ANALIZA MOŻLIWOŚCI MODYFIKACJI STRUKTURY OBIEGU BLOKÓW WĘGLOWYCH PRACUJĄCYCH NA PARAMETRY ULTRANADKRYTYCZNE

MODELOWANIE INŻYNIERSKIE ISSN 1896-771X 44, s. 57-64, Gliwice 2012 ANALIZA MOŻLIWOŚCI MODYFIKACJI STRUKTURY OBIEGU BLOKÓW WĘGLOWYCH PRACUJĄCYCH NA PARAMETRY ULTRANADKRYTYCZNE WITOLD ELSNER, ŁUKASZ KOWALCZYK Instytut Maszyn Cieplnych, Politechnika Częstochowska e-mail: welsner@imc.pcz.czest.pl e-mail: kowalczyk@imc.pcz.czest.pl Streszczenie. W artykule przedstawiono analizę wpływu modyfikacji obiegu cieplnego (wprowadzenie układ krzyżowego i turbiny pomocniczej) na parametry ultranadkrytyczne bloku węglowego (700/720 C) dla przypadku z pojedynczym i podwójnym przegrzewem międzystopniowym. Wprowadzenie tak wysokich parametrów pary powoduje konieczność zastosowania wysokostopowych materiałów na regenerację wysokoprężną oraz wzrost spiętrzenia temperatur i w konsekwencji duże straty egzergii. Problem ten można rozwiązać, wprowadzając do obiegu turbinę pomocniczą zasilaną z wylotu części HP. Jak wykazano, dołożenie do obiegu cieplnego schładzacza pary nie daje istotnych zysków, jeżeli chodzi o sprawność, jednak pozwala na zmniejszenie parametrów pary upustowej podawanej na związany z nim wymiennik oraz na zmniejszenie powierzchni wymiany ciepła. 1. WPROWADZENIE Pomimo obserwowanego w ostatnich latach szybkiego rozwoju technologii bazujących na odnawialnych źródłach energii podstawą energetyki, zwłaszcza w Polsce, wciąż jest energia oparta na paliwach kopalnych, w tym zwłaszcza na węglu. Przewiduje się, że taka struktura technologiczna wytwarzania elektryczności będzie się utrzymywała przynajmniej do roku 2050. Z uwagi na fakt, że energetyka konwencjonalna bazuje na spalaniu paliw organicznych wiąże się to z silną emisją zanieczyszczeń zagrażających środowisku naturalnemu oraz społeczności ludzkiej. W ostatnich dwóch dekadach w zadowalającym stopniu rozwiązano problem związany z emisją pyłów, tlenków siarki i azotu, jednakże do tej pory nie udało się rozwiązać problemów z emisją CO 2. Zgodnie z [2] wyprodukowanie 1 MWh energii elektrycznej, w przypadku konwencjonalnego bloku węglowego o sprawności około 33.5%, których wiele wciąż pracuje w Polsce, wiąże się z emisją ok. 900 kg CO 2. Dlatego też poszukiwanie skutecznych oraz efektywnych metod wychwytu dwutlenku węgla (CCS - Carbon Capture and Storage), jak również podnoszenia sprawności bloków energetycznych, stało się jednym z kluczowych zagadnień współczesnej energetyki [1,3,4]. Ten ostatni kierunek badań jest niezmiernie istotny, ponieważ wprowadzenie technologii CCS wiąże się ze znacznym spadkiem sprawności, która dla bloku nowej generacji, wg danych Hitachi [5], może się obniżyć z poziomu 46.5% do 36.6%, co wynika z konieczności pobrania dużej ilości ciepła z obiegu i skierowania go do instalacji CCS w celu regeneracji sorbentu. W przypadku elektrowni węglowych jedyną możliwością uzyskania istotnego wzrostu sprawności jest

58 W. ELSNER, Ł. KOWALCZYK podniesienie parametrów pary świeżej i wtórnie przegrzanej. Dzięki osiągnięciom inżynierii materiałowej na świecie pracują już bloki o nadkrytycznych parametrach pary, rzędu 27 MPa, 600 C/620 C. Obecnie pracuje się nad technologiami ultranadkrytycznymi, które pozwolą na uzyskanie sprawności netto wytwarzania energii elektrycznej sięgających nawet 55% [3]. Dobrym przykładem takich prac jest program Thermie 700 Advanced Power Plan (AD700) [2], którego głównym celem było opracowanie stali wysoko temperaturowych bazujących na stopach niklu, wytrzymujących temperatury 700/720 C. Stale te, przeznaczone na krytyczne elementy kotła, turbiny oraz niektórych wymienników regeneracji wysokoprężnej, będą jednak znacznie droższe od obecnie stosowanych [1,3]. Technologia ultranadkrytyczna powoduje również przesunięcie dolnego punktu pracy turbiny niskoprężnej w zakres większej wilgotności pary, co prowadzi do pogorszenia sprawności części niskoprężnej turbiny. Jednak najistotniejszym problemem są wysokie parametry pary podawanej na wymienniki regeneracji wysokoprężnej, co powoduje wzrost spiętrzenia temperatur i w konsekwencji duże