Тепловой баланс главного корпуса электростанции
Тепловой баланс главного корпуса электростанции
К.т.н. С.Б. Горунович, инженер ПТО, «Усть-Илимская ТЭЦ» филиал ОАО «Иркутскэнерго», г. Усть-Илимск Иркутской обл.
На примере Усть-Илимской ТЭЦ установленной тепловой мощностью 1070 Гкал/ч показано, что суммарные тепловые потери здания главного корпуса при минимальной наружной температуре составляют около 3% установленной мощности станции; этого количества достаточно для энергоснабжения целого поселка.
Введение
Положения Федерального закона от 23.11.2009 г. № 261-ФЗ «Об энергосбережении и о повышении энергетической эффективности…» направлены, прежде всего, на повышение энергоэффективности жилых и общественных зданий, в то время как для крупных промышленных зданий, таких как главные корпуса электростанций, вопросы энергосбережения недостаточно хорошо освещены. По мнению автора статьи, это связано с определенной спецификой объектов, которая определяется конкретным производством, наличием сложных систем вентиляции, значительными производственными «выбросами» тепла и т.д. Тем не менее, кому как не теплоэнергетикам, специалистам в области теплообмена и теплопередачи, стоит обратить внимание на энергоэффективность своих главных производственных зданий — главных корпусов.
Изучение теплового режима любого здания следует начать с изучения теплового баланса:
Qпот=Qот, (1)
где Qпот- мощность тепловых потерь; Qот — мощность тепловыделений.
Мощность тепловыделений можно условно разделить на мощность тепловыделений основного оборудования и мощность системы отопления.
Расчет тепловых потерь здания главного корпуса электростанции
Анализ тепловых потерь проведем на примере Главного корпуса Усть-Илимской ТЭЦ. Здание имеет типовую компоновку, принятую для строительства электростанций с энергоблоками мощностью 100-300 МВт после 1940-х гг Проект выполнен Ленинградским отделением «ВНИПИэнергопром» в начале 70-х гг. прошлого века. Здание можно условно подразделить на машинный зал, деаэраторное, бункерное, котельное и дымососное отделения. Ниже деаэраторного и бункерного отделения (на строительной отметке 12 м) находятся щиты управления с тепловыделяющими сборками КИПиА. Под помещениями щитов управления находятся распределительное устройство собственных нужд (РУСН) и кабельные отсеки, снабженные собственной принудительной приточно-вытяжной вентиляцией. Главный корпус имеет длину 312 м и общую площадь 37440 м2. Отличительной чертой здания, с точки зрения конструкций ограждения, является наличие временного торца — некапитальной наружной стены из утепленных панелей. Наличие временного торца было обусловлено перспективой расширения Главного корпуса (строительством второй очереди).
Детальный расчет тепловых потерь больших производственных зданий — процедура достаточно сложная и трудоемкая и предусматривает как аналитические, так и опытные методы. По мнению автора статьи, для предварительного анализа достаточно использовать упрощенный подход, предназначенный для определения необходимой мощности системы отопления здания [1]. Согласно этому методу, тепловые потери теплопередачей через наружные ограждения Qт могут быть определены по формуле:
где ki — коэффициент теплопередачи наружных ограждений, Вт/(м2.К); Fi — площадь наружных ограждений, м2; tвн— средняя температура внутри здания, ОС; tн — расчетная температура наружного воздуха, ОС.
Согласно СНиП II-58-75 [2], минимальная температура, которую необходимо поддерживать системе отопления в главном корпусе станции, должна быть равна 10 ОС. В котельном отделении температура в холодный период года должна находиться в промежутке от 10 до 22 ОС; в турбинном отделении от 16 до 22 ОС. Примем tвн=16 ОС.
Согласно нормативным требованиям расчетную температуру наружного воздуха следует принимать в зависимости от теплоустойчивости и тепловой инерции ограждения. Для ориентировочного расчета можно принять температуру наиболее холодной пятидневки в данном регионе — tн= -46 ОС.
