Szerkesztette: BIHARI PÉTER

ERŐMŰVEK Szerkesztette: BIHARI PÉTER

BUDAPEST, 2002

ERŐMŰVEK

Írta: Balogh Antal, okleveles gépészmérnök, Bihari Péter, okleveles gépészmérnök,

Lektorálta: Dr. Gács Iván, okleveles gépészmérnök, a műszaki tudomány kandidátusa,

Szerkesztette: Bihari Péter

© Bihari Péter, Balogh Antal

ii

Köszönetnyilvánítás A könyv szerzői ehelyütt fejezik ki köszönetüket Gács Ivánnak a könyv írása közben és a lektorálás során tett értékes javaslataiért és tanácsaiért. A Szerkesztő köszönet mond Szivek Ferencnek és Pintér Lászlónak, akik az ábrák készítésében működtek közre, valamint Kurucz Balázsnak és Kovács Gábornak, akik a kézirat szövegének ellenőrzésében segítettek.

iii

iv

Előszó Az erőművek (mely alatt e tankönyvben alapvetően a hő- és atomerőműveket értjük) szintetizáló szaktárgy. Felhasználja az energetikai, a hőtani és az áramlástani alapismereteket, valamint az energiaátalakítással foglalkozó szaktárgyak keretében tanultakat, s ezeket az erőművek szakterület keretébe helyezi. A tankönyv öt fejezetre oszlik. Az első fejezet az erőművi villamosenergia-fejlesztés és a villamosenergia-szállítás és elosztás alapvető fogalmaival ismerteti meg az olvasót. A 2. fejezet az erőművi energiaátalakítás gazdasági vonatkozásaival és a gazdaságilag optimális terhelésvitellel foglakozik. A 3. fejezet, mely e tankönyv gerincét alkotja, a gőzkörfolyamatú erőművek lényegi kérdéseit tárgyalja. A 4. és 5. fejezet a gáz és gáz/gőz munkaközegű erőművek sajátosságait mutatja be. A tankönyv szemléletmódjában a LÉVAI ANDRÁS nevével fémjelzett erőműves iskola hagyományaira és tárgyalásmódjára épít. Az erőművi energiaátalakítást alapvetően berendezésközpontúan vizsgálja. Ugyanakkor a szükséges mélységben és módon felhasználja a BÜKI GERGELY által jegyzett hőmérséklet/entrópia szemléletmód egyes módszereit.

v

vi

Fontosabb jelölések Az itt nem közölt jelölések értelmezését első előfordulási helyükön adjuk meg. Jel

Megnevezés

Mértékegység

A

felület, keresztmetszet

m2

a

teljesítőképességre vonatkoztatott fajlagos beruházási Ft/kW költség

Á

éves árbevétel

B

beruházási költség

Ft/a Ft

B0

diszkontált beruházási költség

Ft

C

évi költség

Ft/a

Ca

az évi költség állandó része

Ft/a

Cv, Cü

az évi költség változó része

Ft/a

cp

izobár fajhő

J/(kg·K)

E

villamos energia

J

H

entalpia

J

Hü

tüzelőanyag fűtőérték

J/kg

H h

entalpiaáram

W

fajlagos entalpia

J/kg

k

energia egységköltség

Ft/kWh

hőátviteli tényező

W/(m2·K)

ka

az energia egységköltség állandó része

Ft/kWh

kv, kü

az energia egységköltség változó része

Ft/kWh

m

tömeg

kg

m P

tömegáram

kg/s

(villamos) teljesítmény

W

p

nyomás

bar

kamatláb

1 (%/a)

pü

tüzelőanyag ár

Ft/kg; Ft/m3

pQ

tüzelőanyag hőár

Ft/J

Q

hő

J

Q

hőteljesítmény, hőáram

W

q

fajlagos hőfogyasztás

1 (kJ/kWh) A táblázat folytatódik.

vii

A táblázat folytatása.

Jel

Megnevezés

Mértékegység

r

párolgáshő

J/kg

tartaléktényező

1

S

entrópia

J/K

S

entrópiaáram

W/K

s

fajlagos entrópia

J/(kg·K)

t

hőmérséklet

°C

időpont

s

T

abszolút termodinamikai hőmérséklet

K

T V

termodinamikai átlaghőmérséklet

K

térfogat

m3

V

térfogatáram

m3/s

v

fajtérfogat

m3/kg

W

munka

J

w

sebesség

m/s

x

gőz fajlagos gőztartalma

1 (%)

y

gőz fajlagos nedvességtartalma

1 (%)

α αl

annuitás

1/a

leírási hányad

1/a

α TMK

karbantartási tényező

1/a

δ

az optimális hatásfoktól való eltérés rontótényezője

1

ε η

önfogyasztási hányad

1 (%)

hatásfok

1 (%)

ρ

sűrűség

kg/m3

τ

időtartam

s

Φ

felületi hőcserélő kihasználási tényezője

1

viii

Egyéb jelölések és indexek Az itt nem szereplő jelöléseket első előfordulási helyükön magyarázzuk.

Jel

Értelmezés

Jel

Értelmezés

GE

gőzerőmű

k

kondenzációs

GM

gázmotor

ell

ellennyomású

GT

gázturbina

irr

irrevezibilis

GK

gőzkazán

m

mennyiségi

GF

gőzfejlesztő

0

ideális, elméleti

G/G

gáz/gőz erőmű

be

belépő

H

hőközlés

ki

kilépő

T

gőzturbina

min

minimális

K

kompresszor

max

maximális

kondenzációs F

hőkiadás, fűtés

opt

optimális

E

villamos energia

cs

csúcs-

KE

kondenzációs erőmű

ü

tüzelőanyag, üzemanyag

*

valós folyamat

∆

növekmény-

ix

x

Rajzi jelek Vezetékek Jel

Megnevezés gőz tápvíz, kondenzátum, fűtési forró/melegvíz, hűtővíz

Szín

Megjegyzés frissgőz (vörös) főtápvíz (kék) (mellék) csapadékvíz (cián) fűtési forróvíz/melegvíz (világoszöld) hűtővíz (sötétzöld)

iszap, lúg nyersvíz, lágyított víz, pótvíz levegő, nem éghető gáz füstgáz gáznemű tüzelőanyag olaj szén vezérlés

(ibolya)

Berendezések — Hőforrások Jel

Megnevezés gőzkazán általában gőzkazán túlhevítővel gőzkazán túlhevítővel és újrahevítővel gőzkazán túlhevítővel, széntüzeléssel, levegő- és tápvízelőmelegítő résszel (kombinált rajzjel)

Jel

Megnevezés nyomottvizes atomreaktor atomerőművi gőzfejlesztő gázturbina égőkamra póttüzelés kombinált ciklusú blokknál

xi

Berendezések — Turbinák, kompresszorok és szivattyúk Jel

Megnevezés gőzturbina általában gőzturbina szabályozott megcsapolással gőzturbina szabályozatlan megcsapolással folyadékszivattyú

Jel

Megnevezés gázturbina gázkompresszor gőzkompresszor ventilátor

Berendezések — Szerelvények Jel

Megnevezés szelep visszacsapószelep (az áramlás a fehér mező felől a fekete felé irányul) tolózár csap vegyi vízlágyító gőzsugár-légszivattyú nyomásmérő

xii

Jel

Megnevezés szabályozó impulzus, növekvő értékre működik szabályozó impulzus, csökkenő értékre működik nyomáscsökkentő szelep (a háromszög csúcsa a kisebb nyomás felé mutat) csapadékvíz elvezető automata vízbefecskendezéses gőzhőmérséklet szabályozó mennyiségmérő regisztrálással hőmérő

Berendezések — Hőcserélők Jel

Megnevezés általános célú folyadék-folyadék hőcserélő gőzfűtésű felületi tápvízelőmelegítő kondenzálódó gőzzel fűtött gőztúlhevítő

Jel

Megnevezés keverő előmelegítő felületi gőzkondenzátor keverő kondenzátor

gőzhűtő

gáztalanítós táptartály

felületi kondenzációs tápvízelőmelegítő főáramkörű gőzhűtővel és csapadék utóhűtővel

felületi kondenzációs tápvízelőmelegítő mellákáramkörű gőzhűtővel és csapadék utóhűtővel (Ricard-kapcsolás)

gőzfűtésű levegő előmelegítő

xiii

xiv

Tartalomjegyzék

1. A villamosenergia-fejlesztés alapfogalmai

1

1.1. A villamosenergia-rendszer (VER) ....................................................................................... 3 1.1.1. A VER általános ismertetése ..................................................................................... 4 1.1.2. A magyar villamosenergia-rendszer............................................................................ 6 1.1.2.1. Az erőműrendszer szervezeti felépítése ............................................................. 6 1.1.2.2. A villamosenergia-fejlesztés primer energiahordozó felhasználása .................... 7 1.1.2.3. A jelenlegi erőműpark....................................................................................... 7 1.1.2.4. Szállítás és elosztás ........................................................................................... 9 1.1.2.5. Teherelosztás, koordináció .............................................................................. 10 1.2. Villamosenergia-igények...................................................................................................... 11 1.3. A teljesítőképesség mérleg .................................................................................................. 14 1.3.1. Előtervezési teljesítőképesség mérleg ....................................................................... 14 1.3.2. A tényleges teljesítménymérleg ................................................................................ 19 1.3.3. A kényszerű kiesések vizsgálata ............................................................................... 21 1.4. Tartalékok........................................................................................................................... 23 1.4.1. Tartalékok a szigetüzemű erőművekben................................................................... 24 1.4.2. Tartalékok az erőműrendszerben.............................................................................. 25 2. A Villamosenergia-fejlesztés gazdasági értékelése

29

2.1. Alapfogalmak...................................................................................................................... 31 2.1.1. A pénz időértéke, kamat .......................................................................................... 31 2.1.2. Az erőművek költségei.............................................................................................. 33 2.1.2.1. Az erőmű életciklusa....................................................................................... 33 2.1.2.2. Általános költségmodell .................................................................................. 34 2.1.2.3. Beruházási költség .......................................................................................... 37 2.1.3. A működési időtartam alatt felmerülő évi költségek................................................ 40 2.1.4. A villamos energia egységköltsége............................................................................ 43 2.1.5. Az erőművek árbevétele, nyeresége .......................................................................... 44 2.1.5.1. Költség- és árbevétel függvények .................................................................... 44 2.1.5.2. Egységköltség az erőműrendszer tagjainál...................................................... 45 2.2. Beruházási döntések ........................................................................................................... 47 2.2.1. Mennyiségi értékelés — statikus gazdaságossági számítások ..................................... 48 2.2.1.1. A megtérülési idő (payback period)................................................................ 48 2.2.1.2. A megtérülési ráta .......................................................................................... 49 2.2.2. Mennyiségi értékelés — dinamikus gazdaságossági számítások ................................. 49 2.2.2.1. A megtérülési ráta (rate of return)................................................................. 51 2.2.2.2. A megtérülési idő............................................................................................ 52 2.2.2.3. Nettó jelenérték (net present value, NPV) ..................................................... 52

xv

2.2.2.4. A belső megtérülési ráta (internal rate of return, IRR).................................. 53 2.2.3. Pótlólagos beruházások és az egységköltség ............................................................. 54 2.2.3.1. Optimális kiépítés pont................................................................................... 55 2.3. A villamosenergia-rendszer gazdaságos üzemvitele ............................................................. 56 2.3.1. Erőművi jelleggörbék................................................................................................ 57 2.3.2. Gazdaságos terheléselosztás ..................................................................................... 58 2.3.2.1. A megszakításos üzemvitel gazdaságossága .................................................... 61 2.3.3. Rendszerszintű optimálás ......................................................................................... 62 2.3.3.1. A tüzelőanyag elosztás optimálása.................................................................. 62 2.3.3.2. Gazdaságos terheléselosztás nagyszámú blokk között..................................... 64 2.4. A villamosenergia-rendszer bővítésének tervezése............................................................... 66 2.5. Az állami irányítás és az európai normák hatása a villamosenergia-iparra ........................ 70 2.5.1. Törvényi keretek, hatóságok befolyása..................................................................... 70 2.5.1.1. A Villamos Energia Törvény........................................................................... 71 2.5.1.2. Árképzési módszerek ....................................................................................... 72 2.5.1.3. A villamos energia árának hatósági szabályozása ........................................... 74 2.6. Az új kihívás: az Európai Unió (EU) irányelvei.................................................................. 77 3. Gőz munkaközegű erőművek

79

3.1. Reverzibilis gőzkörfolyamatok............................................................................................. 81 3.1.1. A Rankine—Clausius-körfolyamat ............................................................................. 82 3.1.2. A telített gőzös körfolyamat..................................................................................... 86 3.2. Körfolyamat elemzés és veszteségfeltárás............................................................................ 88 3.2.1. Termodinamikai szemléletmód ................................................................................. 88 3.2.2. Az energiaátalakítás veszteségei............................................................................... 91 3.2.2.1. Mennyiségi veszteségek ................................................................................... 91 3.2.2.2. Minőségi veszteségek ....................................................................................... 93 3.2.2.3. Összetett veszteségek .................................................................................... 101 3.2.3. Hatásfoknövelő módszerek...................................................................................... 101 3.3. Valóságos körfolyamatok ................................................................................................... 104 3.3.1. Az alapok feltárása................................................................................................. 104 3.3.2. Hatásfokok, relatív jellemzők ................................................................................. 108 3.4. Az erőmű strukturális felépítése ....................................................................................... 113 3.4.1.1. Technológiai modell ...................................................................................... 115 3.4.2. Erőművi hőkapcsolások .......................................................................................... 116 3.4.2.1. A Láng-BBC 215 MW-os kondenzációs blokk .............................................. 116 3.4.2.2. A VVER-440 atomerőművi blokk ................................................................. 118 3.4.2.3. Korszerű kondenzációs blokk ........................................................................ 119 3.5. Hőforrások és segédberendezéseik ..................................................................................... 121 3.5.1. Tüzelőanyag ellátás ................................................................................................ 121 3.5.1.1. Szénellátás..................................................................................................... 123 3.5.1.2. Fűtőolajellátás .............................................................................................. 125 3.5.1.3. Gázellátás...................................................................................................... 126 3.5.2. Kazánok és segédberendezéseik .............................................................................. 126 3.5.2.1. Alapfogalmak, energetikai jellemzők ............................................................. 126 3.5.2.2. Kazánszerkezetek .......................................................................................... 130 3.5.2.3. Segédberendezések ........................................................................................ 135

