analyzátora plynu Mars-5 na optimalizáciu režimu spaľovania kotla na práškové uhlie TPP-210A z Tripolskaja TPP / Golyshev L. V., Kotelnikov N. I., Sidenko A. P. a kol. - Tr. Kyjevský polytechnický inštitút. Energetika: ekonomika, technika, ekológia, 2001, č.1.
3. Zusin S. I. Zmena tepelných strát s mechanickým podhorením v závislosti od prevádzkového režimu kotlovej jednotky. - Tepelná energetika, 1958, č.10.

V polovici dvadsiateho storočia sa vývoj tepelných elektrární uberal cestou zvyšovania jednotkovej kapacity a účinnosti energetických zariadení. Zároveň v 50-tych rokoch ZSSR začal stavať tepelné elektrárne s výkonovými blokmi 100, 150 a 200 MW a v 60-tych rokoch boli vložené elektrárne s výkonom 300, 500 a 800 MW. prevádzky v elektrárňach. Do prevádzky bola uvedená aj jedna pohonná jednotka s výkonom 1200 MW. V týchto jednotkách sú inštalované kotly na nadkritické parametre pary.

Prechod kotlov na nadkritické parametre pary bol diktovaný ekonomickou realizovateľnosťou, ktorá bola určená optimálnou rovnováhou hospodárnosti paliva v dôsledku zvýšenia tepelnej účinnosti. cyklu a zvýšenie nákladov na vybavenie a prevádzku. Odmietnutie používania bubnových kotlov vo výkonných jednotkách pre podkritické parametre pary bolo podmienené výrazným zvýšením nákladov na kotol v dôsledku zvýšenia hmotnosti bubna, ktorá pre kotol s jednotkou 500 MW dosiahla 200 ton. Základné zaťaženie nepresahuje 400 MW. V tejto súvislosti sa pri vytváraní blokov s vysokým výkonom rozhodlo o prechode na jednorazové nadkritické tlakové kotly.

Prvé prietokové kotly pre 300 MW agregáty, modely TPP-110 a PK-39, a kotly pre 800 MW agregáty, modely TPP-200, TPP-200-1, boli vyrobené začiatkom 60. rokov 20. storočia. Boli vyrobené v dvoch častiach. Parné kotly TPP-110 a PK-39 boli vyrobené s asymetrickým usporiadaním vykurovacích plôch v každom telese (monoblok).

V kotli TPP-110 je hlavná časť primárneho prehrievača umiestnená v jednej budove, zvyšok je v druhej budove.

časť tohto prehrievača a celá vykurovacia plocha medziprehrievača. Pri takomto usporiadaní prehrievačov je teplota pary v každom z nich riadená zmenou pomeru „napájacej vody a paliva“. Okrem toho sa vo výmenníku tepla plyn-para reguluje stredná teplota pary.

Prerozdeľovanie tepelnej záťaže medzi nádobami, ku ktorému dochádza pri regulácii teploty pary, je nežiaduce, nakoľko pri spaľovaní antracitového kalu a iných druhov nízkoreakčného paliva klesá teplota horúceho vzduchu, čo vedie k zvýšeniu pri tepelných stratách z nedohorenia paliva.

V dvojkazetovom parnom kotli model PK-39, vyrábanom podľa schémy v tvare T, sú primárne a medziprehrievače umiestnené v štyroch konvekčných šachtách plášťa asymetricky k zvislej osi kotla. Pri zmene množstva spalín v pravom a ľavom konvekčnom hriadeli každého krytu sa prerozdelí absorpcia tepla primárnym a medziprehrievačom, čo vedie k zmene teploty pary. V dvojplášťovom parnom kotli so symetrickými plášťami modelov TPP-200, TPP-200-1 sú konvekčné šachty každého plášťa rozdelené zvislými priečkami na tri časti. V strednej časti konvekčnej šachty sú umiestnené obaly ekonomizéra vody, v dvoch krajných - obaly vysokotlakového konvekčného prehrievača a medziľahlého.

Prevádzkové skúsenosti kotlov TPP-110 potvrdili možnosť regulácie teploty primárnej a intermediárnej pary zmenou pomeru „napájacia voda – palivo“ v každom z objektov. Zároveň počas prevádzky týchto kotlov bol pozorovaný zvýšený počet ich núdzových zastavení. Prevádzka kotlov sa značne skomplikovala. Podobný obraz bol pozorovaný počas pilotnej prevádzky kotla PK-39.

Následne sa namiesto týchto kotlov vyrábali dvojplášťové agregáty, avšak so symetrickým usporiadaním vykurovacích plôch v plášťoch - dvojbloky (TPP-210, TPP-210A, TGMP-114, PK-41, PK-49, P -50).