Коэффициент теплопередачи наружных ограждений является обратной величиной сопротивления теплопередачи наружных ограждений Ri:
ki=1/Ri. (3)
Сопротивление теплопередачи наружных ограждений Ri следует определять следующим образом [3]:
Ri=Rв+R1+R2+■■■+Rn+Rвн+Rн, (4)
где Rв — сопротивление теплообмену у внутренней поверхности ограждения, (м2.К)/Вт; Rн — сопротивление теплообмену у наружной поверхности ограждения, (м2.К)/Вт; R1, R2…Rn— сопротивление теплопроводности отдельных слоев ограждения, (м2.К)/Вт; RgH — сопротивление теплообмену внутренней воздушной прослойки.
Значения RE и Rн приводятся в справочной литературе в зависимости от типа ограждений [3]. Имеем сопротивление теплопередачи у внутренней поверхности стен, полов, потолка — 0,115 (м2. К)/Вт; сопротивление теплопередачи у внутренней поверхности заполнений световых проемов — 0,096 (м2.К)/Вт; сопротивление теплопередачи у наружной поверхности стен, покрытий, проемов — 0,043 (м2.К)/Вт.
Сопротивление теплопроводности отдельных слоев ограждения (R1, R2…Rn), в свою очередь, следует определять по формуле:
R=δ/λ, (5)
где δ — толщина слоя поверхности ограждения, м; λ — теплопроводность материала слоя поверхности ограждения, Вт/(м.К).
Величины теплопроводности для различных типов материалов приводятся в справочниках, например в [3, 4].
Зная исходные данные по ограждающим конструкциям Главного корпуса Усть-Илимской ТЭЦ (см. таблицу), сведем их в формулу (2) и получим тепловые потери теплопередачей через наружные ограждения Главного корпуса в размере примерно 14290 кВт или 14,29 МВт, что само по себе представляется весьма внушительной величиной.
Важно отметить, что минимальное сопротивление ограждающих конструкций (Ri) регламентируется СНиП 23-02-2003 [5], требования которого распространяются, в том числе и на производственные здания. Нормируемое минимальное сопротивление теплопередачи по СНиП 23-02-2003 (Rreq, (м2.К)/Вт) определяется по табличным данным источника [5] в зависимости от количества градусо-суток района строительства Dd. Количество градусо-суток отопительного периода Dd (ОС.сут.) можно определить по формуле:
где zt — продолжительность отопительного периода, сут.; для Усть-Илимского района zt~240 сут., что эквивалентно 8-месячному отопительному сезону.
Для Dd по (6) получим значение 14880 ОС.сут., что соответствует требуемому сопротивлению теплопередачи стен Rreq>3,4 (м2.К)/Вт, перекрытий Rreq>4,5 (м2.К)/Вт и окон (остекления) Rreq>0,5 (м2.К)/Вт. Очевидно, что существующие ограждения Главного корпуса не отвечают настоящим требованиям. С другой стороны, согласно этому же СНиПу, для производственных зданий с избытками явной теплоты более 23 Вт/м3 минимальное сопротивление теплопередаче ограждающих конструкций (за исключением светопрозрачных) Rreq ((м2.К)/Вт) определяется по формуле, которая дает более низкие значения:
где n — коэффициент, учитывающий зависимость положения наружной поверхности ограждающих конструкций по отношению к наружному воздуху, значения которого приведены в [5]; Atn — нормируемый температурный перепад между температурой внутреннего воздуха и температурой внутренней поверхности ограждающей конструкции, ОС, принимаемый также в соответствии с табличными данными [5]; aint — коэффициент теплоотдачи внутренней поверхности ограждающих конструкций, Вт/(м2.К), принимаемый по данным [5].
На основании табличных данных [5] получаем Atn=12 ОС, aint=8,7 Вт/(м2.К) и затем по формуле (7) определяем Rreq, равное 0,594 (м2.К)/Вт, что позволяет сделать вывод о достаточном сопротивлении теплопередачи стен и перекрытий Главного корпуса.
Остается вопрос: подходит ли здание Главного корпуса под определение здания с избытками явной теплоты более 23 Вт/м3? Ведь интенсивность тепловыделений зависит от степени загрузки основного оборудования и от режимов его работы.
Расчет тепловых потерь останется не полным, если не добавить к тепловым потерям теплопередачей через наружные ограждения тепловые потери на нагрев инфильтрующегося холодного воздуха QE.