xvi

3.5.3. Atomerőművek, atomreaktorok.............................................................................. 143 3.5.3.1. Nukleáris üzemanyag ciklus .......................................................................... 143 3.5.3.2. Atomerőművek típusai.................................................................................. 146 3.5.3.3. Üzembiztonság .............................................................................................. 152 3.5.3.4. A gőzfejlesztés lehetőségei............................................................................. 155 3.6. A gőzturbina és segédrendszerei ....................................................................................... 161 3.6.1. Alapfogalmak ......................................................................................................... 161 3.6.1.1. A turbinafokozat jellemzői............................................................................ 162 3.6.1.2. A turbinafokozat veszteségei és hatásfoka .................................................... 163 3.6.1.3. Többfokozatú turbinák ................................................................................. 165 3.7. Kondenzációs és hűtési rendszerek. Vízellátás.................................................................. 167 3.7.1. A kondenzációs berendezés .................................................................................... 167 3.7.1.1. Keverő kondenzátorok .................................................................................. 168 3.7.1.2. Felületi kondenzátorok.................................................................................. 172 3.7.1.2.1. A felületi kondenzátoron belüli termikus folyamatok ........................... 172 3.7.1.2.2. A felületi kondenzátorok kihasználási tényezője ................................... 182 3.7.1.2.3. A felületi kondenzátorok szerkezete és üzeme....................................... 183 3.7.1.2.4. Gáztalanítás a felületi kondenzátorban ................................................ 187 3.7.1.2.5. Felületi kondenzátorok tisztítása .......................................................... 188 3.7.1.3. Kondenzátorok vízszintszabályozása............................................................. 189 3.7.1.4. A kondenzátor segédberendezései ................................................................. 191 3.7.1.5. Az atomerőművi kondenzátorok üzemeltetési sajátosságai .......................... 193 3.7.2. Az erőmű vízellátása .............................................................................................. 194 3.7.2.1. A hőkörfolyamat vízvesztesége ..................................................................... 195 3.7.2.2. A hűtőkörfolyamat vízveszteségei ................................................................. 198 3.7.2.2.1. Hasznos párolgás................................................................................... 198 3.7.2.2.2. Természetes párolgás ............................................................................ 200 3.7.2.2.3. Lebocsátás ............................................................................................ 200 3.7.2.2.4. Elszivárgási veszteség............................................................................ 201 3.7.2.2.5. A salak és pernyeeltávolítás vízigénye .................................................. 202 3.7.2.2.6. Egyéb vízfogyasztások........................................................................... 203 3.7.2.2.7. A vízveszteségek összegeződése............................................................. 203 3.7.2.3. A vízigények kielégítése ................................................................................ 204 3.7.2.3.1. Források ................................................................................................ 204 3.7.2.3.2. Kutak.................................................................................................... 204 3.7.2.3.3. Felszíni vízfolyások................................................................................ 205 3.7.3. Hűtési rendszerek ................................................................................................... 208 3.7.3.1. Frissvízhűtés ................................................................................................. 209 3.7.3.2. Közvetlen léghűtés ........................................................................................ 213 3.7.3.3. Hűtőtavas hűtés............................................................................................ 214 3.7.3.3.1. A hűtőtavak létesítési és üzemeltetési kérdései..................................... 216 3.7.3.4. Nedves hűtőtornyos hűtés............................................................................. 218 3.7.3.4.1. A nedves hűtőtornyok szerkezeti kialakítása ........................................ 218 3.7.3.4.2. Nedves hűtőtornyok műszaki-gazdaságossági mutatói.......................... 222 3.7.3.4.3. A nedves hűtőtornyok hőtechnikai méretezése ..................................... 224 3.7.3.4.4. A nedves hűtőtornyok üzemeltetési kérdései......................................... 229 3.7.3.5. Közvetett léghűtés. A Heller-Forgó-féle száraz hűtőtorony .......................... 230

xvii

3.7.3.6. Száraz/nedves kombinált (hibrid) hűtőtornyos rendszerek ........................... 233 3.7.3.7. A hűtőrendszerek egyéb elemei ..................................................................... 236 3.8. Tápvízelőmelegítés, tápvízrendszer ................................................................................... 237 3.8.1. A tápvízelőmelegítés elmélete................................................................................. 237 3.8.1.1. Tökéletes előmelegítés a teljes gőzmennyiséggel ........................................... 238 3.8.1.2. Tökéletes előmelegítés csapolt gőzzel............................................................ 241 3.8.1.3. Nem ideális előmelegítés ............................................................................... 247 3.8.1.3.1. Egyfokozatú előmelegítés ...................................................................... 247 3.8.1.3.2. Felületi tápvízelőmelegítő optimális kialakítása .................................... 253 3.8.1.3.3. Többfokozatú előmelegítés .................................................................... 256 3.8.1.3.4. Optimális fokozatszám .......................................................................... 268 3.8.1.3.5. A termikusan legkedvezőbb előmelegítő-rendszer ................................. 271 3.8.1.3.6. Optimális előmelegítési véghőmérséklet ................................................ 271 3.8.1.4. Valóságos tápvízelőmelegítés......................................................................... 275 3.9. Termikus gáztalanítás és vegyi vízkezelés ......................................................................... 276 3.9.1. Gáztalanítás ........................................................................................................... 276 3.9.1.1. A gáztartalom és a korrózió kapcsolata ........................................................ 276 3.9.1.2. A gázok bejutásának lehetőségei................................................................... 277 3.9.1.3. A gáztalanítás célja és elvi lehetőségei.......................................................... 277 3.9.1.4. A termikus gáztalanítás elméleti alapjai....................................................... 278 3.9.1.5. Gáztalanító szerkezetek................................................................................. 281 3.9.1.6. A gáztalanítás paramétereinek megválasztása .............................................. 286 3.9.1.7. Állandó és változó nyomású gáztalanítás...................................................... 287 3.9.1.8. Gáztalanítás a VVER-440-es blokk szekunderkörében ................................. 291 3.9.2. Korrózió és vegyi vízkezelés.................................................................................... 291 3.9.2.1. Kőképződés és gőzelsózódás .......................................................................... 291 3.9.2.2. Vízoldali korrózió .......................................................................................... 295 3.9.2.3. A tápvíz vegyi előkészítése............................................................................ 299 3.9.2.3.1. Ioncserélők ............................................................................................ 301 3.9.2.3.2. Különleges vízkezelési eljárások ............................................................ 310 3.10. Szivattyúk ....................................................................................................................... 311 3.11. A gőzkörfolyamat főparamétereinek megválasztása ........................................................ 312 3.12. Újrahevítés ...................................................................................................................... 312 3.13. Indítás, leállítás és terhelésváltoztatás ............................................................................ 312 4. Gáz munkaközegű erőművek

313

4.1. Alcím................................................................................................................................. 315 5. Gáz/gőz munkaközegű erőművek

317

5.1. Alcím................................................................................................................................. 319 6. Felhasznált források, ajánlott irodalom

xviii

321

1. fejezet

A VILLAMOSENERGIAFEJLESZTÉS ALAPFOGALMAI

1. A VILLAMOSENERGIA-FEJLESZTÉS ALAPFOGALMAI

ÍRTA: BIHARI PÉTER

Az erőművek rendeltetése, hogy a természetben előforduló energiahordozókat jobban hasznosítható, nemesített energiahordozókká alakítsák át a mindenkori fogyasztói igényeknek megfelelően. Ilyen nemesített energiafajták: a hő, a mechanikai energia és az abból nyert villamos energia. Az erőművekben előállított nemesített energiahordozók között kiemelt szerepet tölt be a villamos energia, melynek felhasználását jó tulajdonságai és határtalan lehetőségei biztosítják. A villamos energia az egyetlen, általánosan felhasználható energiafajta, mely a fogyasztók szinte minden igényét — világítás, fűtés, hűtés, mozgatás, közlekedés stb. — képes kielégíteni a megfelelő átalakító berendezés közbeiktatásával. További előnye, hogy felhasználása jól szabályozható és egyszerűen szállítható. Hátránya a többi energiafajtához képest a viszonylag nagy előállítási költség, az előállításával járó környezetszennyezés, valamint az a tulajdonsága, hogy közvetlenül nem vagy csak rendkívül korlátozott mértékben tárolható. Előnyös tulajdonságai okán mára a villamos energia elsőrendű energiafajtává vált, olyannyira, hogy életünk már elképzelhetetlen nélküle. Mindezek szükségessé teszik, hogy megfelelő ismeretekkel rendelkezzünk a villamosenergiafejlesztéssel kapcsolatos műszaki, gazdasági és környezetvédelmi feladatokról.

1.1. A villamosenergia-rendszer (VER) A villamosítás kezdeti korszakában az 1800-as és 1900-as évek fordulóján az energiaszolgáltatást még semmilyen tervszerűség nem jellemezte. Ebben az időszakban a fejlődést két irány jellemezte: az egyik, az ún. horizontális fejlődés, mely egyre nagyobb területek (egyre több fogyasztó) rendszerbe kapcsolását jelentette; a másik irányvonal a vertikális bővülés, mely a már villamosított körzetekben az ellátás kimélyítésében jelentkezett. Ez részben több fogyasztó bekapcsolását, részben pedig a fogyasztói igények kibővülését jelentette. Magyarország a villamosításban a kezdeti időszakban élenjáró szerepet töltött be, hiszen az európai szárazföld első villamosműve 1882-ben, Temesvárott kezdte meg működését. A rendszer fejlődését az 1920-as évekig a bányaerőművek és a kis vízerőművek megjelenése (Ikervár, Gelbárt, Felsődobsza) jelentette. Az 1934-ben életbe a villamos energia fejlesztéséről és szolgáltatásáról szóló törvény, mely új távlatokat nyitott az egységes villamosenergiarendszer kialakulása felé. A második világháborút követően megkezdődhetett az országos szintű egységes villamosenergia-rendszer kialakítása, mely igen sok új, szénbázisú erőmű (mátrai, ajkai és inotai) építését jelentette az 1940-50-es években. Az 1960-70-es években léptek be a rendszerbe a szénhidrogén tüzelésű erőművek (dunamenti és tiszai), majd az 1980-as években a paksi atomerőmű blokkjai. Ezután közel másfél évtizedes szünet következett az erőműépítésben, melyet az 1990-es évek végén és a 2000-es évek elején ismét fellendülő erőműépítés tört meg. E korszak domináns erőművei az alapüzemre tervezett kombinált (gáz/gőz) ciklusú hőszolgáltató erőművek. A jövőt illetően megoszlanak a vélemények. Egyes kutatók a megújuló energiák mind szélesebb körű hasznosításában látják a fejlődés útját, teljes egészében lemondva az atomenergiáról és jelentősen korlátozva a hagyományos tüzelőanyagok szerepét. Mások szerint az emberiség nem mondhat le az atomenergiáról és a fosszilis

3

A VILLAMOSENERGIA-RENDSZER (VER)

energiahordozók esetében is található olyan megoldás a hasznosításukra, mely a környezetre nézve a lehető legkisebb terhelést jelenti. Valószínűleg mindkét tábor érvelésében vannak részigazságok, ugyanakkor „ jó” döntést csak akkor lehet hozni, ha a döntéshozók kellően tájékozottak a lehetséges alternatívák jellemzőiről és következményeiről.

1.1.1. A VER általános ismertetése A fogyasztók villamosenergia-igényét az egyes erőművek nem elszigetelten, hanem egységes villamos hálózatra kapcsoltan látják el. A villamosenergia-rendszer további részrendszerekre oszlik (1—1. ábra), ezek –

a rendszer energiafejlesztő elemeit, azaz az erőműveket tartalmazó erőművi alrendszer,

–

az alap- és főelosztó hálózatot magában foglaló szállítási alrendszer (ezen alrendszer feladata a nemzetközi villamosenergia kereskedelem is),

–

az elosztási alrendszer, azaz a közép- és kisfeszültségű fogyasztói elosztóhálózat, valamint

–

a fogyasztói alrendszer, azaz a fogyasztóknál található villamos berendezések összessége. ERŐMŰVI ALRENDSZER

export/import

SZÁLLÍTÁSI ALRENDSZER

ELOSZTÁSI ALRENDSZER

FOGYASZTÓI ALRENDSZER

1—1. ábra. A VER alrendszerei

Az együttműködő országos erőműrendszer létrehozását a villamosenergia-ellátás biztonsága és gazdaságossága indokolta. Az együttműködésben rejlő előnyök kiszélesítése érdekében, valamint a villamosenergia-export vagy import lehetővé tétele szükségessé tette az országos villamosenergia-rendszerek összekapcsolását. Az 1993. évig hazánk tagja volt a KGST VERE (villamosenergia-rendszerek egyesülése) rendszernek. Ennek megszűnte után Lengyelország, Csehország, Szlovákia, Magyarország és Németország keleti területe (volt NDK) nemzeti villamosenergiarendszerei a CENTREL nevű rendszerben egyesültek. A rendszer központja a Prágában található CDO (Central Dispatching Organisation). Nyugat-Ukrajna, Románia és Bulgária szintén egy rendszerben maradt.

4


Az európai országok nemzeti villamosenergia-rendszerei szintén részei egy egységes nemzetközi hálózatnak, az UCPTE1-nek (Union pour la coordination de la production et du transport de l'electricite). Magyarország villamosenergia-rendszere (MVER) 1996 óta az UCPTE rendszerrel párhuzamosan jár. A következőkben bemutatjuk azon egységeket, melyekből a villamosenergiarendszerek felépülnek. Ezek az egységeket többféle szempont alapján csoportosíthatjuk. Az első szempont a rendszerben ellátott feladat. E feladatok a következők lehetnek: energiafejlesztés, elosztás-szállítás, végső felhasználás. A következő pontban ezen szempontok alapján tovább vizsgáljuk a rendszer egyes elemeit. Energiafejlesztő egységek A rendszer energiafejlesztő elemei az erőművek. Az erőműveket az alábbi szempontok alapján csoportosíthatjuk: –

cél alapján: közcélú vagy ipari (nem közcélú);

–

kooperáció alapján: kooperációba bevont vagy kooperációba nem bevont;

–

kihasználás alapján: alap-, menetrendtartó- vagy csúcserőmű;

–

felhasznált tüzelőanyag fajta alapján: szén, szénhidrogén vagy nukleáris, valamint a megújuló energiaforrásokat (napenergia, szélenergia, geotermikus energia, vízenergia stb.) hasznosító erőművek;

–

kapcsolás alapján (a hagyományos hő- és atomerőművek): kondenzációs erőmű (KE), fűtőerőmű (FE) vagy fűtőmű (FM).

A továbbiakban részletesen vizsgáljuk az egyes szempontok alapján történő besorolásokat, de ez előtt néhány alapvető, a továbbiakban gyakran használt fogalmat kell definiálnunk. Ezek a következők: Közcélú és nem közcélú erőművek Az adott erőművet közcélúnak tekintjük, ha feladata az adott ország, vagy egy régió ipari és kommunális fogyasztóinak ellátása. Az MVM Rt. erőművei közcélú erőművek. Az erőművet iparinak (saját célúnak) tekintjük, ha feladata elsődlegesen egy ipari üzem energiaigényeinek kielégítése. Az ipari erőműveket bevonhatják a közcélú villamosenergia-ellátásba (kooperáció). Kooperáló és nem kooperáló erőművek Az erőművet kooperálónak nevezzük ha része az országos (regionális) villamosenergia-rendszernek (villamosenergia-rendszerek egyesülésének), és ezen hálózaton együttműködik a többi erőművel. A kooperáló erőművek rendszerszintű irányítását, teherelosztását a közcélú erőműveket irányító diszpécserközpont végzi. Az erőművet nem kooperálónak nevezzük, ha nem része villamosenergia-rendszernek, feladata kizárólag egy adott ipari üzem energiaigényeinek kiszolgálása. Ilyenek például a nagyobb élelmiszeripari (cukorgyár), vegyipari, kohászati üzemeket ellátó kisebb erőművek. Ezek célja általában hőkiadás valamilyen formában e mellett fejlesztenek villamos energiát is.

1

1999 júliusától UCTE

5


Alap-, menetrendtartó- és csúcserőművek Az erőművet alaperőműnek nevezzük, ha csúcskihasználási időtartama (definícióját lásd az 1.2. alfejezetben) igen magas (évi 5500 óra felett), közel állandó teljesítményen üzemel. Az alaperőművek általában a korszerű, jó hatásfokkal és olcsó tüzelőanyaggal üzemelő, rendszerint új erőművek. (Magyarországon: Paksi Atomerőmű). A menetrendtartó erőművek követik a villamosenergia-igények változásait. Viszonylag rugalmasan és tág határok között képesek terhelésüket változtatni. Menetrendtartásra építhetünk új erőművet is, de rendszerint a régebbi alaperőművek válnak fokozatosan menetrendtartóvá. (Mátrai, Tiszai, Dunamenti erőművek.) A csúcserőművek csak a villamos csúcsfogyasztás időszakában üzemelnek. Csúcskihasználási óraszámuk 1500..2000 h/a alatt van. Erre a célra olcsó (alacsony beruházási költségű) erőműveket indokolt létesíteni, melyeknél drága tüzelőanyag és alacsony hatásfok is megengedhető.

1.1.2. A magyar villamosenergia-rendszer 1.1.2.1. Az erőműrendszer szervezeti felépítése A villamosenergia-fejlesztés feladatát hazánkban döntően a villamosenergia-rendszer közcélú erőművei látják el. Az erőművek részben nagyobb városok, valamint ipari központok közelében találhatók, melyek nagy része az 1950-1970-es években épült. Az 1—2. ábrán a különböző erőmű részvénytársaságok, valamint az erőművek elhelyezkedése látható. Több esetben az erőmű-bánya integráció keretén belül az erőművekhez csatolták a körzetben található energetikai célú szenet termelő bányákat is (pl. Pécsi Erőmű Rt., Vértesi Erőmű Rt.). Hernádvíz Kft. Vértesi Erőmű Rt. Bánhida Oroszlány Bakonyi Erőmű Rt. Ajka

Inota

Mátrai Erőmű Rt.

Budapesti Dorog Erőmű Rt. PowerGen Rt. Tbánya Dunamenti Erőmű Rt.

