Модернизација на термоенергетски постројки со осврт на Термоелектрана Битола - магистерски труд -

УНИВЕРЗИТЕТ СВ. КЛИМЕНТ ОХРИДСКИ - БИТОЛА ТЕХНИЧКИ ФАКУЛТЕТ БИТОЛА MAШИНСКИ ОТСЕК Владимир Димовски Модернизација на термоенергетски постројки со осврт на Термоелектрана Битола - магистерски труд - Битола, мај 2013

УНИВЕРЗИТЕТ СВ. КЛИМЕНТ ОХРИДСКИ - БИТОЛА ТЕХНИЧКИ ФАКУЛТЕТ БИТОЛА MAШИНСКИ ОТСЕК Модернизација на термоенергетски постројки со осврт на Термоелектрана Битола - магистерски труд - Кандидат: Владимир Димовски Ментор: Вон. Проф. д-р Владимир Мијаковски Комисија за одбрана: 1. Вон. Проф. д-р Владимир Мијаковски 2. Ред. Проф. д-р Ѓорѓи Тромбев 3. Вон. Проф. д-р Ванѓелче Митревски Битола, мај 2013

СОДРЖИНА Вовед 1 1.0 РАБОТА НА ТЕЦ БИТОЛА 4 1.1 Општо за работата на ТЕЦ Битола 4 1.2 Пресметка на топлинската шема на термоенергетската постројка 5 1.2.1. i s дијаграм на прoцесот 8 1.2.2. Материјален и топлински биланс 10 1.2.3. Специфична потрошувачка на топлина на турбо-постројката (бруто) 25 1.2.4. Пресметка на ефективната снага на генератоторот 26 1.3 Ексергетскa анализа (ексергетски биланс) 28 1.3.1. Ексергетски загуби во парогенераторот 30 1.3.2. Ексергетски загуби при транспорт на пареата парогенератор ТВП 31 1.3.3. Ексергетски загуби во парна турбина 32 1.3.4. Ексергетски загуби ТНП кондензатор 34 1.3.5. Ексергетски загуби во кондензаторот 34 1.3.6. Ексергетски загуби во регенеративниот систем 35 1.3.7. Механички загуби во турбината 36 1.3.8. Загуби во генераторот 37 2.0 ПАРОГЕНЕРАТОР 39 2.1 Карактеристики на горивото и продуктитеод согорувањето 40 2.2 Температури на карактеристични точки во ПГ 48 3.0 ОДЗЕМАЊЕ И ИСКОРИСТУВАЊЕ НА ТОПЛИНСКАТА ЕНЕРГИЈА НА ЧАДНИТЕ ГАСОВИ НА ПАРОГЕНЕРАТОРИТЕ 58 3.1. Општи согледувања 58 3.2. Блок со зголемена ефективност (БЗЕ) 59 3.3. Други начини за зголемување на ефективноста на ТЕЦ 63 4.0 МОЖНИ НАЧИНИ ЗА ИСКОРИСТУВАЊЕ НА ТОПЛИНСКАТА ЕНЕРГИЈА НА ЧАДНИТЕ ГАСОВИ ЗА ЗГОЛЕМУВАЊЕ НА ЕФИКАСНОСТА НА ТЕП (ЗЕТЕП) ВО ТЕЦ БИТОЛА 70 4.1 Вградување на турбински економајзер ТУЕ 70 4.1.1. Точка на роса и нискотемпературна корозија 77 4.1.2. Минимална температура на ѕидот на металот на РЗВ 78 4.2 Искористување на топлинската енергија на чадните гасови за снабдување на систем за топлификација 79 4.2.1. Урбанистички подлоги за пресметка на топлинскиот конзум на град Битола 79 4.2.2. Потребен топлински конзум за топлифицирање на комуналните објекти на град Битола 80 4.2.3. Инсталирани котларници 82 4.2.4. Анализа на постојната состојба 83 4.2.5. Дијаграм на оптоварувањето на топлинскиот извор во зависност од надворешната температура на воздухот 83 4.2.6. Вкупна инсталирана моќ на топлинскиот извор 87 4.2.7. Годишна потреба од топлинска енергија 88 4.3.Искористување на топлинската енергија на чадните гасови во високотемпературен економајзер (ВТЕ) 88

4.3.1. Температурен режим во системот за топлификација 94 4.3.2. Температурен режим во ВТЕ 94 4.3.3. Топлина од чадните гасови која е на располагање за ВТЕ 95 4.3.4. Догревање на мрежната вода 98 4.3.5. Конструктивна изведба на ВТЕ 101 4.4 Искористување на топлинската енергија на чадните гасови со вградување на разменувач во рециркулациониот канал (РРК) 103 4.5 Споредбени пресметки 106 4.5.1. Определување на намалувањето на моќноста на турбината за сметка на загубите во калориферот и гориво 106 5.0. Искористување на нискотемпературната топлинска енергија од ладилните кули 111 5.1. Термотехнички карактеристики на оранжериите 111 5.1.1. Tоплинска пумпа 114 5.1.2. Ладилен медиум 115 5.2. Определување на параметрите на топлинската пумпа (R134a, Δt c 3ºC) 116 5.2.1. Топлинска пумпа I 116 5.2.2. Топлинска пумпа II 118 5.2.3. Топлинска пумпа III 120 5.3. Определување на параметрите на топлинската пумпа (R507, Δt c 3ºC) 122 5.3.1. Топлинска пумпа I 122 5.3.2. Топлинска пумпа II 125 5.3.3. Топлинска пумпа III 127 5.4. Помошна турбина 130 5.5. Техноекономска анализа 134 5.6. Економска ефикасност 136 5.6.1. Инвестициони вложувања 136 5.6.2. Експлоатациони трошоци 137 5.7. Вкупни годишни трошоци 137 6.0. ЗАКЛУЧОК 139 6.1. Почетни согледувања 139 6.2. Можности за зголемување на ефективноста на ТЕ 139 6.3. Искористување на нискотемпературната топлинска енергија од ладилните кули 141 6.4. Заштита на околината 141 7.0. КОРИСТЕНА ЛИТЕРАТУРА 143

ОЗНАКИ А m 2 површина b g kg/kwh специфична потрошувачка на гориво B kg/s ; t/h потрошувачка на гориво D kg/s ; t/h масен проток на вода G kg ; t маса g m/s 2 гравитационо забрзување e x kj/kg ексергија, работоспособност e zag kj/kg загуби на ексергијата-работоспособноста E GWh/god годишна потребна топлинска енергија TP EKOMPR GWh/god потребната енергија за погон на компресорите i kj/kg специфична енталпија i 0 kj/kg специфична енталпија на свежата пареа m kg/s масен проток на пареа m f kg/s масен проток на ладилен флуид n min -1 брзина на вртење (број на вртежи) N kw Снага-моќ N i kw индицирана моќност N e kw ефективна моќност p gv1 MPa притисок на свежата пареа пред главниот вентил ГВ1 p gv 2 MPa притисок на свежата пареа пред главниот вентил ГВ2 p 0 MPa притисок на свежата пареа p 02 MPa притисок на пареата на излезот од ТВП p kpa притисок на пареата во кондензаторот k ρ kg/m 3 специфична густина s kj/kgk специфична ентропија t gv1 ºC температура на свежата пареа пред главниот вентил ГВ1 t gv 2 ºC температура на свежата пареа пред главниот вентил ГВ2 t 02 ºC температура на пареата на излезот од ТВП t w ºC температура на водата t v ºC температура на воздухот t c ºC температура на кондензација t e ºC температура на испарување t ºC ; K температурна разлика t m ºC средна логаритамска температурна разлика h kj/kg специфичен топлински пад h ; H m димензија-висина H 0 kj/kg теоретски (расположив) топлински пад

H i kj/kg индициран топлински пад c J/kgK специфичен топлински капацитет c pw J/kgK специфичен топлински капацитет на водата c pv J/kgK специфичен топлински капацитет на воздухот C А EUR/MWh специфична цена на енергијата Q kw топлински флукс, топлинска снага- моќност q, m 3 /h волуменски проток на ладилна вода v w q, m 3 /h волуменски проток на воздухot v v q kj/kg специфичен ладилен ефект e q c kj/kg Специфичен топлински товар на кондензаторот ΣТ EUR/god вкупни годишни трошоци α kg/kg масени удели на пареата, однос на протокот на пареа β R kg/kg коефициент на рециркулација на воздухот η / коефициент на полезно дејство (КПД) η s / коефициент на совршенство Ω / релативен коефициент на ексергетските загуби ЛИСТА НА КРАТЕНКИ ТЕЦ термо-електрична централа ТЕП термо-електрична постројка ТВП турбина со висок притисок ТСП турбина со среден притисок ТНП турбина со низок притисок НРД ниско радијацијален дел ППТО парно-парен топлински разменувач ШПТ ширмови парни прегревачи ПЗ преодна зона ПК преоден (конвективен) канал КПП конвективно парен прегревач на свежата пареа КПВ конвективно парен прегревач на догреаната пареа ВЕ воден економајзер РЗВ регенеративен загревач на воздух ППТ помошна турбина ПГ парогенератор Co, Kо кондензатор Ev испарувач Tx термо-експанзионен вентил ЗЕТЕП зголемување на ефикасноста на ТЕП ТУЕ турбински економајзер ВТЕ високо-температурен економајзер РРК разменувач во рецикулационен канал ЗВП регенеративен загревач со висок притисок ЗНП регенеративен загревач со низок притисок ЛЕ ладилник на ејекторот СВВ систем за вишок на воздух (бајпас на воздухот)

Вовед Во овoj Магистерски труд ќе бидат разгледани можните начини на зголемување на ефикасноста во големите енергетски блокови, преку искористување на расположливата неискористена енергија од излезните чадни гасови. Оваа енергија исто така може да се искористи и за технолошки потреби. Зголемувањето на ефекасноста на енергетските блокови со искористување на неискористената енергија од излезните чадни гасови претставува и значаен придонес кон заштитата на околината и заштедата на енергија во самата ТЕЦ. Ќе бидат презентирани неколку различни начини за искористување на високопотенцијалната топлина од енергетските котли, предложени и изведени од врвните светски производители на парогенератори. Посебен акцент ќе биде ставен на искористувањето на енергијата на чадните гасови во РЕК-Битола, како можност за топлификација на градот Битола. Расположливата неискористена енергија на излезните чадни гасови може да се искористи за воведување на систем за далечинско централно греење, или пошироко топлификација на градот Битола што е и предноста на Битола во изнајдувањето на поволни, економични извори на енергија за нејзина реализација. Според некои испитувања во нашата земја, а тоа важи и за Битола, домаќинствата за греење најчесто ја користат електричната енергија, потоа индивидуалните печки на дрва, јаглен и нафта и на крај ретките системи за централно греење кои најчесто се со мал капацитет, освен во Скопје. Индустриските потрошувачи, најчесто, засебно имаат свои котларници, кои им ги задоволуваат потребите за греење и технолошките процеси. Бројот на индивидуални котларници во градот Битола е околу 120. Изборот на извор на топлина може да се гледа од технички, економски, естетски и безбедносен аспект. Електричните извори на топлина од технички и естетски аспект можат до некаде да ги задоволат условите, а со одредени резерви и од безбедносен, но и од економски аспект е најнеповолен избор. Од вкупната вложена енергија со горивото во ТЕЦ-Битола, во електрична енергија се претвора само околу 32 %, а останатиот дел е изгубена енергија во околината, што придонесува за глобалното затоплување на Земјата и брзо исцрпување на резервите на гориво во рудникот "Суводол", кои се проценуваат да траат уште десетина години. Со избегнувањето да се користи електричната енергија за греење ќе се даде придонес во заштедата во домашниот буџет, бидејќи познато е дека цената на електричното греење е за околу три пати поголема од цената на греење со помош на 1

дрва и јаглен. Индивидуалните печки на дрва, јаглен и нафта даваат ефтина топлинска енергија, но од естетски, технички и безбедносен аспект се многу неповолен начин за греење. Неекономичноста на локалните и расштркани уреди за производство на топлина во разни форми, доведува до тоа да се бараат рационални начини за искористување на произведената топлина за греење и други потреби. Ова доведува до примена на централизирано производство на топлина за повеќе потрошувачи, па и за цело градско подрачје. Предностите на овој вид на производство на топлина се многу: Подобар степен на искористување на топлина Поголема можност за регулација Помали трошоци за транспорт на горивото, шљаката и пепелта Помала цена по единица произведена топлина Помала опасност од пожар Одржување на хигиената и естетиката на повисоко ниво Помало загадување на воздухот и др. Најголем недостаток на далечинското централно греење се големите почетни инвестиции и парализирање во снабдувањето со топлина во случај на елементарни непогоди или војна. Предноста на Битола во однос на другите градови во Македонија е близината на РЕК-Битола и огромното количество на енергија кое се губи во атмосферата, при производството на електрична енергија. Искористувањето на таа енергија би довело до зголемување на ефикасноста на ТЕЦ-Битола, ефтин извор на енергија за топлификација на Битола или друга намена (стакленици, ) и општо подобрување на енергетската состојба во Македонија. Причина за нереализирањето на ваквата идеја порано е сепак во големите почетни инвестициони трошоци, за кои не е најдено разбирање во општеството, но и заради тешката економска ситуација. Тоа подобрување на ефикасноста на ТЕЦ-Битола може да се изведе на повеќе начини, кои веќе се применуваат во многу енергани ширум светот. Во принцип може да се издвојат два начини и тоа: 1. искористување на пареата со одредени параметри за целите на топлификацијата 2. искористување на расположивиот вишок на енергија на излезните чадни гасови од согорувањето на горивото. Разното комбинирано одземање на пареа од одредени места на турбината или парагенераторот, која би се користела директно како медиум за топлификација или технолошки потреби или индиректно, за загревање на вода, која потоа би се користела 2