Значительное количество холодного воздуха поступает в Главный корпус путем естественной вентиляции здания, что соответствует требованиям СНиП [2]. В здании присутствует проектная естественная вентиляция через металлический щелевой фонарь, расположенный на крыше котельного отделения и через вытяжные зонты, расположенные на крыше машинного зала. Количество наружного воздуха, подаваемого в машинное отделение, должно быть не менее 0,4-кратного воздухообмена помещения в час; в котельном отделении — в количестве 0,7-кратного воздухообмена помещения в час [2]. При этом в Главном корпусе все же предполагается избыток тепловыделения, что подтверждается опытом. Существует практика активной дополнительной вентиляции отделений путем открытия ворот с противоположных торцов здания (сквозняки), открытие фрамуг оконного остекления. Все это предполагает значительные тепловые потери с инфильтрацией холодного воздуха. Методика расчета тепловых потерь с инфильтрацией изложена в [3, 4, 6]. В ней учитываются потери тепла через щели в окнах, ограждающих конструкциях, фонарях, воротах и дверных проемах. Для их определения в больших помещениях необходима весьма кропотливая работа. Стоит учесть, что воздухопроницаемость ограждений нормируется СНиП [5]. Опытные методы определения воздухопроницаемости изложены в ГОСТ [7].
По мнению автора статьи, для ориентировочной оценки можно определить тепловую мощность, необходимую для нагрева инфильтрую- щегося воздуха по нормативным требованиям для воздухообмена. То есть по формуле:
где cv — теплоемкость воздуха, равная 1005 Дж/(кгК); Gim, Gik — расходы холодного воздуха в машинный зал и в котельное отделение соответственно, для обеспечения нормативного значения воздухообмена, кг/с.
Имеем:
Gm=Vimp.0,4/3600, Gik=Vikp.0,7/3600, (9)
где ρ — ориентировочная плотность воздуха, кг/м3, которую проще всего определить по приближенной формуле, предложенной в [8]: p~353/(273+tM)=1,55 кг/м3; Vim, Vik — объем машинного зала и котельного отделения, соответственно, Vim=470100 м3, Vik=870900 м3. Здесь для упрощения весь объем Главного корпуса условно разделен на две половины; т.е. к объему машинного зала прибавлен объем деаэраторного отделения, к объему дымососного отделения прибавлены объемы бункерного и дымососного отделений.
Определим необходимые расходы: Gim=81,219 кг/с, Gik=263,32 кг/с и по (8) получим величину потерь на нагрев холодного воздуха Qe=21,5 МВт.
Следовательно, суммарные тепловые потери, включая потери с инфильтрацией холодного воздуха, можно оценить по формуле:
QΠOT=QT+QB=(1+μ)QT, (10)
где μ=QB/QT — коэффициент инфильтрации, представляющий собой отношение тепловых потерь инфильтрацией холодного воздуха к тепловым потерям теплопередачей через ограждающие конструкции.
Используя вычисленные ранее значения Qв и QT, получим μ=1,505 и суммарные тепловые потери в размере QΠOT=35,79 МВт.
Сравним полученное значение с установленной тепловой мощностью ТЭЦ — 1070 Гкал/ч или 1244,4 МВт и получим около 3% установленной мощности! Такого количества вполне бы хватило для энергоснабжения и отопления целого поселка.
Определенный интерес вызывает определение удельной тепловой характеристики здания, позволяющей ориентировочно определить тепловые потери данного типа зданий. Удельные тепловые характеристики для большинства типов жилых и общественных зданий приводятся в справочниках (например, в [9, 10]), в то время как для производственных сооружений эти сведения, как правило, отсутствуют. Любопытен относительно новый документ — «АВОК-8-2007. Руководство по расчету теплопотребления эксплуатируемых жилых зданий» [11], где для ориентировочного расчета теп- лопотребления зданий также рекомендуется использовать удельные тепловые характеристики.
Выведем удельную тепловую характеристику типового здания Главного корпуса ТЭЦ с установленной тепловой мощностью 1244,4 МВт (1070 Гкал/ч) — q-гэц, Вт/(м3.К):
Здесь VH=Vim+Vik=1,341.106 (м3) — объем главного корпуса ТЭЦ, a — коэффициент учета района строительства здания, который можно определить по формуле [4, 6]: а=0,54+22/(tвн-tн)=0,895.