Borsod

Tiszalök

Tisza I. II. Tiszai Erőmű Rt. Kisköre Tiszavíz Vízerőmű Kft.

EMA Power Paksi Atomerőmű Rt. Pécsi Erőmű Rt.

szén szénhidrogén atom víz

1—2. ábra. A magyar villamosenergia-rendszer jelentősebb erőművei és erőműtársaságai (1998)

6


1.1.2.2. A villamosenergia-fejlesztés primer energiahordozó felhasználása A villamosenergia-fejlesztés több fajta tüzelőanyag-bázison történik, így nagy szerepe van a szénnek, a kőolajszármazékoknak, valamint a Paksi Atomerőmű üzembe helyezése óta az atomenergiának. Az egységes villamosenergia-rendszer kialakulása óta azonban a primer-energiahordozó felhasználás összetétele folyamatos átalakulásban van. Az 1950-es években szinte a teljes villamosenergia-fejlesztés szénbázison történt. ezekben az években épült a Mátrai erőmű, az Inotai erőmű és a Borsodi Hőerőmű. A szénerőművek építése egészen az 1960-as évekig folytatódott, így épült a Pécsi Hőerőmű is. A szinte csak szénen alapuló villamosenergia-fejlesztés azzal magyarázható, hogy az akkori igények kielégítésére megfelelő mennyiségű szén bányászatára volt lehetőség. Változást az 1960-as évek közepe hozott, amikor üzembe helyezték az első hazai olajtüzelésű erőművet, a Dunamenti Erőművet Százhalombattán. Azonban ekkor is még tovább folyt a szenes erőművek bővítése. Az 1970-es években a villamosenergia-rendszer fejlesztésében továbbra is két forrás volt a meghatározó, a szén (lignit) és az olaj. Ekkor több nagy erőművi blokkot helyeztek üzembe a Dunamenti Erőműben a Tiszai Erőműben és a Mátrai Erőműben. A dinamikusan növekedő igények kielégítésére már elkezdődött a Paksi Atomerőmű építése is, melynek első blokkját 1982-ben kapcsolták párhuzamosan a hálózattal. A négy blokkot tartalmazó erőmű 1987 óta teljes kapacitással üzemel a villamos energia rendszerben. Az 1980-as években a földgáz háttérbe szorította az olajszármazékokat, mely folyamat jelenleg is tart. Az MVM Rt. primer energiahordozó felhasználását az 1—3. ábra mutatja. PJ/év 400 Szén

350

Olaj

Földgáz

1960

1965

Nukleáris

300 250 200 150 100 50 0 1950

1955

1970

1975

1980

1985

1990

1—3. ábra. A villamosenergia-fejlesztés primer energiahordozó felhasználása

1.1.2.3. A jelenlegi erőműpark A jelenlegi erőműpark néhány nagyobb és több kisebb erőműből áll. A primer energiahordozó felhasználás alapján három nagy csoportot lehet megkülönböztetni, a szén- ill. olaj- vagy földgáztüzelésű erőműveket, valamint az atomerőművet. A közcélú erőművek főbb műszaki adatait az 1—1. táblázat tartalmazza.

7


A szénerőművek a rendszer legrégebben épült berendezései. Ez maga után vonja azt, hogy ezen erőművek az 1960-70-es évek technikai színvonalnak felelnek meg, így a körfolyamat kezdőjellemzői a jelenlegi értékekhez viszonyítva alacsonyak, ennélfogva nem érhető a mai kor műszaki színvonalának megfelelő hatásfok. További probléma ezen erőművek esetén, hogy nincsenek felszerelve, a porleválasztón kívül, semmilyen légköri szennyezőanyag kibocsátást csökkentő berendezésekkel, így magas a kén-dioxid és kén-trioxid, valamint a nitrogén-oxid kibocsátás. A magas kén-dioxid kibocsátáshoz hozzájárul a tüzelőanyag magas kéntartalma. Ezen erőművek a Bakonyi Erőmű Rt.hez, a Vértesi Erőmű Rt.-hez, a Pécsi Erőmű Rt.-hez és a Mátrai Erőmű Rt.-hez tartozó erőművek valamint a Tiszai Erőmű Rt. több blokkja (Tisza I., Tiszapalkonya). Az olaj- és földgáztüzelésű erőmű a Dunamenti Erőmű Rt., a Budapesti Erőmű Rt. erőművei és a Tiszai Erőmű néhány blokkja (Tisza II.). A Dunamenti Erőmű Rt. blokkjainak nagy része már újabb konstrukció, azonban már ezek a műszaki konstrukciók is elavultak, hatásfokuk jobb, mint a szenes erőműveké, de itt is jelentős probléma a környezetszennyezés. Szintén problémát jelent — olajszármazékok eltüzelése esetén — a magas kén-dioxid, kén-trioxid, és nitrogén-oxid valamint nehézfém kibocsátás. Földgáztüzelés estén csak a nitrogén-oxid kibocsátás okoz gondot. Ugyanez mondható el a Tiszai Erőmű Rt. olaj ill. gáztüzelésű blokkjairól. A Budapesti Erőmű Rt. erőművei szintén régi konstrukciók, kedvezőtlen energetikai jellemzőkkel rendelkezők. Változást hozott és jelenleg is hoz, hogy a Dunamenti erőműben már üzemel, valamint építés alatt van egy modern jó hatásfokú és környezetkímélő gázturbinás kombinált ciklusú erőművi blokk (G1 ill. G2 blokk). Ugyan így a Budapesti Erőműhöz tartozó Kelenföldi Erőműben is felépült egy hasonló, gázturbinás kombinált ciklusú hőszolgáltató fűtőerőmű. A harmadik fő csoportba tartozik a Paksi Atomerőmű. Ezen erőmű esetén elmondható, hogy alacsony a hatásfok, azonban ez a mai modern nyomottvizes atomerőművek esetén sem sokkal magasabb. A legalacsonyabb üzemeltetési költség miatt ez az erőmű viszi a villamosenergia-fejlesztés alapját. Környezetvédelmi szempontok alapján sem mondható rossznak az erőmű, azonban meg kell oldani a kiégett fűtőelemek, valamint a kis és közepes aktivitású hulladékok tárolását. Jelenleg erre a célra a kiégett kazetták átmenti tárolója (KKÁT) szolgál. Összefoglalva elmondható, hogy a magyar erőműparkhoz tartozó erőművek nagy része –

rossz hatásfokú (gazdaságtalan),

–

rosszul szabályozható,

–

környezetszennyező.

Több erőműből történik hőszolgáltatás is a lakosság, illetve ipari fogyasztók felé. Erre az üzletágra is igaz, hogy gazdaságtalan (ez a magas hőárakban jelenik meg) és környezetszennyező.

8


1—1. táblázat. Magyarország jelenlegi közcélú erőművei (1996) Erőmű Dunamenti Paks Tisza Mátra Pécs Palkonya Oroszlány Borsod Inota GT Ajka Bánhida Inota Kelenföld Vízerőmű(8 db) Tatabánya Kelenföld GT Kispest Kőbánya Dorog Újpest Angyalföld Nyíregyháza Sopron Győr Komló Salgótarján Szeged Székesfehérvár Debrecen Révész utca Békéscsaba Kecskemét Lőrinci Összesen

Kapacitás BT MW 1870 1840 860 800 250 250 235 171 170 131 100 92 66 48 32 32 24 22 12 10 10 8 8 8 6 3 1 1 0 0 0 0 0 7060

Energiaszolgáltatás Vill. energia Hő GWh TJ 3935 13128 512 3433 795 807 1278 507 0,2 381 567 92 218 152 99 0,05 130 96 12 34 36 12 15 6 14 3 2 5 0 0 0 0 0 28271

7967 629 0 151 3389 2422 388 3168 0 3361 105 680 5715 0 1927 0 2877 2612 972 2634 977 2062 554 466 524 615 258 996 2518 1495 175 151 81 49870

Hatásfok

Tüzelőanyag Fajta

% 36,3 31,5 36,4 27,6 29,4 26,8 26,2 25,3 17,3 25,9 29,2 16,8 74,0 73,2 7,5 72,8 72,7 67,4 76,8 75,7 78,2 44,2 50,0 58,4 44,1 63,5 51,6 31,5

OG N OG L HC BC BC BC O BC BC BC OG V BC O OG OG BC OG OG OG O O O O G O OG G G G O

Rövidítések: OG: olaj- és gáztüzelés, O: olajtüzelés, N: nukleáris, L: lignit, BC: barnaszén, HC: feketeszén, V: víz, G: földgáz. 1.1.2.4. Szállítás és elosztás A villamos energia elosztása és szállítása különböző feszültségszinteken megy végbe, ennek függvényében beszélhetünk: alap-, főelosztó (szabadvezetékes és kábeles), középfeszültségű és kisfeszültségű hálózatról (1—4. ábra). A következőkben sorra vesszük ezen hálózattípusok néhány jellemző tulajdonságát.

Alaphálózat Alaphálózatnak tekintjük mindazon hálózatokat, illetve a hálózatok vezetékszakaszait, melyek a villamos energia rendszerben elsőrendűen:

azon

9


–

az alaperőműveknek az országon belüli vagy nemzetközi kooperációjára szolgálnak;

–

az alaperőművekből vagy a nemzetközi kooperáció csomópontjaiból a villamos energiának a főelosztó hálózatok felé való átvitelére szolgálnak.

A MVER-ben e hálózat része a 750 (nemzetközi kooperációs), 400 és 220 kV-os vezetékrendszer. Az alaphálózaton kooperálnak a MVER „nagyerőművei” (a beépített teljesítmény nagyobb, mint 100 MW).

Borsodi E.

Sajóivánka

Kisvárda

Felsõzsolca Tiszalök Mátrai E. Tiszapalkonyai E. Bánhidai E. Oroszlányi E. Albertfalva

Győr

Göd

Sajószöged

Tisza II. E.

Detk Inotai E.

Ajkai E.

Dunam. E.

Zugló

Debrecen

Soroksár

Litér

Szolnok Martonvásár

Hévíz

Albertirsa Dunaújváros

Toponár

Békéscsaba Paksi A.

Sándorfalva Szeged

120 kV

Alállomás Erőmű 120 kV-on kooperáló erőmű Épülő vezeték Kétrendszerű vezeték 750 kV 400 kV 220 kV

220 kV

120 kV

1—4. ábra. A VER kooperációs alaphálózata

Főelosztó hálózat, elosztóhálózat Főelosztó hálózat a 120 kV-os szabadvezetékes, a 120 és 35 kV-os kábeles hálózat. A főelosztó hálózaton keresztül kooperálnak a kisebb (100 MW alatti beépített teljesítményű) és a nem közcélú erőművek. Elosztóhálózat a 20 (35) kV-os szabadvezetékes és a 10 ill. 20 kV-os kábeles hálózat. Az elosztóhálózat 35, 20 és 10 kV-os részeit összefoglalóan középfeszültségű hálózatnak nevezzük.

Kisfeszültségű hálózat A kisfeszültségű hálózat a villamos energiának a lakossági (kis-) fogyasztókhoz való továbbítására szolgál. Feszültségszintje: 0,4 kV (380 V).

Állomás, alállomás A villamosenergia-rendszer igen fontos egységei az állomások és alállomások. Az állomáson csak a villamos energia áramlás iránya változik meg (csatlakozások, leágazások). Az alállomáson az áramlási irányon kívül megváltozik a villamosenergiatovábbítás feszültségszintje is. 1.1.2.5. Teherelosztás, koordináció A magyar energiarendszerben a teherelosztók többszintű megosztásban végzik feladatukat (1—5. ábra). A teherelosztás célja a mindenkor elérhető legkisebb önköltség, figyelemmel a korlátozó és határfeltételekre. Az MVM Rt. Országos

10

VILLAMOSENERGIA-IGÉNYEK

Villamos Teherelosztójának közvetlen irányítása alá tartoznak a nagyerőművek, az alaphálózat és alaphálózati alállomások, a körzeti teherelosztók és a villamos energia külkereskedelme. Az Áramszolgáltató Részvénytársaságoknál (ÁSZ Rt.) működő körzeti alteherelosztó vagy körzeti diszpécser szolgálatok (KDSZ) a főelosztó hálózat, valamint az elosztóhálózat kiemelt vezetékeinek és az erre a hálózatra dolgozó erőművek üzemirányítását végzik. Az elosztóhálózatok működésének irányítását az üzemirányító központok (ÜIK) látják el. Így áll össze egységes egésszé a villamos energia fejlesztése és elosztása Magyarországon. KOOPERÁLÓ VER-EK NEMZETI TEHERELOSZTÓI

OVT

NAGYERŐMŰVEK

KDSZ-ok

KISERŐMŰVEK

ÜIK-ok

NAGYFOGYASZTÓK

NEMZETKÖZI TEHERELOSZTÓ

CDO

NEMZETKÖZI KOOPERÁCIÓ+ ALAPHÁLÓZAT

FŐELOSZTÓHÁLÓZAT

KÖZÉPFESZ. HÁLÓZAT KISFOGYASZTÓK

1—5. ábra. A VER operatív üzemirányítási rendszerének elvi sémája

1.2. Villamosenergia-igények Mivel a villamos energia csak igen korlátozott mértékben tárolható, ezért az energiafejlesztésnek és a fogyasztásnak mindenkor egyensúlyban kell lennie. Mind a teljesítmény többlet, mind a teljesítmény hiány káros hatással van a villamosenergiarendszerben lévő berendezésekre. (Lásd részletesen: 1.4. alfejezet) A fogyasztói igények változását az ún. terhelési diagramokon szemléltethetjük. Ezek a diagramok mindig valamilyen időszak (nap, hét, hónap, év) alatt igényelt teljesítményeket mutatják. Ezek az igények idényfüggők (jellemzően időjárás). Az 1— 6. ábrán egy jellemző téli és egy nyári nap terhelési görbéje látható. A függőleges tengely az igényelt villamos teljesítményt (MW), míg a vízszintes tengely az időpontot mutatja (óra). A csúcsterhelések maximumát éves szinten az 1—7. ábra mutatja. A függőleges tengelyen az igényelt csúcsteljesítmény (MW), a vízszintes tengelyen az idő (hónap) található. A különböző időszakok terhelési viszonyait az ún. teljesítmény-tartamdiagramok vagy röviden tartamdiagramok szemléltetik, melyek a terhelés alakulását az időtartam (τ) függvényében mutatják. A tartamdiagramban az egyes időtartamokhoz tartozó villamos terhelések azt mutatják, hogy a τ időtartam alatt legalább P vagy ennél 11


nagyobb villamos teljesítmény igény fordult elő. Az 1—8. ábrán láthatjuk, hogyan kell a napi terhelési diagramból a napi tartamdiagramot megszerkeszteni. Hasonlóképpen kell eljárni az éves tartamdiagram készítésénél.

Nyári nap

Téli nap

6000

6000

4000

4000

2000

2000

0

6

12

18

24

0

6

12

1—6. ábra. Villamosenergia-rendszer napi terhelési diagramja

6000

4000 J F M Á M J J A S O N D 1—7. ábra. A csúcsterhelések napi maximumai éves szinten

12

18

24


Pcs

6000 τ1

τ2

τ1+τ2 Pmin

4000

2000

0

6

12

18

24 idő

0

6

12

18 24 időtartam

1—8. ábra. Tartamdiagram és szerkesztése terhelési diagram alapján

A terhelési és tartamdiagram alatti terület mindkét esetben az adott időszak alatt igényelt villamos energiával egyenlő, azaz tn

E =

τn

∫ P ( t )dt = ∫ P ( τ )dτ , 0

(1.1)

0

ahol τn =24 h/d = 86400 s/d. A tartamdiagram tetszés szerinti időszakra könnyen értelmezhető. Gyakorlatban az évi tartamdiagram (1—9. ábra) használata indokolt, mivel a villamosenergiafejlesztésben is egy év a jellegzetes időciklus ( τa =8760 h/a). E diagram segítségével értelmezhetjük az alap-, menetrendtartó- és csúcserőművek definícióit. (Részletesen lásd az 1.1.1. szakaszban) Az évi tartamdiagram alapján a fogyasztói igények kihasználására jellemző fogalmakat definiálhatunk. Az évi csúcskihasználási időtartam ( τcs ) azt az időtartamot jelenti, amely alatt a fogyasztók az E évi villamos energiát állandó Pcs csúcsterhelés mellett igényelnék, azaz E = Pcsτcs . Hasonlóképp értelmezzük a beépített teljesítményre (definícióját lásd az 1.3. alfejezetben) vonatkozó kihasználási időtartamot ( τBT ). Ha pedig az évi csúcskihasználási időtartamot az év időtartamára vonatkoztatjuk, akkor az évi csúcskihasználási tényezőt νcs =

τ cs <1 τa

(1.2)

kapjuk. A csúcskihasználási időtartam és tényező természetesen egy-egy napra is értelmezhető. A nemzetközi szakirodalomban a csúcskihasználási tényező load-factor néven fordul elő. Az 1—9. ábrán egy erőmű évi tartamdiagramja látható, melyen feltüntettük az előzőekben definiált időtartamokat, valamint a kihasználás alapján történő besorolását.

