Vysoká škola báňská Technická univerzita Ostrava

Vysoká škola báňská Technická univerzita Ostrava Fakulta strojní The Faculty of Mechanical Engineering katedra energetiky The Department of Power Engineering SBORNÍK PŘEDNÁŠEK KONFERENCE ENERGETIKA A ŽIVOTNÍ PROSTŘEDÍ Moderní energetické technologie a obnovitelné zdroje POWER ENGINEERING AND ENVIRONMENT Modern Energy Technologies and Renewable Energy Resources 2010 Konference byla pořádána v rámci projektu Partnerství v oblasti energetiky a životního prostředí CZ.1.07/2.4.00/12.0001 1. 3. září 2010 1 st 3 rd September 2010 HOTEL SEPETNÁ, OSTRAVICE ISBN 978-80-248-2286-0

ISBN 978-80-248-2286-0

Vysoká škola báňská Technická univerzita Ostrava Fakulta strojní The Faculty of Mechanical Engineering katedra energetiky The Department of Power Engineering SBORNÍK PŘEDNÁŠEK KONFERENCE ENERGETIKA A ŽIVOTNÍ PROSTŘEDÍ Moderní energetické technologie a obnovitelné zdroje POWER ENGINEERING AND ENVIRONMENT Modern Energy Technologies and Renewable Energy Resources 2010 Konference byla pořádána v rámci projektu Partnerství v oblasti energetiky a životního prostředí CZ.1.07/2.4.00/12.0001 1. 3. září 2010 1 st 3 rd September 2010 HOTEL SEPETNÁ, OSTRAVICE ISBN 978-80-248-2286-0

OBSAH Vlastimil BARTEL, Antonín GRASSE, Bohumír ČECH, Milan MAUER VOUDOUŘEDITELNÉ KERAMICKÉ NÁSTŘIKY ZVYŠUJÍCÍ ŽIVOTNOST VYSOKOTEPLOTNÍCH ZAŘÍZENÍ A POTLAČUJÍCÍ NÁPEKY 5 Tomáš BLEJCHAŘ, Jiří PECHÁČEK, Jiří TOMČALA, Rostislav MALÝ, Miloš MAIER MOŽNOSTI OPTIMALIZACE TRYSEK U SNCR NA ZÁKLADĚ CFD SIMULACÍ 8 Marian BOJKO, Milada KOZUBKOVÁ, Zdeněk MICHALEC MATEMATICKÉ MODELOVÁNÍ NÍZKOTEPLOTNÍ OXIDACE UHELNÉ SKLÁDKY V REÁLNÉM TERÉNU 14 Bohumír Čech, Jan Matoušek, Michal Stáňa GARANČNÍ ZKOUŠKY RETROFITU BLOKŮ 23 A 24 V ELEKTRÁRNĚ TUŠIMICE II Bohumír ČECH, Zbyszek SZELIGA, Michal STÁŇA, Oto PUMPRLA, Jiří MÍČEK ČPAVKOVÁ METODA ODSIŘOVÁNÍ PILOTNÍ ODSIŘOVACÍ TEST 19 23 Bernd von der HEIDE NO X REDUCTION FOR THE FUTURE WITH THE SNCR TECHNOLOGYMEDIUM AND LARGE COMBUSTION PLANTS 27 Marián HOCKO MOŽNOSTI A RIZIKÁ POUŽITIA ALTERNATÍVNYCH PALÍV U ENERGETICKÝCH PLYNOVÝCH TURBÍN KONVERTOVANÝCH Z LETECKÝCH TURBOKOMPRESOROVÝCH MOTOROV 34 Kateřina HORÁKOVÁ, Karel FRAŇA NESTACIONÁRNÍ PROUDĚNÍ V NÁDOBĚ Michal JAKUBSKÝ, Richard LENHARD, Martin VANTUCH SIMULÁTOR TRANSPORTU GEOTERMÁLNEHO TEPLA 38 40 Sylwester KALISZ, Piotr OSTROWSKI JET ENHANCED THERMAL TREATMENT OF BIOMASS INTEGRATED WITH FLUE GAS RECIRCULATION 44 Zuzana KLEČKOVÁ, Adéla MACHÁČKOVÁ, Radim KOCICH, Mario MACHŮ POROVNÁNÍ VÝVINU EMISÍ SPALOVACÍHO MOTORU A MIKROTURBÍNY 48 1

Klaus KOPPE STOCHASTICKÉ VÝPADKY (AŽ PO ÚPLNÉ ODSTAVENÍ) V KONVEKČNÍCH ELEKTRÁRNÁCH A JEJICH VLIV NA JEJICH POUŽITELNOST 50 Janusz KOTOWICZ, Aleksander SOBOLEWSKI, Tomasz ILUK, Katarzyna MATUSZEK DEVELOPMENT OF BIOMASS GASIFICATION INSTALLATION WITH GAS GENERATOR GAZELA 64 Janusz KOTOWICZ, Katarzyna JANUSZ-SZYMAŃSKA ANALYSIS OF OPPORTUNITIES TO IMPROVE THE EFFECTIVENESS OF WORK OF MEMBRANES FOR CARBON DIOXIDE RECOVERY 68 Jarosław KOZACZKA COMMON MISUNDERSTANDINGS IN LECTURING THERMODYNAMICS. I. ZEROTH LAW 73 Jarosław KOZACZKA, Pavel KOLAT ON ONE OPERATING RANGE OF A GAS TURBINE CYCLE REGARDING CHEMICAL COMBUSTION REACTION 77 František LEMFELD, Karel FRAŇA POUŽITÍ RYCHLOKAMERY PRO POZOROVÁNÍ TOKŮ OLEJE 81 Rafał LITKA, Robert WEJKOWSKI AIR DAMPER LINEARIZATION Milan MALCHO, Michaela CHOVANCOVÁ, Jana STRÁNSKA AKUMULÁCIA SOLÁRNEJ ENERGIE DO HORNINY Vladimír MARTÍNEK, Petr NOVOTNÝ POMĚROVÁ INDIKACE SPOTŘEBY TEPLA V BYTECH Jan MATOUŠEK, Michal STÁŇA, Zbyszek SZELIGA METODIKA MĚŘENÍ DOBY SETRVÁNÍ SPALIN T2S VE SPALOVACÍ KOMOŘE SPALOVENSKÝCH KOTLŮ Daniela MÜLLEROVÁ, Juraj JABLONICKÝ, Ľuboš HUJO EURÓPSKE EMISNÉ NORMY PRE POĽNOHOSPODÁRSKE A LESNÉ TRAKTORY 83 88 92 96 100 Radovan NOSEK, Jozef JANDACKA, Andrzej SZLEK EXPERIMANTAL MEASUREMENTS AND MODELLING OF COMBUSTION PROCESS IN BOILER 104 2

Piotr OSTROWSKI, Robert WEJKOWSKI, Sylwester KALISZ MOBILE ON-LINE MONITORING OF O2 AND CO IN THE FURNACE BOUNDARY LAYER OF POWER BOILERS Bohuslav PAVLOK ELEKTROHYDRAULICKY OVLÁDANÉ REGULAČNÍ VENTILY ENERGETICKÝCH ZAŘÍZENÍ 108 112 Andrzej RUSIN, Adam WOJACZEK MONITORING OF TECHNICAL RISK LEVEL OF POWER MACHINERY AND INSTALLATIONS 116 Anna SKOREK-OSIKOWSKA, Łukasz BARTELA, Janusz KOTOWICZ AIR SEPARATION UNIT FOR THE SYSTEMS INTEGRATED WITH COAL GASIFICATION Jana STRÁNSKA, Michaela CHOVANCOVÁ, Milan MALCHO TEORETICKÝ MODEL PRENOSU TEPLA V HĹBKOVOM VRTE David TOMÁŠEK KOMBINOVANÉ SPALOVÁNÍ UHLÍ A BIOMASY VE FLUIDNÍCH KOTLÍCH Martin VAŠINA EFEKTIVITA PROVOZU FOTOVOLTAICKÝCH ZAŘÍZENÍ Martin VAŠINA VLIV ZNEČIŠTĚNÍ FOTOVOLTAICKÝCH PANELŮ NA MNOŽSTVÍ VYROBENÉ ELEKTRICKÉ ENERGIE Tomáš VINŠ, Petr NOVOTNÝ DOSTUPNÉ ZDROJE TEPLA K VYTÁPĚNÍ V LIBERCI Daniel WĘCEL, Włodzimierz OGULEWICZ BADANIA ELEKTROLIZERÓW DO PRODUKCJI PALIWA WODOROWEGO Michael LICHÝ HLUK NA PRACOVIŠTI Tomáš VÝTISK APARATURA PRO SÍŤOVOU KONTINUÁLNÍ ANALÝZU VYBRANÝCH SLOŽEK SPALIN 120 125 129 133 137 141 145 149 152 3