Окончательно получим удельную тепловую характеристику типового здания ТЭЦ qТЭЦ=0,538 Вт/(м3.К), которая существенно выше удельных тепловых характеристик большинства жилых и общественных зданий (от 0,2 до 0,4 Вт/(м3.К)).
Расчет тепловых выделений основного оборудования главного корпуса электростанции
К основному тепловыделяющему оборудованию главного корпуса ТЭЦ можно причислить:
■ в машинном зале — турбоагрегаты, теплообменники, бойлеры;
■ в деаэраторном отделении — деаэраторы с баками питательной воды, переключательная магистраль главного паропровода;
■ в бункерном отделении — бункеры горячей угольной пыли, оборудование пылеприготовле- ния;
■ в котельном отделении — паровые котлы;
■ в дымососном отделении — золоуловители, газоходы.
По данным источника [12], основное тепловыделение в условном отсеке, объединяющем бункерное, котельное и дымососное отделения, идет от трубопроводов в пределах котла, газо- и воздухопроводов и от вспомогательного оборудования. Существенная циркуляция воздуха при нормальном состоянии ограждения котлов обеспечивается дутьевыми вентиляторами. При этом 67,3% тепловыделения ограждения котла, коробов горячего воздуха и трубопроводов в пределах котла утилизируется самим котлом.
Большинство специалистов сходится во мнении, ч то относительная потеря тепла от наружного охлаждения обмуровки котельного агрегата мала и для мощного парогенератора не превышает 0,4-0,5% расхода топлива. Эта относительно небольшая величина в общем тепловом балансе приобретает совершенно другой масштаб при переводе ее в абсолютные значения, составляя около 5 кВт на 1 МВт установленной мощности [13].
По действующим правилам технической эксплуатации тепловых электростанций (ПТЭ) [15] при температуре окружающего воздуха в котельном помещении 25 ОС потери теплоты через обмуровку не должны превосходить 300 ккал/(ч.м2) или 348,9 Вт/м2, а наружная температура 45 ОС. В большинстве источников (см. например [14]) при анализе тепловых потерь оценивают потери теплоты от наружного охлаждения через обмуровку в % по графикам в зависимости от производительности и мощности. Например, для котельного агрегата БКЗ-420-140-ПТ2 производительностью 420 т/ч (116,67 кг/с) имеем приблизительно потерю теплоты через обмуровку q5=0,45%. Группа учета в составе персонала станции, как правило, отслеживает показатели тепловых потерь через обмуровку (как и многие другие).
Следовательно, тепловые выделения через обмуровку котельного агрегата без промежуточного перегрева (без учета потерь с продувочной водой) можно оценить по следующей формуле:
Q5к=(Dк(iпп-iпв)/ηбрутто)(q5/100%), кВт (12) где D,< — производительность котла (расход пара), кг/с; ίηπ — энтальпия пара на выходе из котла, кДж/кг; im — энтальпия питательной воды, кДж/кг; ηбрУтто — КПД котла брутто.
КПД котельных агрегатов входит в состав основных экономических показателей, поэтому регулярно отслеживается инженерным персоналом станции (группой учета).
Например, для котельного агрегата БКЗ-420- 140-ПТ2 имеем: im=3485,8 кДж/кг, i^=1087,4 кДж/кг, ηбрутто=0,86. Тогда Q5l<=1464 кВт. При этом можно предположить, что до 67,3% тепла может утилизироваться самим котлом (приходится на всас дутьевого вентилятора) [12], поэтому суммарное тепловыделение в помещение Главного корпуса Усть-Илимской ТЭЦ от ограждения одного котла: QK=Q5K(1-0,673)=478,8 кВт.
Тепловыделения других крупных единиц основного оборудования и трубопроводов также может быть определено по известным методикам [6, 8-10]. Однако, интерес вызывает возможность оценить усредненную мощность тепловыделений Qtr (МВт), используя основные технико-экономические показатели станции, которые, как уже упоминалось выше, постоянно отслеживаются инженерным персоналом. Для этого можно предложить следующую несложную зависимость:
где Nc — средняя фактическая мощность на выработке электроэнергии,полученная за определенный отчетный период (1 полугодие), МВт; Qc — средняя фактическая тепловая мощность, полученная за определенный отчетный период, МВт; η^ — КПД ТЭЦ по производству электрической энергии (обычно от 0,4 до 0,5); η^ — КПД ТЭЦ по производству тепловой энергии (обычно для ТЭЦ с твердым топливом 0,82-0,88); η№ — КПД транспортировки теплоты, который учитывает потери теплоты в окружающую среду паропроводом, питательным трубопроводом и потери теплоты с утечками рабочего тела и с продувкой (0,97-0,99).