13

A TELJESÍTŐKÉPESSÉG MÉRLEG

P P BT

csúcserőművek

P cs menetrendtartóerőművek alaperőművek

τ BT τ cs

τ

1—9. ábra. Erőmű évi tartamdiagramja

1.3. A teljesítőképesség mérleg Minden erőműrendszer feladata, hogy a fogyasztói igényeket maradéktalanul, a megfelelő minőségű villamos energiával kielégítse. Ennek érdekében a rendszer erőműveibe beépített kapacitás minden esetben több mint a fogyasztói igények csúcsértéke. Az előző alfejezetben megismertük a fogyasztói igények változását leíró terhelési és tartamdiagramot. E diagramok ismeretében statisztikai módszerekkel a várható igényalakulás 1..2 %-os pontossággal előre megbecsülhető és ez alapján az erőművek menetrendje összeállítható. A menetrend tervezéséhez szükségünk van az erőműrendszer teljesítőképesség mérlegének ismeretére, melyet előtervezési teljesítőképesség mérlegnek nevezünk. Természetesen a tény adatokat is feldolgozhatjuk és szemléltethetjük a teljesítőképesség mérleggel, melyek összevetéséből különféle következtetéseket vonhatunk le. A fogyasztói csúcsterhelés és az erőművek beépített teljesítőképessége közötti különbséget különféle hiányok, nemzetközi kereskedelem, karbantartás miatt lekötött teljesítmények, kiesések, üzemi tartalékok és az önfogyasztás foglalja le. A következőkben először előtervezési szinten, majd tény adatokra támaszkodva részletesen bemutatjuk a teljesítőképesség mérleg felépítését.

1.3.1. Előtervezési teljesítőképesség mérleg A teljesítménymérleg fogalmainak tárgyalásához induljunk ki az 1—10. ábra szerinti éves teljesítőképesség-diagramból. Az erőműrendszer teljesítőképességét a beépített teljesítőképesség jellemzi. Az erőműben beépített gépegységek generátorkapcsokra vonatkoztatott, a garancialevélben előírt feltételek mellett szavatolt

14


névleges teljesítőképessége MW-ban. Gépegységen az összekapcsolt turbinát és generátort értjük. n

PBT =

∑ PBT,i

(1.3)

i =1

ahol PBT,i az i-ik generátor névleges teljesítménye, n agépegységekk száma. Az UCTE rendszerben ide sorolják a háziüzemi generátorokat is. A névleges teljesítőképesség a gépek és berendezések kötlevelében, illetve adattábláján feltüntetett maximális állandó, hatásos teljesítmény, illetve látszólagos teljesítmény, amelyre azokat méretezték, gyártották. A beépített teljesítőképesség meglévő erőműnél csak bővítés, rekonstrukció vagy leszerelés alkalmával változhat. A kísérleti üzem alatti tényleges teljesítőképességet a teljesítőképesség mérleg csak mint időszakos többlet teljesítményt tartalmazza. A kísérleti üzem az első párhuzamos kapcsolástól a tényleges bejáratási próba kezdetének időpontjáig tart.

Állandó jellegű teljesítőképesség hiányok és többletek eredője (ÁH) A névleges paraméterek, illetőleg a tervezett üzemi körülmények megváltozása esetén a BT-től tartósan fennálló vagy fenntartható teljesítmény eltérés. Állandó hiány- vagy többletként csak olyan teljesítmény szerepeltethető, amely legalább 12 hónapon keresztül állandó értékű és csak a rendszerirányítóval való előzetes megállapodás alapján változhat. Állandó jellegű hiány vagy többlet alatt kell érteni: – A tartósan leállított berendezések teljesítményét. – Az állandó jellegű gőzhiányt (amikor is a turbinák gőznyelése nagyobb, mint a kazánok gőzfejlesztő kapacitása). – A hőszolgáltatás miatti hiányt (amennyiben a hőfogyasztók igénye tartósan nem teszi lehetővé a hőszolgáltató turbinák névleges teljesítményen történő üzemeltetését). – A főberendezések (kazán, turbina, generátor stb.) tartós meghibásodása miatti kieséseket. – A hűtési elégtelenségek miatti tartós teljesítmény hiányt. – Vízerőművek esetében a tartós vízhiány okozta teljesítmény csökkenést. – A tüzelőanyag minőségének a tervezettől való eltérését. – A tartósan fenntartható túlterhelés miatti teljesítőképesség növekedést stb. Tartósan megengedhető túlterhelés alatt azt a teljesítőképesség-növekedést értjük, mely a névleges teljesítőképességhez képest a főberendezések fokozott igénybevétele vagy a tervezettől eltérő üzemmód alkalmazása révén, a berendezések károsodása nélkül, naptári naponként legalább négy órán keresztül folyamatosan elérhető. Ha a beépített teljesítőképességből levonjuk az állandó jellegű teljesítőképesség hiányok, ill. többletek összegét értékét, akkor a rendelkezésre álló beépített teljesítőképesség értékét kapjuk, amit rendelkezésre álló állandó teljesítőképességnek is neveznek: PRBT = PRTA = PBT − PÁH .

(1.4)

15


E definíció alapján a teljesítőképesség hiányokat pozitív, a többletet negatív előjellel kell az összegzés során figyelembe venni.

Változó jellegű teljesítőképesség hiányok és többletek eredője (VH) A változó jellegű teljesítőképesség hiányok és többletek alapvetően két csoportra oszthatók, nevezetesen a hőszolgáltatással kapcsolatban bekövetkező, valamint időjárási okok kiváltotta teljesítőképesség változásokra.

Hőszolgáltatás miatti változó teljesítőképesség hiány (HH) A villamosenergia-fejlesztésen kívül hőszolgáltatást is folytató erőmű változó nagyságú teljesítőképesség-csökkenése a hőigények kielégítésének kötelezettségéből adódik. Általában az alábbi két eset vagy ezek kombinációja lehetséges: – Ha egy erőmű a hőszolgáltató gépegységeit (ellennyomású turbina, elvételes ellennyomású turbina, fűtőturbina, elvételes kondenzációs turbina stb.) hőfogyasztói igény hiányában nem tudja kiterhelni, akkor annál hőszolgáltatás miatti hiány keletkezik. – Kondenzációs turbinákkal is rendelkező erőművek esetében a kazánkapacitás kihasználása terén elsőbbséget élveznek a hőszolgáltató turbinák, illetve a gőzszolgáltatás. A hőigények kielégítése után a fennmaradó kazánkapacitás nem minden esetben elegendő a meglévő kondenzációs turbinák üzemeltetéséhez, és így hőszolgáltatás miatti hiány keletkezik.

Időjárás miatti változó teljesítőképesség hiány vagy többlet (IH) A főberendezések villamos teljesítőképességének a meteorológiai viszonyok hatására bekövetkező időleges változása. Időjárás miatti hiányok és többletek a következő esetekben fordulhatnak elő: – kondenzációs gőzturbináknál a hűtővíz nyári meleg okozta magas hőmérséklete miatti — teljesítőképesség csökkenést okozó — kondenzátor hőmérséklet korlát, – kondenzációs gőzturbináknál a hűtővíz téli hideg okozta, a névleges tervezési értéknél alacsonyabb hőmérséklete miatt (a teljesítőképesség növekedésnek a turbina kilépési paraméterei — határvákuum — jelentenek korlátot), – gázturbináknál a beszívott levegő hőmérséklete, illetve a légköri levegő nyomása miatt teljesítmény csökkenés (nyáron), illetve teljesítmény többlet (télen) léphet fel, – részleges hűtővíz hiány, – vízerőműveknél a vízjárás miatti teljesítőképesség csökkenés. A fenti két csoportba sorolt változó teljesítőképesség hiányok és többletek eredőjét összefoglalóan változó hiánynak nevezzük és az

PVH = PHH + PIH összefüggéssel számítjuk ki. Ez az érték pozitív ha hiányról, negatív, ha többletről van szó. A rendelkezésre álló beépített teljesítőképesség értékéből levonva a változó hiány értékét, a rendelkezésre álló teljesítőképességet kapjuk, amit rendelkezésre álló változó teljesítőképességnek is neveznek:

PRT = PRTV = PRBT − PVH .

16

(1.5)


A biztonságos energiaellátás és a váratlan üzemzavarok elkerülése érdekében az erőművi fő- és segédberendezéseket tervszerűen karban kell tartani, mely jelentős teljesítőképesség lekötéssel jár. Az együttműködő rendszerben sok erőmű üzemel egymással párhuzamosan, ezért az egyes fő- és segédberendezések karbantartásait ütemezni kell, nagyobb arányú karbantartást célszerű a nyári időszakban elvégezni, amikor a fogyasztói igények is alacsonyabbak. Ha a rendelkezésre álló teljesítőképességből levonjuk a karbantartásra kivett egységek teljesítményét, akkor az igénybevehető teljesítőképességet kapjuk:

PIT = PRT − PTMK 2.

(1.6)

Egy erőmű (erőműrendszer) üzeme során minden esetben számolni kell olyan helyzetekkel, üzemzavarokkal, melyek következtében bizonyos teljesítőképesség váratlanul kiesik, továbbá számolni kell azzal is, hogy a fogyasztói csúcsigények nem a várakozásoknak megfelelően alakulnak és a környezeti hatások okozta változó hiányok sem tervezhetők pontosan. A fogyasztói igényeket tehát csak abban az esetben tudjuk teljes biztonsággal kielégíteni, ha az előre nem tervezhető teljesítőképesség hiányok helyettesítésére megfelelő mennyiségű üzemi tartalék áll rendelkezésre, azaz az erőműrendszer üzembiztosan igénybevehető teljesítőképessége az igénybevehető teljesítőképesség üzemi tartalékkal csökkentett értéke: PÜIT = PIT − PÜT . (1.7)

P BT RBT

P ÁH

P BT

P VH

P RBT P RT P IT

P TMK

TMK

P ÜT

IT

Pε ÜIT ÜIT,ki

J

F

M Á M

J

J

P ÜIT P ÜIT,ki

A S O N D idő, hó

1—10. ábra. Az erőműrendszer előretervezett teljesítménymérlegének alakulása

2

TMK: Tervszerű Megelőző Karbantartás

17


Az üzembiztosan igénybevehető teljesítőképesség nem áll maradéktalanul a fogyasztók rendelkezésére, mivel az erőműveknek önfogyasztásuk is van (tüzelőanyag előkészítés, égési levegő és füstgáz ventilátorok hajtása, táp- és hűtővíz-szivattyúk hajtása stb.). Ha az üzembiztosan igénybevehető teljesítőképesség értékéből levonjuk az önfogyasztás által lekötött teljesítőképességet, akkor az üzembiztosan kiadható teljesítőképesség értékét kapjuk

PÜIT,ki = PÜIT − Pε ,

(1.8)

melynek értéke ideális tervezés esetében megegyezik az erőművi transzformátorok szekunder kapcsain jelentkező fogyasztói csúcsteljesítménnyel:

PÜIT,ki = Pcs .

(1.9)

Az előzőekben már szót ejtettünk a biztonságos energiaellátást szolgáló tartalékokról. A gyakorlatban e tartalékoknak nem a tényleges értékét adják meg, hanem ún. tartaléktényezőkkel jellemzik. E tényezők a következők: a karbantartási tartaléktényező: rTMK =

PRT > 1, PIT

(1.10)

az üzemi tartaléktényező:

rü =

PIT > 1. PÜIT

(1.11)

E kettő felhasználásával a teljes tartaléktényező:

r = rTMK ⋅ rü > 1 . (1.12)

Az önfogyasztás is megadható viszonyszámként, mégpedig a következő, önfogyasztási tényezővel3: ε=

Pε PÜIT,ki

=

PÜIT − PÜIT,ki < 1. PÜIT,ki

(1.13)

Ha bizonyos elhanyagolásokkal élünk, tehát feltételezzük, hogy a rendszerben az állandó és a változó hiány értéke nulla, azaz a rendelkezésre álló teljesítőképesség azonos a beépített teljesítőképességgel, valamint az üzembiztosan kiadható teljesítmény azonos a fogyasztói csúcsigénnyel, akkor felírhatjuk, hogy Pcs =

PBT , r (1 + ε )

(1.14)

azaz a beépített teljesítőképesség és a fogyasztói csúcsteljesítmény közötti kapcsolat a tartaléktényező és az önfogyasztási tényező segítségével felírható.

3

A gyakorlatban a relatív önfogyasztást inkább az üzembiztosan igénybevehető teljesítőképességre vonatkoztatva adják meg.

18


1.3.2. A tényleges teljesítménymérleg A valóságban az előretervezett teljesítményviszonyokhoz szükségszerűen eltérések fognak társulni, mely eltéréseket az üzemi tartalékok tervezésénél figyelembe kell venni. A tervezési és a tény adatok közötti különbségek a következők lehetnek (lásd az 1—11. ábrát): –

a fogyasztói csúcsigény nem a várakozásoknak megfelelően alakul: ∆Pcs = PÜIT,ki − Pcs ,

–

(1.15)

az önfogyasztás is eltérhet a tervezettől: ∆Pε = Pε − Pεtény , (1.16)

–

a karbantartásra lekötött teljesítmény is változhat a tervekhez képest: tény ∆PTMK = PTMK − PTMK , (1.17)

–

a változó hiányt befolyásolhatják előre nem tervezhető okok: tény ∆PVH = PVH − PVH ,

(1.18)

A fentebb definiált teljesítőképesség eltérések hátterében az alábbi okok húzodhatnak meg: – hőszolgáltatási csúcsrajáratás, – rövid ideig tartó túlterhelés, – rekonstrukción lévő berendezések üzemi próba alatti rendelkezésreállása, ill. időszakos beindítása és hálózatra kapcsolása – tervezettől eltérő, az ÁH-ban elvileg szerepeltetendő tervezett vagy nem tartós túlterhelés, – atomerőmű átrakás előtti, kampány nyújtása miatti kényszerű visszaterhelése, – a tervezettől eltérő minőségű tüzelőanyag miatti fokozottabb salakosodás okozta teljesítőképesség csökkenése, – önfogyasztás tüzelőanyag váltás miatti változása stb.

Az egyes erőművekben előfordulhatnak előre nem látható meghibásodások és egyéb üzemzavarok, melyek kényszerű (váratlan) teljesítőképesség kiesésekhez vezethetnek: PKK . A fenti teljesítőképesség eltérések és a kényszerű kiesések előjelhelyes összege megadja, hogy a rendszerben milyen nagyságú többlet vagy hiány adódik. Mivel ezek az események általában csökkentik a teljesítőképességet, ezért a változó hiány analógiájára bevezetjük a terven felüli hiány fogalmát, melyet az PTFH = ∆Pcs + ∆Pε + ∆PT MK + ∆PVH + PKK

(1.19)

összefüggéssel határozunk meg. Előtervezésnél a különböző okok miatt fellépő, teljesítőképesség csökkenéseket értékét csak becsült középértékükkel, azaz várható értékükkel vehetjük figyelembe. A

19


kényszerű kiesések várható értéke

( PKK ) statisztikai módszerekkel meghatározható.

Ha az igénybevehető teljesítőképesség értékéből ezt levonjuk, akkor ténylegesen igénybevehető teljesítőképesség várható értékéhez jutunk: tény PTIT = PIT − PKK ,

(1.20)

tény az igénybevehető teljesítőképesség értéke a tényleges mely összefüggésben PIT üzemi állapotban. A ténylegesen kiadható teljesítmény értéke:

PTIT,ki = PTIT − Pεtény ,

(1.21)

ami általában nem egyezik meg a fogyasztói csúcsigénnyel, a kettő különbsége az operatív üzemi tartalék: POÜT = Pcstény − PTIT,ki .