за истата цел би довело до одредено намалување произведената електрична енергија. Но сепак во целина би се зголемил степенот на полезност на постројката. Многу поповолен начин во моментот, за зголемување на ефикасноста на ТЕЦ - Битола е искористувањето на вишокот на енергија на чадните гасови, кои на излез од загревачките површини имаат температура од 182 0 С, која е многу повисока од минимално дозволената. Ова искористување нема да доведе до поголеми нарушувања во циклусот на производство на електрична енергија, а ефикасноста на самата постројка ќе биде поголема. Во овoj магистерски труд е направен обид да се прикажат различни варијанти на начините на искористување на енергијата на излезните чадни гасови. Друг начин за искористување на топлината од излезните чадни гасови од парогенераторот е употребата во оранжериското производство. Искористувањето на оваа топлина во системот за греење на оранжериите претставува значајна компонента за рационално оранжериско производство. Рационалноста на примената на овај вид топлина произлегува од техно-економски и еколошки аспект. Со континуираното зголемување на животниот стандард на луѓето, се поголемо внимание се обрнува на здравата исхрана. Потребата за обезбедување на поразновидна и побогата со витамини исхрана преку целата година, е се по актуелна а тоа придонесува за брзо развивање на оранжериското производство. Ќе биде претставен и еден начин на искористување на нискотемпературната топлинска енергија од ладилните кули со примена на топлински пумпи за загревање на оранжериски површини. Оранжеријата претставува затворена просторија, со микроклима која доста се разликува од надворешната, односно внатрешната температура значително се разликува од температурата на надворешниот воздух. Дел од сончевата енергија се апсорбира од почвата и растенијата, а дел се трансформира во топлинска енергија, што го загрева внатрешниот воздух. Тоа е причината, што во зависност од локалните климатски услови, сончевата радијација покрива 30 60 % од вкупните потреби на оранжериите за топлинска енергија. Досега изградените оранжериски комплекси се снабдуваат со топлинска енергија, претежно со топловодни-енергетски котлари, кои како гориво користат течно гориво-мазут. Во моментов, крајно неповолната ситуација во однос на цената на горивото на светскиот пазар, неповолно влијае на цената на крајниот производ. Цената на горивото учествува во некои случаи и со 70 % од вкупната цена на производот. Тоа не значи дека динамиката на раст на застаклените површини треба да запре. Неопходно потребно е да се изврши супституција на мазутот со гориво со кое располага нашата Република, конкретно, Битолскиот реон. 3

1.0 РАБОТА НА ТЕЦ БИТОЛА 1.1 Општо за работата на ТЕЦ - Битола Термо-електричната централа ТЕЦ БИТОЛА е пуштена во работа во почетокот на осумдесетите години од минатиот век и работи во состав на рударско енергетскиот комбинат РЕК БИТОЛА во чиј состав спаѓа и рудникот за јаглен СУВОДОЛ. Веќе дваесет години ТЕЦ БИТОЛА претставува главен извор на електрична енергија во Р. МАКЕДОНИЈА со придонес од околу 80%. Јагленот, лигнит од рудникот СУВОДОЛ, е главен извор на енергија во РЕК БИТОЛА технологијата на производство на јаглен е со копање, транспорт, истовар и одлагање во депонијата за јаглен во термоелектраната. од тука со помош на ротобагери и транспортни траки се презема и преку косиот мост се транспортира во бункерите на парогенераторите. согорувањето се одвива во парогенераторите, каде со сложен процес се произведува водена пареа со притисок од 13,8 MW и температура 545ºC, која во парните турбини се претвора во механичка енергија, за на крај во генераторот се генерира електрична енергија. Добиената електрична енергија преку трансформаторите се дистрибуира до потрошувачите. ТЕЦ Битола е составена од три енергетски блока (парогенератор турбина генератор) и секој од нив произведува електрична енергија со номинална моќност од 235 MW, т.е. ТЕЦ Битола има капацитет од 705 MW. Основната снага на оваа постројка беше по 210 MW по блок, но по извршената реконструкција на блокот и зголемување на параметрите на пареата ја добила денешната номинална снага. Сл.1.1: Шема на производниот систем во РЕК - Битола 4

1.2 Пресметка на топлинската шема на термоенергетската постројка Апсолутен притисок на свежа пара пред главен вентил ГВ1 на ТВП p gv1 13,0 MPa Температура на свежата пара пред главниот вентил ГВ1 на ТВП t gv1 540ºC Апсолутен притисок на догреаната пара пред главен вентил ГВ2 на ТСП p gv2 2,676 MPa Температура на догреаната пара пред главниот вентил ГВ2 на ТСП t gv2 540 ºC Апсолутен притисок на пареата на излез од ТВП p o2 3,035 MPa Температурата на пареата на излез од ТВП t o2 340,4 ºC Енталпија на свежата пареа I 0 3443,25 kj/kg Масен проток на свежата пареа m 0 193,86 kg/s Број на вртежи на турбината n 3000 min -1 Апсолутен притисок во кондензаторот p k 6,9 kpa Номинална снага на турбината N 225 MW 3 блока N vk 675 MW Податоците за одземањата се претставени табеларно: Табела 1.1 : Табеларен приказ на одземањата одземање корисник притисок bar температура C одземена пара kg/s I ЗВП1 45,11 390,7 9,02 II ЗВП2 30,35 337,4 15,47 III ЗВП3 13,87 448,3 6,16 III Деаератор 13,87 448,3 0,92 IV ЗНП4 7,36 364,5 7,11 V ЗНП5 3,13 264,7 6,27 VI ЗНП6 1,37 180,1 8,22 VII ЗНП7 0,302 69,27 5,58 5

Сл.1.2: Топлинска шема на ТЕЦ -Битола 6

1.2.1. i s дијаграм на процесот Прегреаната пареа влегува во турбинскиот степен со висок притисок преку главниот вентил ГВ1 со параметри p gv1 130 bar, t gv1 540 C, а излегува со p o2 30,35 bar и t o2 340,4 C. Теоретскиот топлотен пад е определен со точка 2s, додека стварниот топлотен пад во ТВП завршува во точката 2. Стварниот топлински пад се разликува од изентропскиот внатрешниот коефициент на полезно дејство КПД. η itvp H i индициран реален топлински пад H 0 изентропски топлотен пад H i H 0 Пареата оди на догревање во парогенераторот. Догревањето е до температура t gv2 540 C, при тоа има пад на притисок така да на влезот во ТСП во главниот вентил ГВ2 притисокот изнесува p gv2 26,76 bar. Теоретскиот топлотен пад е определен со точка 3s, додека стварниот топлотен пад во ТСП завршува во точката 3 со параметри p 3 1,37 bar, t 3 180,1 C. Пареата продолжува во ТНП каде се до обработува до p 4 0,069 bar, t 4 38,45 C. При тоа стварната од теоретската експанзија се разликува по соодветните КПД. H i itsp H 0 η и η itnp H i H 0 Искористената пареа оди на кондензација, откаде излегува кондензат со параметри p k 0,25 bar, t 3 38 C. Овој кондензат со помош на кондензните пумпи се носи низ загревачите со низок притисок (ЗНП) до деареаторот. Од деареаторот со помош на напојните пумпи се носи прво низ загревачите со висок притисок (ЗВП), а потоа во парогенераторот. ЗНП и ЗВП се површински регенеративни загревачи кои ја користат пареата од одземањата на турбината за загревање на напојната вода. Деареаторот е смесителен загревач кој освен таа улога исто така треба да ја ослободи напојната вода од заробените гасови. 7

Сл.1.3: Графички приказ на i s дијаграм на процесот 8

1.2.2. Материјален и топлински биланс Турбина со висок притисок (ТВП) Сл.1.4: Графички приказ на ТВП и нејзините дијаграми Табела 1.2. : Табеларен приказ напараметрите од дијаграмот единица ГВ1 РСВ 2 2s p bar 130 123,5 30,35 30,35 t C 540 536 340,4 308,99 i kj/kg 3443,25 3443,25 3094 3016,99 s kj/kgk 6,57516 6,59267 6,70404 6,57516 m kg/s 193,86 193,86 182,14 182,14 Индициран топлински пад: H i α 1 ( i GV1 i од1 ) + α 2 ( i од1 i 2 ) 340,778 kj/kg Теоретски топлински пад: H s α 1 ( i GV1 i од1s ) + α 2 ( i од1s i 2s ) 416,966 kj/kg Индициран коефициент на полезно дејство η i H i /H s 0,81728 Параметрите за одземањата се дадени табеларно: Табела 1.3. : Табеларен приказ параметрите од оземањата p bar t C i kj/kg s kj/kgk m kg/s одземање 1 45,11 390,7 3184,513 6,67448 9,02 одземање 2 30,35 340,4 3094 6,70404 15,47 9

Турбина со среден притисок (ТСП) Сл.1.5: Графички приказ на ТСП и нејзините дијаграми Табела 1.5. : Табеларен приказ напараметрите од дијаграмот единица ГВ2 3 3s p bar 26,76 1,37 1,37 t C 540 180,1 137,59 i kj/kg 3548,86 2833,84 2748,4 s kj/kgk 7,40303 6,70404 7,40303 m kg/s 166,66 137,5 137,5 Индициран топлински пад: α 3 ( i GV2 i од3 ) + α 4 ( i од3 i од4 )+ + α 5 ( i од4 i од5 ) + α 6 ( i од5 i 3 ) 555,262 kj/kg Теоретски топлински пад: H s α 3 ( i GV2 i од3s ) + α 4 ( i од3s i од4s )+ + α 5 ( i од4s i од5s ) + α 6 ( i од5s i 3s ) 621.126 kj/kg Индициран коефициент на полезно дејство:η i H i /H s 0,89396 Параметрите за одземањата се дадени табеларно: Табела1.6. : Табеларен приказ на одземањата од ТСП p bar t C i kj/kg s kj/kgk m kg/s одземање 3 13,87 448,3 3362,14 7,457 7,08 одземање 4 7,36 364,5 3193,97 7,498 7,11 одземање 5 3,13 264,7 2997,4 7,554 6,27 одземање 6 1,37 180,1 2833,84 7,6 8,22 10

Турбина со низок притисок (ТНП) Сл.1.6: Графички приказ на ТНП и нејзините дијаграми Табела 1.7. : Табеларен приказ напараметрите од дијаграмот единица 3 4 4s p bar 1,34 0,069 0,069 t C 180 38,756 38,756 i kj/kg 2883,82 2457,6 2362,918 s kj/kgk 7,61107 7,9145 7,61107 x kg/kg 0,952 0,952 m kg/s 137,5 132,2 132,2 Индициран топлински пад: H i α 7 ( i 3 i од7 ) + α 8 ( i од7 i 4 ) 312,204 kj/kg Теоретски топлински пад: H s α 7 ( i 3 i од7s ) + α 8 ( i од7s i 4s ) 390,792 kj/kg Индициран коефициент на полезно дејство η i H i /H s 0,7989 Параметрите за одземањето се дадени табеларно: Табела 1.8. : Табеларен приказ на одземањата од ТНП p bar t C i kj/kg s kj/kgk m kg/s одземање 7 0,302 69,276 2608,8 7,71791 5,58 11

Загревач со висок притисок 1 (ЗВП1) N VZ1 i z N VZ1 vl Сл.1.7: Графички приказ на влез и излез на напојна вода во ЗВП 1 Од топлинскиот биланс се добива: m 0 (i nvz1i - i nvz1v ) m I (i po1 i ko1 ) α i i nvz1i nvz1v I 0,04646 [ kg / s i po1 iko1 Табела 1.9. : Табеларен приказ на на параметрите во ЗВП 1 единица одземање1 кондензат1 НВЗ1вл НВЗ1из p bar 41,08 40,60 183 182 t C 387,4 238,3 228,3 250 i kj/kg 3184 1029,5 986,26 1086,49 s kj/kgk 6,7141 2,684 2,565 2,761 m kg/s 9,02 8,39 193,8 193,8 α kg/kg 0,04646 0,04328 1 1 ] Загревач со висок притисок 2 (ЗВП2) NVZ2 iz NVZ2 vl Сл.1.8: Графички приказ на влез и излез на напојна вода ЗВП 2 12

Oд топлинскиот биланс се добива: m 0 (i nvz2i - i nvz2v ) m II (i po2 i ko2 ) + m I (i ko1 i ko2 ) mi + mii α ko 2 αi + αii 0,12595 kg / s m 0 mii ( invz2i invz2v ) αi ( iko1 iko2 ) αii 0,07969 [ kg / s m i i 0 po2 Табела 1.10. : Табеларен приказ на на параметрите во ЗВП 2 ko2 единица одземање2 кондензат2 кондензат1 НВЗ 2вл НВЗ2из p bar 27,32 27,32 41,08 184 183 t C 337,4 195,8 238,3 185,8 228,3 i kj/kg 3093,93 834,038 1029,5 797,469 986,26 s kj/kgk 6,7496 2,2888 2,6846 2,1712 2,5652 m kg/s 15,47 24,47 8,39 193,8 193,8 α kg/kg 0,07979 0,12622 0,043278 1 1 Загревач со висок притисок 3 (ЗВП 3) NVZ 3 iz NVЗ 3 vl VM vl VM iz Сл.1.9: Графички приказ на влез и излез на напојна вода ЗВП 3 13