КПД ТЭЦ по производству электрической и тепловой энергии определяются по расходу условного топлива на выработку электроэнергии и теплоты:
где bNy, bQy — расход условного топлива на выработку электроэнергии и теплоты соответственно, кг/(кВт.ч).
Усть-Илимская ТЭЦ имеет установленную электрическую мощность Nmax=525 МВт и тепловую мощность Qmax=1070 Гкал/ч (1244,4 МВт). Если при этом предположить, что средние показатели КПД равны: η№=0,45, η^=0,85, η^=0,98, то получим максимальное значение тепловыделения Qmax=52,61 МВт. При номинальной загрузке всех 7-ми котлов дополнительно: Q^=7Q^3352 кВт=3,352 МВт.
Следовательно, тепловыделение основного оборудования ТЭЦ при максимальной загрузке ориентировочно равно Qmax=Qiriax+m.Qmax=55,962 МВт. Здесь m — число котлов в работе, m=7.
Попробуем ответить на вопрос: подходит ли здание Главного корпуса Усть-Илимской ТЭЦ под определение здания с избытками явной теплоты более 23 Вт/м3?
Имеем отношение максимального тепловыделения оборудования к объему здания: QoTax/Vн=41,73 Вт/м3, что соответственно больше 23 Вт/м3. Неравенство останется справедливым при степени загрузки основного оборудования в %: (23VH/Qmτax)100%=55,1%.
То есть здание Главного корпуса Усть-Илим- ской ТЭЦ подходит под определение здания с избытками явной теплоты более 23 Вт/м3 при загрузке основного оборудования более чем на 55,1%. Опыт показывает, что при такой нагрузке станция работает не часто. Обычным является средний показатель загрузки от 20 до 40% (за полугодие). Следовательно, формальных причин отказаться от утепления наружных заграждений — нет.
Тепловой баланс главного корпуса
Сравнивая тепловыделение основного оборудования ТЭЦ при максимальной загрузке Qmax=55,962 МВт и суммарные тепловые потери при минимальной наружной температуре Qпоτ=35,79 МВт, можно прийти к выводу, что существует значительный избыток теплоты. Однако, чтобы получить более реалистичную картину, стоит сравнивать не максимальные величины тепловыделений и тепловых потерь, а средние показатели исходя из опыта работы последних лет. Как было уже упомянуто выше, средний показатель загрузки Усть-Илимской ТЭЦ колеблется в пределах 20-40% за полугодие. Значит, усредненная мощность тепловыделений Q§£ колеблется в пределах от 11,5 до 22,4 МВт. Среднюю мощность тепловых потерь можно вычислить по средней температуре за полугодие. Данные по средним температурам каждого месяца для данного региона можно получить из СНиП 23-01-99 [16]. Например, для г. Усть-Илимск можно получить следующую среднюю температуру для первых пяти месяцев отопительного периода: ^р=(-25,4-22-12,6-1,6+6,3)/5=-11,06 ОС.
Мощность тепловых потерь удобно получить по удельной тепловой характеристике q-тэЦ, вычисленной ранее. Следовательно, используя (10) и (11), имеем:
Сравнивая мощности по средним показателям Qср от и Qср пот, приходим к выводу, что тепла для обогрева и вентиляции здания Главного корпуса может не хватать.
Проектом Ленинградского отделения «ВНИПИэнергопром» предусмотрено отопление Главного корпуса прямой сетевой водой 150 ОС, которая используется в целом для теплоснабжения города. Опыт показывает, что, несмотря на многочисленные мероприятия по экономии, расход тепла на собственные нужды составляет более 1% от всего выработанного котлоагрегатами, в том числе 0,6 — 0,7% на отопление. В абсолютных единицах при средней загрузке котлов получим среднюю мощность системы отопления от 3,2 до 7 МВт, которая становится совершенно необходимой для поддержания теплового баланса при низкой степени загрузки основного оборудования.