straty egzergii. Problem ten pogłębia się w przypadku zastosowania podwójnego przegrzewu. W celu poprawy efektywności regeneracji w układach nadkrytycznych stosuje się często system krzyżowy, w którym przed wejściem na wymiennik wysokoprężny para o wysokiej temperaturze przechodzi przez schładzacz pary. W przypadku bloku ultranadkrytycznego to rozwiązanie nie jest wystarczające, dlatego warta uwagi jest koncepcja firmy DONG Energy [2], zgodnie z którą obieg cieplny jest rozbudowany o tzw. turbinę pomocniczą zasilaną z tzw. zimnego końca części wysokoprężnej turbiny (HP), która przejmuje upusty z części średnioprężnej (IP). Dzięki temu zabiegowi spiętrzenia temperatur w wymiennikach są wyraźnie niższe. W pracy przedstawiono analizę wpływu omawianych powyżej modyfikacji (układ krzyżowy, turbina pomocnicza) na parametry obiegu cieplnego dla przypadku z pojedynczym i podwójnym przegrzewem międzystopniowym. Obliczenia bilansowe przeprowadzono przy wykorzystaniu oprogramowania IPSEpro ver. 5.0 firmy SimTech Simulation Technology. Analizie poddane zostały główne parametry układu takie jak: całkowita moc generowana przez układ, sprawność obiegu, sprawność wytwarzania energii elektrycznej brutto oraz moc wytwarzana przez poszczególne części turbiny. Sprawność obiegu η ob oraz sprawność wytwarzania energii elektrycznej brutto η weeb zdefiniowano następująco: η = η η (1) η = (2) gdzie: Q ech oraz Q wy jest to odpowiednio energia chemiczna paliwa oraz ciepło odprowadzone z układu, η k jest sprawnością kotła, N c jest całkowitą mocą generowaną przez układ (suma mocy generowanej przez turbinę główną oraz pomocniczą). 2. CHARAKTERYSTYKA ANALIZOWANYCH OBIEGÓW CIEPLNYCH BLOKÓW PRACUJĄCYCH NA PARAMETRY ULTRANADKRYTYCZNE Zgodnie z koncepcją przedstawioną w powyższym rozdziale w pracy rozważono następujące konfiguracje obiegów cieplnych bloków węglowych: I - Układ z pojedynczym przegrzewem oraz turbiną pomocniczą (T-T) zasilaną z HP, II - Układ z pojedynczym przegrzewem, T-T zasilaną z HP oraz schładzaczem pary (SCH), III - Układ z podwójnym przegrzewem oraz T-T zasilaną parą z turbiny IP, IV - Układ z podwójnym przegrzewem, T-T zasilaną z IP oraz schładzaczem pary (SCH).

ANALIZA MOŻLIWOŚCI MODYFIKACJI STRUKTURY OBIEGU BLOKÓW WĘGLOWYCH 59 Strukturę układu referencyjnego (układ I) bloku ultranadkrytycznego przedstawiono na rys.1. W układzie tym para o bardzo wysokiej temperaturze (ponad 700 C oraz ciśnieniu 375 barów) podawana jest na pierwszy stopień części wysokoprężnej turbiny (HP). Z turbiny HP zasilane są dwa wymienniki regeneracji wysokoprężnej PW3 oraz PW2, odpowiednio parą upustową oraz wylotową. Po opuszczeniu turbiny HP część pary jest kierowana na turbinę pomocniczą (T-T), a pozostała część podawana jest do przegrzewu międzystopniowego, a następnie do części średnioprężnej turbiny (IP). Turbina T-T zasila ze swoich upustów pierwszy wymiennik regeneracji wysokoprężnej PW1, odgazowywacz DEA, wymiennik regeneracji niskoprężnej PN4 oraz wymiennik mieszankowy MIX. Średnioprężna część turbiny nie ma żadnych upustów i cały strumień pary podawany jest bezpośrednio do części niskoprężnej LP. Turbina LP posiada trzy upusty, z których zasilane są wymienniki regeneracji niskoprężnej PN1, PN2 oraz PN3. Para wylotowa z turbiny LP trafia do skraplacza CON i po skropleniu jest zawracana do obiegu w postaci kondensatu. Rys.1. Schemat obiegu parowego siłowni na parametry ultranadkrytyczne. Układ z pojedynczym przegrzewem, T-T zasilana para z turbiny HP Rys.2. Schemat obiegu parowego siłowni na parametry ultranadkrytyczne. Układ z pojedynczym przegrzewem, T-T zasilana para z turbiny HP, schładzacz pary włączony w upust HP Drugi z analizowanych układów przedstawiono na rys.2. Układ ten, jak można zauważyć, został rozbudowany o dodatkowy wymiennik ciepła (schładzacz - SCH), którego zadaniem jest obniżenie parametrów pary upustowej. Niższe parametry pozwalają na zastosowanie stali ferrytycznych przy budowie wymiennika regeneracyjnego PN3. Użycie drogich stali wysokostopowych jest w takim przypadku ograniczone jedynie do budowy schładzacza pary.