Од топлинскиот биланс се добива: m 0 (i nvz3 -i nvz3v ) + m vm (i vmi i vmv ) m III (i po3 - i ko3 )+ (m I +m II ) (i ko1 i ko2 ) α III m m III 0 ( i nvz3i i nvz3v ) ( α I + α II i i po3 ko3 ) ( i ko2 i ko3 ) α vm ( ivmi i + i i po3 ko3 vmv ) α III 0,0315 kg/kg α ko 3 αiii + α ko2 0,15474 kg / s α m vm m kg vm 0,08666 / 0 m ko3 α ko3 m 0 30,52 kg/s Табела 1.11. : Табеларен приказ на на параметрите во ЗВП 3 единица одз.3 конд.3 конд.2 ВМвл ВМиз НВЗ 3вл НВЗ 3из p bar 12,48 12,48 41,08 171,5 171 185 184 t C 447,4 176,9 238,3 250 278 166,9 185,8 i kj/kg 3362,02 749,6 1029,5 1086,37 1222,16 715,76 797,469 s kj/kgk 7,5057 2,1087 2,6846 2,7634 3,0163 1,98971 2,1712 m kg/s 6,16 30,52 8,39 16,8 16,8 193,8 193,8 α kg/kg 0,0315 0,15474 0,043278 0,0866 0,0866 1 1 kg Загревач М NVM i z NVM vl VM vl VM i z Сл.1.10: Графички приказ на загревачот М 14

Табела 1.12. : Табеларен приказ на на парзаметрите во загревачот М единица НВМвл НВМиз ВМвл ВМиз p bar 182 180 1715 171 t C 250 252,5 250 278 i kj/kg 1086,49 1098,25 1086,37 1222,16 s kj/kgk 2,761 2,784 2,7634 3,0163 m kg/s 193,8 193,8 16,8 16,8 α kg/kg 1 1 0,0866 0,0866 Деареатор KDVZ vl KDVZ iz Сл.1.12: Графички приказ на деаератор Од топлинскиот биланс се добива: m m m od3d i o3d + m ko3 i ko3 + m kdzv i kdzv m 0 i kdzi i m od 3 α d od 3 d 0,00675 kg / kg m 0 m α kdzv kdzv 0,83978 kg / kg m m 0 i m 0 kdzi od 3d od 3d ko3 ko3 kdzv 161,078 / ikdzv α α α i od 3 d + kdzv + ko3 1 kg s 15

Табела 1.13. : Табеларен приказ напараметрите во деаератор единица одз.3д ПЗВ конд.3 КДЗвл КДЗиз ПЛЕ+ p bar 13,87 13,87 12,48 13,6 7,0 7,0 t C 448,3 489 176,9 159,5 164,95 164,95 i kj/kg 3362,14 3450,13 749,6 673,741 697,061 2761,98 s kj/kgk 7,457 7,4578 2,1087 1,93658 1,99181 6,70518 m kg/s 0,92 0,388 30,63 162,8 193,86 0,87 α kg/kg 0,00475 0,002 0,158 0,83978 1 0,00453 Напојни пумпи KNP NV Сл.1.13: Графички приказ на напојна пумпа Табела1.14: Табеларен приказ на параметрите на напојна вода единица КНП НВ p bar 7,0 185 t C 164,1 166,9 i kj/kg 693,333 715,764 s kj/kgk 1,9833 1,98971 m kg/s 193,8 193,8 α kg/kg 1 1 16

Загревач со низок притисок 4 (ЗНП4) KZ 4iz KZ 4vl Сл.1.14: Графички приказ на кондензатот во ЗНП 4 Од топлинскиот биланс се добива: m kz4 (i kz4i i kz4v ) m od4 i od4 + m odzap i odzap m ko4 - i ko4 m od α IV 4 0,036676 kg / s m 0 α m kz 4 kz 4 0,839781 kg / m0 s m ko 4 α ko 4 0,04335087 kg / s m 0 α odzap m odzap m 0 α kz4 ( i kz4i i kz4v ) + α i odzap ko4 i ko4 α IV i od 4 α odzap 0,007995 kg/kg m odzap m 0 α odzap 1,479 kg/s 17

Табела 1.15 : Табеларен приказ на параметрите во ЗНП 4 единица одземање4 одз.зап кондензат4 КЗ 4вл КЗ 4из p bar 6,62 7,36 6,62 14,2 13,6 t C 369 399 161,9 128,5 164,3 i kj/kg 3204,69 3266,37 683,748 540,69 694,58 s kj/kgk 7,56384 7,6093 1,96142 1,6173 1,9844 m kg/s 8,61 1,479 8,61 162,8 16,8 α kg/kg 0,0433508 0,007998 0,044413 0,83978 0,83978 Загревач за низок притисок 5 KZ 5iz KZ 5vl Сл. 1.15 Графички приказ на кондензатот во ЗНП 5 Од топлинскиот биланс се добива: m kz5 (i kz5i i kz5v ) m V (i od5 i ko4 ) + m ko4 (i ko4 i ko5 ) m od α V 5 0,032343 kg / s m 0 m kz 5 α kz 5 0,839781 kg / s m 0 m ko 4 α ko 4 0,04335087 kg / s m 0 α ko5 α ko4 + α V 0,0756937 kg/kg 18

m ko5 m 0 α ko5 14,674 kg/s Табела1.16: Параметри на пареа и кондензат во ЗНП 5 единица одземање5 кондензат5 кондензат4 КЗ 5вл КЗ 5из p bar 2,88 2,88 6,62 14,7 14,2 t C 264 113 161,9 102,6 128,5 i kj/kg 2996,747 474,112 683,748 431,047 540,69 s kj/kgk 7,59 1,4513 1,96142 1,33506 1,6173 m kg/s 6,27 14,8 8,61 162,8 162,8 α kg/kg 0,032343 0,07634 0,044413 0,83978 0,83978 Загревач со низок притисок 6 (ЗНП6) KZ 5vl KZ 6iz KZ 6vl Сл. 1.16 Графички приказ на кондензатот во ЗНП 6 Од топлинскиот биланс се добива: m kz6 (i kz6i i kz6v ) m VI (i od6 i ko5 ) + m ko5 (i ko5 i ko6 ) m od α VI 6 0,0424 kg / s m 0 α kz6 m m kz6 0 αvi i od 6 + α i ko5 kz6 i i i ko5 kz6 v α ko6 i ko6 α kz6 0,7142162 kg/kg m kz6 m 0 α kz6 138,457 kg/s α ko6 α ko5 + α VI 0,118095 kg/kg m ko6 m 0 α ko6 22,984 kg/s 19

Табела 1.17: Табеларен приказ на параметрите во ЗНП 6 единица одземање6 кондензат6 кондензат5 КЗ 6вл КЗ 6из p bar 1,26 1,26 2,88 15,2 14,7 t C 179,8 105,6 113 68,3 102,6 i kj/kg 2833,88 442,709 474,112 287,07 431,047 s kj/kgk 7,63939 1,3697 1,4513 0,93313 1,33506 m kg/s 8,22 22,984 14,8 139,8 139,8 α kg/kg 0,0424 0,118095 0,07634 0,72062 0,72062 Ладилник на пареа од заптивки (СП) KSP iz KSP vl Сл. 1.17:Графички приказ на кондензатот во ладилникот за пареа од заптивки Од топлинскиот биланс се добива: m sp (i psp i ksp ) m ksp (i kspi i kspv ) m ksp α ksp 0,72062 kg / s m 0 α sp 0,00436873 kg / s 20

Табела1.18: Табеларен приказ на параметрите во ладилникот за пареа од заптивки единица ПСП КСП КСПвл КСПиз P bar 0,338 0,338 15,5 15,2 t C 414 71,4 63,9 68,3 i kj/kg 3308,17 298,84 268,68 287,07 s kj/kgk 9,08841 0,97188 0,87884 0,93313 m kg/s 0,861 0,861 139,8 139,8 α kg/kg 0,004441 0,00441 0,7206 0,72062 Загревач со низок притисок 7 (ЗНП7) KZ 7iz KZ 7vl Сл.1.18 : Графички приказ на кондензатот во ЗНП 7 Од топлинскиот биланс се добива: m kz7 (i kz7i i kz7v ) m VII (i od7 i ko7 ) m α VII IV 0,028523 kg / s m 0 α kg kz / 7 0,7206 s 21

Табела: Табеларен приказ на параметрите во ЗНП 7 единица одземање7 кондензат7 КЗ 7вл КЗ 7из p bar 0,278 0,278 15,8 15,5 t C 67,38 66,9 41,6 63,9 i kj/kg 2608,8 279,98 175,523 268,68 s kj/kgk 7,7556 0,9168 0,5927 0,87884 m kg/s 5,588 5,588 139,8 139,8 α kg/kg 0,0288 0,0288 0,7206 0,7206 Ејекторски ладилник (ЛЕ) KLE iz KLE vl Од топлинскиот биланс се добива: Сл.1.19 : Графички приказ на кондензатот во ЛЕ m sp (i ple i kle ) m kle (i klei i klev ) m sp α sp 0,0043687 kg / s m 0 m sp m 0 α sp 0,805 kg/s Табела 1.20: Табеларен приказ на параметрите во ЛЕ единица ПЛЕ КЛЕ KЛЕиз KЛЕвл P bar 0,97 0,97 15,8 16,2 t C 306 98 41.6 38 i kj/kg 3086,614 410,632 175,523 166,03 s kj/kgk 8,25172 1,28422 0,5927 0,56238 m kg/s 0,5 0,805 139,8 139,8 α kg/kg 0,00257 0,004152 0,7206 0,7206 22

Ладилник на пареа од последните заптивни комори KSPz iz KSPz vl Сл.1.20 :Графички приказ на ладилникот Табела 1.21 : Табеларен приказ на параметрите во ладилникот единица ПСПз Пзап КСПз КСПз вл КСПз из p bar 0,97 0,97 0,97 15,8 15,8 t C 182,04 286,93 71,4 41,6 43,264 i kj/kg 2839,98 3068,318 298,892 175,523 182,4718 s kj/kgk 7,77272 8,18448 0,9718 0,5927 0,6148 m kg/s 0,30746 0,36999 0,67746 139,8 139,8 α kg/kg 0,001586 0,001909 0,003494 0,7206 0,7206 Кондензатор (К) Сл.1.21: Графички приказ на кондензатот во кондензатор 23

Табела 1.22: Табеларен приказ на параметрите во конденатор единица ПК КЛЕ конд.7 КСП КСПз К p bar 0,069 0,97 0,278 0,338 0,97 0,25 t C 38,45 98 66,9 71,4 71,4 38 i kj/kg 2362,47 410,632 279,98 298,84 298,892 160 s kj/kgk 7,6145 1,28422 0,9168 0,97188 0,9718 0,54534 m kg/s 132,2 0,805 5,588 0,861 0,67746 139,7 α kg/kg 0,68193 0,004152 0,0288 0,00441 0,003494 0,72062 1.2.3. Специфична потрошувачка на топлина на турбо-постројката (бруто) m0 ( igv 1 invmi ) + mgv 2 ( igv 2 i2) q TP5 2,357372 kj/kwh P GB m 0 193,86 kg/s - масен проток на пареа на влез во ТВП. (еднаков е на масениот проток на напојна вода во парогенераторот, т.е. на излезот од последниот загревач со висок притисок М) m GV2 166,66 kg/s масен проток на пареата на влезот во ТСП (пареата која оди на догревање во парогенераторот). i GV1 3443,25 kj/kg енталпија на свежата пареа на излез од котелот (на влез во ТВП преку ГВ1). i NVMI 1098,25 kj/kg енталпија на напојната вода на влез во котелот (на излез од последниот загревач со висок притисок М). i GV2 3548,86 kj/kg енталпија на догреаната пареа на влезот во ТСП. i 2 3094 kj/kg енталпија на пареата на излез од ТВП (пареа која оди на догревање). N GB 225 MW снага на приклучоците на електрогенераторот. 24

Сл.1.22: Графички приказ на i s дијаграм 1.2.4. Пресметка на ефективната снага на генератоторот Топлински падови со константни масени протоци h 1 i GV1 i од1 256,737 kj/kg h 2 i од1 i од2 90,513 kj/kg h 3 i GV2 i од3 186,860 kj/kg h 4 i од3 i од4 157,000 kj/kg h 5 i од4 i од5 207,943 kj/kg h 6 i од5 i од6 163,572 kj/kg h 7 i од6 i од7 225,040 kj/kg h 8 i од7 i kon 151,200 kj/kg 25

Сл.1.23 : i s дијаграм за дадените параметри Масени протоци m 0 193,86 kg/s m 1 m 0 m T2 192,693 kg/s m T2 1,167 kg/s загуби на пареа при транспорт од котелот до ТВП m 2 m 1 m I 183,673 kg/s m 3 m 2 m II 168,200 kg/s m 4 m 3 m III 162,044 kg/s m 5 m 4 m IV 154,933 kg/s m 6 m 5 m V 148,663 kg/s m 7 m 6 m VI 140,443 kg/s m 8 m 7 m VII 134,863 kg/s 26

Масени удели α α α α α α α m α m m α 1 0 1 1 2 2 α1 αi m0 m 3 3 α2 αii m0 m 0 0,9939 4 4 α3 αiii m0 m 5 5 α4 αiv m0 m α α 6 6 5 V m0 m α α 7 7 6 VI m0 m α α 8 8 7 VII m0 Ефективна работа на турбината 8 0,9474517 0,867652 0,835876 0,799200 0,766857 0,724456 0,695672 Lief α i hi 1180,19 kj/kg i 1 Ефективна снага на турбината N ief m0 Lief 228,7916 MW Стварна индицирана снага на електро-генераторот N N η N MW E η GEN 98,86 [%]; ig GEN ief 225, 6343 Ng 27