4

VOUDOUŘEDITELNÉ KERAMICKÉ NÁSTŘIKY ZVYŠUJÍCÍ ŽIVOTNOST VYSOKOTEPLOTNÍCH ZAŘÍZENÍ A POTLAČUJÍCÍ NÁPEKY WATER-BASED CERAMIC COATINGS INCREASE LIFETIME OF HIGH- TEMPERATURE EQUIPMENT AND REDUCE CLINKERING Ing.Vlastimil Bartel a, Ing.Antonín Grasse a, Dr.Ing.Bohumír Čech b, Ing.Milan Mauer c a BG SYS HT s.r.o. Pardubice, b Katedra energetiky,všb-technická univerzita Ostrava, c Ústav polymerních materiálů FCHT, Univerzita Pardubice & BG SYS HT s.r.o. Pardubice Abstract Ceramic composite coatings BG HitCoat have been used over 10 years in Czech Republic to reduce both high- and low-temperature corrosion and abrasion of metals in boilers, industrial and municipal incinerators and in chemical industry as well. The lifetime of refractories is improved also very substantially and the clinkering is reduced almost to zero. The operating temperatures are up to 1,900 o C. Coatings are applied at ambient temperature by air- or airless spraying on site. Last but not least there is an improvement of thermal efficiency due to excellent emissivity properties of these coatings, i.e. heat absorption radiation process. Abstrakt Již více než 10 let se v ČR používají keramické kompozity BG HitCoat pro snížení vysokoteplotní i nízkoteplotní koroze a abraze kovových materiálů v energetických kotlích, spalovnách průmyslových i komunálních odpadů a v chemickém průmyslu. Tyto materiály také zvyšují životnost vyzdívek a potlačují tvorbu nápeků i nálepů. Mají tepelnou odolnost do 1900 o C. Aplikují se velmi jednoduše stříkáním vzduchovou nebo bezvzduchovou pistolí přímo na místě. Nezanedbatelné je i zvýšení tepelné účinnosti zařízení vlivem vynikajících vlastností v oblasti absorpce a vyzařování tepla. Klíčová slova: vodouředitelné keramické kompozity, vysoká emisivita 1. Úvod Rádi bychom Vás seznámili s praktickými výsledky aplikací vodou ředitelných keramických kompozitů BG HITCOAT v energetice. Již cca 10 let se tyto keramické kompozity aplikují na vyzdívkové materiály a kovové vestavby energetických kotlů. Po této relativně dlouhé době ukazují zkušenosti a výsledky aplikací na tyto oblasti využití: ochrana před abrazí, před nízko- a vysokoteplotní korozí, zamezení tvorby nálepů, bariérová ochrana vyzdívek a vláknitých izolací a zvýšení účinnosti pomocí zvýšení emisivity sálavých ploch. 2. Výsledky 2.1. Zabránění abraze popílkem u tlakových částí energetických kotlů. Doba životnosti keramického nástřiku na tlakových částech kotlů (ekonomizéry, várnice) je min. 4 roky. Po této době se doporučuje nástřik obnovit po diagnostickém měření tloušťky, a tím prakticky zamezit poruchám provozu kotle v zimních měsících. 2.2. Významné zvýšení životnosti vyzdívkových keramických materiálů principem efektivního utěsnění pórů proti mechanickým a fyzikálně-chemickým vlivům prostředí. Ukazuje se, že BG HITCOAT působí bariérově a nedovoluje přístupu agresivních látek do pórů vyzdívky ač je sám keramikou, překonává jako kompozit původní vlastnosti svých keramických složek, podobně jako lamináty překonávají vlastnosti samotných složek laminátu. Investor, který má problémy s vytvářením nápeků a nálepů na vyzdívkách má v současné době jedinou ekonomickou variantu řešení aplikaci BG HitCoatu. V opačném případě je 5

nutno pravidelně mechanicky odstraňovat nálepy a nápeky a tím poškozovat i vlastní vyzdívku. 2.3. Nálepy a nápeky na tlakových částech kotlů Pokud se nápeky resp. nálepy tvoří na tlakových částech energetických kotlů je situace obdobná. Zvláště je nutno zdůrazňovat možnost aplikace na membránové stěny kotlů při spalování lehkých topných olejů. V případě přehřívákových hadů se po aplikaci kompozitu prakticky zamezí tvorbě struskových nápeků a tím dojde i k zlepšení přenosu tepla. 2.4. Využití BG HITCoatu za účelem zvýšení mechanické odolnosti vláknitých a porézních tepelně-izolačních materiálů. Zajímavé se ukázalo využití BG HitCoatu za účelem zvýšení mechanické odolnosti vláknitých a porézních tepelně-izolačních materiálů ( Sibral, Pyrolog, pěnové sklo ). Tyto materiály jsou známy svými vynikajícími tepelně-izolačními vlastnostmi při nízké hustotě, ale jejich mechanické vlastnosti snižují možnost využití. Při vysoké rychlosti proudění spalin okolo takové izolace dochází k rozvlákňování a při obvyklém výskytu abrazivních částic ve spalinách nastávají značné úbytky tlouštěk izolace a následně dochází k selhání funkce. Aplikace kompozitu BG HitCoat umožňuje používat lehké tepelné izolace místo těžkých tím, že na povrchu vytvoří mechanicky odolnou krustu. Vynikající výsledky se ukázaly při aplikaci BG HitCoatu na vláknité materiály typu Sibral v dilatačních spárách kotlů nebo pecí. 2.5. Problematika nízkoteplotní koroze zvláště s ohledem na spalování biomasy. V poslední době se velmi aktuální ukázala problematika nízkoteplotní koroze zvláště s ohledem na spalování biomasy. V případě nízkoteplotní koroze je ekonomicky opodstatněné využití kompozitů na kovových částech vestaveb kotlů jako ochrana v prostředí spalin obsahujících HCl, SO 2 a chloridy. Chloridy halogenních prvků v úletovém popílku tvoří úsady na povrchu kovových částí vestaveb a ty jsou potom příčinou vysoké rychlosti koroze. Zajímavá se ukázala aplikace BG HitCoatu v Elektrárně Wroclav - Polsko na kovovou část zařízení, kde dochází při teplotě 115 C k nízkoteplotní korozi, kde hlavní negativní látka je HF, která vzniká spalováním černého uhlí z JAR. Po tříleté expozici je kompozit bez poškození a bez znaků koroze základního materiálu. 2.6. Aplikace keramických kompozitů s vysokým koeficientem emisivity. Nejnovější trend aplikace keramických kompozitů a to jak aplikací na kovové části vestaveb, tak na keramické vyzdívky je formulace kompozitu s vysokým koeficientem emisivity (cca 0,9 ) při teplotách od 600-1200 C ve spektrální oblasti a v infračerveném pásmu 1,5-7 μm ( při 1200 C je v oblasti 1,5 7 μm přenášeno 90% energie). V souvislosti s tím je třeba upozornit na přímou úměru využití sálavého tepla s koeficientem emisivity podle vzorce Q e =E s σ (T s 4 T m 4 ) [W m -2 ] (1) kde Q e = vyzářený/pohlcený tepelný tok [W m -2 ] E s = emisivita stěny nebo povlaku při teplotě T s [bezrozměrná] σ= Stefannova-Boltzmannova konstanta [5,670400 10-8 W m -2 K -4 ] T s = teplota spalin [K] T m = teplota membránové stěny [K]. Například zaokujená ocel má tento koeficient při 980 o C pod 0,55. Ocel s nápekem strusky pod 0,4. Náš BG HitCoat nad 0,9. Závěry si můžete udělat sami. Očekávanými přínosy jsou zvýšení výroby ( až 5 % ) event. snížení množství paliva při stejné výrobě ( až 6 %). Tyto přínosy jsou exaktně kvantifikovány při spalování plynu event LTO. Jedna z prvních ověřovacích aplikací byla realizována na plynové peci v MAO, Slovnaft Bratislava. V energetických kotlích je obtížnější tyto efekty prokázat, proto v současné době pracujeme na metodice ve spolupráci s VŠB Ostrava. Cílem je prokázat zlepšení přenosu tepla sáláním i v uhelných elektrárnách. Při prvních, ověřovacích měřeních byly naměřeny zajímavé výsledky. 6