Použitie dvojplášťových kotlov so symetrickým usporiadaním vykurovacích plôch zvyšuje spoľahlivosť pohonnej jednotky. V prípade núdzového zastavenia jednej z budov môže pohonná jednotka pracovať so zníženým zaťažením druhej budovy. Prevádzka jedného telesa je však menej hospodárna. Nevýhody dvojplášťových kotlov zahŕňajú aj zložitosť schémy potrubia, veľké množstvo armatúr a zvýšené náklady.

Prevádzkové skúsenosti energetických jednotiek s nadkritickými tlakovými kotlami ukázali, že koeficient využitia jednotiek s jednou nádobou nie je nižší ako s dvoma. Okrem toho sa v dôsledku zníženia počtu paro-vodných armatúr a automatických riadiacich zariadení zjednodušuje údržba energetických jednotiek s jednoplášťovými kotlami. Tieto okolnosti viedli k prechodu na výrobu jednoplášťových nadkritických tlakových kotlov.

Parný kotol TPP-312A s výkonom pary 1000 t/h (obr. 2.13) je určený na prevádzku na uhlie v bloku s 300 MW turbínou. Vyrába prehriatu paru s tlakom 25 MPa a teplotou 545°C a má účinnosť. 92 %. Kotol - jednoplášťový, s dohrevom, usporiadanie v tvare U s otvorenou hranolovou spaľovacou komorou. Clony sú rozdelené do štyroch častí podľa výšky spaľovacej komory: spodná sálavá časť, stredná, pozostávajúca z dvoch častí, a horná sálavá časť. Spodná časť spaľovacej komory je tienená trubkami potiahnutými karborundom. Odstraňovanie trosky - kvapalina. Na výstupe zo spaľovacej komory je sitový prehrievač, v konvekčnej šachte sú konvekčné prehrievače vysokého a nízkeho tlaku. Teplota vysokotlakovej pary je riadená vstrekovaním napájacej vody a nízkotlaková para je riadená výmenníkom tepla para-para. Ohrev vzduchu sa vykonáva v regeneračných ohrievačoch vzduchu.

Boli vyvinuté a v prevádzke nasledovné jednoplášťové nadkritické tlakové kotly: práškové uhlie TPP-312, P-57, P-67, plynový olej TGMP-314, TGMP324, TGMP-344, TGMP-204, TGMP-1204 . V roku 2007 TKZ Krasny Kotelshchik vyrobil kotly TPP-660 s výkonom pary 2225 t/h a tlakom pary na výstupe 25 MPa pre energetické jednotky Bar TPP (India). Životnosť kotlov je 50 rokov.

Na poslednom energetickom bloku tepelnej elektrárne Hemweg v Holandsku (pozri časť 4.) bol vytvorený parný dvojťahový kotol podľa technológie Benson (obr. 2.14) s parným výkonom pri plnom zaťažení 1980 t/h, projektovaný r. Mitsui Babcock Energy a určený na prácu s čiernym uhlím je inštalovaný (ako hlavný druh paliva) a plyn v bloku s turbínou 680 MW.

Tento nadkritický tlakový sálavý prietokový kotol generuje paru o tlaku 26 MPa a teplote 540/568°C.

Pracuje v modifikovanom režime posuvného tlaku, v ktorom je vstupný tlak turbíny regulovaný na úroveň, ktorá sa mení so zaťažením pohonnej jednotky.

Kotol je vybavený tromi prehrievačmi so vstrekovacími chladičmi prehriatia a dvomi dohrievacími jednotkami (hoci ide o jeden cyklus prihrievania). Ekonomizér je vodorovný zvitok rúrok s rebrovaným povrchom. Primárny prehrievač je usporiadaný vo forme jedného horizontálneho a jedného vertikálneho bloku. Sekundárny sitový prehrievač je závesný jednookruhový blok a posledný stupeň prehrievača je tiež vyrobený vo forme jednookruhového závesného bloku. Teplota horúcej pary na výstupe z kotla je 540°C. Systém dohrievania kotla má dva stupne - primárny a konečný. Primárny stupeň zahŕňa dva horizontálne bloky, stupeň konečného dokurovania predstavuje vertikálny blok vo forme skladaného okruhu umiestnený v dymovode kotla. Na výstupe z kotla je teplota prehriatej pary 568°C.

Systém dúchadiel kotla pozostáva zo 107 dúchadiel poháňaných programovateľným logickým ovládačom. Odstraňovanie zvyškov popola sa vykonáva škrabkovým dopravníkom prechádzajúcim pod ohniskom a hydraulickým transportom do filtračnej nádrže na zvyšky popola.