1.3 Ексергетскa анализа (ексергетски биланс) Пресметковно-топлинска шема на ТЕ Битола Табела 1.23: Табеларен приказ на параметрите од топлинската шема на ТЕ-Битола Состојба според топлинската шема A a b c d e f g p bar 130 123,5 30,35 26,76 1,37 0,069 0,25 180 t C 540 536 340,4 540 180,1 38,756 38 252,5 i kj/kg 3443,25 3443,25 3094 3548,86 2833,84 2457,6 160 1098,25 s kj/kgk 6,57516 6,59267 6,70404 7,40303 7,60404 7,9145 0,54534 2,784 m kg/s 193,86 193,86 169,37 166,66 137,5 132,2 139,7 193,86 α kg/kg 1 1 0,87367 0,86765 0,72446 0,69567 0,72062 1 par ogener at or A b d a c TVP TSP TNP Gener at or g e f 4 5 6 7 KP1 1 2 3 ZVP D NP ZNP PSP obessol uva~ e` ekt or i KP2 Сл.1.24 Топлинска шема на ТЕ-Битола 28

1.3.1 Ексергетски загуби во парогенераторот Свежа пареа Почетни параметри: T 0 290 K i 0 71,31 kj/kg s 0 0,2533 kj/kg e x. zag ex. vlez + ex. q ex. izlez ексергија на влез во парогенераторот (свежа пареа) ex. vlez i g i0 T0 ( sg s0 ) 1098,25 71,31-290 (2,784 0,2533) e x. vlez 293,037 kj/kg e x. q ексергија на излез од парогенераторот (свежа пареа) ex. izlez ia i0 T0 ( sa s0) 3443,25 71,31-290 (6,57516 0,2533) e. 1538,6 kj/kg x izlez ексергија на топлината што влегува со горивото (за свежа пареа) T i 0 A ig T0 qk ( 1 ) (1 ) T η T k 3443,25 1098,25 290 1 0,85 2000 + 273 e x. q 2406,839 kj/kg ексергетски загуби во парогенераторот (за свежа пареа) Догреана (меѓупрегреана) пареа e x.zag.k 293,037 + 2406,839 1538,6 1161,276 kj/kg ексергија на влез во парогенераторот (догреана пареа) e [ i i T ( s 0) ] 0,87367 [ 3094 71,31 290 ( 6,704 02533) ] x. vlez α b b 0 0 b s e x. vlez 1066,446 kj/kg ексергија на излез од парогенераторот (догреана пареа) e [ i i T ( s 0) ] 0,86765 [ 3548,86 71,31 290 ( 7,40303 0,2533) ] x. izlez α c c 0 0 c s e x. izlez 1218,291 kj/kg ексергија на топлината што влегува со горивото (за догреана пареа) e x. q q k T0 ic ib T0 ( 1 ) (1 T η T k 3548,86 3094 290 ) 1 0,85 960 + 273 29

e x. q 409,718 kj/kg ексергетски загуби во парогенераторот (за догреана пареа) e x.zag.k 1006,446 + 409,718 1218,291 197,873 kj/kg Вкупни ексергетски загуби Работа потребна за напојните пумпи L p pi pv ρ η v p (180 7) 10 1000 0,75 5 23,73 kj/kg Вкупни ексергетски загуби во котелот e x.zag.k 1161,276 + 197,873 1359,149 kj/kg Топлина вложена со горивото минус работата за напојните пумпи e x.q.vk e x.q.sp + e x.q.dp L p 2406,839 + 409718 23,73 e x.q.vk 2792,827 kj/kg Ексергетски коефициент на загуби во парогенераторот ex. zag. K 1359,149 ΩK 100 100 48,66 [%] e 2792,827 x. q. vk дополнителната специфична потрошувачка на гориво изнесува: b 1 Ω K dop. K Hd 1 ΩK 1 7580 0,4866 125,39 10-6 kg/kj 1 0,4866 1.3.2 Ексергетски загуби при транспорт на пареата парогенератор ТВП e e e x. zag. TR x. vlez x. izlez ексергија на излез од парогенераторот (свежа пареа) e x.vlez.tr ex i i T s ) 1538,6 kj/kg. izlez A 0 0 ( A s0 ексергија на влез во ТВП e x.vlez.а ex. izlez. TR ia i0 T0 ( sa s0 ) 3443,25-71,31-290 (6,59267-0,2533) e x.vlez.а 1533,572 [kj/kg] Ексергетски загуби при транспорт e x.zag.tr 1538,6 1533,572 5,074 kj/kg Ексергетски коефициент на загуби при транспорт ex. zag. TP 5,074 ΩTR 100 100 0,18 [%] e 2792,827 x. q. vk дополнителната специфична потрошувачка на гориво изнесува: 30

b 1 Ω 0,0018 TR dop. TR Hd 1 ΩTR 7580 1 0,0018 1 0,237 10-6 kg/kj 1.3.3 Ексергетски загуби во парна турбина Ексергетски загуби во ТВП e x. zag. TVP 2 ex. vlez. a i 1 e x. izlez L E ексергија на влез во ТВП e x.vlez.а e i i T s ) 1533,527 kj/kg x. izlez. TR a 0 0 ( a s0 ексергија на излез од ТВП e x.izlez α 01 [i од1 i 0 T 0 (s од1 s 0 )]+ + α 02 [i од2 i 0 T 0 (s од2 s 0 )]+ + α b [i b i 0 T 0 (s b s 0 )] e x.izlez 0,466 [ 3184,513 71,31 290 ( 6,67448 0,2533) ] + + 0,07979 [ 3094 71,31 290 ( 6,70404 0,2533) ] + 0,859 [ 3094 71,31 290 ( 6,70404 0,2533) ] + 58,12 +91,91+989,54 e x.izlez 1139 kj/kg корисна работа на ТВП L E ( α 1 h 1 + α 2 h 2 ) η m η g L E (0,9939 256,737+0,9474 90,513) 0,98 098 327,4 [kj/kg] ексергетски загуби во ТВП e x.zag.tvp 1533,527 1139 327,4 66,6 kj/kg Ексергетски загуби во ТСП e x. zag. TSP 6 ex. vlez i 3 e x. izlez L E ексергија на влез во ТСП e x.vlez.2 α c [ i i T s )] 2 0 0 ( 2 s0 e x.vlez.2 0,86 [ 3548,86 71,31 290 ( 7,40303 0,2533) ] ексергија на излез од ТСП e x.izlez α 03 [i од3 i 0 T 0 (s од3 s 0 )]+ + α 04 [i од4 i 0 T 0 (s од4 s 0 )]+ 1207,6 kj/kg 31

+ α 05 [i од5 i 0 T 0 (s од5 s 0 )]+ + α 06 [i од6 i 0 T 0 (s од6 s 0 )]+ + α d [i d i 0 T 0 (s d s 0 )] 0,365 [ 3362,14 71,31 290 7,457 0, 2533 ]+ 0,03667 [ 3193,97 71,31 290 7,498 0, 2533 ]+ 0,03234 [ 2997,4 71,31 290 7,554 0, 2533 ]+ 0,0421 [ 2833,84 71,31 290 7,600 0, 2533 ]+ e x.izlez ( ) + ( ) + ( ) + ( ) + 0,709 [ 2833,84 71,31 290 ( 7,60404 0,2533) ] e x.izlez 43,86 + 37,46 + 26,15 + 26,79 + 447,2 581,46 kj/kg корисна работа на ТСП L E (α 3 h 3 + α 4 h 4 + α 5 h 5 + α 6 h 6 ) η m η g L E (0,867652 186,86+0,835876 157+ +0,7979 207,943+0,766857 163,572) 0,98 0,98 562 kj/kg ексергетски загуби во ТСП e x.zag.tsp 1207,6 581,46 562 64,14 kj/kg Ексергетски загуби во ТНП e x. zag. TNP 7 ex. vlez i 7 e x. izlez L E ексергија на влез во ТНП e x.vlez.д α d [ i i T s )] d 0 0 ( d s0 e x.vlez.д 0,709 [ 2833,84 71,31 290 (7,60404 0,2533)] 447,2 kj/kg ексергија на излез од ТНП e x.izlez α 07 [i од7 i 0 T 0 (s од7 s 0 )]+ + α 4 [i 4 i 0 T 0 (s 4 s 0 )] 0,0288 [ 2608,8 71,31 290 7,71791 0, 2533 ]+ e x.izlez ( ) + 0,682 [ 2457,6 71,31 290 ( 7,9145 0,2533) ] 10,735 + 112,22 e x.izlez 122,955 kj/kg корисна работа на ТНП L E (α 7 h 7 + α 8 h 8 ) η m η g L E (0,709 225,04 + 0,68 151,2) 0,98 0,98 252 kj/kg ексергетски загуби во ТНП e x.zag.tnp 447,2 122,955 252 72,245 kj/kg 32

Вкупни ексергетски загуби Вкупни ексергетски загуби во турбината e x.zag.tp e x.zag.tvp + e x.zag.tsp + e x.zag.tnp 66,6+64,14+72,245 e x.zag.tp 202,985 kj/kg Ексергетски коефициент на загуби во парогенераторот ex. zag. TP 202,985 ΩTP 100 100 7,26 [%] e 2792,827 x. q. vk дополнителната специфична потрошувачка на гориво изнесува: b 1 Ω TP dop. TP Hd 1 ΩTP 1 7580 0,0726 10,327 10-6 kg/kj 1 0,0726 1.3.4 Ексергетски загуби ТНП кондензатор ексергија на излез од ТНП ексергија на влез во кондензатор e x. zag. TR ex. vlez ex. izlez e x.vlez.tr e x.izleztnp 122,22 kj/kg e x.vlez.kd e α [ i i T s )] x. izlez. TR pk PK 0 0 ( PK s0 e x.vlez.kd 0,68 [ 2362,47 71,31 290 ( 7,6145 0,2533) ] Ексергетски загуби при транспорт e x.zag.tr 112,22 106,36 5,86 kj/kg Ексергетски коефициент на загуби при транспорт ex. zag. TP 5,86 ΩTR 100 100 0,21 [%] e 2792,827 x. q. vk дополнителната специфична потрошувачка на гориво изнесува: b 1 Ω TR dop. TR Hd 1 ΩTR 1 7580 106,36 kj/kg 0,0021 0,277 10-6 kg/kj 1 0,0021 1.3.5 Ексергетски загуби во кондензаторот e x. zag. Kd ex. vlez. Kd ex. izlez. Kd ексергија на влез во кондензаторот e x.vlez.kd α PK [i PK i 0 T 0 (s PK s 0 )]+ + α ko7 [i ko7 i 0 T 0 (s ko7 s 0 )]+ + α ksp [i ksp i 0 T 0 (s ksp s 0 )]+ 33

+ α kspz [i kspz i 0 T 0 (s kspz s 0 )] e x.vlez.kd 0,68 [ 2362,47 71,31 290 ( 7,6145 0,2533) ] + 0,0288 [ 279,98 71,31 290 ( 0,9168 0,2533) ] + + 0,0044 [ 298,84 71,31 290 ( 0,97188 0,2533) ] + + 0,00349 [ 298,892 71,31 290 ( 0,9718 0,2533) ] + e x.vlez.kd 106,36 + 0,468 + 0,085 + 0,067 106,98 kj/kg ексергија на излез од кондензаторот e α f [ if i0 T0 ( sf 0)] x. izlez. Kd s e 0,72 [160 71,31 290 (0,54534 0,2533)] 2,879 kj/kg x. izlez. Kd ексергетски загуби во кондензаторот e x.zag.kd 106,98 2,879 104,1 kj/kg Ексергетски коефициент на загуби во кондензаторот Ω Kd e e x. zag. Kd x. q 100 104,1 2792,827 100 3,73 [%] дополнителната специфична потрошувачка на гориво изнесува: b 1 Ω Kd dop. Kd Hd 1 ΩKd 1 7580 0,0373 5,11 10-6 kg/kj 1 0,0373 1.3.6 Ексергетски загуби во регенеративниот систем e e x. zag. RS x. vlez. RS x. izlez. RS ексергија на влез во регенеративниот систем e x.vlez.rs α f [i f i 0 T 0 (s f s 0 )]+ + α од1 [i од1 i 0 T 0 (s од1 s 0 )]+ + α од2 [i од2 i 0 T 0 (s од2 s 0 )]+ + α од3 [i од3 i 0 T 0 (s од3 s 0 )]+ + α од4 [i од4 i 0 T 0 (s од4 s 0 )]+ + α од5 [i од5 i 0 T 0 (s од5 s 0 )]+ + α од6 [i од6 i 0 T 0 (s од6 s 0 )]+ + α од7 [i од7 i 0 T 0 (s од7 s 0 )] e x.vlez.rs 0,0,72 [ 160 71,31 290 ( 0,54534 0,2533) ] + 0,04646 [ 3184,513 71,31 290 ( 6,67448 0,2533) ] + 0,07979 [ 3094 71,31 290 ( 6,70404 0,2533) ] + + 0,0365 [ 3362,14 71,31 290 ( 7,457 0,2533) ] + 34 e + +