Při těchto testech bylo vyrobeno několik totožných tepelných smyček tvaru "U". Jako chladící médium protékající uvnitř trubek byl použit vzduch, jehož průtok byl měřen a u všech testů nastaven na konstantní hodnotu. Jednotlivé tepelné smyčky byly opatřeny různými nátěry a postupně zasouvány do spalovací komory s plynovými hořáky spalujícími zemní plyn do míst s teplotou cca 1060 C. Tepelné smyčky byly umístěny vždy do stejného místa spalovací komory, tak aby byly vždy stejně obtékány spalinami a aby byla otápěna stejná plocha. Výsledky těchto testů jsou uvedeny v následující tabulce. č. vzorku ZK1 ZK2 ZK3 ZK4 ZK5 ZK6 čistá otryskaná trubka vzorek č. 17 vzorek č. 02 vzorek č. 09 vzorek č. 06 vzorek č. 18 čas měření od 10:43:00 11:02:00 11:11:49 11:19:40 11:32:10 11:40:47 11:49:20 11:57:05 12:04:20 do 10:49:16 11:06:26 11:12:23 11:24:45 11:38:02 11:41:44 11:53:03 11:58:01 12:09:06 teplota spalin [ C] 1067 1055 1061 průměrná teplota vzduchu na vstupu [ C] 44,5 48,2 49,5 47,9 51,1 47,5 průměrná teplota vzduchu na výstupu [ C] 463,9 466,5 439,9 445,6 445,0 436,7 tepelný výkon [kw] 2,64 2,68 2,58 2,54 2,50 2,36 3. Závěr Závěrem lze konstatovat, že technologií kompozitu BG HitCoat získáme vodou ředitelné nástřiky, které v řadě případů nahrazují návary a nástřiky plamenem, plazmou atd. Náklady na jejich zhotovení jsou mnohem nižší a technologická nebo geometrická omezení prakticky nejsou. Velkou výhodou je možnost zhotovit povlaky přímo na místě a současně nehrozí nebezpečí práce s hygienicky závadným materiálem ( neobsahují žádné organická rozpouštědla). 7

MOŽNOSTI OPTIMALIZACE TRYSEK U SNCR NA ZÁKLADĚ CFD SIMULACÍ OPTIMIZATION OF SNCR TECHNOLOGY LANCE VIA CFD SIMULATION Ing. Tomáš Blejchař, Ph.D. Ing. Jiří Pecháček Ing. Jiří Tomčala Ing. Rostislav Malý Ing. Miloš Maier Orgrez, a.s. Hudcova 76, Brno, Divize ekologie a systému jakosti, Počáteční 1879/79, 710 00 Ostrava Abstract The paper deals with numerical simulation of the SNCR method. The CFD code Ansys/CFX was used for numerical modelling. The SNCR method was described by dominant chemical reaction, which was found in the NIST Chemical Database. The reactions including the reduction of NO x and the change of concentrations of pollutants, like N 2 O and CO in flue gas, were found there as well as. The proposed chemical kinetics and the CFD model were applied in two boilers. Both simulations were compared with experimental measurements. The first simulation was used to validate the chemical mechanism. The second simulation was based on the first simulation and it was used to verify the compiled SNCR chemical mechanism. The next one was a new variant of the reagent penetration lance and it was proposed and compared with the original variants. Abstrakt Článek je zaměřen na numerické modelování SNCR technologie s močovinou jako redukčním prostředkem. Pro modelování byl použit program Ansys/CFX. Metoda SNCR byla popsána základními dominantními reakcemi, které zahrnují redukci NO x a také změnu koncentrace N 2 O a CO ve spalinách. Experimentální měření sloužilo jako zdroj informací pro definici okrajových podmínek. Navržený chemizmus a CFD model byl porovnán s výsledky experimentálního měření. V prvním kroku byly simulace SNCR technologie validovány na existujícím případě. Následně byl simulován odlišný případ, který sloužil k verifikaci navrženého modelu. V posledním kroku byla simulována varianta s nově navrženými tryskami a porovnána se stávajícím typem. Úvod Problém emisí NO x u kotelních zařízení elektráren nebo tepláren je aktuálně řešený problém. Emisní limity NO x budou dle platné legislativy EU na hodnotě 200 mg.m -3 N [4]. Nově postavené energetické a teplárenské zdroje musí splňovat od roku 2008 zmiňovaný limit 200 mg.m -3 N. Stávající zdroje budou muset splnit tento limit od roku 2016. Emise NO x mohou být redukovány dvěma rozdílnými způsoby, které se nazývají Primární a Sekundární opatření. Primární opatření je založeno na modifikaci spalovacího procesu, tak aby byla produkce NO x minimalizována. Primární opatření lze realizovat např. Instalací nízkoemisních hořáku, zónovým spalováním, OFA apod. Sekundární opatření je založeno na odstranění vzniklých NO x ve spalinách chemickou cestou. U sekundárních opatření je redukce NO x pomocí radikálu NH - 2. Produkt tohoto procesu je molekulární dusík N 2 a vodní pára H 2 O. Existuje několik modifikací této metody, my se ale v tomto článku budeme přednostně zabývat metodou s názvem NOxOUT [6]. - Základní princip redukce NO x radikálem NH 2 je znám přibližně od roku 1970. Dominantní chemická reakce je velice jednoduchá a je definována následují stechiometrickou rovnicí [6], [1] NH 2 + NO N 2 + H 2O (1) Tato reakce se ale vyskytuje pouze v rozmezí teplot 850-1050 C; a nazývá se Selektivní NeKatalitická Redukce - SNCR (Selective Non-Catalytic Reduction) [6]. Reakci je možné vyvolat také při teplotách 150-300 C, ale aby reakce proběhla, musí být přítomen katalyzátor. Tato reakce se nazývá Selektivní Katalytická Redukce - SCR (Selective Catalytic Reduction) [6]. Základní chemismus SNCR - Zdrojem radikálu NH 2 jsou tři materiály. První materiál je Močovina (NH 2 ) 2 CO, repektive její vodný roztok. Komerční název této metody SNCR je NOxOUT [6]. Druhým zdrojem radikálu NH - 2 je čpavková voda NH 4 OH. Komerční jméno této metody SNCR je [DeNOx [6]. Relativně nový přístup je 8-1-