(1.22)

P BT RBT

P BT

P ÁH tény P VH

∆P VH

TMK

P KK tény P ÜT

P RBT tény P RT

P ITtény

tény P TMK

P TIT P TIT,

ki

Pεtény

tény P csúcs

∆P csúcs J

F

M Á M

J

J

A S O N D idő, hó

1—11. ábra. Az erőműrendszer tényleges teljesítménymérlegének alakulása

A terven felüli hiány értéke kedvezőtlen esetben olyan nagy is lehet, hogy a tervezett üzemi tartalék értéke már nem elegendő a fogyasztói igények kielégítésére, ebben az esetben fogyasztói korlátozást kell életbe léptetni. Szerencsére ma már az együttműködő nemzetközi energiarendszerekben ez csak nagyon kis valószínűséggel fordulhat elő.

20


1.3.3. A kényszerű kiesések vizsgálata A kényszerű kiesés az erőmű valamely létfontosságú berendezésének meghibásodása következtében bekövetkező rendelkezésre nem állás. A kiesés valószínűsége szorosan összefügg az adott berendezés vagy berendezés csoport megbízhatóságával, melynek jellemzésére az ún. jósági szám szolgál. E mutatóval nem csak az egyes berendezés, hanem egy egész erőmű is jellemezhető. Bármely berendezés vagy erőmű (esetleg az erőműrendszer) jósági száma, más megfogalmazás szerint készenléti tényezője az alábbi definíció szerint számítandó ki: n

j = 1−

∑ PKK,i ⋅ τKK,i

i =1

n

,

(1.23)

τa ⋅ ∑ PBT,i i =1

mely összefüggésben τKK,i

a PKK,i

kiesett teljesítőképességhez tartozó kiesési

időtartam, τa egy év időtartama órákban mérve, azaz 8760 h/a. A jósági számot (készenléti tényezőt) nagyszámú, múltbeli adat statisztikai feldolgozásából nyerjük. A jósági számhoz (készenléti tényezőhöz) hasonló fogalom a kiesési tényező, melyet a K = 1− j

(1.24)

összefüggéssel lehet meghatározni. A kényszerű kiesések valószínűségi függvényekkel jellemezhetők, melyek meghatározási módja attól függ, hogy –

kevés számú és azonos típusú vagy

–

nagy számú és különböző típusú

gépegységeket tartalmaz a vizsgált rendszer. Kevés számú azonos gépegységből álló rendszer esetében a különböző nagyságú teljesítőképességek kiesési valószínűsége a BERNOULLI-féle valószínűségi eloszlással közelíthető. Eszerint annak valószínűsége, hogy n számú gépből éppen k számú gép esik ki n  n! ( 1 − j )k ⋅ j n −k . p n  =   ⋅ ( 1 − j )k ⋅ j n −k = k    ( ) − ! ! k n k   

(1.25)

k 

Ha ismertnek tételezzük fel azt az üzemidőt, mely során az n számú gép párhuzamosan üzemelt ( τn ), akkor a kényszerű kiesés időtartamát is meg lehet n  határozni minden egyes   kombinációra az  k  τ

n  KK   k 

= p n  ⋅ τn (1.26)    k 

egyenlet szerint. A kiesett teljesítőképesség pedig k számú, egyenként PBT beépített teljesítőképességű blokk esetén pedig P

n  KK   k 

= k ⋅ PBT . (1.27)

21


Az összetartozó τ

n  KK   k 

és P

n  KK   k 

ismeretében megrajzolható az 1—12. ábra szerint

kiesési tartamdiagram.

PKK

PKK(n k) τKK(n k)

τKK

1—12. ábra. Kiesési tartamdiagram (azonos egységek)

PKK, MW

Ezt a függvényt szemlélteti az 1—14. ábra, melyen azt olvashatjuk le, mekkora a valószínűsége annak, hogy PKK vagy annál nagyobb teljesítőképesség kiesik. Amennyiben a vizsgált időszak teljes tartamával ( τa ) a kiesési valószínűség értékét megszorozzuk, akkor kényszerű kiesés időtartamát és ezzel a kényszerű kiesések tartamdiagramját kapjuk.

inflexiós pont σKK

PKK

1

γ, 1/MW

σKK 2π 1—13. ábra. A kényszerűen kiesett teljesítőképességek gyakorisági görbéje

22

PKK

PKK, MW

TARTALÉKOK

p(PKK)

p(0)

p

τKK(PKK)

τKK(0)

τKK

1—14. ábra. A kényszerű kiesések valószínűségi (tartam) diagramja

PKK teljesítőképesség Adott időintervallumban:

kiesésének

τKK ( PKK ) = τa ⋅ p ( PKK ) .

időtartama

a

vizsgált

teljes

(1.28)

Amennyiben a vizsgálatot a teljes, k számú csoportból álló erőműrendszerre is ki akarjuk terjeszteni, akkor az eddigi összefüggéseink formálisan változatlanok maradnak, azonban az egész rendszerre jellemző szórással k

σKK,R =

∑ σ2KK,i

(1.29)

i =1

és az egész rendszerre jellemző középértékkel k

PKK,R =

∑ PKK,i

(1.30)

i =1

kell számolni.

1.4. Tartalékok Mint láttuk, a biztonságos és előírt minőségű energiaellátás érdekében az erőműveknek megfelelő nagyságú tartalék-teljesítőképességgel kell rendelkezniük. A következőkben megvizsgáljuk, hogy milyen elvek alapján lehet a különböző típusú tartalékok nagyságát meghatározni. Kiindulásként először az egyedülálló erőművet vizsgáljuk (ilyen erőmű ma már csak elvétve, elmaradott vidékeken fordul elő), majd áttérünk az együttműködő erőműrendszer tartalékainak meghatározására.

23

TARTALÉKOK

1.4.1. Tartalékok a szigetüzemű erőművekben Egymástól elszigetelt erőművekben úgy kell a tartalék nagyságát megállapítani, hogy a legnagyobb teljesítőképességű létfontosságú berendezés (kazán, turbina stb.) kiesése esetén az üzemben maradó egységek képesek legyenek a fogyasztói csúcsteljesítményt maradéktalanul, megfelelő minőségben kielégíteni. Ennek megfelelően, ha egy erőműben n számú, azonos teljesítőképességű gép van, akkor az üzemi tartaléktényezőt

rü =

n n −1

(1.31)

összefüggéssel lehet meghatározni. Amennyiben az erőművel szemben még olyan követelményt is támasztunk, hogy bármely üzemegység karbantartása esetén is képes legyen a fogyasztói igényeket maradéktalanul kielégíteni, akkor még egy további tartalékegységet kell beépíteni. Ebben az esetben az erőmű teljes tartaléktényezője az

r =

n n−2

(1.32)

összefüggéssel határozandó meg. Előfordulhat olyan eset is, hogy a karbantartások időben átfedik egymást, akkor a tartalékot tovább kell növelni. Az 1—15. ábrán az üzemi és a teljes tartaléktényező értékét a gépszám függvényében ábrázolva megállapíthatjuk, hogy az egységek számának növelésével csökken a tartaléktényezők értéke. Az 1—15. ábra alapján levonhatjuk azt a következtetést, hogy az egységszám növelésével a tartaléktényező értéke csökken. Ennek is következménye az, hogy az erőművek nem elszigetelten, hanem rendszerbe kapcsoltan elégítik ki a fogyasztói igényeket. A következő pontban megvizsgáljuk, hogy egy ilyen rendszerben milyen típusú tartalékok fordulnak elő, és ezek milyen jellegzetességekkel rendelkeznek.

tartaléktényezők 3,5 3

r

2,5 2

rü

1,5 1 0,5 0 0

5

egységszám

10

1—15. ábra. Tartaléktényezők változása elszigetelt erőművekben

24

TARTALÉKOK

1.4.2. Tartalékok az erőműrendszerben Az erőműrendszerek szükséges minimális tartalékait ma már a nagy, összekapcsolt hálózatokban résztvevő társaságok közös érdek alapján határozzák meg. Természetesen a tartalékok tényleges nagysága a helyi sajátosságoknak, az igények alakulásának és egyéb tényezőknek a függvénye. Egy olyan országban, ahol a megújuló energiák részaránya nagyobb a villamosenergia-ellátásban, ott ezek alacsony rendelkezésre állása miatt nagyobb tartalékkapacitásra van szükség, mint olyan rendszerekben, ahol egyáltalán nem, vagy csak nagyon korlátozott mértékben használnak megújuló energiát. A minőségi és mennyiségi energiaellátás célja, hogy a fogyasztói teljesítmény-igény és a szolgáltatott teljesítmény egyenlősége lehetőleg mindig teljesüljön. Ha ez az egyenlőség nem áll fenn, azt a frekvencia változása jelzi. A teljesítmény-többlet frekvencia növekedést, míg a teljesítmény-hiány frekvencia csökkenést eredményez. E két jelenség káros hatásait elkerülendő a villamosenergia-rendszerbe frekvenciaszabályozókat építenek be. Természetesen a szabályozáshoz tartalékok mozgósítására van szükség. Tartalékot kétféleképpen tudunk létrehozni. Az egyik módszer a beépített teljesítőképesség növelése, a másik — ritkán alkalmazott — módszer a fogyasztói korlátozás (önkéntes alapon, megfelelő ellentételezéssel). Az együttműködő erőműrendszerben többféle tartalékról beszélnek, amelyek pontos meghatározása fontos a továbbiak szempontjából. A berendezések állapota szerint megkülönböztetünk álló (hideg) és forgó (meleg) tartalékot. Hideg tartaléknak nevezzük az üzemkész, de álló helyzetű erőművi turbógépcsoportot (turbina+generátor). Meleg tartalékról akkor beszélünk, amikor a turbógépcsoport már szinkron jár a hálózattal, de teljesítménye még nem érte el teljesítőképességét. Az igénybevételi lehetőségektől függően vannak azonnal és lassabban igénybevehető tartalékok. Azonnal igénybevehető tartaléknak hívják a másodperces nagyságrendű (1..10 s) időtartamon belül rendelkezésre álló tartalékot. Ezek általában forgó tartalékok, melyeket automatikusan lehet aktiválni. Gyorsan igénybevehető tartaléknak hívják a perces (1..10 min) nagyságrenden belül mozgósítható tartalékokat. Ezek is általában meleg tartalékok, de lehetnek álló, gyorsan indítható gázturbinás vagy vízerőművi egységek is. E tartalékokat automatikusan vagy kézzel beavatkozva lehet igénybe venni. Lassan igénybevehető tartaléknak nevezik az órás (1..10 h) időtartamon belül rendelkezésre álló kapacitásokat. Ezek tipikusan hideg tartalékok, melyek hagyományos erőművekben állnak rendelkezésre. A villamosenergia-rendszer teljesítményegyensúlyának megtartásához szabályozási tartalékokra van szükség. A megkövetelt minőségi és mennyiségi jellemzőktől való eltérések esetén ezen tartalékok mozgósításával lehet az egyes jellemzők megkívánt értékeit visszaállítani. Attól függően, hogy az egyes tartalékok milyen jellemzők állandó értéken tartásáért felelősek megkülönböztetünk –

primer szabályozási tartalékot, mely a rendszer egyensúlyát (frekvenciáját) stabilizálja egy megváltozott üzemállapotban,

–

szekunder szabályozási tartalékot, mely a rendszer frekvenciáját, vagy az együttműködő rendszerek csereteljesítményét állítja vissza az eredeti értékére,

25

TARTALÉKOK

–

tercier szabályozási tartalékot, mely a rendszer legkisebb energiaköltséget eredményező munkapontját állítja be.

A primer tartalékok mindig azonnal igénybevehető, forgó tartalékok, feladatuk a rendszer frekvenciájának változását megállítsák, majd egy megváltozott frekvencián stabilizálják a rendszert mindaddig, amíg a szekunder szabályozók működésbe nem lépnek. Ha például a rendszerben kiesik egy egység, vagy nagyon rövid idő alatt megnő a fogyasztói oldal által igényelt teljesítmény, vagy fogyasztók nagyobb csoportja kapcsol ki, azaz teljesítmény hiány vagy többlet alakul ki, akkor a rendszer frekvenciája gyorsan csökken, ill. növekszik. A primer szabályozók — a turbina fordulatszám szabályozóin keresztül — gyorsan beavatkoznak, minek következtében egy új frekvenciaértéken beáll az egyensúlyi állapot. Tekintsük például azt az esetet, amikor hirtelen kiesik egy erőművi egység. Ennek következtében a rendszer frekvenciája igen rövid időn belül ∆f1 értékkel — ezt dinamikus frekvenciaeltérésnek nevezik — csökken, majd a primer szabályozók beavatkozása után az eredeti értéktől ∆f értékkel — kvázistacioner frekvenciaeltérés — alacsonyabban állandósul (lásd 1— 16. ábra) A teljesítményváltozás és a frekvenciaváltozás hányadosát KN =

∆P ∆f

(1.33)

a hálózat frekvenciatényezőjének vagy teljesítményszámának nevezzük.

eredeti stabil üzemállapot

f ∆f1

∆f

megváltozott üzemállapot

t 1—16. ábra. A frekvencia időbeni változása hirtelen kiesés után a primer szabályozás hatására

Az UCPTE ajánlások szerint a primer szabályozáshoz a rendszer pillanatnyi összteljesítményének 2,5 %-a kell rendelkezésre álljon. A primer szabályozás jellegéből következik, hogy azt decentralizáltan kell tartani és vezérelni. Az együttműködő rendszerekben érvényesül az ún. szolidaritási elv, miszerint a primer szabályozásban minden együttműködő fél a saját kapacitásának arányában vesz részt. Ez azt jelenti, hogy az együttműködő rendszer minden egyes egysége részt vesz bármely társrendszerben bekövetkezett rendkívüli esemény miatt bekövetkező frekvenciaváltozás megállításában és stabilizálásában. A szekunder tartalékok feladata, hogy a primer szabályozás által stabilizált rendszerben a frekvenciát újra eredeti értékére visszaállítsák, így ismét bevethetővé

26

TARTALÉKOK

tegyék a primer tartalékokat. Egy adott villamosenergia-rendszerben tehát a szekunder szabályozás feladata, hogy a maradó ∆f frekvenciaeltérést megszüntetve ismét az eredeti 50 Hz-es értékét állítsák vissza. Ez a módszer is frekvenciaszabályozás, csak amíg a primer szabályozásban a szolidaritási elv alapján az együttműködő partnerek kölcsönösen támogatják egymást, addig a frekvencia, ill. csereteljesítmény-egyensúly helyreállításáról minden rendszernek magának kell gondoskodnia. A saját rendszerben fellépő teljes eltérést ( ∆Pt ) ki kell szabályozni az előírt csereteljesítménytől való eltérés alapján, azaz ∆Pt = ∆P + K N∆f . Kiesés PA ∆ P12

1. rendszer

2. rendszer

1—17. ábra. A primer és szekunder szabályozás elve

A szekunder tartalék megkövetelt nagyságát általában empirikus formulák segítségével adják meg a fogyasztói csúcsterhelést alapul véve. Normál üzemben a tartalék nagysága Pszt = 3 ⋅ Pcs1 3 ,

(1.34)

míg gyors terhelésváltozásokkal járó üzemállapot (pl. munkanapok délelőttje) ennek kétszerese szükséges, de a tartalék nagyságának mindenképpen nagyobbnak kell lennie a rendszer legnagyobb egységének beépített teljesítőképessége ( Pszt > MAX ( PBT,i ) ) . Vizsgáljuk meg a következő esetet, amikor is két rendszer csatlakozik egymáshoz és az egyikben kiesik PA teljesítmény (1—17. ábra). A primer szabályozó f = f0 + ∆f értéken stabilizálja a frekvenciát, ahol ∆f = −PA ( K N,1 + K N,2 ) . A két rendszerben azonos frekvencia alakul ki, az első rendszerben ∆P12 = −K N,1∆f primer tartalék aktivizálódik, de a 2. rendszer is felszabadítja primer tartalékait. Az egyensúly tehát egy alacsonyabb frekvencián stabilizálódott. A szekunder szabályozás feladata, hogy a kiesett PA teljesítményt pótolva a frekvenciát és a csereteljesítmény értékét visszaállítsa az eredeti értékekre. A szekunder tartalékok egy része általában gyorsan igénybevehető forgó tartalék, de szintén gyorsan aktivizálható álló tartalékok is szóba jöhetnek (pl. gyorsindítású gázturbinák). A tercier szabályozás feladata, hogy a primer és szekunder szabályozásban résztvevő egységek munkapontjait automatikusan vagy kézi beavatkozással a kívánt, legkisebb költséget eredményező helyzetbe hozza. A cél az, hogy a megfelelő szekunder tartalék ismét kielégítő módon és gazdaságilag optimálisan álljon helyre. Ennek megfelelően a tercier szabályozás alapvetően rendszerirányítási és teherelosztási feladat. A tercier szabályozás eszközei lehetnek:

27

TARTALÉKOK

–

erőművi egységek ki- és bekapcsolása, ill. munkapont beállítása,

–

rendszerszintű fogyasztók be- és kikapcsolása (pl. szivattyús-tározós erőművek szivattyúi),

–

fogyasztói csoportok terhelésének vezérlése (hangfrekvenciás központi vezérlés),

–

együttműködő rendszerek csereprogramjainak (export/import teljesítmények) változtatása.