+ 0,03667 [ 3193,97 71,31 290 ( 7,498 0,2533) ] + 0,0323 [ 2997,4 71,31 290 ( 7,554 0,2533) ] + + 0,0424 [ 2833,84 71,31 290 ( 7,600 0,2533) ] + 0,0287 [ 2608,8 71,31 290 ( 7,71791 0,2533) ] + + 2,879 + 58,12 + 91,91 + +43,86 + 41,33 + 26,12 + 26,79 + 12,75 e x.vlez.rs 303,759 kj/kg ексергија на излез од регенеративниот систем e izlez.rs e i i T s ) 293,037 kj/kg x. vlez. K g 0 0 ( g s0 ексергетски загуби во регенеративнит систем e x.zag.rs 303,759 293,037 10,722 kj/kg Ексергетски коефициент на загуби во регенеративниот систем Ω RS e e x. zag. RS x. q 100 10,722 2792,827 100 0,3839 [%] дополнителната специфична потрошувачка на гориво изнесува: b 1 Ω RS dop. RS Hd 1 ΩRS 1 7580 0,003839 0,515 10-6 kg/kj 1 0,003839 Внатрешна работа на турбината L i 1180,19 kj/kg гориво Работа на спојката на генераторот L e L i η m 1180,19 0,99 1168,388 kj/kg Работа на клемите на генераторот L ei L e η el 1168,388 0,9862 1152,264 kj/kg 1.3.7 Механички загуби во турбината e zag.m L i L e 1180,19 1168,388 11,802 kj/kg ] Ексергетски коефициент на загуби Ω m e e x. zag. m x. q 100 11,802 2792,827 100 0,4225 [%] дополнителната специфична потрошувачка на гориво изнесува: 35

b dop.m 1 H m d Ω 1 Ω m 1 7580 0,004225 0,56 10-6 kg/kj 1 0,004225 1.3.8 Загуби во генераторот e zag.g L e L ei 1168,388 1152,264 16,124 Ексергетски коефициент на загуби Ω G e e x. zag. G x. q 100 16,124 2792,827 100 0,58 [%] kj/kg дополнителната специфична потрошувачка на гориво изнесува: b 1 Ω G dop. G Hd 1 ΩG 1 7580 0,0058 0,77 10-6 kg/kj 1 0,0058 Табела 1.24:Табеларен приказ на загубите Коефициент на Доплонителна ексергетски загуби специфична Извор на загуби % потрошувачка kg/kj 10 6 Загуби во парогенератор 48,66 125,039 Загуби во парна турбина 7,26 10,327 Загуби при транспорт 0,18+0,210,39 0,237+0,2770,514 Загуби во кондензатор 3,73 5,11 Загуби во рег. систем 0,3839 0,515 Механички загуби 0,4225 0,56 Загуби во генераторот 0,58 0,77 Вкупни загуби Ω i 61,426 142,835 Коефициентот на совршенство изнесува: η s 100 - Ω i 100 61,426 38,574 % 36

На следната слика претставен е дијаграм на топлинските протоци и изворите на топлинските загуби на циклусот. Сл.1.25: Дијаграм на протоците и изворите на топлинските загуби На наредната слика претставени се протоците не ексергија. Ексергијата на топлината која се добива со согорување на горивото во ложиштето на парогенераторот се зема за 100% влезна ексергија. Сл.1.26 : Графички приказ на протоците на ексергијата 37

2.0 ПАРОГЕНЕРАТОР Во трите блока на ТЕЦ Битола работи по еден едноделен проточен парогенератор ZIO тип P p 700 13.8 (П 65), кој епредвиден да работи во блок со турбина LMZ тип К 210 130 и е пресметан за согорување на македонски лигнит со долна топлинска моќ H d 6178 8372 kj/kg. PPTO PPTO od TVP {PP od TVP vlez vo VRD izlez od SRD kon TSP KPV KPV kon TSP kon TVP KPP KPP kon TVP PZ vlez vo SRD PZ VE2 izlez od NRD VE2 oxak NV VE1 VE1 NV jaglen jaglen RZV RZV vlez vo NRD Od[qakiva~ elektro filter elektro filter Сл.2.1: Шематски приказ на парогенераторот Парогенераторот (слика 2.1.) е изведен во Т облик во полуотворена изведба, и се состои од три вертикални шахти споени меѓу себе со гасен канал. Ниско радијациониот дел НРД претставува ложиште каде има екрански испарувачки цевки. Понатаму во гасниот канал се сместени ширмовите прегревачи, а во посебни простории се сместени паро-парните прегревачи ППТО. Во другите два симетрични канали, топлината главно се пренесува со конвекција и тука се сместени: 38

конвективниот прегревач на свежа пареа КПП и на догреаната пареа КПВ, парните загревачи и водените економајзери. Одведувањето на шљаката е суво, механизирано со чланкаст транспортер. Фаќањето на летечката пепел се врши со помош на електро-филтри. Потпалувањето на парогенераторот се врши до оптеретување од 30 % со помош на мазутни горилници. Шемата на подготвување на јаглена прашина е со шест вентилаторски млинови. Загревањето на воздухот се врши прво во парни калорифери, а потоа во два регенеративни загревачи (тип Ljungstroom) кои се наоѓаат надвор од просторијата на парогенераторот. Регенеративниот загревач за воздух претставува ротационен цилиндар, чија внатрешност е исполнета со тенки челични лимови, така да формираат канали. Низ каналите наизменично со вртење на цилиндарот минуваат жешки димни гасови и воздух. Самата конструкција на парогенераторот обезбедува вршење на механизиран ремонт, хемиски и водени парења, парни продувувања на загревните површини од гасна страна. Табела 2.1: Табеларен приказ на основните параметри на парогенераторот Основни техничко-економски показатели на парогенераторот при номинална работа Производство на пареа 700 t/h 194,44 kg/s Температура на примарната пареа 545 C Притисок на примарната пареа 138 bar Температура на секундарната пареа 545 C Потрошувачка на гориво 304,952 t/h 84,7 kg/s КПД- бруто на парогенераторот 82,614 % 2.1 Карактеристики на горивото и продуктите од согорувањето Јагленот од рудникот Суводол што се користи за согорување во парогенераторите на ТЕЦ Битола е со следниот состав: Табела 2.2: Табеларен приказ на составот на јаглен Име на елементот Ознака Количина % Јаглерод C 22,55 Водород H 1,93 39

Кислород O 8,25 Азот N 1,00 Сулфур S 0,52 Пепел A 13,50 Влага W 52,25 100,00 Пресметка на горна и долна топлинска моќ H d H g O 340 C + 1425 ( H ) + 105 S 9002,32 kj/kg 8 O 340 C + 1200 ( H ) + 105 S 25 W 7493,85 kj/kg 8 Зафатнина и волумен на воздухот за согорување - Минимално количевство на кислород за согорување 1 O Omin 1.867 C + 5.6( H ) + 0. 7 S 0,47498 m 3 /kg 100 8 - Теоретска зафатнина на воздухот за согорување VLt 100 O min 2,2618 m 3 /kg 21 - Вистинска зафатнина на воздухот за согорување V λ m 3 /kg L V Lt Табела 2.3 : Табеларен приказ навистинската зафатнина на воздух за сосорување λ 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2,0 V L 2,2618 2,.4878 2,7140 2,9402 3,1663 3,3925 3,6187 3,8448 4,0710 4,2972 4,5234 - Теоретски и вистински волумен на продуктите на согорување 1,87 V CO C 0,42168 m 3 /kg 2 100 0,7 V SO S 0,00364 m 3 /kg 2 100 1,244 H (9 H + W ) 0,86607 m 3 /kg 2 100 V O 79 V N Omin 1,78679 m 3 /kg -Теоретски и вистински волумен на сувите продукти 2 21 V V + V + V 2,21211 m 3 /kg Rst CO2 SO2 N2 40

V RS V + (λ 1) V m 3 /kg Rst Табела 2.4 : Табеларен приказ на вистинскиот волумен на сувите продукти λ 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 V RS 2,2121 2,4383 2,6645 2,8906 3,1168 3,3429 3,5691 3,7953 4,0215 4,2476 4,4738 Lt - Теоретски и вистински волумен на влажните продукти VRWt VRS + V t H2O V RW 3,07818 m 3 /kg V + (λ 1) V m 3 /kg RWt Табела 2.5 : Табеларен приказ на вистинскиот волумен на влажните продукти λ 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2,0 V RW 3,0782 3,3044 3,5305 3,7567 3,9829 4,2091 4,4352 4,6614 4,8875 5,1137 5,3399 Lt Одредување на составот на продуктите на согорувањето - Состав на сувите продукти VCO CO 2 ) S 100 % V ( 2 RS ( λ 1) Omin ( O ) S V 2 RS Табела 2.6 : Табеларен приказ насувите продукти λ 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2,0 (CO 2 ) S 19,06 17,29 15,8 14,587 13,529 12,613 11,814 11,110 10,845 9,9273 9,4255 (O 2 ) S 0,00 1,947 3,56 4,9294 6,0956 7,1040 7,9846 8,7602 9,4486 10,063 10,616 - Состав на влажните продукти 100 VCO CO 2 ) W 100 % V ( 2 RW VH O H 2O) W 100 % V ( 2 RW ( λ 1) Omin ( O ) W V 2 RW Табела 2.7: Табеларен приказ навлажните продукти λ 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2,0 (CO 2 ) W 13,69 12,76 11,94 11,22 10,58 10,01 9,507 9,046 8,627 8,246 7,896 (O 2 ) W 0,00 1,437 2,690 3,792 4,7701 5,642 6,425 7,132 7,774 8,359 8,894 (H 2 O) W 28,13 26,21 24,53 23,05 21,74 20,57 19,52 18,57 17,71 16,93 16,21 100 % % 41

- Притисоци на поедини продукти на согорување Табела 2.8 : Табеларен приказ напритисоците на поедини продукти λ p(co 2 ) S p(co 2 ) W p(o 2 ) W p(h 2 O) W 1,0 0,190 0,135 0,000 0,289 1,1 0,172 0,126 0,014 0,270 1,2 0,158 0,118 0,027 0,254 1,3 0,145 0,111 0,037 0,239 1,4 0,135 0,104 0,047 0,227 1,5 0,126 0,099 0,056 0,215 1,6 0,118 0,094 0,063 0,205 1,7 0,111 0,089 0,070 0,196 1,8 0,105 0,085 0,077 0,188 1,9 0,099 0,081 0,082 0,180 2,0 0,094 0,078 0,088 0,173 0,350 0,300 p(co 2 ) S 0,250 p [bar] 0,200 0,150 p(co 2 ) W p(co2)s p(co2)w p(o2)w p(h2o)w 0,100 p(h 2 O) W 0,050 p(o 2 ) W 0,000 1 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2 Сл. 2.2: Дијаграм на притисоците на поедините продукти 42

- Одредување на енталпијата од продуктите на согорување I I I I kj]kg Igt CO + N + SO + 2 2 2 H2O I V I kj]kg CO2 CO2 CO2 I V I kj]kg N2 N2 N2 I V I kj]kg SO2 SO2 SO2 I H O VH O I 2 2 H 2 O kj]kg I L V I kj]kg LT L I I gt + (λ 1) I L kj]kg 43

i [kj/kg] 21000 20000 19000 18000 17000 16000 15000 14000 13000 12000 11000 10000 9000 8000 7000 6000 5000 4000 3000 2000 1000 0 i-t дијаграм 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2200 t [C] 1 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2 Сл. 2.3 i t дијаграм 44

t g \ λ λ 1 λ 1.1 λ 1.2 λ 1.3 λ 1.4 λ 1.5 λ 1.6 λ 1.7 λ 1.8 λ 1.9 λ 2 100 441,94 471,39 500,85 530,3 559,76 589,21 618,67 648,12 677,57 707,03 736,48 120 531,58 566,95 602,33 637,7 673,07 708,45 743,82 779,19 814,56 849,94 885,31 140 621,81 663,12 704,42 745,72 787,02 828,32 869,62 910,92 952,22 993,52 1034,82 160 712,59 759,84 807,09 854,33 901,58 948,82 996,07 1043,32 1090,56 1137,81 1185,05 180 803,87 857,09 910,31 963,53 1016,75 1069,97 1123,19 1176,4 1229,62 1282,84 1336,06 200 895,57 954,78 1013,99 1073,2 1132,41 1191,63 1250,84 1310,05 1369,26 1428,48 1487,69 300 1362,24 1451,74 1541,24 1630,74 1720,25 1809,75 1899,25 1988,75 2078,26 2167,76 2257,26 400 1843,48 1963,92 2084,35 2204,79 2325,22 2445,66 2566,1 2686,53 2806,97 2927,4 3047,84 500 2337,92 2490,03 2642,14 2794,25 2946,36 3098,47 3250,58 3402,69 3554,8 3706,91 3859,02 600 2846,31 3030,66 3215,01 3399,36 3583,72 3768,07 3952,42 4136,77 4321,13 4505,48 4689,83 700 3368,62 3585,97 3803,33 4020,68 4238,04 4455,39 4672,74 4890,1 5107,45 5324,81 5542,16 800 3901,92 4152,75 4403,58 4654,41 4905,24 5156,07 5406,9 5657,74 5908,57 6159,4 6410,23 900 4447,37 4732,24 5017,12 5301,99 5586,86 5871,74 6156,61 6441,49 6726,36 7011,24 7296,11 1000 5003,47 5322,77 5642,07 5961,37 6280,67 6599,97 6919,27 7238,57 7557,87 7877,17 8196,47 1100 5569,06 5923,26 6277,46 6631,66 6985,85 7340,05 7694,25 8048,45 8402,64 8756,84 9111,04 1200 6142,17 6532,09 6921,47 7310,85 7700,23 8089,61 8478,99 8868,37 9257,75 9647,13 10036,51 1300 6724,17 7149,11 7574,05 7999 8423,94 8848,88 9273,83 9698,77 10123,71 10548,66 10973,6 1400 7312 7772,7 8233,39 8694,08 9154,78 9615,47 10076,17 10536,86 10997,56 11458,25 11918,95 1600 8506,63 9039,68 9572,73 10105,78 10638,83 11171,88 11704,93 12237,98 12771,03 13304,08 13837,13 1800 9722,99 10329,16 10935,32 11541,49 12147,65 12753,82 13359,98 13966,15 14572,31 15178,48 15784,65 2000 10954,95 11634,89 12314,84 12994,79 13674,73 14354,68 15034,63 15714,57 16394,52 17074,47 17754,41 2200 12212,04 12966,24 13720,44 14474,64 15228,84 15983,04 16737,24 17491,43 18245,63 18999,83 19754,03 45