založen na použití Kyanomočové kyseliny (HNCO) 3. Komerční název této metody SNCR je RAPRENOx. Komplexní schéma chemických reakcí je zobrazeno na Obr. 1. Zde je ilustrováno velice zjednodušené schéma s individuálními reakcemi. Ve skutečnosi je celé schéma mnohem složitější a reálně se vyskytuje zhruba 150 reakcí. Hlavním problémem metody SNCR je poměrně úzké teplotní okno (850-1050 C). Pokud je zdroj radikálu injektován do chladnějších spalin nereagují NO x s radikálem NH 2 -, protože reakční rychlost je nízká. To má za následek vysokou koncentraci Čpavku HN 3 ve spalinách. Pokud se naopak zdroj radikálu injektuje do spalin s příliš vysokou teplotou, nereaguje radikál NH 2 - s oxidy dusíku NO x, ale s kyslíkem O 2, za vzniku oxidu dusnatého NO. To je hlavní důvod, proč je účinnost metody SNCR je přibližně 65% a stechiometrický přebytek je ca 2.8 [6]. Chemická kinetika v CFD modelu SNCR Základní rovnice, které popisují proudění tekutiny, reprezentují aplikaci zákonu zachování. Zákon zachování hmoty, hybnosti a energie jsou pak využity k numerickému modelování proudění se zahrnutím chemických reakcí [9]. Zákon zachovaní hybnosti reprezentují rovnice Navierovy-Stokesovy [9]. Zákon zachování hmoty reprezentuje rovnice kontinuity[9] a zákon zachování energie reprezentuje rovnice pro entalpii [9]. K řešení turbulentního proudění je využit CFD program ANSYS CFX v 12.0.1. Chemické reakce zahrnuté v CFD modelu jsou založeny na Arrheniově rovnici, která popisuje rychlostní konstantu chemické reakce. E RT β k = A e T [ s -1.(mol.m -3 ) (1-n).K β ] (2) kde: A je preexponenciální faktor, E je aktivační energie, T je absolutní teplota, R je univerzální plynová konstanta, β je teplotní exponent a n suma hodnot reakčních řádů. Arrheniova rovnice popisuje pouze reakční rychlost. Reakční mechanizmus je popsán u každé reakce pomocí reaktantů a produktů, a příslušných stechiometrických koeficientů. Navržený reakční mechanizmus zahrnuje základní polutanty NO x, tj. Oxid dusnatý NO a Oxid dusičitý NO 2. Dále je možné sledovat další významné polutanty, a to Oxid dusný N 2 O a Oxid uhelnatý CO. Následující chemické reakce popisují základní dominantní reakce SNCR metody s využitím močoviny jako reagentu. Primární termický rozklad kapiček vodného roztoku močoviny je popsán dvěma reakcemi. Nejprve je termicky rozkládán vodný roztok močoviny podle reakce (3), za současného vypařování vody z kapičky. Následně je již z kapičky odpařena veškerá voda a tuhá močovina se rozpadá podle reakce (4). [2], [1]. ( NH 2 ) 2 CO + H 2O 2NH 3 + CO [-] (3) 2 ( NH 2 ) 2 CO NH 3 + HNCO [-] (4) Oxid dusnatý NO a Oxid dusičitý NO 2 je redukován v teplotním okně 850-1050 C reakcemi (5) a (6). Tyto reakce reprezentují konverzi Oxidu dusnatého NO a Oxid dusičitého NO 2 na molekulární dusík N 2 a vodu H 2 O. Popisují tedy pozitivní vliv metody SNCR na koncentraci polutantů ve spalinách. Reakční rychlost začíná být významná až od teplot 850 C, pod teplotou 850 C je reakční rychlost velmi malá a ve spalinách zůstává Čpavek NH 3. NH 3 + NO N 2 + 1, 056H 2O [-] (5) NH 3 + NO2 N 2 + 1, 994H 2O [-] (6) Následující reakce popisuje oxidaci Čpavku NH 3. Tato reakce začíná být významná od teplot 1050 C a její reakční rychlost od této teploty začne převyšovat rychlost reakcí (5) a (6). Reakce tedy reprezentuje horní hranici teplotního okna. NH3 + O2 NO +1, 05H2O [-] (7) Nárůst koncentrace Oxidu dusného N 2 O a Oxidu uhelnatého CO u metody SNCR s močovinou je způsoben rozkladem močoviny podle reakce (4). Vzniká tak radikál HNCO, který způsobuje prostřednictvím následujících reakcí nárůst koncentrace N 2 O a CO ve spalinách. HNCO + 0,25O2 NCO + 0, 5H 2O [-] (8) NCO NO N O + CO [-] (9) + 2 9-2-

Produkce Oxidu uhelnatého CO a Oxidu dusného N 2 O je částečně redukována následujícími reakcemi. Reakce (10) představuje termický rozpad Oxidu dusného a reakce (11) hoření (oxidaci) Oxidu uhelnatého. N + 0 O [-] (10) 2O N 2, 5 2 2 2 CO + 0,5O CO [-] (11) Navržený reakční mechanizmus představuje zjednodušený přístup a zahrnuje dominantní reakce u metody SNCR s močovinou. Ten nezahrnuje amoniový radikál NH 2 -, který je pouze nestabilní přechodový materiál. Navržený mechanizmus je tak relativně jednoduchý a dostatečně přesný pro běžné inženýrské výpočty. Chemický mechanizmus, který by zahrnoval také radikál NH 2 -, by byl výrazně složitější a také časová náročnost výpočtu by neúměrně vzrostla. Výsledky verifikace navrhovaného CFD modelu SNCR Výsledky CFD simulací byly srovnány s výsledky experimentálních měření. Výsledky CFD simulací a experimentálních měření byly srovnávány pro výkony kotle 60, 80, 100 %. Vstřikovací trysky byly umístěny v kotli dle provedeného měření teplot ve spalovací komoře. Nicméně umístění trysek není optimální, protože při realizaci se vyskytla celá řada omezení, která se týkají konstrukce kotle. Výsledky jsou přehledně zobrazeny v tab. 1. Výsledky CFD simulací i experimentálních měření byly přepočteny na referenční podmínky tj. teplotu 0 C, tlak 101325 Pa a 6% O 2 ve spalinách. Hlavní nepřesnost CFD simulace byla v hodnotě koncentrace kyslíku. Tato nepřesnost byla způsobena přisáváním falešného vzduchu přes netěsnosti stěny. Jelikož není technicky možné přesně definovat místa přisávání, je nutné tuto chybu akceptovat. Analýza penetrace spalin reagentem Samotná technologie SNCR je z technologického hlediska poměrně jednoduché zařízeni. Dominantní prvek, který ovlivňuje účinnost celé technologie je vstřikovací kopí. Vstřikovací kopí je složeno ze směšovací komory, která zajišťuje smísení roztoku reagentu s tlakovým vzduchem, a dále vstřikovací trysku, která je umístěna na konci kopí a zajišťuje samotné rozprášení dispergovaného reagentu ve spalinách. V praxi se využívají tři základní druhy trysek, a to tryska s kuželovým a rovinným rozstřikem, a dále tryska s kuželovým rozstřikem se skolonem 45. Jelikož je fyzikální měření procesu rozstřiku ve spalovací komoře v insitu prakticky nerealizovatelná, bylo nutné přistoupit k provedení detailní simulace samotného procesu rozprašování reagentu ve spalovací komoře. Model rozprašování byl verifikován na datech z měření ve volném prostoru. Proces rozstřiku reagentu ve spalinách je možné teoreticky popsat jako směšování dvou kolmých proudů. Hlavní proud reprezentují spaliny a sekundární (ovlivňovaný) proud reprezentuje vzduch s kapičkami reagentu. Výsledky poskytly zajímavé informace o lokálních aerodynamických procesech. Aktuálně používané trysky jsou schopny dopravit reagent maximálně do hloubky ca 1m viz Obr. 2. Molekuly NO x jsou de facto redukovány pouze v blízkosti stěn a jádro proudu spalin je téměř nezasaženo. Samozřejmě do procesu vstupuje také poměrně vysoká intenzita turbulence, která intenzivně promíchává spaliny. Malá hloubka pronikání regentu do spalin je tak pravděpodobně hlavní důvod maximální účinnosti ca 65% a stechiometrického přebytku ca 2.8. Nové vstřikovací kopí Metoda SNCR, respektive účinnost metody je limitována samotným procesem rozstřiku reagentu ve spalinách, a velikostí oblasti "zasažené" reagentem v teplotním okně 850-1050 C. Na základě předchozí analýzy byly tedy navrženy prototypové vstřikovací kopí, které stejný průtok, jdoucí v současnosti do jedné trysky rozdělí do sedmi proudů vzdálených od sebe ca 200mm. Tím dojde k zmenšení lokálního přebytku a také oblast "zasažená" reagentem bude větší. Reagent tak bude rozprašován do spalin homogenněji, což by mělo mít také pozitivní vliv na kinetiku reakcí. Schematicky je proces inovovaného procesu rozstřiku reagentu ve spalinách zobrazen na Obr. 3. V prvním kroku byly provedeny CFD simulace, čímž se provedlo prvotní teoretické ohodnocení vlivu kopí na účinnost metody SNCR. Výsledky simulací následně potvrdily předpokládaný pozitivní vliv na proces SNCR. Následně byla provedena praktická zkouška trysek v reálném provozu. U stávající realizace pak byly nahrazeny původní jednobodové kopí novými prototypovými. Výsledky porovnání nových a starých kopí jak pro CFD simulaci, tak pro provozní test je souhrnně provedeno v Tab. 3 10-3-