Időben egymást részben átfedő szabályozásokról van tehát szó a különböző tartalékok felhasználásával, amit azt az 1—18. ábra is szemlélteti. A teljes szabályozási eltérés fellépésétől (a zavartól) számolva tehát a háromféle szabályozás, tartalékbevetés egymással összhangban, de időben eltolva hatékony. szabályozás fajtája és/ tercier kézi vagy aut. szekunder primer 30 s zavar kezdete

15 min

eltelt idő

primer szabályozási tartomány itt még a primer szabályozás hatékony, de a szekunder szabályozás belépésével fokozatosan visszamarad tercier szabályozási tartomány optimális üzemi tartomány

1—18. ábra. A szabályozások időbeni kölcsönhatása

A megfelelő tartalékok előkészítéséhez és létrehozásához idő kell. Rövidebb és hosszabb távra egyaránt felkészülve kell a szükséges tartalékokról gondoskodni. A tervezés során három időtartam különböztethető meg: –

hosszú távú tartaléktartás megállapodásokkal,

–

középtávú (heti) tartaléktartás szervezési módszerekkel és

–

rövidtávú (napi) tartaléktartás rendszerirányítási módszerekkel.

28

új

egységek

létesítésével

vagy

szerződéses

2. fejezet

A VILLAMOSENERGIAFEJLESZTÉS GAZDASÁGI ÉRTÉKELÉSE

2. A VILLAMOSENERGIA-FEJLESZTÉS GAZDASÁGI ÉRTÉKELÉSE

ÍRTA: BALOGH ANTAL ÉS BIHARI PÉTER

A villamosenergia-fejlesztő kapacitások (erőművek) létesítése még a nem szakemberek számára is nyilvánvalóan nagy tőkebefektetés mellett megvalósuló beruházás, ezért ezek tervezésénél és üzemeltetésénél körültekintő és alapos gazdaságossági vizsgálatokra van szükség. Az átfogó, minden részletre kiterjedő gazdasági vizsgálatokat közgazdászok végzik el, ugyanakkor a mérnöknek képesnek kell lennie a mérnöki gyakorlathoz szorosan kapcsolódó hatékonysági vizsgálatok önálló elvégezésére, valamint a mélyebb gazdasági vizsgálatok elveit legalább annyira el kell sajátítania, hogy tárgyalóképes, egyenrangú partnere lehessen közgazdász munkatársának.

2.1. Alapfogalmak

2.1.1. A pénz időértéke, kamat Az általános értékmérőként használatos, formailag a világ országaiban különböző, funkcionálisan azonos szerepet betöltő pénz sajátos tulajdonsága, hogy képes önmaga szaporítására. E szójáték háttere, alapja a múló idő. Mindenki előtt ismert, hogy a megtakarított pénzt bankban elhelyezve, adott idő elteltével több pénzt kapunk vissza. Ennek oka, hogy a betét ideje alatt a pénz „dolgozott”, olyan helyen használták fel a (regionális, esetleg a világ-) gazdaságban, ahol új értéket termelt, vagyis többlet pénzt állított elő. E többletből — az alapvető igazságosság elve szerint — a pénzt rendelkezésre bocsátónak is részesülnie kell. Ha éppen egy év időtartamra adta kölcsön pénzét, a visszakapott összeg és a beadott összeg különbségét nevezzük éves kamatnak. A kamat tehát a hitel díja. Elmondható tehát, hogy 1 Ft ma többet ér, mint 1 Ft holnap, hiszen holnapra a mai forintom már a (napi) kamatával megnő. A gazdaság számos területén, így az energetikában is az éves időhorizontot tekintjük vizsgálataink szempontjából a célszerűen kezelhető egységnek. A pénz több éven át tartó gyarapodási ütemét mértani sorral számítjuk (felkamatolás):

An = A0 ⋅ ( 1 + p )n ,

(2.1)

ahol: An , a 0. évben elhelyezett A0 összeg értéke n év után, p, az éves kamatláb.

Az (1+p)n tagot kamattényezőnek is szokás nevezni. A folyamatot az időben másképp is szemlélhetjük: mekkora A0 összeget kell ma bankba tennünk, hogy n év után, p éves kamatláb mellett An mennyiségű pénzünk legyen?  1 n  1 n  A0 = An ⋅  , ahol azonos értelmű jelölések mellett az  tagot  1 + p   1 + p  diszkonttényezőnek, a számítást pedig diszkontálásnak nevezzük.

31

ALAPFOGALMAK

Infláció

A pénz elértéktelenedési folyamatát inflációnak nevezzük. Számos ok idézheti elő, ezért a gazdasági-társadalmi háttér részletesebb elemzése helyett itt csak a számunkra fontos következmények ismertetésére szorítkozunk. Közismert tünete, hogy emelkedésnek indulnak az árak, mivel a forgalomban lévő pénzmennyiség mögött nincs kellő árukészlet, a gazdasági szabályozó így próbálja a kereslet-kínálat megbomlott egyensúlyát visszaállítani. Az áremelkedésből következik, hogy — a fenti példával élve — a mai 1 Ft, holnapra már nem bír a mai vásárlóértékével. Nyilvánvaló tehát, hogy az infláció a pénz időértéke ellen hat, sőt, kedvezőtlen esetben azt teljesen elveheti, azaz a szóban forgó 1 Ft-ot holnapra a mai értéke alá is viheti. Az infláció árnyékában mindezek miatt szükséges a pénzmozgásokat olyan módszerrel követni, mely e kedvezőtlen hatást kiküszöböli. A pénzügyi gyakorlatban ezért a kamatot „megtisztítják” az inflációtól. Ez annyit tesz, hogy a pénz fent vázolt tiszta időértékét megtestesítő kamatlábat (reálkamatláb, pr) és az inflációs rátával (pi) megnövelt kamatlábat (nominálkamatláb, pn) élesen megkülönböztetik: pn = pr + pi + pr pi ,

(2.2)

ahol ha az utolsó (szorzat) tag elegendően kicsi, a szokásos egyszerűsítéshez jutunk, miszerint a nominálkamatláb a reálkamatláb és az inflációs ráta összege. Ezt az összefüggést más, az előzőnél szemléletesebb formában is felírhatjuk, miszerint 1 + pn = ( 1 + pr ) ⋅ ( 1 + pi ) .

(2.3)

Az inflációs ráta megállapításának módszere nem tartozik jelen vizsgálataink tárgykörébe, viszont a reálkamatlábról szólnunk kell. A nemzetközi gazdasági tervezésben bevett szokás, hogy a hosszú életciklusú produktumok — mint amilyen, pl. egy erőmű is — beruházási döntéseit egyetlen időpillanatra diszkontált/kamatolt pénzigénye alapján hozzák meg. Ilyen helyzetben elképzelhetetlen, hogy a számításokban az infláció értékét is figyelembe vegyék. Rövidtávon (1..2 év) talán elfogadhatók az előrejelzési technikák által szolgáltatott adatok, de 10..30..50 évekre előre a becslés reménytelen. Nem marad más megoldás, mint a reálkamatlábat venni valahogyan alapul. De a regionális- illetve a világgazdaság tendenciáit éppen olyan nehéz becsülni, mint az inflációt, akkor tehát mit tehetünk? Tervezni csak úgy érdemes, ha egy megfelelően széles körben egyeztetett, úgynevezett kalkulatív reálkamatlábat veszünk fel, ami más felfogás szerint az egyeztetési körben elvárt éves gazdasági hozam — a pénz így elvárt tiszta időértéke. Az egyeztetési kör lehet egy ország, vagy annál szélesebb együttműködő környezet is. A nemzetközi gyakorlat azt mutatja, hogy az így kialakított kalkulatív reálkamatláb (p) értéke 6..9..12..15 % között mozog. Az alacsonyabb értékek a kiegyensúlyozott gazdasági rendszerrel rendelkező fejlett, míg a magasabb értékek (10..15 %) a kevésbé fejlett, ill. fejlődő országokra jellemzők.

32

ALAPFOGALMAK

2.1.2. Az erőművek költségei 2.1.2.1. Az erőmű életciklusa

A beruházások, fejlesztések hosszú, több éves élettartamán belül két, viszonylag jól elkülöníthető szakaszt lehet megkülönböztetni. Az első, a beruházás megvalósítási időtartama, amely a döntést követően a tervezési, kivitelezési munkákkal kezdődik és a létesítmény teljes üzembe helyezéséig tart. Ebben az időszakban általában csak költségek merülnek fel. Ezekkel az úgynevezett egyszeri ráfordításokkal hozzuk létre azt a kapacitást, amelynek költségei a későbbi működés során térülnek meg. A második az objektum működésének időtartama, amely az első részkapacitás üzembelépésétől elvileg az állóeszköz elhasználódásáig vagy a beruházás termelési céljának megvalósításáig tart. Ez utóbbi időszak hossza nehezebben határozható meg. Ebben az időszakban ugyanis több, részben egymással ellentétes folyamat is lejátszódik. A létesítmény megvalósulásával megindul az üzemszerű működés. Ez a gazdaságosság számítási módszerek nyelvére lefordítva azt jelenti, hogy (többnyire az egyszeri ráfordításoknál jóval kisebb volumenű) állandó, ún. folyamatos ráfordítások árán a létesítmény működése következtében időről időre bevételek keletkeznek, amelyek forrásul szolgálnak a beruházási periódusban megelőlegezett tőke visszatérüléséhez és az objektum, üzem műszaki-gazdasági színvonalának fenntartásához vagy emeléséhez. Ebben a periódusban azonban nemcsak a folyamatos ráfordítások, a tárgyi eszközök használódnak el hanem — lassú, létesítmény-fajtánként eltérő időtartamú folyamat eredményeként — maguk a beruházással létrehozott állóeszközök is elhasználódnak, elkopnak vagy elavulnak. A tervek ismeretében beruházási döntés

A gazdsági elöregedés időpontja

Üzemszerű működés kezdete

-4

0

Építési idő

5

10

15

20

25

év

Leírási idő Üzemidő Műszaki élettartam

Üzembehelyezés, próbaüzem 2—1. ábra. Egy beruházás élettartama

A példában jelzett beruházás közepes hosszúságúnak mondható. A műszaki élettartam a gazdasági tervezés által előirányzott élettartamnál azért lehet hosszabb, mert egy, már meglevő telephelyen elöregedett erőmű megújításával gazdaságilag semmilyen „zöld mezős” beruházás nem versenyképes. Ezt az axiómát az esetek döntő

33

ALAPFOGALMAK

többségében ki is használja az energetika. (A továbbiakban az üzembehelyezés— próbaüzem egyébként is rövid idejét elhanyagoljuk.) 2.1.2.2. Általános költségmodell

Ez a szakasz összefoglalja azon alapvető költségeket és ezek számítási elveit, amelyek ismerete szükséges az összehasonlító gazdasági elemzések elvégzéséhez. A módszer több esetben is egyszerűsítésekre támaszkodik, azonban ezek két okból szükségesek, egyrészt a különböző erőművi technológiák összehasonlíthatósága végett, másrészt, mivel a számításokat a rendszer-fejlesztés (beruházás) előtt kell elvégezni, sokszor becsült adatok alapján. A költségek definíciója

Gazdasági szemszögből vizsgálva, a villamos energia rendszer bővítése új erőművel, ill. meglévő rendszer bővítése magas beruházási költséggel jár, emellett kell azt biztosítani, hogy a villamosenergia-fejlesztés a lehető legalacsonyabb költségen történjen. A rendszert elemezve két lényeges költséget lehet megkülönböztetni: a beruházási költséget (tőke befektetési költség), (Ft/kW) mely az erőmű építésének egyszeri költségét jelenti, valamint az energiafejlesztési költséget, (Ft/kWh) mely magába foglalja a villamosenergia-fejlesztés teljes költségét. Az energiafejlesztési költség két fő költségösszetevőre bontható, tüzelőanyag (üzemanyag) költségre valamint működtetési és karbantartási költségre (Ü&K). A költségek egy más fajta felosztását is meg lehet tenni: állandó költség és változó költség. A villamosenergiafejlesztés költségeinek általános kategóriáit a 2—2. ábra mutatja. Mint látszik, a tüzelőanyag költségnek, valamint a működtetési és karbantartási költségnek két, állandó és változó komponense van. A különböző költségek értékei nagyban függenek az erőműben alkalmazott technológiától. Például atomerőműben magas a beruházási költség értéke, míg a tüzelőanyag költség alacsony, ezzel szemben szénhidrogén tüzelésű erőműben pont fordított a helyzet, vízerőmű esetén pedig gyakorlatilag nem kell tüzelőanyaggal számolni. Változó költség Üzemeltetési költség

Beruházási költség

Változó Ü&K költség Állandó tüzelőanyag költség

Állandó költség

Villamosenergiafejlesztés költsége

Változó tüzelőanyag költség

Állandó Ü&K költség Adók és Biztosítás Állandó beruházási költség

Amortizáció Beruházás megtérülése Egyéb állandó költség

2—2. ábra. A villamosenergia-fejlesztés költségkategóriái

Tőkebefektetési költség

Tőkebefektetési (beruházási) költségnek nevezzük az erőmű építéséhez és üzemszerű működésre hozásához szükséges kiadások összességét. Víz-, szén- és atomerőmű esetén

34

ALAPFOGALMAK

az állandó beruházási költség (ami arányos a tőkebefektetési költséggel) az egyik legnagyobb része a villamosenergia-fejlesztés költségének. A teljes tőkebefektetési költség tartalmazza az erőmű épületeinek építési és szerelési, a berendezések beszerzési és szerelési költségeit, valamint az építési idő alatti kamat költségeit is. A költségek általában feloszthatók közvetlen és közvetett költségekre. A közvetlen tőkeköltség közvetlen kapcsolatban van az erőmű épületeivel és berendezéseivel (pl. kazán, reaktor, turbina, villamos berendezések), földtulajdonnal, valamint különleges anyagokkal (pl. atomerőmű első feltöltése hűtő és moderátor anyaggal). Villamos alállomás, úgymint fő villamos-transzformátor, ha figyelembe vesszük, akkor a közvetlen tőkeköltséghez sorolandó. A közvetlen költséget fel lehet osztani leírható és nem leírható részre. Minden tőkeköltség leírható, kivéve a föld. Az közvetett tőkeköltség a többi általános természetű kiadás, főleg a szolgáltatások költségeiből (építészeti, műszaki, menedzsment szolgáltatás) és a bérekből áll. Adók, vámok és illetékek figyelembevétele nemzeti tervtanulmány esetén nem szükséges, mivel ezek normális esetben visszaforgatásra kerülnek a nemzetgazdaságba. Az erőmű tőkeköltsége számos tényezőre érzékeny, különösen az erőmű elhelyezkedésére (pl. földrajzi terület, földfelszín alatti viszonyok, meteorológiai viszonyok, lakott terület közelsége), építési ütem hosszára, egységnagyságra, inflációra, kamatláb változásra, valamint a törvényi szabályozásokra. Például, utólagosan egy szénerőműbe történő füstgáz-kéntelenítő beépítésének költsége elérheti az egység teljes beruházási költségét. Tüzelőanyag költség