Следует отметить, что все вышеперечисленные выкладки справедливы при значительном усреднении всех численных факторов, участвующих в анализе. А ведь хорошо известно, что температурное поле в огромном объеме Главного корпуса крайне неравномерное и для более точного, детального анализа необходимо привлекать как более точные аналитические, так и экспериментальные методы.
В последнее время хорошо зарекомендовал себя метод тепловизионного обследования состояния теплоизоляции теплотехнического оборудования и ограждающих конструкций.
Существует комплексная методика контроля качества теплоизоляции ограждающих конструкций зданий и сооружений, которая утверждена Управлением стандартизации, технического нормирования и сертификации Госстроя РФ 20.11.2002 г., Департаментом государственного Энергонадзора и энергосбережения 16.11.2001 г. и действует на всей территории РФ. Методика устанавливает порядок организации, проведения и обработки результатов контроля качества тепловой изоляции ограждающих конструкций зданий посредством комплексного тепловизионного обследования в лабораторных и натурных условиях.
Существует, в свою очередь, и утвержденная методика проведения комплексного тепловизионного обследования тепловой изоляции оборудования и трубопроводов, которая устанавливает порядок организации, проведения и обработки результатов тепловизионного обследования тепловой изоляции основного и вспомогательного теплового оборудования и трубопроводов.
Тем не менее, для предварительного анализа достаточно и опытного восприятия температурного режима здания. На примере Усть-Илимской ТЭЦ можно смело утверждать, что недостаток тепла остро ощущается на нулевой отметке (у пола здания), особенно в районе ворот, существующих в обоих торцах здания и в районе 17, 18 осей; а также у перегородки временного торца здания, в районе 24 оси. Удовлетворительный температурный режим наблюдается на уровне отметки 12 м. Явные избытки тепла ощущаются в объеме деаэраторной этажерки (отметка 26 м) и в верхней части котельного отделения.
При этом, несмотря на несовершенство анализа теплового режима по укрупненным показателям, изложенным выше, он позволяет сделать определенные выводы и наметить направления экономии тепловой энергии. Из изучения теплового баланса очевидно, что Главный корпус в состоянии отапливаться за счет тепловыделений собственного оборудования при проведении ряда мероприятий, направленных на совершенствование ограждающих конструкций и системы вентиляции. При анализе тепловых потерь по (10, 11) привлекает внимание значительный коэффициент инфильтрации (μ=1,505), превышающий потери теплопередачей через наружные ограждения в 1,5 раза. Как отмечено выше, значительная инфильтрация обусловлена санитарными нормами и проистекающей из этого необходимостью воздухообмена по СНиП [2]. Напрашивается вывод, что для сочетания противоречивых требований по энергоэффективности и воздухообмену необходим переход с естественной на механическую вентиляцию Главного корпуса с использованием тепловых вторичных энергетических ресурсов (ВЭР) [17].
Технические решения для повышения энергоэффективности Главного корпуса
Энергоэффективная (с использованием ВЭР) механическая вентиляция в Главном корпусе должна сочетать в себе функции отопления и кондиционирования, при этом быть простой, надежной и дешевой. СНиП 41-01-2003 [17] выдвигает следующие основные требования при использовании ВЭР:
■ целесообразность использования ВЭР для отопления, вентиляции и кондиционирования, выбор схем утилизации теплоты (холода), теплоутилизационного оборудования и теплонасосных установок должны быть обоснованы технико-экономическим расчетом с учетом неравномерности поступления ВЭР и теплопотребления в системах;
■ концентрация вредных веществ в приточном воздухе при использовании теплоты (холода) ВЭР не должна превышать нормированных величин.
Приведем пример инженерного решения, призванного удалить излишки тепла из верхней части дымососного отделения Главного корпуса и использовать его в качестве тепловых завес для ворот здания и перегородки временного торца. Принципиальная схема воздушно-отопительной системы приведена на рис. 1.
Забор теплого воздуха производится из верхних точек дымососного отделения Главного корпуса. Вентиляционные агрегаты канального типа с фильтрующими элементами на всасе могут работать как парой, так и по отдельности. Ключевыми элементами системы являются теплоутилизато- ры, смонтированные на диффузорах дымососов котлов прямоугольного сечения (рис. 2). Их параллельное присоединение в зоне вероятного отрыва потока в диффузоре не увеличит сопротивление тракта дымоудаления.