Závěr Hlavním cílem celé studie je optimalizace technologie SNCR, která by přinesla snížení spotřeby reagentu při současném snížení negativních vlivů. V prvním kroku byla provedena rozsáhlá analýza stávajícího stavu. Tato analýza se týkala jak proudění v kotli, tak i lokálních aerodymických poměrů v kotli. Na základě těchto poznatků, byly navrženy nové trysky, které by měly podle předpokladů rovnoměrněji distribuovat reagent do spalin. Tím by mělo dojít k pozitivnímu ovlivnění provozních parametrů SNCR technologie. Nové kopí, bylo nejprve otestováno pomocí numerických modelů, a po potvrzení předpokládaného pozitivního vlivu byly trysky vyrobeny a následně podrobeny provoznímu testu. Tento test při reálných podmínkách ale zcela nepotvrdil předpokládané pozitivní výsledky. To je způsobeno pravděpodobně nestabilním režimem kotle, a také vyšší teplotou ve spalovací komoře, která byla způsobena vysokými teplotami v průběhu letního provozu kotle. Nové kopí tak nebylo možné instalovat do vhodného teplotního okna, i tak se ale potvrdil pozitivní vliv na koncentraci Čpavku, kde byla snížena koncentrace o 21% a dále u Oxidu dusného, kde byla snížena koncentrace o 3% a Oxidu uhelnátého s poklesem koncentrace o 29%. Testování bude dále probíhat při vhodnějším rozložení teplot ve spalovací komoře. Poděkování Článek vznikl za přispění projektu MPO FR-TI1/547 "Výzkum a vývoj trysek technologie SNCR v energetice se zaměřením na eliminaci negativních dopadů technologie SNCR na životní prostředí (emise N 2 O, CO A NH 3 ) Literatura [1] Blejchař, T.: CFD model of NO X reduction by SNCR method, Sborník vědeckých prací VŠB-TU Ostrava, VŠB-TU Ostrava 2009, ISBN 978-80-248-2131-3, [2] Blejchař, Tomáš. CFD Simulation of Reduction of NOx Emission, In Strojárstvo, Strojírenství Mechanical Engineering Journal, Mimořádné vydání, Media / ST s.r.o, 2009, str. 12-14. ISSN 1335-2938 [3] Stáňa M., Blejchař, T., Čech, B., Malý, R., Matoušek, J., Pumprla, O., Szeliga, Z.: Optimalizace primárních a sekundárních metod snižování emisí NOX pro dosažení limitu 200 mg/m3, Sborník konference KOTLE A ENERGERTICKÁ ZAŘÍZENÍ 2009, Brno 2009, ISSN 1803-1064 [4] Stáňa M.: Výpočetní a diagnostické metody pro snižování emisí NOX kotlů velkých výkonů, Disertační práce, Ostrava: katedra energetiky, Fakulta strojní, VŠB-Technická univerzita Ostrava, 2007 [5] Stáňa, M., Čech, B., Matoušek, J., Pumprla, O., Szeliga, Z.: Snižování emisí NOX u kotlů G230 Elektrárny Opatovice, Sborník konference ENERGETIKA A ŽIVOTNÍ PROSTŘEDÍ 2007, VŠB-TU Ostrava, 2007, ISBN 978-80-248-1586-2 [6] Mehldau & Steinfath Umweltechnik: For a clean Environment, www.ms-umwelt.de [7] Ansys Inc. ANSYS_CFX, V12. User s guide ANSYS Inc, 2009. [8] HORBAJ, Peter - MIKOLAJ, Dušan - LAZIČ, Ladislav: Zjednodušený program na výpočet statiky spaľovania. In: Selected processes at the wood processing : 5. international symposium, Bobrovník, September 2004. Zvolen : Technical University in Zvolen, 2004. 6 s.. ISBN 80-228-1328-1. [9] KOZUBKOVÁ, M. Modelování proudění - Fluent I, VŠB-TU Ostrava, 2008. Available from: <URL: http://www.338.vsb.cz/studium9.htm>. Autoři Ing. Tomáš Blejchař Ph.D., Orgrez, a.s. Počáteční 19, 710 00 Ostrava. Email: tomas.blejchar@orgrez.cz, tel: +420 596 220 321 Ing. Jiří Pecháček, Orgrez, a.s. Počáteční 19, 710 00 Ostrava. Email: jiri.pechacek@orgrez.cz, tel: +420 596 220 319 Ing. Jiří Tomčala, Orgrez, a.s. Počáteční 19, 710 00 Ostrava. Email: jiri.tomcala@orgrez.cz, tel: +420 596 220 325 11-4-

Ing. Rostislav Malý, Orgrez, a.s. Počáteční 19, 710 00 Ostrava. Email: rostislav.maly@orgrez.cz, tel: +420 596 220 322 Ing. Miloš Maier, Orgrez, a.s. Počáteční 19, 710 00 Ostrava. Email: milos.maier@orgrez.cz, tel: +420 596 220 330 Obr. 1 Chemický mechanizmus metody SNCR se všemi zdroji radikálu NH 2 - [2] Obr. 2 Detailní zobrazení rozstřiku reagentu ve spalovací komoře. Obr. 3 Schématicky zobrazení nového návrhu rozstřiku reagentu 12-5-

Staré kopí Nové kopí Obr. 4 Zobrazení koncentrace reagentu u technologie s využitím starých a nových kopí Tab. 1 Srovnání výsledků experiemntálního měření s výsledky CFD simulace Koncentrace [mg.m -3 N ], 6% O 2, t=0 C [%] Materiál CO NO x NO 2 N 2 O NH 3 O 2 validace SNCR modelu verifikace SNCR modelu bez Měření 23,0 375,0 28,1 13,5 0 6,4 SNCR CFD 23,7 392,3 27,2 16,0 0 5,9 se Měření 41,3 192,0 16,4 31,8 1,2 6,4 SNCR CFD 50,5 187,7 15,2 42,5 9,2 5,9 bez Měření 19,4 300,8 68,5 1,6 0 5,4 SNCR CFD 20,9 298,0 67,2 2,1 0 3,8 se Měření 45,8 127,5 64,8 42,3 25,2 5,4 SNCR CFD 46,2 138,7 56,0 21,3 26,2 3,8 Tab. 2 Hloubka průniku reagentu do spalin, pro základní typy trysek Typ trysky Penetration [m] Kuželová 0,4-0,8 Rovinná 0,2-0,7 Kužel se sklonem 45 0,3-0,8 Tab. 3 Porovnání důležitých parametrů starých a nových kopí Koncentrace [mg.m N -3 ], 6% O 2, t=0 C [%] Materiál CO NO x NO 2 N 2 O NH 3 O 2 CFD Reálný test SNCR staré kopí 50,5 187,7 15,2 42,5 9,2 5,9 SNCR nové kopí 44,2 176,5 10,1 25,4 3,2 5,9 Vliv kopí [%] -12.5-6.0-33.6-40.2-65.2 - SNCR staré kopí 80,1 142,2 26,8 19,0 14,2 7,1 SNCR nové kopí 73,4 138,7 19,5 17,3 9,3 7,2 Vliv kopí [%] -8,4-2,4-27,5-8,8-34,9-13 -6-

MATEMATICKÉ MODELOVÁNÍ NÍZKOTEPLOTNÍ OXIDACE UHELNÉ SKLÁDKY V REÁLNÉM TERÉNU MATHEMATICAL MODELLING OF LOW-TEMPERATURE COAL STOCKPILES IN REAL TERANE Ing. Marian Bojko, Ph.D Doc. RNDr. Milada Kozubková, CSc. Ing. Zdeněk Michalec VŠB-TU Ostrava, Fakulta strojní, Katedra Hydromechaniky a Hydraulických zařízení, tř. 17. listopadu 15, 708 33 Ostrava-Poruba Ústav Geoniky AV ČR, Studentská 1768, 708 00 Ostrava-Poruba Abstract The stockpiles present peak risk with regard to possibility of spontaneous and evolution of insurants to surrounding in relation to environment. Article occupied by definition problems mathematical model of low-temperature oxidation of coal in application on coal stockpiles in real. The mathematical model defines single phase mathematical model with porous zone as coal where consumption of oxygen, production of smoke exhaust and heat are solved as source terms in transport equations. The rate constant defines by Arrhenius expression. Parameters of Arrhenius equation (activation energy and pre-exponential factor) are determined from experimental measuration. For numerical calculation method of finite volume was used software ANSYS FLUENT 12. Abstrakt Uhelné haldy představují v souvislostech s životním prostředím velké riziko s ohledem na možnost samovznícení a uvolňování škodlivých látek do prostředí. Příspěvek se zabývá definováním problematiky matematického modelu nízkoteplotní oxidace uhlí v aplikaci na uhelnou skládku v reálném terénu. Matematický model definuje jednofázový model s porézní oblasti jako uhlí, kde spotřeba kyslíku, produkce plynných zplodin a teplo jsou řešeny jako zdrojové členy v transportní rovnici. Rychlostní konstanta je definována pomocí Arrheniova vyjádření. Parametry Arrheniovy rovnice (aktivační energie a pre-exponenciální faktor) jsou odvozeny z experimentálního měření. Pro numerickou kalkulaci metodou konečných objemů byl použit software ANSYS FLUENT 12 Klíčová slova: uhelné haldy, nízkoteplotní oxidace, matematické modelování Úvod Problematika nízkoteplotní oxidace uhlí představují v souvislostech s životním prostředím velké riziko s ohledem na možnost samovznícení a uvolňování škodlivých látek do prostředí. Samovznícení uhlí v uhelných skládkách a odvalech je silně závislé na směru a velikosti větru. Proudění v uhelné skládce je laminární a v mezní vrstvě atmosféry a v okolí uhelné skládky je plně turbulentní. Tímto simulace zahrnuje dva odlišné režimy proudění. Problematika je charakterizována změnou teploty uhlí, vlhkosti, spotřebou kyslíku a vývinem plynných zplodin [1], [2], [3], [4]. Nízkoteplotní oxidace uhlí je heterogenní reakce produkující oxid uhličitý ( CO2 ), oxid uhelnatý ( CO ), vodní páru ( H 2 O ) a oxy-uhlí. Řešení výše definovaného problému může být dvěma metodami (dvoufázový matematický model s heterogenní reakci nebo zjednodušený jednofázový matematický model. Zjednodušený matematický model je definován na základě experimentálních dat kinetiky reakce. V tomto příspěvku bude testován tento zjednodušený model pomocí zdrojových členů spotřeby kyslíku ( O2 ), produkce oxidu uhličitého ( CO2 ), oxidu uhelnatého (CO ), vodní páry ( H 2 O ) a vývinu tepla. Zjednodušený matematický model je aplikován na skutečnou skládku nacházející se v areálu dolu Lazy (Orlova Lazy). Výpočetní oblast kromě skládky uhlí zahrnuje i okolní budovy, které jsou definovány jako porézní oblast. Uhelná skládka i budovy jsou umístěné v reálném terénu o rozměrech 2000x2000x245. V příspěvku jsou testovány čtyři směre větru (severní, jížní, západní a východní) na jednotlivých okrajových podmínkách oblasti pomocí rychlostního profilu jako mocninná funkce. Kinetika nízkoteplotní oxidace Získání dynamiky uvolňovaného tepla v průběhu nízkoteplotní oxidace uhlí je realizována pomocí kalorimetru, který zajišťuje adiabatický režim. Hlavním prvkem je reaktor o průměru d=70 mm 14