A tüzelőanyag-költség ill. tüzelőanyag ciklus költség azon kiadások összességére vonatkozik melyek az erőmű tüzelőanyag felhasználásával kapcsolatosak. Általában, a nukleáris tüzelőanyag-költség elemzése bonyolultabb, mint a hagyományos tüzelőanyagot felhasználó erőművek esetén (szén ill. olaj vagy gáz). Míg a hagyományos tüzelőanyag lényegében azonnal felhasználásra kerül, addig a nukleáris fűtőelemet a reaktorban évekig használják, majd újra feldolgozzák. A nukleáris fűtőelem ciklus a következő fő elemekre bontható fel: bányászat, tárolás, szállítás, átalakítás, dúsítás, fűtőelem gyártás, besugárzás, tárolás, szállítás, reprocesszálás és hulladék elhelyezés. Nettó nukleárisanyag fogyasztás Közvetlen költség

Gyártás Kiégett fűtőelem tárolás Fűtőelem szállítás

Nukleáris fűtőelemciklus költség

Közvetett költség

Kiégett fűtőelem feldolgozás költsége Gyártási szállítási költség Hulladék elhelyezés szállítási költsége

2—3. ábra. A nukleáris fűtőelem ciklus költségeinek felbontása

35

ALAPFOGALMAK

A 2—3. ábra a nukleáris fűtőelem ciklus költségeit mutatja. A közvetlen költség azon anyagok, eljárások és szolgáltatások összességére vonatkozik melyek ahhoz szükségesek hogy a fűtőelem olyan formát vegyen fel, mely már alkalmas energiafejlesztésre. Üzemeltetési és karbantartási költség

Az üzemeltetési és karbantartási (Ü&K) költségek tartalmazzák az összes nem tüzelőanyag jellegű költséget. Ide tartozik mind a közvetlen és közvetett munkabér, felhasznált alkatrészek és segédanyagok, külső fél által végzett szolgáltatások költsége, valamint atomerőmű esetén a moderátor és hűtőközeg pótlása és a nukleáris felelősségbiztosítás. Általában az Ü&K költségeket normál, terhelés követő üzemmód esetén átlagos kapacitásfaktor figyelembevételével határozzák meg. A 2—4. ábra az Ü&K költségek felosztását szemlélteti. Az erőművi Ü&K költség felosztható állandó és változó költség-komponensre. Az állandó Ü&K költséget (Ft/kW/a) az egységnagyság és az erőmű típusa határozza meg, és független a kapacitásfaktortól. A változó Ü&K költség (Ft/kWh) közvetlen kapcsolatban van a kiadott villamos energia mennyiségével (kapacitás-faktorral). Több költségszámító rendszer megkülönböztet „segédanyag” Ü&K költséget, ez a tüzelőanyagon kívül felhasznált összes többi anyag költsége. Például a kén megkötésére használt mészkő, a hűtővíz és kezelése, a vízhasználat költsége segédanyag Ü&K költség. Erőmű személyzet Felhasznált alkatrészek Közvetlen költség

Nukleáris felelősségbiztosítás Külső fél által végzett szolgáltatás Egyéb költségek

Üzemeltetési és karbantartási költség

Segédanyag Közvetett költség Moderátor és hűtőközeg potlása 2—4. ábra. Atomerőmű Ü&K költségeinek felbontása

Eredő fajlagos költségek

Mint azt már az előző fejezetekben is láthattuk az erőmű energiafejlesztés költségei (EK) hagyományosan a terhelés változásától való függőségük alapján felbonthatók állandó költségekre (ÁK) és változó költségekre (VK). A változó költségeket az üzemanyag költségének változó része (VÜK), valamint a változó üzemeltetési és karbantartási költség (VÜ&K) teszi ki. Az állandó költségeket a beruházással kapcsolatos tőkeköltségek (BK), az üzemanyag ellátáshoz kapcsolódó állandó költségek (ÁÜK) (teljesítmény díj, lekötési díj, stb.), a beruházás elvárt nyeresége (NY), az állandó üzemeltetési és karbantartási költség (ÁÜ&K), az adók és biztosítási

36

ALAPFOGALMAK

díjak (ABD), valamint az egyéb, állandó jelleggel felmerülő kiadások (EÁK) teszik ki. Ennek megfelelően az eredő változó költség: VK = VÜK + VÜ&K Ft. Az eredő állandó költség: ÁK = ÁÜK + ÁÜ&K + BK + NY + ABD + EÁK Ft/a. A fajlagos költségeket meghatározhatjuk, ha a változó költségeket a kiadott villamos energiára, az állandó költségeket pedig a beépített villamos teljesítőképességre vonatkoztatjuk. Vagyis a fajlagos változó költség: v =

VK E

Ft/kWh.

A fajlagos állandó költség á =

ÁK Ft/a/kW. BT

2.1.2.3. Beruházási költség

Egy erőmű beruházásának költsége m év (építési idő) alatt a kamatok figyelembe vétele nélkül (elméletileg mintha „egy éjszaka” alatt megtörténne a felépítés): −1

B0 =

∑

j =−m

B0, j ,

(2.4)

tehát a j-ik évben beruházásra fordított pénzmennyiségek összege. A 0 index a pénz időértékének figyelmen kívül maradására, azaz annak nominális értéken való figyelembevételére utal. Az erőmű beruházásának költsége m év alatt kamatokkal, az üzembe helyezés pillanatára diszkontálva: −1

B =

∑

B0, j

j =−m ( 1

+ p )j + 0,5

.

(2.5)

A diszkonttényező kitevőjében szereplő +0,5 a folyamatosan fellépő kiadások következménye. Elvben az évek bármely pillanatára képzelhetnénk az adott évi teljes kiadást. Ezzel a korrekcióval az aktuális év közepére helyezzük a diszkontálással áthidalandó távolságot. Nyilván az évek elejét vagy végét választva eltérő összegek adódnak. Ha az időben „elkent” kiadásokat így koncentráljuk, az arany (de legalábbis ezüst) középutat járjuk. Az elhúzódó beruházás többletterhének mutatószáma az interkaláris tényező: i =

B > 1. B0

(2.6)

Ez a tényező rámutat arra, hogy a ráfordított pénzmennyiség időértéke milyen fontos szerepet játszik a nagy tőkeigényű építkezéseknél. Értéke általában 1,1..1,4 körül alakul. Az alsó határ a gyorsan felépíthető (pl. gázturbinás) blokkokra, a felső a hosszan elnyúló (pl. atomerőművi) blokkok létesítésére jellemző.

37

ALAPFOGALMAK

A beruházási költséget általában a beépített teljesítőképességre vonatkoztatottan, az ún. fajlagos beruházási költség nagyságával adják meg, melyet az a =

B0 PBT

(2.7)

összefüggéssel definiálunk. Ennek értéke igen sok tényezőtől függ és meglehetősen széles tartományban mozog. A legfontosabb befolyásoló tényezők a következők. Az erőmű nagysága döntő mértékben kihat a fajlagos beruházási költség értékére, mégpedig úgy, hogy a blokknagyság növekedésével a fajlagos beruházási költség — erőteljesen — csökken. A főberendezések (kazán, turbina, kondenzátor stb.) nagysága szintén jelentős befolyással rendelkezik a fajlagos beruházási költség nagyságára. A hatás itt is hasonló, mint a blokknagyságnál, vagyis a nagyobb teljesítményű berendezések fajlagosan olcsóbbak. A tüzelőanyag minősége szintén kihat a fajlagos beruházási költségre, mégpedig a tüzelőanyag minőségének romlásával (fűtőértékének csökkenésével) arányosan, mivel ebben az esetben a tüzelőanyag ellátó berendezéseket nagyobbra kell választani, továbbá a kazán mérete is növekszik (azonos teljesítőképesség mellett), ami drágítja a beruházást. Az erőmű kapcsolása (blokk egységkapcsolás vagy gyűjtősínes) szintén hatással van a beruházási költségekre. A blokk és a gyűjtősínes kapcsolás elvét a 2—5. ábra szemlélteti.

a., gőz gyűjtősín

villamos gyűjtősín

tápvíz gyűjtősín

b., 2—5. ábra. Blokk egységkapcsolású (a) és gyűjtősínes kapcsolású (b) erőmű elvi felépítése

A blokk kapcsolású erőművek fajlagosan kisebb hogy a gyűjtősínes kapcsoláshoz képest igen irányítástechnikai rendszert lehet megtakarítani. blokk egységkapcsolású erőmű az 1963-ban felépült

költségének oka abban keresendő, sok szerelvényt és — drága — Magyarországon az első tisztán Oroszlányi Erőmű volt.

A hatásfok és a fajlagos beruházási költség közötti kapcsolat jellegében a 2—6. ábrán látható görbének felel meg. A görbe minimumponttól jobbra eső szakasza egyszerűen

38

ALAPFOGALMAK

a műszaki-gazdasági megfontolásokkal magyarázható: a minimális fajlagos beruházási költségeken túl jobb hatásfokú erőművet a kezdőjellemzők növelésével, jobb hatásfokú gépek alkalmazásával lehet csak elérni, ami nyilvánvalóan drágábbá teszi a beruházást. A görbe bal oldali, árnyékolt mezőben lévő részének magyarázata már nem ilyen egyértelmű. A hatásfok csökkenésével egyidejűleg bekövetkező fajlagos beruházási költség növekedés okát az erőmű beruházási költségeit meghatározó anyagáramlási keresztmetszetek példáján keresztül szemléltethetjük. Az erőmű „ jóságáról” hatásfokáról kellő eligazítást adhat a kondenzátorba jutó gőz mennyisége is: minél több gőz kerül a kondenzátorba, annál rosszabb az erőmű hatásfoka. Több erőműre kiterjedő vizsgálatok tanúsága szerint a kondenzátorba jutó gőz mennyiségének növekedésével együtt –

növekszik a füstgázmennyiség, minek következtében nő a kazán és a kazánventilátorok mérete, így azok ára is;

–

növekszik a tápvízmennyiség, ami maga után vonja a tápvízelőmelegítők és a csövek méretének, így árának növekedését;

–

a kondenzátorban elvonandó hőáram növekedése maga után vonja a kondenzátor, valamint a turbina kisnyomású rész méretének (és árának) növekedését;

–

nő a frissgőzmennyiség, amely növeli a kazán és a főgőzvezeték, ha van, akkor az újrahevítési gőzvezeték, beruházási költségeit;

–

növekszik a fűtőanyag és a hűtővíz szükséglet.

szivattyúk,

a, fajlagos beruházási költség

Mindezekből az következik, hogy a hatásfok romlása miatt — ugyanazon teljesítmény biztosítása érdekében — nagyobb, így költségesebb berendezéseket kell beépítenünk. Magától értetődő, hogy nem építünk olyan erőművet, amely költségesebb és rosszabb hatásfokú is. Ezt hivatott jelezni a 2—6. ábrán a görbe e szakaszának árnyékolása.

Tiltott terület

amin

η, hatásfok 2—6. ábra. A hatásfok és a fajlagos beruházási költség kapcsolata

Nyitott marad azonban a kérdés, hogy a görbe fennmaradó szakaszának mely pontját jelöljük ki optimálisnak, hiszen itt a beruházási költségek és a hatásfok 39

ALAPFOGALMAK

azonosan (mindkettő növekszik) változnak. E kérdés megválaszolására az erőművi villamos energia egységköltségének ismeretében, a 2.2.3.1. pontban térünk vissza.

2.1.3. A működési időtartam alatt felmerülő évi költségek Az évi költséget állandó és változó összetevőkre szokás bontani: C = Ca + C v .

(2.8)

Az állandó (a kiadott energia mennyiségétől gyakorlatilag független) költség összetevői: C a = C l + C TMK,a + C e ,

(2.9)

ahol a tagok rendre: amortizációs leírásból adódó tőketeher + karbantartási költség állandó része + egyéb felmerülő költségek (bérek és járulékok, jutalmak, biztosítás, posta, stb.). A változó (a kiadott energia mennyiségével szorosan összefüggő) költség összetevői: C v = C ü + C anyag + C TMK,v

(2.10)

ahol a tagok rendre: tüzelőanyag költsége + egyéb segédanyagok (pl. víz, mészkő, stb.) költsége + karbantartási költség változó része. Fontos megjegyezni, hogy a gyakorlatban nem ilyen egyszerű az egyes költségtételek kategorizálása. Ca és Cv sok olyan elemet tartalmaz(hat), melyeket önkényesen sorolhatunk egyik, avagy másik csoportba. A döntést mindig az erőművi egységes érdek befolyásolja. Szokásos egyszerűsítésekkel a karbantartási költségeknek csak az állandó részét figyelembe véve, valamint a változó költségeket pusztán a tüzelőanyag költségével közelítve: C a ≅ C l + C TMK + C e ,

(2.11)

C v ≅ Cü .

(2.12)

Az amortizációs leírásból adódó évi tőketeher: Cl = αl ⋅ B ,

(2.13)

ahol az évi kamatos leírási tényező (annuitás):  n −1 ( )n 1 p   = p ⋅ 1 + p , α l =  ∑ = i n (1 + p ) − 1 1 − ( 1 + p )−n  i =1 ( 1 + p ) 

(2.14)

mely összefüggésben az energetikai beruházásoknál szokásos kalkulatív reálkamatláb (p) és az erőmű üzemideje években (n) szerepel. Ezt az értéket tőkemegtérülési mutatónak is nevezik. Fontos hangsúlyozni, hogy ez az annuitás érték nem a számviteli szabályok szerinti éves leírás! Az a vállalat könyv szerinti értéke szempontjából érdekes, ez pedig tőketeher mutatóként, a költségszámításhoz szükséges. A karbantartás költségét az erőműbe beépített szerkezeti anyagok és gépek által megtestesített értékhez viszonyítjuk, de fontos kiemelni, hogy B0-ban természetesen sok egyéb költség is benne foglaltatik (pl. építőmunkások bére), ami nincs kapcsolatban az installált anyagok, gépek értékével. A lényeges momentum itt az, hogy semmiképp se az elhúzódó beruházás B költségével hozzuk kapcsolatba az üzemidő alatt jelentkező karbantartási költségeket: 40

ALAPFOGALMAK

C TMK = α TMK ⋅ B0 ,

(2.15)

ahol a karbantartás évi leírási tényezője tapasztalati szám, értéke mintegy 0,025 1/a. Az egyéb állandó költségeket (bérek, biztosítás, posta, stb.) szintén egy tapasztalati évi leírási tényezővel B0-hoz viszonyítjuk: C e = α e ⋅ B0 .

(2.16)

Az állandó költségek így az évi leírási tényezők összevonásával: C a = ( α l ⋅ i + α TMK + α e ) ⋅ B0 = α ⋅ B0 = α ⋅ a ⋅ PBT .

(2.17)

A változó költség (immár csak a tüzelőanyag költsége): C ü = Q ⋅ pQ =

E ⋅p , ηKE Q

(2.18)

ahol pü , a tüzelőanyag hőára, mely a tüzelőanyag árának és fűtőértékének a Hü hányadosa, pQ =

Q a felhasznált évi tüzelőhő, E = Pcs ⋅ τcs az éves szinten kiadott villamos energia,

ηopt az erőmű évi átlagos hatásfoka, melyben: δ = δ1 ⋅ δ2 ⋅ δ 3 az erőmű δ legjobb hatásfokú üzemétől való eltérésének mutatója, az úgynevezett rontótényező. ηKE =

A rontótényező összetevői Optimálistól eltérő terhelés (δ1) Optimális terheléstől való eltérést jelenthet például az, ha részterhelésre kényszerül a blokk a rendszer menetrendtartását kötelezően elősegítendő. Hasonló szituáció — ha van rá mód — egy blokk túlterhelése. A névleges terheléstől eltérő állapotokban a blokk hatásfoka — jellegét tekintve — a 2—7. ábra szerint változik. Környezeti hatások figyelembevétele (δ2) A kondenzációs erőműből kinyerhető villamos teljesítményt (és így a hatásfokot) alapvetően befolyásolja a kondenzátor nyomása, ami a hűtőközeg hőmérséklete által meghatározott. Korlátot jelenthet tehát frissvízhűtésnél, hűtőtónál a rendelkezésre álló hűtővíz hőmérséklete, hűtőtornyos megoldásnál a környezeti levegő hőmérséklete.