Конструкция теплоутилизаторов может быть предельно простой, что позволит изготовить изделия силами местных подрядных организаций. Предполагается, что основными деталями теплоутилизатора могут являться: корпус прямоугольного сечения из листового материала с двумя трубными досками со стороны подачи и отсоса дымовых газов. Поверхность теплообмена формирует ряд труб Ду 100 мм, проходящих сквозь трубные доски. Используем прямоугольные фланцевые соединения к воздуховоду и к диффузору тракта дымоудаления; в качестве материала теплообменных труб теплоутилизатора — кислотостойкую легированную сталь 10Х18Н9Т, широко применяемую в теплоэнергетике.
Тепловую производительность теплоутили- затора QT определим по формуле:
где Ft — площадь поверхности теплопередачи, м2; k — ориентировочное значение коэффициента теплопередачи от газа к газу, который равен 29,075 Вт/(м2.К) или 25 ккал/(м2.ч.ОС) [18]; Δt — средняя разность температур, ОС.
При определении Ft исходим из ориентировочных размеров теплоутилизатора: сечение — 1000×1500 мм, длина — 1500 мм. По всей площади сечения расположим 48 шт. труб Ду 100 мм. Для интенсификации теплообмена между трубами, в продольном направлении расположим ребра из листа. После несложных выкладок получаем примерную площадь теплообмена Ft=27,66 м2.
Среднюю разность температур Δ^ определим по формуле:
Δtср=(Δtв-Δtм)/[2,3lg(Δtв/Δtм)]. (16)
Здесь: Δtв=120 ОС, Δtм=20 ОС — средняя температура газа и средняя температура воздуха соответственно.
По формуле (16) получаем Δ^=55,9 ОС, а по формуле (15) находим Qt=45 кВт, что достаточно весомо для тепловой завесы ворот производственных зданий.
Утилизируя часть теплоты уходящих газов, следует также учитывать возможность коррозии низкотемпературных поверхностей газоходов при охлаждении газов до температуры точки росы. Докажем, что при заборе воздуха внутри помещения снижение температуры газов окажется пренебрежительно малым в связи с незначительной мощностью теплоутилизатора по сравнению с номинальной мощностью потока тепла с уходящими газами.
Известно, что потери с уходящими газами для данного типа котлов составляют от 4 до 7%. Исходя из средней величины потерь q2=5,5%, определим значение мощности Q2|< теплового потока с уходящими газами по формуле:
Значения DK, iпм, iпв и ηкбрутто аналогичны ранее принятым (см. расчет Q5k по формуле (12)). В итоге получим Q2k=17895 кВт.
Очевидно, что в месте присоединения тепло- утилизатора с диффузором происходит разделение потока — часть тепла поступает в тепло- утилизатор. Так как тепловая мощность прямо пропорциональна разности температур, можно оценить относительное изменение разности температур в случае такого разделения:
где ΔQ=0,5Q2к-Qт — мощность потока при использовании теплоутилизатора, кВт.
Коэффициент 0,5 в последних двух формулах означает, что у котла данного типа два дымососа.
По (18) получим ΔΤ=0,5%, т.е. в результате столь незначительного отбора тепла снижение температуры уходящих газов будет пренебрежимо мало и эффект, связанный с этим, может быть ощутим только непосредственно в месте присоединения. Для дальнейшей минимизации последствий и улучшения циркуляции можно присоединить теплоутилизатор через переходной призматический короб, как показано на рис. 2.
Суммарные капитальные затраты на реализацию предложенной схемы ориентировочно составят от 1 до 1,5 млн руб. Стоимость может быть снижена, если все нестандартные изделия выполнить силами местных подрядных организаций по чертежам, изготовленным инженерным персоналом Усть-Илимской ТЭЦ с привязкой к конкретным условиям.
Оценим стоимость тепла, вырабатываемого системой для тепловых завес и обогрева временного торца. Предположим, что поток тепла, принудительно направляемый из верхних точек отделения (с избыточным количеством теплоты) в нижние холодные зоны, идет на восполнение потерь с инфильтрацией воздуха. Среднюю мощность теплового потока в отопительный период оценим по формуле:
Qд=GкCv(tв-tHр), Вт где GK— расход канального вентилятора, равный 3,47 кг/с или 15000 м3/ч; ^=20 ОС — средняя температура в дымососном отделении; tjf — средняя температура наружного воздуха за отопительный период, значение который определим, используя данные по средней температуре холодных месяцев в данном регионе, приведенные в [16]:
tif=(-25,4-22-12,6-1,6-21-14,8-23,8-3,6)/8= =-15,6 ОС.