a výšce h=120 mm, který je umístěn v termostatu zajišťující adiabatický proces. Reaktor je vyplněn uhlím o zrnitosti 0,5 mm a celkové hmotnosti 0,52 kg. Na základě výsledků fyzikálního experimentu proces nízkoteplotní oxidace uhlí lze rozdělit na dvě etapy. V první fázi dochází k tzv. inkubačnímu procesu, kdy teplo je akumulováno uhlím a cyklus trvá i několik týdnu. Následně po překročení kritické teploty dojde k samovolnému spalování. Kritická teploty, během které dojde k této změně je fyzikálním experimentem vyhodnocena na hodnotu T kr =350.24K. Podrobný popis fyzikálního experimentu je uveden v [5]. Na základě výsledků fyzikálního experimentu byly vyhodnocené rychlostní konstanty obou cyklu nízkoteplotní oxidace uhlí pomocí Arrheinovy rovnice v následujícím tvaru: E R T k = A e [s -1 ] (1) R = 8.3145 [J.mol kde -1.K -1 ] je univerzální plynová konstanta, E [kj.mol -1 ] je aktivační energie, A [s -1 ] je pre-exponenciální faktor a T[K] je teplota. Hodnoty aktivační energie E a pre-exponenciálního faktoru A pro oba režimy nízkoteplotní oxidace uhlí jsou z fyzikálního experimentu vyhodnocený v tab. 1. Teplota T T kr T T kr E [kj.mol -1 ] 9.98 55.4 A [s -1 ] 0.00345 20600 Tab. 1 Hodnoty aktivační energie E a pre-exponenciálního faktoru A Jednofázový matematický model nízkoteplotní oxidace uhlí Oblast uhelné skládky je definována jako porézní oblast se specifikací pórovitosti a permeability. Proudění v porézní oblasti je uvažováno jako laminární a v oblasti kolem uhelné skládky jako turbulentní. Výsledný matematický model řeší soustavu základních bilančních rovnic (rovnice kontinuity, pohybové rovnice, rovnice pro hmotnostní zlomky a rovnice energie). Bilanční rovnice jsou rozšířený o zdrojové členy produkce oxidu uhličitého ( CO2 ), oxidu uhelnatého ( CO ), vodní páry ( H 2 O ), spotřeby kyslíku ( O 2 ) a vývinu tepla. Zdrojové členy jsou úměrné rychlosti oxidace uhlí vyjádřené pomocí Arrheniova vztahu. Rychlostní konstanta definována Arrheniovým vztahem je určena z fyzikálního experimentu. Zdrojový člen úbytku kyslíku je definován následujícím vztahem: S Y A ( E ) O = ρ O exp [kg.m 2 2 RT -3.s -1 ] (2) Y O2 kde ρ je hustota [kg.m -3 ], je hmotnostní zlomek kyslíku [1]. Zbylé zdrojové členy produkce oxidu uhličitého ( CO2 ), oxidu uhelnatého (CO ), vodní páry ( H 2 O ) jsou úměrné zdrojovému členu kyslíku: S = const S [kg.m -3.s -1 ] (3) CO CO * O2 S = const S [kg.m -3.s -1 ] (4) CO 2 CO * 2 O 2 S = const S [kg.m -3.s -1 ] (5) H 2 O H * 2 O O 2 Jednotlivé konstanty const, const, const CO CO jsou definovány na základě výsledků 2 H 2 O experimentálního měření [5]. Podrobnější popis matematického modelu je uveden v literatuře [6]. Numerická simulace nízkoteplotní oxidace uhelné skládky v reálném terénu Skutečná podoba uhelné skládky dolu Lazy je znázorněn na Obr.1 15

Obr. 1 Uhelná skládka Rozměry uhelné skládky jsou 220m na délku, 40m na šířku a 12m na výšku. Celá oblast terénu, ve které je uhelná skládka umístěna má rozměry 2000m x 2000m x 245m. Kromě uhelné skládky ve výpočetní oblasti se nacházejí okolní budovy, které jsou nahrazené porézní oblasti. Důvodem nahrazení budov je vytvořit výslednou výpočetní oblast s odpovídajícím počtem buněk. Pokud uvažujeme budovy jako porézní oblast, tak výsledná výpočetní oblast obsahuje 750 000 buněk. V opačném případě bychom se dostali do počtu buněk, který by byl problematický s ohledem na následnou numerickou simulaci. Inlet 1 Inlet 2 Uhelná skládka Budovy Inlet 4 Inlet 3 Obr. 2 Výpočetní oblast uhelné skládky a budov v reálném terénu Výsledná výpočetní oblast pro numerickou simulaci je znázorněna na Obr. 2. Kromě uhelné skládky a budov jsou z obrázku patrné čtyři vstupní okrajové podmínky (Inlet 1, Inlet 2, Inlet 3, Inlet 4) definovány typu velocity inlet, na kterých jsou nastavené rychlostní profily. Numerickou simulací budou testovány čtyři varianty odpovídající čtyřem směrům větru (severní, jižní, západní a východní směr větru). Fyzikální vlastností Fyzikální vlastností uhlí (hustota, měrná tepelná kapacita a tepelná vodivost) jsou definovány v tab. 2. Hodnoty permeability ( α ) a pórovitosti ( γ ) uhelné skládky jsou definovány na základě literatury [7]. Vztah mezi permeabilitou, pórovitosti a velikosti kulových částic dle literatury [7] je definován dle následujícího vztahu: 2 3 d γ α = 150( 1 γ ) 2 [m -2 ] (6) Tab. 2 Fyzikální vlastnosti uhlí, pórovitost a permeabilita uhelné skládky Jednotky Uhlí Hustota kg.m -3 1300 Měrná tepelná kapacita J.kg -1.K -1 1090 Tepelná vodivost W.m -1.K -1 0.275 Pórovitost [-] 0.15 Permeabilita [m -2 ] 1.10-8 Vstupní okrajová podmínka Velocity Inlet Na jednotlivých hranicích dle Obr. 2 jsou definovány rychlostní okrajové podmínky ( Velocity Inlet ) pomocí rychlostních profilů odpovídající čtyřem směru větru (severní, jižní, západní a východní směr větru). Rychlostní profil je definován pomocí mocninné funkce (7) s referenční rychlosti Referenční rychlost je definována v nadmořské výšce z ref = 10 v ref = 5 [m/s]. [m]. Mocnina pro stabilní stav atmosféry je definována hodnotou p = 0. 14 [-]. Mocninná funkce je definována pomocí následujícího vztahu: 16