60 W. ELSNER, Ł. KOWALCZYK Rys.3. Schemat obiegu parowego siłowni na parametry ultranadkrytyczne. Układ z podwójnym przegrzewem, T-T zasilana para z upustu IP_1 Rys.4. Schemat obiegu parowego siłowni na parametry ultranadkrytyczne. Układ z pojedynczym przegrzewem, T-T zasilana para z turbiny HP, T-T zasilana para z upustu IP_1 Kolejnym rozpatrywanym układem jest obieg z podwójnym przegrzewem. Schemat takiego obiegu przedstawiono na rys.3. Z uwagi na wprowadzenie do układu kolejnego przegrzewu regeneracyjnego konieczne były zmiany konstrukcyjne w turbinie. Najważniejszą zmianą było usunięcie upustu w części turbiny HP oraz podzielnie turbiny IP na dwie oddzielne sekcje. Z upustu turbiny IP_1 para podawana jest na wymiennik regeneracyjny PW2 oraz do turbiny T-T. Para wylotowa z IP_1 podawana jest do drugiego przegrzewacza regeneracyjnego, a następnie do IP_2, która pozbawiona jest upustów. Wprowadzenie drugiego przegrzewu regeneracyjnego, mimo że komplikuje konstrukcję bloku, poprawia karnotyzację obiegu cieplnego i tym samym zwiększa sprawność wytwarzania energii elektrycznej. Dodatkową korzyścią jest przesunięcie dolnego punktu pracy turbiny w zakres pary o większym stopniu suchości, co podnosi sprawność części niskoprężnej. W ostatniej konfiguracji do układu z podwójnym przegrzewem włączono schładzacz pary. Zastosowanie SCH, tak jak w przypadku drugim, miało na celu ograniczenie stosowania stali wysokostopowych przy budowie wymiennika PW3. Schemat takiego układu przedstawiono na rys.4.

ANALIZA MOŻLIWOŚCI MODYFIKACJI STRUKTURY OBIEGU BLOKÓW WĘGLOWYCH 61 3. ANALIZA OTRZYMANYCH WYNIKÓW Tabela 1 zawiera podstawowe parametry przyjęte do obliczeń. Parametry pary świeżej i wtórnie przegrzanej przyjęto zgodnie z [2]. Sprawności turbin części wysoko- średnio- i niskoprężnej złożono odpowiednio, 90%, 92%, 90%. Zestawienie wyników obliczeń dla wszystkich rozważanych konfiguracji obiegu cieplnego zamieszczono w tabeli 2. Moc elektryczna brutto jest niezmienna dla każdego z układów, ponieważ jest to parametr założony. Tabela 1. Podstawowe parametry bloków Parametry Układ z pojedynczym Układ z podwójnym przegrzewem przegrzewem Para świeża 700 o C, 350 bar 700 o C, 375 bar Para przegrzana 720 o C, 74 bar 720 o C, 129 bar; 720 o C, 30 bar Ciśnienie w kondensatorze 0.05 bar 0.05 bar Sprawność kotła 94.50% 94.50% Moc brutto 900 MW 900 MW Tabela 2. Zestawienie parametrów globalnych Parametr I II III IV Jedn. Strumień pary świeżej 612.98 613.03 525.37 525.25 kg/s Sprawność obiegu η ob 53.68 53.65 54.91 54.92 % Moc elektryczna brutto N c 900 900 900 900 MW Sprawność wytwarzanie energii elektrycznej brutto η weeb 51.92 51.91 52.9 52.95 % Moc wewnętrzna pomocniczej turbiny upustowoprzeciwprężnej 40.84 40.34 42.52 42.5 MW Strumień pary do turbiny pomocniczej 115.63 115.36 87.45 87.38 kg/s Moc wewnętrzna pompy wody zasilającej 30.81 31.14 28.34 28.64 MW Moc wewnętrzna wszystkich pomp kondensatu 1.38 1.38 1.23 1.22 MW Z uwagi na fakt, że strumień pary trafiający do schładzacza jest nieduży (59kg/s), jego wprowadzenie nie powoduje istotnych zmian sprawności termodynamicznej obiegu ani sprawności wytwarzania energii. Obserwuje się jedynie nieznaczny wzrost zapotrzebowania na moc głównej pompy zasilającej. Wyraźną korzyść obserwuje się natomiast w wyniku wprowadzenia dodatkowego przegrzewu regeneracyjnego. Porównując układ III z układem I, można zauważyć znaczny wzrost sprawności obiegu, jak również sprawności wytwarzania