В результате получаем Qfl=124,2 кВт.
Добавим к этой мощности мощность двух утилизаторов в случае работы одного из двух котлов и получим среднюю мощность установки Qfl+2QT=124,2+2×45=214,2 кВт. Исходя из себестоимости 1 кВт.ч (0,6 руб./кВт.ч) и восьмимесячного отопительного сезона, получим искомую стоимость тепла за один отопительный сезон: 8x30x24x0,6x(Qfl+2QT)x10-3=740,3 тыс. руб.
Сравнивая полученный результат с суммарными капитальными затратами (до 1,5 млн руб.) на реализацию предлагаемого технического решения, можно сделать вывод, что окупаемость проекта наступит в ходе третьего отопительного сезона с момента его внедрения.
Выводы
1. В данной статье произведен анализ тепловых потерь Главного корпуса электростанции на примере Усть-Илимской ТЭЦ с установленной тепловой мощностью 1070 Гкал/ч (1244,4 МВт). Приведены теплоизоляционные характеристики ограждающих конструкций и нормативные требования к ним. Рассчитана удельная тепловая характеристика здания.
2. Произведен анализ тепловыделений основного технологического оборудования ТЭЦ. Приведена упрощенная методика расчета тепловыделений Главного корпуса в зависимости от основных технико-экономических показателей станции.
3. Изучен тепловой баланс здания Главного корпуса в зависимости от режима работы основного оборудования. Выявлены основные причины тепловых потерь. Намечены пути повышения энергоэффективности Главного корпуса. Отмечена актуальность применения механических систем вентиляции (воздушного отопления) Главного корпуса с использованием тепловых вторичных энергетических ресурсов.
4. Предложен пример технического решения для повышения энергоэффективности Главного корпуса Усть-Илимской ТЭЦ.
Литература
1. Соколов Е.Я. Теплофикация и тепловые сети. М.: Энер- гоиздат, 1982.
2. СНиП II-58-75. Часть II. Нормы проектирования. Глава 58. Электростанции тепловые.
3. Справочник инженера-конструктора жилых и общественных зданий/Под ред. Ю.А. Дыховичного. М.: Строй- издат, 1975.
4. Справочник по теплоснабжению и вентиляции. Книга 1. Р.В.Щекин, С.М. Кореневский, Г.Е.Бем и др. Киев: «Буд’вельник», 1976.
5. СНиП 23-02-2003 «Тепловая защита зданий».
6. Сканави А.Н. Отопление. М.: Стройиздат, 1988.
7. ГОСТ 31167-2003 «Здания и сооружения. Методы определения воздухопроницаемости ограждающих конструкций в натурных условиях».
8.Меклер В.Я., Овчинников П.А. Промышленная вентиляция и кондиционирование воздуха. М.: Стройиздат, 1978.
9. Русланов Г.В. и др. Отопление и вентиляция жилых и гражданских зданий. Киев: «Бу^вельник», 1983.
10. Отопление, водопровод, канализация / Под ред. И.Г. Староверова, 2-е изд. М.: Стройиздат, 1967.
11. АВОК-8-2007. Руководство по расчету теплопотребле- ния эксплуатируемых жилых зданий.
12. Залкинд Е.М., Козлов Ю.В. Проектирование ограждений паровых котлов. М.: Энергия, 1980.
13. Резников М.И., Липов Ю.М. Паровые котлы тепловых электростанций. М.: Энергоиздат, 1981.
14. Ковалев А.П. и др. Парогенераторы. М.: Энергоатомиз- дат, 1985.
15. Правила технической эксплуатации электрических станций и сетей Российской Федерации (Утв. Приказом Минэнерго РФ от 19 июня 2003 г. № 229).
16. СНиП 23-01-99 «Строительная климатология».
17. СНиП 41-01-2003 «Отопление, вентиляция и кондиционирование».
18. Бакластов А.М. Проектирование, монтаж и эксплуатация теплоиспользующих установок. М.: «Энергия», 1970.