v = v ref z 10 p [m.s -1 ] (7) Vyhodnocení numerické simulace Z dosažených výsledků jsou na Obr. 3 a Obr. 4 zobrazeny výsledky pro nastavení západního směru větru na všech okrajových podmínkách. Na Obr. 3 jsou znázorněny vektory rychlosti ve dvou kolmých rovinách, které procházejí středem uhelné skládky. Z Obr. 4 je patrné teplotní pole v řezu vedeném středem uhelné skládky v důsledku nízkoteplotní oxidace. Výsledky jsou vyhodnocený v době 34 dnů. Porovnání průběhu maximální teploty v uhelné skládce v závislosti na směru větru je uveden v Obr.5. Obr. 3 Vektory rychlosti (západní směr větru) Maximální teplota uhelné skládky Obr. 4 Teplotní pole skrz skládku (západní směr větru) 590 540 Teplota (K) 490 440 390 SEVER JIH ZAPAD VYCHOD 340 290 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Čas (dny) Obr. 5 Průběh maximální teploty v uhelné skládce v závislosti na směru větru Závěr Příspěvek řeší problematiku samovzněcování reálné uhelné skládky pomocí jednofázového matematického modelu v závislosti na směru větru. Z výsledků (viz. Obr. 5) průběhu maximální teploty na směru větru vyplývá, že severní směr větru nezpůsobí zapálení uhelné skládky ve srovnání s ostatními směry větru. Jednotlivé průběhy vyhodnocují čas, kdy dojde k zapálení skládky. Práce je financována v rámci proketu - GA 105/08/1414 Mathematical modelling of coal spontaneous in coal stockpiles and dumps Literatura [1] KRISHNASWAMY, S., GUNN, R. D., AGARWAL, K. P. Low-temperature oxidation of coal 2. An eprimental and modelling investigation using a fixed-bed isothermal flow reactor, Fuel, 1996, Vol. 75, No. 3, pp. 344-352. ISSN 0016-2361. [2] SUJANTI, W., ZHANG, D. A laboratory study of spontaneous combustion of coal: the influence of inorganic matter and reactor size. Fuel, 1999, Vol. 78, pp. 549-556. ISSN 0016-2361. [3] YUAN, L., SMITH, A. Numerical study on effects of coal properties on spontaneous heating in longwall gob areas, Fuel, 2008, Vol. 87, pp. 3409-3419. ISSN 0016-2361. [4] ARISOY, A. AKGUN, F. Modelling of spontaneous combustion of coal with moisture content included, Fuel, 1994, Vol. 73, pp. 281-286. ISSN 0016-2361. [5] CYGANKIEWICZ, J. Badanie skłonności polskich węgli do samozapalenia metodą testu adiabatycznego. In Větrání a bezpečnost dolů, mezinárodní kongres, Ostrava, VŠB-TU Ostrava, 2000, str, 22-57. 17

[6] FLUENT: Fluent 12 - User s guide, Fluent Inc. 2007. VŠB-TU Ostrava. <URL:http:// http://spc.vsb.cz/portal/cz/documentation/manual/index.php>. [7] LIMING, Y., SMITH, A. C. CFD modeling of spontaneous heating in a large-scale coal chamber. Journal of Loss Prevention in the Process Industries. 22, 2009, p. 426-433. ISSN: 0950-4230. 18

GARANČNÍ ZKOUŠKY RETROFITU BLOKŮ 23 A 24 V ELEKTRÁRNĚ TUŠIMICE II GUARANTEE TESTS OF RETROFIT OF BLOCKS NO.23 AND NO. 24 IN POWER STATION TUŠIMICE II Dr. Ing. Bohumír Čech; Ing. Jan Matoušek, Ph.D.; Ing. Michal Stáňa, Ph.D. VŠB-TU Ostrava, Fakulta strojní, katedra energetiky, Pracoviště KE-DEZ, 17. listopadu 15, 708 33 Ostrava-Poruba, Abstract Under the objective of modernization and renovation process of Czech energetics there was retrofit of blocks No. 23 and No. 24 in the Power Station Tušimice II done. The objective was to retrofit the blocks after aprox. 30 years of their operation in order to improve the parameters of superheated steam, advance the total efficiency of the power units and bring the amount of emissions down to the required level from year 2016 on. There have been done the guarantee tests of the power units this year. The tests proved that the chosen technical parameters meet the required limits. The supplier of the guarantee testing was the accredited laboratory of The Department of Energetics, The Technical University of Ostrava. The contribution illustrates the summary of chosen measured and guaranteed values of the retrofitted boilers. Abstrakt V rámci obnovy a modernizace české klasické energetiky byl v Elektrárně Tušimice II proveden retrofit výrobních bloků 23 a 24. Cílem retrofitu byla obnova výrobních bloků po cca 30ti letech provozu s cílem zvýšení parametrů přehřáté páry, zvýšení celkové účinnosti výrobních bloků a snížení emisí na úroveň požadovanou od roku 2016. V letošním roce proběhly garanční zkoušky výrobních bloků, které prokázaly splnění vybraných technických ukazatelů. Zhotovitelem garančního měření kotlů a související technologie bylo akreditované pracoviště katedry energetiky VŠB-TU Ostrava. Příspěvek představuje přehled vybraných naměřených a garantovaných hodnot retrofitovaných kotlů. Klíčová slova: retrofit Tušimice II, garanční měření Úvod Ve dnech 19. 5 až 17. 6. 2010 byly na retrofitovaných výrobních blocích 23 a 24 v Elektrárně Tušimice II provedeny garanční zkoušky kotelního zařízení. Výstavbu nových kotlů provedla firma VÍTKOVICE POWER ENGINEERING a.s. podle projektové dokumentace firmy IVITAS Ostrava a návrhů firmy MORE Praha. Objednatelem garančních zkoušek byla firma ŠKODA Praha Invest, s.r.o. Zhotovitelem garančních zkoušek bylo Akreditované pracoviště pro diagnostiku a provoz tepelněenergetických zařízení katedry energetiky VŠB-TU Ostrava. Pracoviště se dlouhodobě věnuje výzkumu a vývoji v oblasti spalovacích zařízení, zvyšování účinnosti a snižování emisí, včetně garančních zkoušek velkých kotlů a související technologie. Kotle retrofitu ETU II jsou instalovány v původní nosné konstrukci granulačních kotlů. Odprášení a odsíření spalin je zcela nové s vývodem spalin do chladící věže. Základní parametry kotlů Jmenovitý tepelný výkon kotle P jm 443,5 MW Jmenovité množství přehřáté páry 547 t/h Maximální množství přehřáté páry 575 t/h Tlak přehřáté páry 18,1 MPa Teplota přehřáté páry 575 C Tlak přihřáté páry 3,72 MPa Teplota přihřáté páry 580 C Teplota napájecí vody 249,5 C Rozsah výkonu bez stabilizace 50 % P jm BMCR Minimální výkon kotle bez stabilizace 45 % BMCR (BMCR Maximální trvalý výkon kotle) 19

Další veličiny prokazované v rámci garančních zkoušek Stanovení účinnosti nepřímou metodou dle ČSN EN 12952-15. Prokázání výkonových parametrů kotle. Dodržení teplot přehřáté a přihřáté páry v daném rozmezí výkonů. Měření průtoku a parametrů přehřáté páry, přihřáté páry (vstup, výstup), vstřiků, napájecí vody, tlak ztráty přihříváku, Měření min. výkonu kotle bez stabilizace včetně dodržení teplot přehřáté a přihřáté páry. Prokázání emisí CO, NO x, SO 2, SO 3, v celém regulačním rozsahu kotle, TZL- od zapálení prvního práškového hořáku a O 2. (viz. Tab. č. 1) Měření parametrů spalin na výstupu z kotle, za Ljungströmem. Povrchové teploty kotle. Vlastní spotřeba elektrické energie. Přetlak na výtlaku kouřového ventilátoru. Tuhé znečišťující látky TZL max. 100 mg/nm 3 SO 2 za EO (pro palivo s největší sirnatostí 2,2 g/mj) max. 11394,5 mg/nm 3 SO 3 na výstupu z kotle max. 200 mg/nm 3 NO x přepočteny na NO 2 max. 200 mg/nm 3 CO max. 250 mg/nm 3 (pro suché spaliny, při O 2 =6%, tlaku 101,325kPa, teplotě 0 C) Tab. č. 1 Garantované parametry emisí Palivo Parametry paliva dle projektu a skutečné parametry paliv spalovaných při garančních zkouškách jsou uvedeny v Tab. č. 2. Parametr Jednotky Q i r W t r Dolní mez Horní mez Naměřená hodnota projekt projekt blok 23 blok 24 MJ/kg 8,5 11,0 10,91 12,31 % hm. 27,0 34,0 34,25 33,57 A d % hm. 32,0 46,0 32,45 26,81 S t d % hm. 2,7 3,5 2,17 3,68 C daf % hm. 63,0 68,0 67,82 68,17 H daf % hm. 5,6 6,1 6,10 5,60 N daf % hm. 1,0 1,5 1,63 1,57 O daf % hm. 19,34 26,48 21,24 19,63 S daf % hm. 3,79 5,31 3,21 5,03 Tab. č. 2 Parametry paliva Výsledky garančních měření Porovnání garantovaných hodnot s hodnotami naměřenými při garančním měření bloku 23 jsou uvedeny v Tab. č. 3. Porovnání garantovaných hodnot s hodnotami naměřenými při garančním měření bloku 24 jsou uvedeny v Tab. č. 4. 20