energii elektrycznej brutto, czemu towarzyszy spadek strumienia pary świeżej (o ok. 14%). Spowodowało to również mniejsze zapotrzebowanie na moc wszystkich pomp wody zasilającej. Przeniesienie zasilania turbiny pomocniczej do części IP, przy mniejszym strumieniu pary, spowodowało 4% wzrostu jej mocy. Podobne efekty wprowadzenia podwójnego przegrzewu można obserwować, porównując obiegi nr II i IV, przy czym należy zauważyć, że układ IV charakteryzuje się najwyższą ze wszystkich sprawnością wytwarzania energii.

62 W. ELSNER, Ł. KOWALCZYK Ważnym zagadnieniem jest analiza powierzchni wymiany ciepła w wymiennikach regeneracyjnych. W symulacjach wyliczany jest parametr htc_area, który jest iloczynem powierzchni wymiany ciepła A oraz współczynnika przenikania ciepła k wyrażanym w kw/k. Przy założeniu, że współczynnik przenikania ciepła ma wartość stałą, parametr htc_area jest miarą powierzchni wymiany ciepła. Wyniki obliczeń przedstawiono na rys.5. 6000 5000 htc_area [kw/k] 4000 3000 2000 1000 0 PN1 PN2 PN3 PN4 PW1 PW2 PW3 SCH I II III IV Nazwa wymiennika regeneracyjnego Rys.5. Rozkłada charakterystycznego parametry htc_area w poszczególnych wymiennikach regeneracyjnych Z otrzymanych danych wynika, że wprowadzenie SCH zarówno dla układów z pojedynczym jak i podwójnym przegrzewem nie wprowadza istotnych zmian dla wymienników regeneracyjnych, począwszy od PN1 do PW2. Wyraźny spadek obserwuje się natomiast pomiędzy układami I, II oraz III, IV, który wynika wyłącznie z wprowadzenia drugiego przegrzewu. Wprowadzenie schładzacza pary ma, czego można było się spodziewać, wpływ na ostatni z wymienników regeneracyjnych, powodując spadek powierzchni wymiany o ok. 19% (układy I oraz II) i 14% (układy III oraz IV). Uzupełniających informacji dostarcza analiza, przedstawionych na rys. 6, przyrostów temperatur wody zasilającej w poszczególnych 50 40 ΔT [oc] 30 20 10 0 PN1 PN2 PN3 PN4 PW1 PW2 PW3 SCH I II III IV Nazwa wymiennika regeneracyjnego Rys.6. Przyrosty temperatur wody zasilającej w poszczególnych wymiennikach regeneracyjnych

ANALIZA MOŻLIWOŚCI MODYFIKACJI STRUKTURY OBIEGU BLOKÓW WĘGLOWYCH 63 wymiennikach regeneracyjnych. W przypadku tym widać, że przyrosty temperatur dla każdego z wymienników regeneracji niskoprężnej oraz dwóch pierwszych wymienników regeneracji wysokoprężnej są niemalże niezmienne. Zastosowanie schładzacza powoduje mniejszy przyrost temperatury wody w wymienniku PW3, przy czym jest on kompensowany w wyniku pogrzania wody zasilającej w schładzaczu pary. Wart uwagi jest również fakt, że wprowadzenie podwójnego przegrzewu nie zmienia przyrostu temperatur pomimo zmniejszenia powierzchni wymienników regeneracyjnych. Jest to efekt wyższych temperatur pary upustowej. Podsumowując ten fragment analizy, należy stwierdzić, że włączenie schładzacza do układu skutkuje zmniejszeniem temperatury pary płynącej na wymiennik regeneracyjny PW3, co pozwoli na zastosowanie do jego wykonania tańszych materiałów i w efekcie powinno obniżyć koszty inwestycyjne. Na koniec postanowiono rozważyć, jak zmiana konfiguracji obiegu cieplnego wpływa na rozdział mocy pomiędzy poszczególne części turbiny. Zgodnie z [6] parametry pary oraz strumień masy w różnych częściach obiegu wpływają w istotny sposób na wielkość poszczególnych części turbiny oraz na wymiary elementów łączących (przewody parowe, zawory itp.). W szczególności dąży się do tego, by udział mocy generowanej przez części turbin był mniej więcej zrównoważony. W