Сл.2.4: Шема на потоците на пароводниот тракт на парогенераторот 46

2.2 Температури на карактеристични точки во ПГ Табелите и дијаграмите се претставени врз основа на податоците добиени од анализа на процесот во ТЕ Битола при различни степени на оптоварување на системот. Податоците се пресметковните и податоците од мерењата извршени во парогенераторот. Табела 2.10 : Табеларен приказ на температури по трактот на ПГ Пресметани и измерени температури во котел 1 за снага од 225 MW Пресметка Лево фронт Лево тил Десно фронт Десно тил Ложиште 1439 ШПП 946 ПК 849 680 670 700 690 КПВ 814 560 580 560 570 КПП 714 530 490 540 540 ПЗ 656 400 430 430 420 ВЕ 2 507 340 350 340 340 ВЕ 1 323 280 290 290 290 РЗВ 183 185 185 185 185 1600 1400 pr esmet ka l evo f r ont desno f r ont levo t il desno t i l 1200 1000 800 600 400 200 0 Ложиште ШПП ПК КПВ КПП ПЗ ВЕ 2 ВЕ 1 РЗВ Сл.2.5 Графички приказ на температурите измерени по трактот на ПГ 47

Табела 2.11 : Табеларен приказ на температурите измерени потрактот на ПГ Пресметани и измерени температури во котел 1 за снага од 200 MW Пресметка Лево фронт Лево тил Десно фронт Десно тил Ложиште 1439 ШПП 946 ПК 849 780 780 780 780 КПВ 814 640 640 635 635 КПП 714 575 565 575 565 ПЗ 656 440 440 430 435 ВЕ 2 507 340 350 340 345 ВЕ 1 323 280 280 270 270 РЗВ 183 190 190 190 190 1600 1400 pr esmet ka l evo f r ont desno f r ont levo t il desno t i l 1200 1000 800 600 400 200 0 Ложиште ШПП ПК КПВ КПП ПЗ ВЕ 2 ВЕ 1 РЗВ Сл.2.6 Графички приказ на температурите измерени по трактот на ПГ 48

Табела 2.12 : Табеларен приказ на температурите измерени потрактот на ПГ Пресметани и измерени температури во котел 1 за снага од 177 MW Пресметка Лево фронт Лево тил Десно фронт Десно тил Ложиште 1439 ШПП 946 ПК 849 740 730 730 710 КПВ 814 600 615 600 595 КПП 714 560 560 550 545 ПЗ 656 430 435 420 425 ВЕ 2 507 335 345 345 340 ВЕ 1 323 280 280 270 275 РЗВ 183 187 187 187 187 1600 1400 pr esmet ka l evo f r ont desno f r ont levo t il desno t i l 1200 1000 800 600 400 200 0 Ложиште ШПП ПК КПВ КПП ПЗ ВЕ 2 ВЕ 1 РЗВ Сл.2.6: Графички приказ на температурите измерени по трактот на ПГ 49

Табела 2.13 : Табеларен приказ на температурите измерени потрактот на ПГ Пресметани и измерени температури во котел 1 за снага од 150 MW Пресметка Лево фронт Лево тил Десно фронт Десно тил Ложиште 1439 ШПП 946 ПК 849 710 680 700 650 КПВ 814 570 585 570 575 КПП 714 535 540 525 530 ПЗ 656 420 425 410 420 ВЕ 2 507 330 340 330 335 ВЕ 1 323 275 275 265 270 РЗВ 183 180 180 180 180 1600 1400 pr esmet ka l evo f r ont desno f r ont levo t il desno t i l 1200 1000 800 600 400 200 0 Ложиште ШПП ПК КПВ КПП ПЗ ВЕ 2 ВЕ 1 РЗВ Сл.2.7: Графички приказ на температурите измерени по трактот на ПГ 50

Табела 2.14 : Табеларен приказ на температурите измерени потрактот на ПГ Пресметани и измерени температури во котел 2 за снага од 224 MW Пресметка Лево фронт Лево тил Десно фронт Десно тил Ложиште 1439 ШПП 946 ПК 849 800 780 810 800 КПВ 814 615 625 615 620 КПП 714 565 590 575 580 ПЗ 656 415 450 450 445 ВЕ 2 507 355 365 350 355 ВЕ 1 323 295 300 305 300 РЗВ 183 208 208 208 208 1600 1400 1200 1000 800 600 400 200 0 Lo`i{te [PP PK KVP KPP PZ VE 2 VE 1 RVP Сл.2.8: Графички приказ на температурите измерени по трактот на ПГ 51

Табела 2.15 : Табеларен приказ на температурите измерени потрактот на ПГ Пресметани и измерени температури во котел 2 за снага од 199 MW Пресметка Лево фронт Лево тил Десно фронт Десно тил Ложиште 1439 ШПП 946 ПК 849 770 740 770 770 КВП 814 590 610 590 605 КПП 714 550 515 560 570 ПЗ 656 410 445 445 440 ВЕ 2 507 350 365 350 345 ВЕ 1 323 290 300 300 300 РЗВ 183 200 200 200 200 1600 1400 1200 1000 800 600 400 200 0 Ложиште ШПП ПК КПВ КПП ПЗ ВЕ 2 ВЕ 1 РЗВ Сл.2.9: Графички приказ на температурите измерени по трактот на ПГ 52

Табела 2.16 : Табеларен приказ на температурите измерени потрактот на ПГ Пресметани и измерени температури во котел 2 за снага од 199 MW Пресметка Лево фронт Лево тил Десно фронт Десно тил Ложиште 1439 ШПП 946 ПК 849 720 700 720 740 КВП 814 580 590 580 590 КПП 714 540 500 550 550 ПЗ 656 400 435 435 430 ВЕ 2 507 345 360 345 350 ВЕ 1 323 280 290 290 290 РЗВ 183 190 190 190 190 1600 1400 1200 1000 800 600 400 200 0 Ложиште ШПП ПК КПВ КПП ПЗ ВЕ 2 ВЕ 1 РЗВ Сл.2.10: Графички приказ на температурите измерени по трактот на ПГ 53

Табела 2.17 : Табеларен приказ на температурите измерени потрактот на ПГ Пресметани и измерени температури во котел 2 за снага од 175 MW Десно Пресметка Лево фронт Лево тил фронт Десно тил Ложиште 1439 ШПП 946 ПК 849 680 670 700 690 КВП 814 560 580 560 570 КПП 714 530 490 540 540 ПЗ 656 400 430 430 420 ВЕ 2 507 340 350 340 340 ВЕ 1 323 280 290 290 290 РЗВ 183 185 185 185 185 Ложиште ШПП ПК КПВ КПП ПЗ ВЕ 2 ВЕ 1 РЗВ Сл.2.11: Графички приказ на температурите измерени по трактот на ПГ 54

Табела 2.18 : Табеларен приказ на температурите измерени потрактот на ПГ Пресметани и измерени температури во котел 2 за снага од 150 MW Десно Пресметка Лево фронт Лево тил фронт Десно тил Ложиште 1439 ШПП 946 ПК 849 830 810 810 820 КВП 814 650 640 630 650 КПП 714 580 570 565 570 ПЗ 656 450 430 420 450 ВЕ 2 507 340 340 350 340 ВЕ 1 323 285 280 290 280 РЗВ 183 190 190 197 197 1600 1400 1200 1000 800 600 400 200 0 Ложиште ШПП ПК КПВ КПП ПЗ ВЕ 2 ВЕ 1 РЗВ Сл.2.12: Графички приказ на температурите измерени по трактот на ПГ 55

Табела 2.19 : Табеларен приказ на температурите измерени потрактот на ПГ Пресметани и измерени температури во котел 3 за снага од 220 MW Десно Пресметка Лево фронт Лево тил фронт Десно тил Ложиште 1439 ШПП 946 ПК 849 800 800 800 800 КВП 814 630 645 625 635 КПП 714 560 570 560 565 ПЗ 656 440 430 420 445 ВЕ 2 507 340 345 350 340 ВЕ 1 323 285 285 290 280 РЗВ 183 187 187 194 194 1600 1400 1200 1000 800 600 400 200 0 Ложиште ШПП ПК КПВ КПП ПЗ ВЕ 2 ВЕ 1 РЗВ Сл.2.13 Графички приказ на температурите измерени по трактот на ПГ Заклучок: При претставената анализа на парогенераторот во првиот, вториот и третиот блок, се увидува дека температурата на излезните димни гасови е околу 182 C. 56

3.0 ОДЗЕМАЊЕ И ИСКОРИСТУВАЊЕ НА ТОПЛИНСКАТА ЕНЕРГИЈА НА ЧАДНИТЕ ГАСОВИ НА ПАРОГЕНЕРАТОРИТЕ 3.1. Општи согледувања Во паротурбинските енергетски блокови претворањето на електричната енергија во топлинска, кога за тоа се јавува потреба, се врши на едноставен начин со зголемување на нивната ефикасност. Ако се јави потреба од топлина во самата електрана, на пример за греење на просториите, наместо истата да се произведува во специјални водогрејни котли кои користат мазут или земен гас, можно е без дополнителни губитоци топлината да се добие од турбините по пат на одземање, преработувајќи ја едноставно топлината од пареата, којашто во спротивен случај се собира во кондензаторот. На овој принцип се изградени ТЕП со специјални турбини за одземање на пареата за загревање на водата во котелот. Поединечните расходи на топлината при производство на електрична енергија во ТЕП кога работи во топлификационен режим представуваат половина од расходот на топлината во кондензационите постројки. Од горенаведеното предностите на ТЕП при топлификацијата се очигледни. ТЕП имаат и свои недостатоци кои се занемаруваат во однос на нивните предности: Пред се, периодичноста во обработка на пареата со добивање на соодветен ефект и отсуство на ефектот во другиот период од годината (летниот), и покрај определеното влошување на економичноста во однос на кондензациона постројка; посебно тоа влошување доаѓа до израз при производство на високопотенцијална топлина за далечинско греење. намалување на електричната моќност на блокот при непроменето производство на пареа во котелот, со нејзино одземање од турбината; соодветно на ова потребно е да се надополни изгубената моќност на енергосистемот со дополнителни енергетски извори. Укажаните недостатоци не се безначајни, но научно-техничкиот кадар не ги зема секогаш во предвид. Поради тоа, заслужува внимание разгледувањето на другиот начин за одземање на топлина од блоковите, не од турбините, туку од котелот 57

(парогенераторот). Тој може да се разгледува како основен начин за одземање на дополнителна топлина, а понекогаш и како алтернативен. Доста познат начинот на одземање на топлината од котелот е со нискотемпературни економајзери (НТЕ). Според овој начин кај загревачите за воздух на котелот, се определува грејна површина - НТЕ каде што се загрева мрежната вода која понатаму се користи за снабдување со топлина. Овој начин се одликува со тоа што топлината во НТЕ е целосно утилизирана и не бара дополнителни трошоци за гориво со што се надминува добиената топлина од турбината. Тоа секако значи и значително надминување на топлината која би се добила од водогрејните котли. Од друга страна тоа ја надминува и топлината на самата ТЕП, бидејќи не се троши електрична енергија. Самиот НТЕ ги има следните недостатоци: Количеството топлина не е големо и се движи во границите на можното намалување на температурата на излезните гасови; Потенцијалот на одземената топлина е ограничен од расположивата температура на излезните гасови, земајќи го во предвид температурниот напон што се јавува во економајзерот; Големината на грејната површина е премногу голема заради генерално нискиот температурен напон Надежноста на НТЕ е мала бидејќи се подложни на корозија, абење, затнување и сл. Ова претставува главен недостаток на НТЕ. Поради укажаните недостатоци, НТЕ се слабо распространети во светската котелска индустрија, со ретки исклучоци кои сепак не ја издржале ни временската проверка. 3.2. Блок со зголемена ефективност (БЗЕ) Проблемот околу одземањето на топлина од котелот е решен со поставување на грејната површина за одземање на топлина пред загревачите за воздух, а не после нив како што беше претходно практикувано. Оваа површина може да се нарече високотемпературен топлификационен економајзер ВТЕ или вграден водогреен котел ВВК. Уредот ВТЕ пред загревачот за воздух овозможува одземање на поголемо количество на топлина одошто кај НТЕ, при подеднакво намалување на температурата на излезните гасови. 58

