proracun kondenzacionog postrojenja

Termoenergetska analiza procesa

Mašinski fakultet TuzlaTermoenergetska analiza procesa

Projektni zadatak

Parno termoenergetsko postrojenje za istovremenu proizvodnju toplotne i električne energije-optimizacija radnih parametara i

elemenata pri kogeneraciji

Tuzla,april,2013 Selimovic Lejla

Mašinski fakultet Tuzla


a) Šema parnog termoenergetskog postrojenja sa kogeneracijom

Sl.1 Šema parnog termoenergetskog postrojenja sa kogeneracijom

Legenda za šemu termoenergetskog postrojenja:

VT – visokotlačni dio turbineST – srednjetlačni dio turbineNT – niskotlačni dio turbineVTZ – visokotlačni zagrijačSTZ – srednjetlačni zagrijačNTZ – niskotlačni zagrijačNP – napojna pumpaPP – pregrijač pareMPP – međupregrijač pareG – generatorK– kondenzator



b) ciklus predstavljen u i-s dijagramu

Sl.2 ciklus predstavljen u i-s dijagramu

Napomena:

Na skici su prikazana samo stanja postrojenja, dok su prave vrijednosti temperatuta, pritisaka i entalpija prikazane u priloženom i-s dijagramu.



c) Maseni bilans kotla, dijelova turbine, regeneretivnih zagrijača i toplotnih podstanica:

Maseni bilans kotla:

D=590th=163,89

kgs

Maseni bilans VT dijela turbine:

m1=D−Dmp=590−390=200th=55,56kg /s

Maseni bilans ST dijela turbine:

Dmp=390th=108,33

kgs

Dntul¿Dmp−m2

m2 je10 %od D=¿ m2=16,39kg /s

Dntul=91,94kgs

Maseni bilans NT dijela turbine:

Dntul=m3+m4+Dntiz=¿Dntiz=Dntul−m3−m4

m3 je 9 %od D=¿ m3=14,75 kg/ sm4 je 8 % od D=¿ m4=13,11 kg/ s

Dntiz=64,08kgs

Komentar :

U prethodnom postupku je proračunato koliko je od ukupne mase kotla predato na visokotlačnu, srednjetlačnu i niskotlačnu turbine, i proračunat je maseni bilans kotla. Vršimo optimizaciju oduzimanja, pri usvajanju vrijednosti masenih protoka moramo uzeti u obzir da toplotne podstanice služe svojoj svrsi(zadovoljavaju traženu toplotnu snagu), da imamo uravnotežen porast entalpija iza pojedinih regenerativnih zagrijača i da je napojna voda dovoljno zagrijana nakon zagrijača. Uvažavajući sve ovo i nakon iteriranja usvajamo da su maseni protoci svih oduzimanja navedeni pod tačkom d).



Stepeni iskorištenja na turbinama:

ηVT=0,92 - stepen iskorištenja na visokotlačnom dijelu turbine

ηST=0,94 - stepen iskorištenja na srednjetlačnom dijelu turbine

ηNT=0,93 - stepen iskorištenja na niskotlačnom dijelu turbine

Određivanje parametara pare u turbinskom kolu

Tabela 1 Padovi na visokotlačnoj turbini

Pritisak na

ulazu Temperatura Entalpija

Redni broj radnog kola adijabatski adijabatski

VT (bar ) (°C) (kJ/kg)

turbina 116 535 3480

I stupanj 3360

II stupanj 3240-odvajanje za TP3

- III stupanj 3120

Tabela 2 Padovi na srednjotlačnoj turbini

Pritisak na


Redni broj radnog kola adijabatski adijabatski

ST (bar ) (°C) (kJ/kg)

turbina 30 535 3540

I stupanj 3420-odvajanje za TP2

II stupanj 3330



Tabela 3 Padovi na niskotlačnoj turbini

Pritisak na


Redni broj radnog kola (adijabatski) adijabatski

(bar ) (°C) (kJ/kg)

I 7 240 2945

NT

akcioni II 3 220 2905

turbina

reakcioni I 1 200 2914

II 0,5 2310-za TP1

III 0,13 2190

IV 0,08 2140


TP3

TP2

'


Maseni bilas toplotnih podstanica

Toplotna podstanica TP3:

Snagu od 28 MW smo podijeli na 3 podstanice:



NTp3=(m3+m4 ) (i3−i'3 )=10MW

mwTp 3=NTp1

4200 ∙(twiz−twul)=63,64

th

(twiz−twul )=30 °C

i3i3

NTp2=(m2 )( i2−i'2 )=10MW

mwTp 2=NT p2

4200 ∙(twiz−twul)=79,55kg /s

TP1

'




NTp1=(m2 )( i2−i'2 )=8MW

mwTp 1=N Tp1

4200 ∙(twiz−twul)=79,55kg /s

'

NTZ1


Određivanje nepoznatih parametara na NTZ i VTZ:

Određivanje nepoznatih parametara na NTZ1:

Radi se o niskootlačnom zagrijaču, izmjenjivaču toplote mješajućeg tipa, pa se postavlja bilans mase i energije prema šemi:

Bilans mase:

m5=m1+mk+m4=132,75kgs

Bilans energije:

m5i 4 ,=m1,i1 ' '+mk ik'+m3i 4'

i4=m1 ,i1 ' '+mk ik'+m3i4 '

m5

i4=469,63kJkg


mk=64,08kgs

ik' =121,38

kJkg

za Pk=0,04b i

tz=28,97° C

m5=m1+mk+m4=132,75kgs

i1 ' '=924,05kJkg

, za Pnv=125b,

t=210°C,zadato

'

NTZ2



Radi se o niskootlačnom zagrijaču, izmjenjivaču toplote mješajućeg tipa, pa se postavlja bilans mase i energije prema šemi:

Bilans mase:

D=m5 + m4 +m2=162,25 kgs

Bilans energije:

D,i5 ,=m2,i2 ' '+m4 i3' + i4 ,m5

i5=m2 , i2 ' '+m4i3

' +i4 , m5

D

i5=526,15kJkg


m5=132,75kgs

i4=469,63kJkg

m4=13,11kgs

i3 '=490,7kJkg

m2=16,39kgs

i ' ' 2=769,3kJkg

-za Pnv=125b,

t=180°C,usvojili smo da temp raste za 30 °C u zagrijacima

,

NTZ3

,



Radi se o niskotlačnom zagrijaču, izmjenjivaču toplote površinskog tipa, pa se postavlja bilans mase i energije prema šemi:

Bilans energije:

D(i6−i5)=¿=m2,¿¿)

i6=m2 ,( i¿¿2'−i2

' ')+D i5D

¿

i5=728,08kJkg


m2=16,39kgs

i2 '=2003kJkg

D=162,25 kgs

i5=526,15kJkg

i2' '=769,3

kJkg

,

VTZ1

,


Određivanje nepoznatih parametara na VTZ1:

Radi se o visokotlačnom zagrijaču, izmjenjivaču toplote površinskog tipa, pa se postavlja bilans mase i energije prema šemi:

Bilans energije:

D(i7−i6)=¿=m1,¿¿)

i7=m1 ,(i¿¿1'−i1

' ')+D i6D

¿

i5=1096,5kJkg


m1=55,56kgs

i1 '=2003kJkg

D=162,25 kgs

i6=728,08kJkg

i1' '=924,05

kJkg


Analiza porasta entalpije za pojedine zagrijače:

U idealnom slučaju porast entalpije u svakom izmjenjivaču,za naš slučaj, trebao bi iznositi:

Δi=i7−i 'kn

≈243 ,78kJkg

n – broj izmjenjivača

U našem slučaju porast entalpije će biti:

ΔiNTZ 1=i4−ik '=378 ,25kJkg

ΔiNTZ 2= i5−i4=26 ,52kJkg

ΔiNTZ 3=i6−i5=201 ,93kJkg

ΔiVTZ 1=i7−i6=368 ,42kJkg

Komentar

Iz analize porasta entalpije za svaki pojedini zagrijač vidimo da nemamo uravnotežen porast entalpije po pojedinom regenerativnim zagrijačima.

Optimizacijom postrojenja se teži da se entalpija nakon posljednjeg regenerativnog zagrijača

približi entalpiji napojne vode zadate projektnim zadatkom i1 ' '=924,05kJkg

, u tom smislu je

bilo potrebno sniziti entalpije oduzimanja na ulasku u regenerativne zagrijače. To se postiglo postavljanjem toplotnih podstanica na svako oduzimanja sa pojedinih dijelova turbine. Rezulatat toga se dobila entalpija koja je približno jednaka entalpiji zadatoj u projektnom zadatku, posljedica toga su tri toplotne podstanice, ukupne snage NTP= 28 MW. Prva i druga toplotna podstanica su veće snage i mogu se koristiti za zagrijavanje naselja blizu ovog TE postrojenja, dok se treca toplotna podstanica može koristiti za vlastite potrebe.



d) Optimiranje termoenergetskog postrojenja, definiranje nepoznatih parametara:

Parametri i karakteristike bloka su:

- Svježa para: D=340 t/h, ps=116 bar, ts=535 ˚C, is=3403 kJ/kg

- Para nakon ekspanzije u VT dijelu turbine:p1=30 bar, t1=350˚C, m1=200 t/h,

- Međupregrijana para: Dmp=390t /h , pmp=30bar, tmp=535ºC

- Para na izlazu iz ST dijela turbine: pNT= 8bar, m2=¿16,39 kg/s, tNT=350˚C

- Maseni protok oduzimanja:p3= p4= 0,5 bar , m3 + m4=27,86 kg/s, t3= t4= 150˚C

- Para na izlazu iz NT dijela turbine (ulaz u kondenzator): pk=0.08 bar, (1-x)=0,13

Komentar:

Na osnovu poznatih parametara radnog medija za određeno stanje se iz i-s dijagrama za vodenu paru i tablica za vodu određuju entalpije, zatim vršimo optimiziranje odnosno definisanje nepoznatih parametara oduzimanja sa turbine, parametre radnih medija na toplotnoj podstanici računamo tako što postavljamo maseni bilans i time računamo snagu toplotnih podstanica, u obzir smo uzimali ulazne podatke iz Tabele 1, i pomoću iteriranja došli smo do masenih protoka na regenerativnim zagrijačima.



e) Određivanje ukupne bruto i neto snage bloka N=N e+N t ako je vlastita potrošnja bloka 7,5%, dovedene Qdov i odvedene Qodv toplote u ciklusu

Ukupna ostvarena el. snaga na vratilu turbini je:

N=N VT+NST+N NT ;[MW ]

Snaga na visokotlačnom dijelu turbine NVT :

NVT=D (is−i1 )=59000kW

NVT=59 MW

Snaga na srednjetlačnom dijelu turbine NST:

NST=Dmp (impiz−iNT )=64456,35kW

NST= 64,46 MW

Snaga na niskotlačnom dijelu turbine N NT:

N NT=¿¿ kW

N NT= 59,9 MW

Ukupna ostvarena el. snaga na vratilu turbine je :

N el=Ng ¿NVT+N ST+N NT=183,36 MW

Ukupna dovedena toplota u ciklusu je:

Qdov=D (is−i8 )+Dmp(imp−i2❑)

Qdov=432274,32 kW=432,22 MW

Ukupna odvedena toplotaQodv u ciklusu je:

Qodv=mk (ik−ik' )= 129353,17kW

Qodv =129,35 MW



Bruto i neto snage bloka:

N el=Ng ¿NVT+N ST+N NT=183,36 MW

N el−vl=0,075∙ N el=13,75MW

Nbln=Nblb−N el−vl=169,61MW

f) Određivanje bruto i neto stepena korisnosti postrojenja, potrošnje goriva na pragu kotla i specifičnu potrošnju pare:

Bruto stepen korisnosti:

ηthb=Nd

QdoV

=0,42=42 %

Neto stepen korisnosti:

ηthb=N bln

QdoV

=0,4=40 %

Ovo je visoka vrijednost stepena korisnosti za kondenzaciono-toplifikaciono parno termoenergetsko postrojenje, iako smo sve procese u dijelovim postrojenja smatrali realnim, ipak u obzir nisu uzeti razni faktori koji bi znatno uticali ovo stepena iskorištenja, zaprljane površina, dotrajalost opreme, osobine fluida, izolaciona svojstva.

Potrošnja uglja na pragu kotla B1:

B1=Qdov

ηk H d

=40,2kgs

=144th

ηk=0,885 , H d=12500 kJ / kg-zadano

S obzirom na ostvarenu snagu na turbini potrošnja goriva je mala, ali ako uzmemo u obzir gore navedena uprošćenja, stvarna potrošnja bi se povećala.

Specifična potrošnja pare:

l=(i¿¿ s−i1) ∙ ηVT+(i¿¿mp−i2)∙ ηST+(i¿¿NT−ik) ∙ ηNT ¿¿¿

l=1305,45kJkg

m p=1l= 1

1305=0,00076

kgkJ



Komentar:

Ovo je visoka vrijednost što se tiče neto stepena korisnosti za parno termoenergetsko postrojenje, iako smo sve procese u dijelovim postrojenja smatrali realnim, ipak u obzir nisu uzeti razni faktori koji bi znatno uticali ovo stepena iskorištenja, zaprljane površina, dotrajalost opreme, osobine fluida, izolaciona svojstva. S obzirom na ostvarenu snagu na turbini potrošnja goriva je mala, ali ako uzmemo u obzir gore navedena uproštenja, stvarna potrošnja bi se znatno povećala.

g) Cijena toplotne energije KM/MWht:

NST−NT=N ST+N NT¿ m1 (imp−ik )+m2 (iNT−ik )+ ˙(m¿¿3 ˙+m4) (i3−ik )=95,77 kW ¿¿

N τ=NST−NT ∙ τ ∙30=4,3GWh

τ=15h -ako se pretpostavi da se grijanje tokom dana koristi 15 sati, ujutro od 6 do 21 sat uveče.

Cijena te el. energije je:

A=N τ ∙C e=430000KM odnosno 15%

B=0,5 ∙ A=0,5∙ N τ ∙C e=215000KM

h) Određivanje masenog i toplotnog bilansa hladnog kraja bloka (kondezatora-K) :

Prema priloženoj shemi urađen je bilans mase i energije

mk=64,08kgs

ik=2140kJkg, ik' =121,38

kJkg,∆ tw=30 °C

Bilans enrgije:

Qdov=mk ik

Qodv=mw ·cw (twizl−twul )

mw=1029,06kgs

Komentar:



Količina rashladne vode koja mora da protiče kroz kondenzator da bi dobili tečnu fazu

odgovarajuće temperature iza kondenzatora je izuzetno velika, što za posljedicu ima velike

dimenzije samog kondenzatora.


proracun kondenzacionog postrojenja

Documents