Výstupná teplota spalín je cca 350°C. Potom sa ochladia na 130°С v rotačných regeneračných ohrievačoch vzduchu.

Kotol je navrhnutý tak, aby minimalizoval emisie NO x pomocou horákov s nízkym obsahom NO x a núteného ťahu. Dosiahnutie dobrých environmentálnych vlastností uľahčuje odsírenie spalín, ktoré odstraňuje SO 2 z výfukových plynov.

Moderný plynový olejový parný kotol TGMP-805SZ (obr. 2.15) s výkonom pary 2650 t/h je určený na výrobu prehriatej pary s prevádzkovým tlakom 25,5 MPa a teplotou 545 °C pre parnú turbínu s tl. výkonom 800 MW. Prietokový, plynový, jednoplášťový kotol je zavesený na nosníkoch jadra podoprených na stĺpoch objektu kotolne a môže byť inštalovaný v priestoroch so seizmickou aktivitou 8 bodov. Má otvorenú spaľovaciu komoru prizmatického tvaru. Tvoria ho celozvárané rúrkové panely, v spodnej časti ktorých je celozváraná horizontálna ohnisková clona a v hornej časti vodorovný dymovod, zhora uzavretý celozváranou rúrkovou stropnou clonou. Clony spaľovacej komory sú výškovo rozdelené na spodnú a hornú radiačnú časť.

Na prednej a zadnej stene spaľovacej komory kotla je umiestnených 36 olejovo-plynových horákov. V horizontálnom dymovode je postupne pozdĺž prúdu plynu umiestnených päť vertikálnych konvekčných výhrevných plôch - výhrevná plocha vyrábajúca paru zaradená do parovodnej cesty kotla až po zabudovaný ventil, tri časti vysokotlakového prehrievača a výstupný stupeň nízkotlakového prehrievača.

Teplota sekundárnej pary je riadená recirkulačnými plynmi. V zvodnom potrubí, tienenom celozvarenými rúrkovými panelmi, sú vstupný stupeň nízkotlakového prehrievača a ekonomizér vody umiestnené v sérii pozdĺž prúdu plynu.

Jedným z najvýznamnejších úspechov tepelnej energetiky na konci 20. storočia vo svete bolo zavedenie superkritických kotlov, ktoré sú v súčasnosti schopné prevádzky pri výstupnom tlaku pary 30 MPa a teplote 600/650° C. Umožnil to vývoj v technológii materiálov, ktoré odolávajú podmienkam vysokých teplôt a tlakov. Kotly (často sa im hovorí „parogenerátory“) s výkonom nad 4000 t/h už fungujú vo „veľkej energetike“. Takéto kotly poskytujú paru pre energetické jednotky 1000-1300 MW v elektrárňach v USA, Rusku, Japonsku a niektorých európskych krajinách.

V súčasnosti pokračuje vývoj nových modelov parných kotlov pre energetické bloky TPP. Kotly sú zároveň konštruované pre nadkritické, nadkritické a podkritické parametre pary. Napríklad na 2 energetických jednotkách Neiveli TPP (India) s kapacitou 210 MW každej sú nainštalované parné kotly Ep-690-15.4-540 LT, určené na prevádzku na nízkokalorické indické hnedé uhlie. Sú to kotly bubnové s prirodzenou cirkuláciou, podkritické s dohrevom, jednoplášťové, s tuhým odvodom trosky, vežového typu. Výkon pary takéhoto kotla je 690 t/h, parametre pary sú tlak 15,4 MPa na výstupe z kotla a 3,5 MPa na výstupe z dohrievača, teplota pary je 540°C.

Spaľovacia komora kotla je otvorená a vybavená 12 dvojitými viackanálovými horákmi s priamym prietokom inštalovaným na všetkých stenách pece v dvoch vrstvách. Na čistenie vykurovacích plôch sú nainštalované vodné a parné dúchadlá.

Treba poznamenať, že energetika krajín SNŠ je založená na použití dvoch typov parných kotlov - prietokových kotlov a kotlov s prirodzenou cirkuláciou. V zahraničnej praxi sú spolu s prietokovými kotlami široko používané kotly s núteným obehom.

Okrem hlavných - parných kotlov vysokého a nadkritického tlaku - sa v súčasnosti na TPP využívajú aj ďalšie typy kotlov: špičkové teplovodné kotly, kotly na spaľovanie uhlia vo fluidnom lôžku, kotly s cirkulačným fluidným lôžkom a kotly na odpadové teplo. Niektoré z nich sa stanú prototypmi kotlov pre budúci rozvoj tepelnej energetiky.