Оваа одземена топлина може уште повеќе да се зголеми, ако истовремено се намали грејната површина на водниот економајзер се до негово исклучување во периодот кога се јавува потреба од топлина. Најдобра е следната проста шема преместување на примарниот степен на котелскиот економајзер во топлификационен режим, во периодот кога се јавува потреба од топлина. Природно, топлината, која се произведува во ВТЕ само делумно е утилизирана, а во останатиот дел содржи релативно големо количество на топлина, која при добро проектирана ефективност, може да достигне застапеност во ВТЕ од 30 до 70%. Во споредба со одземената топлина од ТЕП, одземената топлина во ВТЕ може да биде исто толку ефикасна, при што конечно истото количество на одземена топлина во ВТЕ го заменува количеството топлина кое може да се добие од ТЕП. При работа на гасен котел во блок со топлификациона турбина К-250, можно е да се одземе во ВТЕ топлина до 140 MW, додека одземањето на топлина од турбината достигнува до 442 MW. Кај аналоген гасен котел кој работи со кондензациона турбина К-300, може да се одземе од котелот топлина до 58 MW, искористувајќи се квалитетно во ВТЕ. Кај котлите кои се погонувани од еден гас можно е одземање на топлина при намалена температура на излезните гасови t iz 80 90 C. Согорувањето во котлите со нискокалорични високовлажни горива, на пример лигнит, е проследено (особено во котлите со високи параметри) со висока температура на излезните гасови, што овозможува обезбедување на висока топлинска ефикасност на одземената топлина. Таквиот начин поволно делува на одземената топлина од котелот, кој во случај на ограничена потреба од топлина може да ја замени одземената топлина од турбината со иста топлинска ефикасност. Ова е посебно поволно изразено во случај кога како гориво се користи гас или нискокалорични влажни горива. Што се однесува до споредбата на одземањето на топлина од енергетските котли и изградбата на специјални водогрејни котли, предноста на првиот начин е очигледна: Топлината одземена од енергетските котли често се произведува од ефтино тврдо гориво, а не мазут; Не бара изградба на котли со помошни уреди и специјално опслужување; ВТЕ претставува самиот за себе ефтина конвективна грејна површина; Одземањето на топлина од енергетките котли обезбедува намалување на одделни расходи на топлината при производството на електрична енергија. 59

Понатаму ќе биде даден преглед на неколку различни шеми на одземање на топлина. Кај котлите со производство на пареа од 2650 t/h произведени во Русија, применета е таканаречената шема на блок со зголемена ефикасност (БЗЕ), патентирана во Русија (Сл. 4.1). Влез на чадни гасови Котелски економајзер Напојна вода ТВП Мрежна вода Свеж воздух Рециркулационен вентилатор Излез на чадни гасови Слика 3.1. Принципелна шема на БЗЕ патентирана во Русија Принципиелната суштина на БЗЕ е во тоа што системот за регенерација на турбината се бајпасира во некои делови и бајпасот на недозагреаната вода се прави во котелот, каде што во специјален разменувач на топлина се загрева од излезната топлина на димните гасови. При бајпасот на системите за регенерација се ослободува одземената пареа упатувајќи се кон излезот на турбината, со што обезбедува дополнителна моќност, но при тоа КПД на парниот циклус се намалува за сметка на зголемувањето на исфрлена пареа во кондензаторот. Споменатиот разменувач на топлина, одземајќи ја топлината од димните гасови, ја намалува температурата на излезните гасови, а со тоа се зголемува и КПД на котелот. Искуството при проектирање и вистинските карактеристики на котлите и турбините овозможува во одредена мерка да се зголеми економичноста на блокот и неговата моќност при константно производство на пареа во котелот. Во сегашните проектирања и истражувања се разгледуваат варијантите со зголемени параметри на пареата, притисок до 300 bar и температура на прегревање до 600 C, заедно со максимална утилизација на топлината од димните гасови. 60

Според резултатите од испитувањата на германските компании, порационалното бајпасирање на регенерацијата за сметка на искористување на топлината од излезните гасови на котелот, со намалена температура на излезот на 40 C, со истовремено зголемена економичност на блоковите СКД, при разлика на температурата на примарната и секундарната пареа од 45 C (Сл. 3.2). Со ова се елиминираат проблемите во искористувањето на новите скапи високотемпературни челици. Со примена на овие решенија во германските електрани е постигнат највисок степен на утилизација од 46,3%. а) small solution Напојна вода M Загревач на воздух Чадни гасови Свеж воздух b) big solution Напојна вода M Загревач на воздух Чадни гасови Свеж воздух Слика 3.2. шема на блок со зголемена ефективност (БЗЕ) на германските компании 61

3.3. Други начини за зголемување на ефикасноста на ТЕЦ Во однос на веќе разработените шеми за вклучување применети за различни горива и различни типови на котли, руските производители на котли предлагаат: турбински економајзери (ТУЕ), вградени разменувачи на топлина (ВРТ), воздух-вода разменувачи (ВВР) и високотемпературни топлификациони економајзери (ВТЕ). Кај овие разменувачи се искористени најновите конструктивни елементи, како змиести мембрани, цевки со заварено спирално-тракасто оребрување, свиткани цевки со двослојно оребрување, оребрени свиоци, цевки на загревачот за воздух со релјефна површина за искористување на вртложниот ефект итн. На слика 3.3 прикажана е изведена шема на параметрите на котелот пред и после реконструкцијата. На слика 3.4. прикажана е аналогна шема, која е предложена за котли со производство на пареа до 420 t/h. 62

63

Системот за големо ладење на излезните гасови остварува зголемување на ефикасноста на работата на електрофилтрите со подобрување на електрофизичките својства во однос на отстранување на прашината (пепелта), за сметка на намалување на чадните гасови. Треба да се напомене дека примената на овој систем не е добивање на дополнителна топлина туку решавање на проблеми поврзани со карактеристиките на користено гориво. За зголемување на ефикасноста на работата на ТВП, во согласност со потребите на постројката, во дадената шема загревачот за воздух ВРТ е вклучен во шемата на вишокот воздух. Шема од тој тип прикажана е на Сл. 3.5. 64

Сл.3.5 Шема на хоризонтално вклушен загревач на мрежна вода Во врска со предлозите за одземање на значителни количества топлина од енергетските котли со големо ладење на излезните гасови, пред проектантите се поставени предизвици во однос на изборот на начини за одземање на топлина, конструктивно поставување на ВТЕ, негова заштита од нискотемпературна корозија и заштита на загревачот за воздух од корозија. Во однос на начинот на одземање на топлина и поставување на ВТЕ треба да се посвети внимание на можноста од 65

одземање на топлина, како директно од димните гасови (најпогодно), така и индиректно. Во однос на заштитата на ВТЕ од корозијата на димните гасови при ниска температура на повратната вода, се предвидува претходно загревање во предвклучниот воздушен разменувач на топлина, а се завршува со догревање на водата во гасниот ВТЕ. При големо ладење на излезните гасови, безусловно со одземањето на нивната топлина, природно се јавува проблемот за заштита од корозија на загревачот за воздух. Во тој случај се поставуваат високо-отпорни на корозија цевни загревачи за воздух и високо-ефикасни калорифери со цевки со спирално-тракасто оребрување. На крајот, потребно е да се одговори на можноста за загревање на напојната вода. При поставување на ВТЕ пред загревачот за воздух, температурата на загревање на водата при дадено одземање на топлина практично нема значење (освен што донекаде ја зголемува грејната површина) и напојната вода може да се загрева до 120 C или до 180 C, што има влијание врз понатамошното снабдување со топлина. Дополнително треба да се укаже на тоа што уредот ВТЕ, особено во гасниот тракт, ја намалува температурата на продувниот воздух, поради што се намалува температурата на тој воздух, кое предизвикува намалување на исфрлањето на NOx. Тоа предизвикува намалување на опасноста од зашљакивање на ложиштето, предизвикувајќи зголемување на КПД на електрофилтрите за сметка на големото оладување на излезните гасови. Наведениот пример на одземање на топлина во согласност со шемата на вишокот на воздух, освен очигледните економски предности дозволува истотака добро да се реализираат шеми со решенија за снабдување на топлина и греење на главниот дел од ТЕП. На пример, разработен е еден комплексен систем на утилизација на топлината на излезните гасови со загревање на вентилациониот и продувниот воздух, за сметка на одземање на топлината од котелот. 66

EКО TУЕ ВТЕ ТВП Свеж воздух Излез на чадни гасови Сл. 3.6: Модернизација на котел со блок од 300 MW Посебно треба да се нагласи концепцијата на разделување на котлите со гасомазутни блокови на чисто гасни и мазутни. Согласно концепцијата за намалување на застапеноста на мазутот во енергетиката, се предлага разделување на комбинираните гасомазутни постројки на гасни и мазутни. Треба да се напомене дека од еколошки аспект, посебно во средини како големите градови, мазутот треба целосно да се исклучи од употреба. Според тоа, за работа на постројката, гасот треба да е основно гориво. Соодветно на тоа, тој треба да се воведе во секоја електропостројка како единствен независен извор. Производството на пареа во гасните блокови може да се зголеми за 10-20% (со можно учество на турбина), додека температурата на излезните гасови може да се намали до 80 C со соодветно зголемување на КПД. Ефектот нараснува при едновремен премин на гасните блокови кон шемата БЗЕ. На Слика 4.6. прикажана е една варијанта на проектот на модернизација на котел со блок 300 MW со зголемена ефикасност. Во таа варијанта, благодарејќи на уредите ТУЕ и ВТЕ температурата на жешкиот воздух е намалена до 102 C, а на излезните гасови до 84 C што е изводливо при согорување на гасот. При тоа се добива дополнителна моќност од 15 MW и 36 MW топлина, а дел од растурањето на топлина при производството на електрична енергија се намалува за 1,4%. Изложеното дозволува да се реализираат следните варијанти: 67

Одземањето на топлината за снабдување со топлина од енергетските котли е високоефикасно: при минимални губитоци во ВТЕ можно е да се добие значително количество на високопотенцијална топлина при истовремено скратување на дел од расходот на топлина при производство на електрична енергија; Количеството на одземена топлина во ВТЕ е ограничено од карактеристиките на котелот и дозволената граница за намалување на температурата на излезните гасови; Производството на топлина во ВТЕ во мали количини е поефективно за економичноста, отколку во ТЕП, а при големи количини ефектот е помал. Во секој конкретен случај постои оптимум за количеството на одземена топлина; При модернизација на енергетските блокови целесообразно треба да се предвиде оземањето на топлина од котелот; При создавање на нови енергетски блокови неопходно треба да се разгледува можноста за одземање на топлина како од турбините така и од котлите. 68

4.0 МОЖНИ НАЧИНИ ЗА ИСКОРИСТУВАЊЕ НА ТОПЛИНСКАТА ЕНЕРГИЈА НА ЧАДНИТЕ ГАСОВИ ЗА ЗГОЛЕМУВАЊЕ НА ЕФИКАСНОСТА НА ТЕП (ЗЕТЕП) ВО ТЕЦ БИТОЛА 4.1 Вградување на турбински економајзер ТУЕ Во конвективниот дел на парогенераторот на блокот со зголемен топлински флукс на чадните гасови се одзема таа топлина за загревање на напојната вода. Со овај начин, се заменува делот на одземената количина на пареа од турбината за регенеративно загревање на напојната вода од турбинската постројка. Конкретно, во овој магистерски труд, (шематски претставена на сл.4.1), на местото зад водениот економајзер се предлага да се вградува, аналогна на него, мала дополнителна топлоизменувачка површина-турбински економајзер (ТУЕ) во кој ќе се загрева дел од напојната вода, која ќе ги заобиколи (бајпасира) сите три регенеративни загревачи од висок притисок (ЗВП), и потоа, тој дел од напојната вода после загревањето да се смеша пред водениот економајзер (ВЕ) со основниот тек на напојната вода. Во таквиот парогенератор се врши дополнително ладење на излезните гасови, се намалува нивната температура, расте неговата економичност. При тоа одземената пареа (зголемена за количеството на пареа за регенеративните одземања на ЗВП), експандирана во турбината произведува дополнителна електрична моќност. Сепак поради тоа што се пушта дополнителна количина на пареа во кондензаторот економичноста на турбината опаѓа. При рационално проектирање на ЗЕТЕП се произведува дополнителна електрична моќност, а загубата во економичноста на турбината се компензира со зголемување на економичноста на парогенераторот. Предложената модернизација на блокот се состои во следното: - во парогенераторот, зад водениот економајзер (гледано во смерот на струење на чадните гасови) се вградува турбински економајзер со иста геометрија и со топлоизменувачка површина еднаква на половината од топлоизменувачката површина на водениот економајзер (z12), но со еднопроточен систем за да се намали протокот на вода; - Претходното загревање на воздухот се зголемува до ; t v 90 C; - Кон ТУЕ се доведува цевковод, кој ги заобиколува (бајпасира) сите три регенеративни загревачи од висок притисок (ЗВП) со дозволен проток на напојната вода D201 t/h; 69

- Излезот од ТУЕ за вода се соединува со цевководот од напојниот севковод пред водениот економајзер; Сл. 4.1: Графички приказ на вградување на ТУЕ 70

Сл.4.2: Графички приказа на гасовоздушен тракт со вградентурбински регулатор 71

Табела 4.1 : Табеларен приказ на Температури на чадните гасови според сликата A B C D E 510 C 333 C 280 C 279 C 167 C Табела 4.2 : Табеларен приказ на Температура и проток на напојна вода според сликата a b c d e 171 C 273 C 253 C 258 C 340 C 201 t/h 201 t/h 499 t/h 700 t/h 700 t/h Табела 4.3 : Табеларен приказ на Температура на воздухот што се внесува во парогенераторот I II III IV 30 C 60 C 90 C 255 C ~adni gasovi napojna voda voda vo TE vozduh VE TE RZV gasen trakt Сл.4.3: Дијаграм на температурните текови на работните медиуми Како што се гледа, предложената рационализација за зголемување на ефикасноста на блокот по обем е мала, масата на топлоизменувачката површина на ТУЕ се цени дека би изнесувала cca G 190 t. 72