Naměřené hodnotyv průběhu zkoušek Garantovaná hodnota Splnění garantované hodnoty Garantovaná veličina Jednotka maximální kontinuální výkon kotle BMCR t/h 572,1 ± 8,2 575 Splněno jmenovitý výkon kotle P jm t/h 553,0 ± 8,0 546,9 Splněno minimální kontinuální výkon kotle bez stabilizace t/h 283,1 ± 4,1 270 Splněno ( dáno požadovaným výkonem kotle ) účinnost kotle při jmenovitém výkonu a jmenovitých parametrech páry (Vztaženo na teplotu 20 C a garanční průměr složení paliva) teplota přehřáté páry při jmenovitém výkonu v levé větvi teplota přehřáté páry při jmenovitém výkonu v pravé větvi tlak přehřáté páry při jmenovitém výkonu za předpokladu dodržení tlaku napájecí vody na vstupním připojovacím místě max. 22,1MPa tlak přehřáté páry při maximálním kontinuálním výkonu (BMCR) za předpokladu dodržení tlaku napájecí vody na vstupním připojovacím místě max. 23,2 MPa teplota přihřáté páry při jmenovitém výkonu v levé větvi teplota přihřáté páry při jmenovitém výkonu v pravé větvi jmenovitá teplota přehřáté páry v rozsahu výkonu kotle 50%Pjm - BMCR jmenovitá teplota přihřáté páry v rozsahu výkonu kotle min. 80%Pjm BMCR tlaková ztráta přihříváku při jmenovitém výkonu mezi připojovacími místy: vratná pára (vstup) a přihřátá para (výstup) - levá strana ( % ) 90,413 ± 0,836 90.5 Splněno ( o C ) 573,1 ± 0,5 575±3 Splněno ( o C ) 573,5 ± 0,5 575±3 Splněno ( MPa a ) ( MPa a ) průměr L P 18,47 ± 0,0375 průměr L P 19,09 ± 0,025 18.1 Splněno ( dáno provozním režimem kotle ) 19.1 Splněno ( o C ) 577,4 ± 0,5 580±5 Splněno ( o C ) 575,2 ± 0,5 580±5 Splněno ( o C ) ( o C ) průměr L P 573 ± 0,5 průměr L P 576,2 ± 0,5 575±3 Splněno 580±5 Splněno ( MPa ) 0,1688 ± 0,035 0.21 Splněno tlaková ztráta přihříváku při jmenovitém výkonu mezi připojovacími místy: vratná pára (vstup) a přihřátá para (výstup) - pravá strana ( MPa ) 0,1661 ± 0,035 0.21 Splněno vlastní spotřeba elektrické energie zařízení OB 2 při jmenovitém výkonu ( kw ) 6106 ± 21,1 6995 Splněno přetlak na výtlaku KV ventilátoru pro překonání tlakových ztrát ( kpa ) 2,469 ± 0,26 2.66 Splněno vlhkost strusky na předávacím místě výstupu DC 4 ( % ) 44.755 45-50 Splněno TZL ( mg.m -3 N ) 4,6 ± 0,4 max 100 Splněno SO 2 (pro suché spaliny, při O2=6%, pro palivo s Splněno ( dáno největší sirnatostí 2,2 g/mj) za EO ( mg.m -3 N ) 7130 ± 163 11394.5 palivem ) SO 3 ( mg.m -3 N ) 8,6 ± 2,9 max 200 Splněno NO X ( mg.m -3 N ) 199 ± 5,3 max 200 Splněno CO ( mg.m -3 N ) 113 ± 2,7 max 250 Splněno Tab. č. 3 Naměřené a garantované hodnoty blok 23 21

Splnění garantované Naměřené hodnotyv průběhu zkoušek hodnoty Garantovaná veličina Jednotka Garantovaná hodnot maximální kontinuální výkon kotle BMCR kg/s (t/h) 572,54±8,6 575 Splněno jmenovitý výkon kotle P jm kg/s (t/h) 544,3±8,1 546,9 Splněno minimální kontinuální výkon kotle bez stabilizace kg/s (t/h) 276,05±4,2 270 Splněno ( dáno požadovaným výkonem kotle ) účinnost kotle při jmenovitém výkonu a jmenovitých parametrech páry (Vztaženo na teplotu 20 C a garanční průměr složení paliva) ( % ) 89,992±0,806 90.5 Splněno teplota přehřáté páry při jmenovitém výkonu v levé větvi teplota přehřáté páry při jmenovitém výkonu v pravé větvi tlak přehřáté páry při jmenovitém výkonu za předpokladu dodržení tlaku napájecí vody na vstupním připojovacím místě max. 22,1MPa tlak přehřáté páry při maximálním kontinuálním výkonu (BMCR) za předpokladu dodržení tlaku napájecí vody na vstupním připojovacím místě max. 23,2 MPa teplota přihřáté páry při jmenovitém výkonu v levé větvi teplota přihřáté páry při jmenovitém výkonu v pravé větvi jmenovitá teplota přehřáté páry v rozsahu výkonu kotle 50%Pjm - BMCR jmenovitá teplota přihřáté páry v rozsahu výkonu kotle min. 80%Pjm BMCR tlaková ztráta přihříváku při jmenovitém výkonu mezi připojovacími místy: vratná pára (vstup) a přihřátá para (výstup) - levá strana tlaková ztráta přihříváku při jmenovitém výkonu mezi připojovacími místy: vratná pára (vstup) a přihřátá para (výstup) - pravá strana ( o C ) 572,6±0,5 575±3 Splněno ( o C ) 572,2±0,5 575±3 Splněno ( MPa a ) 18,52±0,0375 18.1 ( MPa a ) 19,02±0,025 19.1 Splněno ( dáno provozním režimem kotle ) Splněno ( dáno provozním režimem kotle ) ( o C ) 577,9±0,5 580±5 Splněno ( o C ) 578,1±0,5 580±5 Splněno ( o C ) 571,65±0,5 575±3 Splněno ( o C ) 578,4±0,5 580±5 Splněno ( MPa ) 0,1663±0,035 0.21 Splněno ( MPa ) 0,1624±0,035 0.21 Splněno vlastní spotřeba elektrické energie zařízení OB 2 při jmenovitém výkonu ( kw ) 5691,9±18,7 6995 Splněno přetlak na výtlaku KV ventilátoru pro překonání tlakových ztrát ( kpa ) 2,1847±0,26 2.66 Splněno vlhkost strusky na předávacím místě výstupu DC 4 ( % ) 32.77 45-50 Splněno TZL ( mg.m -3 N ) 5,4±0,6 max 100 Splněno SO 2 (pro suché spaliny, při O2=6%, pro palivo s Splněno ( dáno největší sirnatostí 2,2 g/mj) za EO ( mg.m -3 N ) 9541±181 11394.5 palivem ) SO 3 ( mg.m -3 N ) 1,7±0,7 max 200 Splněno NO X ( mg.m -3 N ) 201± 5,3 max 200 Splněno CO ( mg.m -3 N ) 56±2,4 Splněno Splněno Tab. č. 4 Naměřené a garantované hodnoty blok 24 Závěr Z přehledu naměřených a garantovaných hodnot vyplývá, že kotle splnily všechny uvedené garantované parametry v plném rozsahu. Některé naměřené hodnoty se velmi blíží garantovaným hodnotám, ale závěrečné hodnocení je bráno s ohledem na tolerance měření v souladu se smlouvou o dílo mezí výrobcem a kotle a provozovatelem zařízení. Je potěšitelné, že realizace retrofitu představuje velmi dobrou technickou práci našich projektantů a techniků. 22