części końcowej zanalizowano zmianę konfiguracji obiegu cieplnego wpływającą na rozdział mocy pomiędzy poszczególne części turbiny. Wyniki obliczeń przedstawiono na rys.7. Jak można zauważyć, pewien wpływ na rozdział mocy ma jedynie przegrzew międzystopniowy. Wydaje się, że zwiększenie udziału mocy części LP, dla podwójnego przegrzewu, jest korzystne z uwagi na fakt, że w tym przypadku turbina pracuje przy obniżonym poziomie wilgotności pary. Dla każdego z rozpatrywanych układów największy udział mocy występuje dla turbiny IP, co jest pożądane z uwagi na to, że charakteryzuje się ona najczęściej najwyższą sprawnością. 350 300 P [MW] 250 200 150 100 50 0 HP IP LP I II III IV Kolejne części turbinowe Rys.7. Rozkład mocy generowanej przez poszczególne sekcje turbiny 4. PODSUMOWANIE Z przeprowadzonych badań wynika, że wprowadzenie do obiegu cieplnego schładzacza pary nie daje istotnych zysków, jeżeli chodzi o sprawność, jednak pozwala na zmniejszenie parametrów pary upustowej podawanej na związany z nim wymiennik oraz na zmniejszenie powierzchni wymiany ciepła. Rozwiązanie to pozwoli na zastosowanie tańszych materiałów

64 W. ELSNER, Ł. KOWALCZYK konstrukcyjnych przy budowie PW3, a korzystanie z drogich, wysoko temperaturowych stali zostanie ograniczone jedynie do budowy schładzacza, którego powierzchnia jest relatywnie mała w porównaniu do pozostałych wymienników. Zastosowanie przegrzewu wtórnego jest z pewnością korzystne, poprawia bowiem karnotyzację obiegu, powoduje zmniejszenie sumarycznej powierzchni wymiany ciepła, zmniejszenie strumienia pary świeżej daje wyraźne zyski sprawnościowe. Należy jednak pamiętać, że wprowadzenie podwójnego przegrzewu komplikuje budowę kotła, w którym należy przewidzieć miejsce na dodatkowe powierzchnie ogrzewalne. LITERATURA 1. Carbon Dioxide Emissions from the Generation of Electric Power in the United States. Washington DC: Department of Energy Environmental Protection Agency, 2000. 2. Kjaer S., Drinhaus F.: A modified double reheat cycle. Proc. of the ASME 2010 Power Conference; Power2010-27369. 3. Pawlik M., Kotlicki T.: Innowacyjne technologie węglowe dla ograniczenia emisji CO 2. Rynek Energii 2011, nr 3. 4. Dyrektywy Parlamentu Europejskiego i Rady 2009/29/WE z dnia 23 kwietnia 2009. 5. HITACHI Power Europe GmbH. In: 2 nd Conference on Exchange of Experiences between Poland and Japan in the Field of Clean Coal Technology. Kraków: AGH, 2011. 6. Zachary J., Kochis P., Narula R.: Steam turbine design considerations for supercritical cycles. Coal-Gen; Milwaukee USA 2007. ANALYSIS OF POSSIBLE THERMAL CYCLE MODIFICATION OF ULTRA-SUPERCRITICAL HARD COAL POWER PLANTS Summary. This paper presents an analysis of the impact of thermal cycle modification (introduction of desuperheater and auxiliary turbine) on the parameters of ultra-supercritical coal unit (700/720 C) for the case with single and double steam reheat system. Application of such high steam parameters result in the need for expensive high alloys and cause an increase of bleed steam temperature and so the exergy loss. This problem can be solved by the introduction of the auxiliary turbine (T-T) supplied from the outlet of the HP. As it was shown, application of desuperheater to the thermal cycle do not give significant gains in terms of efficiency. However, it allows for reduction of bleeding steam parameters directed to the associated heat exchanger and for reduction of its heat exchange surface.