Во Табела 4.4 дадени се податоци за пресметковниот режим на турбинската постројка со дел на напојната вода која ги бајпасира ЗВП. Табела 4.4 Притисок на свежата пареа пред вентилите на парната турбината bar 130 Температура на свежата пареа пред вентилите на парната турбината C 540 Проток на свежата пареа на турбината t/h 700 Количина на напојна вода која ѓи заобиколува ЗВП t/h 201 Притисок на пареата на излезот од ТВП bar 31,8 Температура на пареата на излезот од ТВП C 348 Проток на пареа на меѓупрегревање t/h 626 Притисок на пареата пред вентилите на ТСП bar 28 Температура на пареата пред вентилите на ТСП C 540 Температура на напојната вода после ЗВП C 252 Температура на напојна вода која ѓи заобиколува ЗВП C 171 Притисок на пареата во кондензаторот bar 0,072 Eлектрична моќност на клемите на генераторот MW 231,4 Во Табела 4.5 дадени се основните споредбени карактеристики на турбинската постројка базната и со предложената разионализација: Табела 4.5 Назив на големините базен рационал. Притисок на свежата пареа пред вентилите на парната турбината bar 130 130 Температура на свежата пареа пред вентилите на парната турбината C 540 540 Проток на свежата пареа на турбината t/h 700 700 Количина на напојна вода која ѓи заобиколува ЗВП t/h - 201 Притисок на пареата на излезот од ТВП bar 30,4 31,8 Температура на пареата на излезот од ТВП C 342,7 348 Проток на пареа на меѓупрегревање t/h 601,3 626 Притисок на пареата пред вентилите на ТСП bar 26,8 26 Температ. на пареата пред вентилите на ТСП C 540 540 Температура на напојната вода после ЗВП C 252,8 252 Температ. на напојна вода која ги бајпасира ЗВП C - 190,9 Притисок на пареата во кондензаторот bar 225 231,4 73

Од пресметките се гледа, дека по споредбата на основниот блок (N225 MW) и блокот со зголемена ефикасност (ЗЕТЕП), ЗЕТЕП ги обезбедува следните ефекти: - дополнително зголемување на моќноста за N5,7 MW без зголемување на капацитетот на парогенераторот; - Намалување на специфичниот потрошувачка на гориво за b0,5 %; - намалување на температурата на доводниот воздух за t dv 46 o C, што ја намалува опасноста од зашљакување на ложиштето и го намалува создавањето на азотни оксиди; - Намалување на протокот на воздух во регенеративниот загревач на воздух (РЗВ) со пропорционално намалување на енергијата која е потребна за циркулација на истиот. Во пресметките прифатени се бајпасирање (заобиколување) на воздухот во РЗВ - во базниот котел α РЗВ 25 %, а во рационализираниот со ТУЕ α РЗВ 19 % (прпоорционално на намалувањето и опаѓањето на температурата на гасовите во РЗВ). Во Табела 4.6 дадени се основните споредбени карактеристики на блоковите базниот и со предложената рационализација: Табела 4.6. Назив на големините на блоковите базен рациона л. Проток на свежата пареа на турбината t/h 700 700 Проток на пареа на меѓупрегревање t/h 601,3 626 Температура на напојната вода после ЗВП C 252,8 252 Температ. на меѓупрегреаната пареа на влезот C 342,7 348 Притисок на меѓупрегреаната пареа на влезот и излезот bar 29,7/27,5 31/28,7 Количина на напојна вода која ѓи заобиколува ЗВП - 201 t/h Температура на гасовите на влезот во ТУЕ C - 333 Температура на гасовите зад ТУЕ C - 280 Пајпасирање на воздухот (присисување) во РЗВ 0,25 0,19 Температура на излезните гасови C 182 167 Загревање на водата во ТУЕ C - 171 273 Температура на водата во влезот на ВЕ C 252,8 258 Температура на воздухот после рециркулационото загревање C - 60 74

Температура на воздухот на влезот во РЗВ (после калориферот) C 60 90 Температура на загреаниот воздух C 301 255 Минимална температура на ѕидот на металот на РЗВ 141 138 C Вкупна потрошувачка на гориво t/h 304,952 311,156 КПД бруто % 84,618 86,232 Моќност на блокот без да се земат загубите на сметка на калориферот MW 225 231,4 Загуби на моќноста во калориферот MW 1,011 1,693 ЗНП-2 ЗНП-3 Моќност на клемите на генераторот MW 223,989 229,707 Специфична потрошувачка на гориво kg/kwh 1,3614 1,3546 Намалување на специфич. потрочувачка на гориво % - 0,5 Големина на топлоизменувач. површина на ТУЕ m 2-5580 Маса на топлоизменувачката површина на ТУЕ t - 190 За овие ефекти треба да се наплатат (за еден блок) трошоци за ТУЕ со маса на топлоизменувачка површина од 190 t, за негова монтажа и за зголемувањето на моќноста на калориферите за воздух. При ова треба да се има во предвид дека за зголемување на моќноста на светскиот пазар со користење на јагленова прашина цената изнесува cca 1500 USAD/KW, а со модернизацијата cca 500 USAD/KW. Овие трошоци се неспоредливи во споредба со новодобиениот ефект. Исто така треба да се земат во предвид и експлотационите ефекти од намалувањето на специфичната потрошувачка на гориво, намалувањето на трошоците на енергијата за циркулација на воздухот, намалувањето на NO x и намалување на зашљакување на ложиштето. Претходната рационализација за зголемување на моќноста на турбинската постројка до N225 MW (РЕК Битола плати cca 100 USAD/KW), која беше пропратена со зголемување на специфичната потрошувачка на гориво и потрошувачка на енергијата за сопствени потреби, со зголемување на исфрлувањата на NO x и со зголемување на опасноста од зашљакување на ложиштето, така што во овој план предвидената модернизација по својата ефикасност суштински се разликува од претходно извршената. Конкретно, за карактеристиките на рационализацијата: Со намалувањето на температурата на излезните гасови треба да се земи предвид опасноста од корозија на регенеративниот загревач на воздух РЗВ. Во врска 75

со тоа е определена температурата на точката на роса на чадните гасови, која изнесува t r 120 o C, и минималната температура на ѕидот на металот на РЗВ која изнесува t min ѕм 138 o C. При такви односи на пресметковните големини не би требало да има корозија. 4.1.1 Точка на роса и нискотемпературна корозија. Нискотемпературната корозија е најраспространет вид на корозија од страната на чадните гасови. Основен, но не и единствен причинител е сулфурот што е содржан во горивото. При согорување на горивото, сулфурот реагира со кислородот и создава сулфурен диоксид (SO 2 ), кој пак со помош на условите што владеат во ложиштето се поврзува со кислородот и создава сулфурен триоксид (SO 3 ). Сулфур триоксидот при мешањето со водената пареа од чадните гасови создава пареа на сулфурна киселина (H 2 SO 4 ). Доколку сулфурната киселина остане во парна состојба, таа не предизвикува корозија на металот. Меѓутоа, ако температурата на металот е помала од точката на роса на чадните гасови, пареата на сулфурната киселина ќе кондензира. При тоа на контактно-разменувачките површини се создава филм од сулфурна киселина измешана со вода која агресивно делува на металот. Точката на роса на чадните гасови зависи од многу фактори и приближно може да се определи според равенката: t r t k 201,5 3 + 1,227 S H d r aip A H d r 0,52 201,5 3 7,49385 62,2 + 120,5 C 0,95 13,5 7,49385 1,227 каде што: S r 0,52% - содржина на сулфур во горивото A r 13,5% - содржина на пепел во работната маса на горивото H d 7,49385 MJ/kg - долна топлинска моќ на горивото a ip 0,95 - удел на летачката пепел во вкупната пепел t k 62,2 C - температура на кондензација на водената пареа, која се определува според парцијалниот притисок на водената пареа во чадните гасови: λ 1,44 коефициент на вишок на воздух после РЗВ p ( H2 O) W 0,2204 bar - парцијален притисок на водената пара после РЗВ p 1 bar усвоен притисок на чадните гасови ph O 0,2204 2 x 0,622 0,622 0,1758 kg влага / kg сув воздух p p 1 0,2204 H O 2 76

Од i x дијаграмот за влажен воздух за x 0,1758 kg/kg се добива точка на роса на водената пареа: t k 62,2 C Од претходното се добива, точката на роса на чадните гасови: r S 201,5 3 Hd t t + 62,2 + 58,3 120,5 C r k 1,227 ip H d r a A Ова вредност претставува теоретски пресметана вредност, која мора да се зголеми за некој процент за потполно да се исклучи евентуалната појава на нискотемпературна корозија. Се усвојува, досегашната температура на излезните чадни гасови после последната топлино-изменувачка површина на РЗВ, да се смали од досегашната неекономична 182 C, до температура од 150 C. 4.1.2 Минимална температура на ѕидот на металот на РЗВ А базичен блок: t zid, metal x g α t x g g α '' g g + x + x v v α t α v v ' v t zid,metal 0,459 190 182 + 0,459 96,7 60 0,459 190 + 0,459 96,7 141 C B рационализиран блок со ТУЕ: t zid, metal x g α t x g g α '' g g + x + x v v α t α v v ' v t zid,metal 0,459 187,95 167 + 0,459 113 90 0,459 187,95 + 0,459 113 138 C C рационализиран блок со ВТЕ (z 12): t zid, metal x g α t x g g α '' g g + x + x v v α t α v v ' v t zid,metal 0,459 187,95 150 + 0,459 117,63 90 0,459 187,95 + 0,459 117,63 127 C D рационализиран блок со РРК: 77

t zid, metal x g α t x g g α '' g g + x + x v v α t α v v ' v t zid,metal 0,459 188,79 150 + 0,459 136 90 0,459 188,79 + 0,459 136 133 C каде што: металот гасот x g 0,459 m должина меѓу две попречни прегради во РЗВ x в 0,459 m должина меѓу две надолжни прегради во РЗВ α g, W/m 2 k коефициент на конвективно топлинопренесување од гасот кон α v, W/m 2 k коефициент на конвективно топлинопренесување од металот кон '' t g, C температура на излезните чадни гасови ' t v C температура на воздухот кој се загрева во РЗВ 4.2 Искористување на топлинската енергија на чадните гасови за снабдување на систем за топлификација При одземањето на топлина од парогенераторот потребно е да се имаат во предвид следните карактеристики за снабдувањето со топлинска енергија: - Големината на топлинскиот конзум - Дел на горивото што се утилизира со одземањето; - Параметри на разменувачот на топлинската енергија. 4.2.1 Урбанистички подлоги за пресметка на топлинскиот конзум на град Битола Податоците за овај материјал се користени од Основниот урбанистички материјал на град Битола и се подредени така да можат да се употребат за пресметка на потребниот конзум, односно топлинска енергија на град Битола. Податоците исклучиво се однесуваат за станбената зона со сите други централни функции и функции од општествен стандард. Во материјалот не е опфатена работната зона, односно комплексите источно од железничката пруга. 78

Сл. 4.4: Топлински конзум: реони и блокови во градот Спрема ОУП, односно на претходната слика 5.3., прикажано е подрачјето на станбената зона со поделба на 5 подцелини на станбени реони. Во рамките на реоните извршена е поделба на блокови кои се нумерирани. Начинот на нивната пресметка ќе биде презентиран на неколку блокови од различно прикажани реони со што се добива во време и простор. 4.2.2 Потребен топлински конзум за топлифицирање на комуналните објекти на град Битола За определување на топлинскиот конзум на урбаната средина, неопходно е определување на специфичното топлотно оптоварување за секој или за група истородни објекти кои ќе се снабдуваат од ист топлински извор. Специфичното топлинско оптоварување се определува од равенката: q 01 X (t vp t np ) Вредностите на топлинската карактеристика X [W/m 3 K] на зградата за станбени објекти зависи од катноста на објектите, при проектна температура на надворешниот воздух t np -18 C изнесува: X П+1 П+2 П+4 W/m 3 K 0,9 0,62 0,52 Специфичното топлинско оптоварување на некои станбени и нестанбени објекти прикажано е подолу: 79

Табела 4.7 : Табеларен приказ на топлинско оптоварување Објект q 01 W/m 3 Станбени згради во блок 22,00 Станбени згради во ред 18,70 Индивидуални станбени згради 32,40 Школи и факултети 29,30 Административни згради 32,00 Комбинирани детски градинки 18,70 Ресторани 27,25 Пресметката на потребната топлинска снага-моќност на комуналните објекти се одвива по следната равенка: Q OT q 01 V каде што: V-волумен на зградата Во следната табела [4.8] дадени се пресметаните вредности за вкупното топлинско оптроварување и густината на топлинското оптоварување за градот (хоризонтот на согледувањето е до 2020 год). Табела 4.8 : Табеларен приказ на пресметани вредности за вкупно топлинско оптоварување Густина на Нето Вкупно топл. топ. опт. Површина оптов. W W/ha ВКУПНО 897 ha 240633675 268265 80

4.2.3 Инсталирани котларници Слика 4.5: Распоред на постоечките котларници Податоците за бројот, топлинската моќ и распоредот на котларниците, во градот се корисни поради следните причини: - Распоредот на постоечките котларници го покажува формирањето на првото јадро за развој на мрежа за централно греење, бидејки објектите кои веке се загреваат со тие котларници се опремени со топлински инсталации и можат веднаш да се приклучат на централна топлинска мрежа. - Тоа исто така ја покажува иницијалната форма на мрежата и на тој начин овозможува откривање на почетните инвестициони вложувања, како и трошоци за експлоатација и одржување. - Овозможува анализа на социјалната и економска позадина за оправданоста на градењето на систем за централно греење, односно можноста за повраток на почетните инвестициони вложувања во прифатлив временски период. - Овозможува пресметка емитираните штетни материи во атмосферата како резултат на користењето на различни горива и одредување на местата со најголеми 81