41

ALAPFOGALMAK

η környezeti tényezők hatása

η opt

Pmin

Pnévl

P max

P

2—7. ábra. Erőművi blokk hatásfokának terhelésfüggése

Indítási-leállítási veszteségek (δ3) A berendezések által az üzemi hőmérséklet eléréséig felvett hőmennyiség, valamint a leállítás után a berendezésekben tárolt, onnan a környezet felé távozó hőmennyiség igen tetemes lehet. Qü Qü,0

P P0

1

Q ind

Felfűtés

Felterhelés

τ0

τ

2—8. ábra. Erőművi blokk indítási hővesztesége. A 0 index a névleges terhelésű üzemállapotra utal

A 2—8. ábrán jelölt τ0 időpontig — a blokk típusától függően — akár több óra is eltelhet a „hideg” indítástól. Jelen hőáram—idő koordináta rendszerben a közbezárt Qind terület éppen a szóban forgó hőmennyiséggel egyenlő. Ugyanilyen terület mutatkozik leálláskor/teherledobáskor. A hőveszteség annál nagyobb, minél tovább áll a blokk az újraindulásig. A függvény (2—9. ábra) a teljesen „hideg” állapot egyenese által reprezentált legnagyobb indítási hőszükséglethez tart:

42

ALAPFOGALMAK

Q ind teljesen hideg állapot

τállás 2—9. ábra. A hőveszteség és az állásidő kapcsolata

2.1.4. A villamos energia egységköltsége Definíció szerint a villamos energia egységköltsége, az éves szinten felmerülő költségek és a kiadott villamos energia mennyiségének hányadosa, az alábbi összefüggéssel számítandó k =

p α ⋅ a ⋅ PBT C C C C C = a + v ≅ a + ü = ka + kü = + Q . ηKE E E E E E E

(2.19)

Ezt a formulát kívánatos úgy átalakítani, hogy ne szerepeljen benne semmiképp a beépített teljesítőképesség, mert az az erőmű éves energiaszolgáltatási tevékenységéről nem ad hasznos információt. Felhasználva, hogy E = Pcs ⋅ τcs , ezt beírva az első tört nevezőjébe, majd a számlálót és a nevezőt is osztva Pcs-vel. A VER teljesítménymérlegével, feltételezve, hogy nincs állandó hiány: ⋅ r ⋅ (1 + ε ) P r PBT P P P = BT ⋅ RT ⋅ IT ⋅ ÜIT = TMK ÜT ≅ r ⋅ (1 + ε ) ν VH Pcs PRT PIT PÜIT PÜIT,ki

(2.20)

ahol r az összevont tartaléktényező, ε pedig az önfogyasztás mutatója, ugyanis: PBT 1 , = PRT ν VH

(2.21)

PRT P = rTMK = 1 + TMK , PIT PIT

(2.22)

P PIT = rÜT = 1 + ÜT , PÜIT PÜIT

(2.23)

PÜIT Pε = 1+ = 1+ ε. PÜIT,ki PÜIT,ki

(2.24)

43

ALAPFOGALMAK

Ebben a felfogásban az egyes törtek a teljesítményszintek közti tartaléklépcsőket testesítik meg, melyeket végül r-ben egyesítünk. A villamos energia egységköltségét megadó összefüggés mindezek után a következő alakban írható: k =

p α ⋅ a ⋅ r ⋅ (1 + ε ) + Q , τ cs ηKE

(2.25)

amely egyenletben szereplő tagok mindegyike fontos, informatív jellegű az éves költség megítélését illetően. Megjegyezzük, hogy a gyakorlatban az erőművi önfogyasztást nem a kiadott villamos teljesítményre, hanem az összes energia mennyiségére vonatkoztatják:

ε=

P PÜIT Pε 1 , ezzel viszont: ÜIT = . = PÜIT,ki PÜIT − Pε 1−ε PÜIT

(2.26)

Az önfogyasztást ilyen módon értelmezve az erőművi villamos energia egységköltségét a k =

p α ⋅a ⋅r + Q , τcs ⋅ ( 1 − ε ) ηKE

(2.27)

összefüggéssel lehet meghatározni. Későbbi vizsgálatainkban azonban továbbra is a (2.25) szerinti egységköltséggel számolunk.

2.1.5. Az erőművek árbevétele, nyeresége 2.1.5.1. Költség- és árbevétel függvények

A felépült és üzembe került villamosenergia-fejlesztő vállalat (erőmű) költségszerkezete ábrázolható grafikusan, jellegében a 2—10. ábra mutatta módon (egy évre):

C

Á C F

CF

Cv α

Ca

EF

E

2—10. ábra. Az erőmű költségeinek és árbevételének alakulása

44

ALAPFOGALMAK

A 2—10. ábra jelöléseinek értelmezése: C = C a + C v : a vállalat évi összes költsége, Á: a vállalat árbevétele F: fedezeti pont tg α : a kiadott villamos energia egységköltségének változó része (kü) A függőlegesen vonalkázott terület a fedezeti pont felett a nyereség tartománya, alatta viszont veszteség mutatkozik. Minden erőmű más és más fedezeti ponttal jellemezhető, de közös céljuk az fölé, attól természetszerűleg minél távolabb kerülni, nyereségüket ily módon növelni. Ez az egyéni törekvés érthetően szöges ellentétben áll a legkisebb költségre szabályozó rendszer érdekével, mely konfliktust az erőműrendszer és a beruházási döntések tárgyalásánál fejtjük ki részletesen. (A fedezeti pont elérése vagy el nem érése a kiadott energia évi mennyiségétől, azon belül az éves csúcskihasználási óraszámtól függ, az pedig a teherelosztástól.) A függvényeket általában egyeneseknek ábrázoljuk, ami elfogadható közelítésnek mondható, a szakirodalomban is elterjedt. Az állandó költségekre ez kevésbé vitás, a változó költségekre inkább, de a kiadott teljesítmény és a felhasznált tüzelőanyagmennyiség összefüggésének dominanciája a változó költségben erre feljogosíthat. Pontosan ezt tükrözte az egységköltség származtatásának egyszerűsítő feltétel sorozata. (Megjegyezzük azonban, hogy a villamos energia eladási ára napi időzóna függő, az éves kihasználás függvényében az árbevétel vonala eltérhet a lineáristól.) Az egyenesek menete nyilvánvaló. Amíg nincs energia kiadás, addig nincs változó (tüzelőanyag) költség és árbevétel sem. Ez persze újfent elnagyolt kijelentés, hiszen kiadott energia nélkül is járhat „üresben” egy blokk, az árbevétele pedig származhat több forrásból is, nemcsak szorosan véve a villamos energia vonalra adásából (pl. teljesítménydíj). 2.1.5.2. Egységköltség az erőműrendszer tagjainál

Adott erőműtípus költségfüggvényének a meredekségét a korábban említettek szerint annak változó költsége, tehát — döntően — az alkalmazott tüzelőanyag költsége szabja meg. A 2—11. ábráról leolvasható, hogy a kihasználási óraszám milyen mértékben befolyásolja az egyes erőműtípusokból kiadott villamos energia egységköltségét (változó részét). Egy együttműködő rendszer erőműparkját úgy kell összeállítani, hogy az olcsóbban termelő egységek kapjanak nagyobb kihasználási óraszámot, a drágán termelők pedig kevesebbet. Az ábrára nézve nem lehet egyértelműen kijelenteni, hogy bizonyos típus telepítése kedvezőbb alternatíva egy másik típusnál. A probléma csak rendszerszinten oldható fel. A cél mindig az, hogy a rendszer összköltsége legyen minimális, hiszen végső soron a fogyasztó fizet meg mindent, a legkisebb költség elvének érvényesítésére az energiafejlesztésben is igen nagy a társadalmi nyomás.

45

ALAPFOGALMAK 60 (6,85)

1000 Ft/kW/a (Ft/kWh)

komb. kond. lignit import. f. szén komb. hőszolg. atomerőmű

10 (1,15)

0

τ, h/a

8760

2—11. ábra. Különböző típusú hazai erőművek költséggörbéi (C) 1994-ben

Jelenleg Magyarországon a villamos energiának mind az erőművi (termelői), mind a fogyasztói ára még központilag szabályozott. A piac fokozatos felszabadítása el fog indítani egy erőteljes versenyt, amely Nyugat-Európában már folyamatban van. Mivel a szállítás és elosztás költségei többé-kevésbé adottak, ebben a versenyben a termelői áraknak és a kereskedői találékonyságnak lesz meghatározó szerepe. A beruházási döntéseket jelenleg (1999) nehezíti a jogi szabályozottság kialakulatlansága, és a legújabb nyugat-európai liberalizációs hullám okozta dömping árak. Saját termelés vagy import? — ez itt a kérdés. Ilyen háttér mellett, ebben az átmeneti időszakban nehezen kalkulálhatók a finanszírozás kockázatai. A magyarországi helyzet jelenlegi különlegességéhez tartozik, hogy az MVM és az erőművek között hosszú távú szerződések központilag szabályozott áron garantálják az áramátvételt. A 2—12. ábra különböző erőművek átlagárait mutatja a kihasználási óraszám (TITki alapon) függvényében. Az összehasonlítás kedvéért a 2—12. ábra bemutatja az MVM Rt. 1997-ben kiírt erőműépítési tendere két győztes projektjének (Tisza II. és Kispest) árgörbéjét is. A görbéket összehasonlítva megállapítható, hogy a magyar fogyasztónak jelenleg a nem versenyképes erőműveket is finanszíroznia kell. Ez a többlet teher hátrányt jelent a magyar áruk világpiaci versenyében. Ez a helyzet új, versenyképes erőművek építésével és az import felszabadításával oldható meg. Az erőműépítés kockázatát nem az MVM Rt. (a Magyar Állam) fogja magára vállalni hosszútávú szerződésekkel, hanem az erőmű építője. A magyar kormány 1999. júliusban közzé tett energiapolitikájában ezeket az alapelveket meghirdette. Ezen folyamat következménye az lesz, hogy a 2—12. ábra szerinti drága erőművek befagyott költségként („stranded costs“) jelennek meg. Ezen költségek finanszírozása jelenleg még nem tisztázott.

46

BERUHÁZÁSI DÖNTÉSEK 30 28 26 24

20 18 16 14

Átlagár, Ft/kWh

22

12 10 8 6 4 1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8760

Kihasználási óraszám, h/a 17. Pécs: IV-VI. blokk

16. Dunamenti: G2 blokk

15. Budapesti: Kelenföld GT2

14. Bakonyi: Inotai Erőmű

13. Vértes: Oroszlány

12. Vértes: Bánhida

11. Pécs: III. blokk

10. Paksi Atomerömü:

9. Mátra: IV-V. blokk retr.

8. Mátra: I-III. blokk

7. Dunamenti: G1 blokk

6. Dunamenti: A, B, D, E blokk

5. AES: Tisza II.

4. Tender-Kispest 100 MW

3. Tender-Tisza II. 200 MW

2. Dunamenti: F blokk

1. Dunamenti: C blokk

2—12. ábra. Az egyes erőműtípusok villamosenergia-árai a járulékos költségek (teljesítménydíj, energiadíj, bányajáradék, nukleáris alap) figyelembevételével, 1999-ben (A Magyar Közlöny 1998/114 számában közölt adatok alapján)

2.2. Beruházási döntések A beruházási döntés több lehetséges alternatíva közül való választást jelent. Energetikai létesítményeknél a döntés nagy horderejű, mivel igen nagy tőkeigényű akciókról van szó. Ezen kívül fontos sajátossága, hogy jellemzően nem megfordítható, vagy ha igen, azért borsos árat kell fizetni. Beruházási döntést nemcsak egy új kapacitás megépítése igényel, hanem a már meglévő berendezések cseréje, felújítása is. Sikeresnek mondható a beruházás, ha a befektetett tőke megtérül és nyereség is realizálódik. (Sokszor előfordul azonban, hogy egyéb fontosabb szempontok kerülnek előtérbe, mint a puszta nyereség igénye. Ilyen lehet például a biztonság, a tüzelőanyag import korlátozás, munkahelyek megtartása, stb.) A mennyiségi értékelés kérdései a következők: –

Megtérül-e a beruházás?

–

Mikor?

47

BERUHÁZÁSI DÖNTÉSEK

–

Mekkora hozamra számíthatunk?

–

Az egységköltség, mint döntési szempont.

A 2.1.4. szakaszban ismertettük a villamos energia egységköltségének meghatározását. Az energetikai beruházási döntések elterjedt gyakorlatában az így számolt erőművi egységköltséget hasonlítják a rendszer pillanatnyi (adott időszakra vetített átlagos) egységköltségéhez, illetve vizsgálják a rendszerbe illesztés következtében beálló rendszerszintű krsz módosulást. A mennyiségi értékelés filozófiája által felvetett kérdésekre az egységköltség nem, vagy csak burkoltan válaszol. Először is meg kell fontolni, hogy kinek a döntéséről van szó. A befektetőéről, akinek a profit az érdeke és csak a saját projektjét tartja szem előtt, vagy a megbízóéról, aki a rendszerszintű érdekeket képviseli, tehát a legkisebb összköltséget szorgalmazza? A válasz a jogi környezet függvénye. Olyan országban, ahol bárki szabadon — persze előzetes engedélyek birtokában — építhet erőművet, a befektető önálló döntése. Ahol viszont — és ilyen hazánk is — csak annyi kapacitás létesülhet, amennyit a fogyasztói igények megkívánnak, a befektetők versenytárgyalásra szorulnak. Ilyenkor a döntés előzetesen a befektetőé (indulok-e a versenyben?), utóbb viszont a megbízóé (kinek az ajánlatát fogadom el?). (Érdekesség, hogy tulajdonosilag egységes rendszer esetén (pl. Franciaországban) kizárólag a rendszer üzemeltető a felelős döntéshozó.) Az egységköltség tehát elsősorban a rendszer szempontjából fontos mutató, de versenyhelyzetben azzá válhat a befektetőnek is, mivel a versenytárgyalás előtt magának kiszámolva megbecsülheti, hogy a megbízó miként reagál majd ajánlatára, így gyakorlatilag előzetes (induljak?) döntését erre alapozhatja. Itt fontos azt megjegyezni, hogy versenyhelyzetben a befektető által tervezett éves kihasználási óraszám és a valóban elérhető (rendszer által igényelt) óraszám a számításokat könnyen felboríthatja!

2.2.1. Mennyiségi értékelés — statikus gazdaságossági számítások A statikus gazdaságossági számítások közül két módszert alkalmaznak előszeretettel, a megtérülési időt és a megtérülési rátát. 2.2.1.1. A megtérülési idő (payback period)

A megtérülési idő az az időszak, amely alatt a létesítmény megvalósításához szükséges tőkebefektetés a létesítmény működésének eredményeként keletkezett nettó (adózás utáni) nyereségből visszatérül. A megtérülési idő számítása így: Pp =

B , NPa

(2.28)

ahol B a beruházás összege, NPa az évi átlagos nettó nyereség. A számítás eredménye ily módon azt fejezi ki, hogy a beruházott tőke hány év alatt térül meg. A döntési kritérium ez esetben maga a számított megtérülési idő,

48


amelynek alapján az a beruházási variáció a kedvezőbb, ahol legkisebb a megtérülési idő. A megtérülési idő döntési kritériumként való alkalmazásának előnye, hogy megmutatja azt az időszakot, amely így a legkritikusabb a létesítmény működési szakaszában. Hátránya ugyanakkor az, hogy figyelmen kívül hagyja a megtérülési időn túl keletkező nyereségeket, s ennek révén olyan variánst részesíthet előnyben egy másikkal szemben, ahol a teljes működési ciklus alatti összhozam kisebb. Ennek megfelelően döntési kritériumként olyan esetben célszerű használni, ahol a variánsok élettartama közel azonos és az évenkénti hozamok egyenletes eloszlást mutatnak. 2.2.1.2. A megtérülési ráta

A megtérülési ráta azt fejezi ki, hogy a létesítmény működésének eredményeként keletkezett nettó nyereség évi átlagos értéke hány százalékát téríti meg egy év alatt a létesítmény megvalósításához szükséges tőkebefektetés összegének. Számítása: Rr =

NPa ⋅ 100 B

%.

(2.29)

A döntési kritérium ez esetben a megtérülési ráta mértéke, s eszerint az a variáció a kedvezőbb ahol a legnagyobb a megtérülési ráta. Közvetve a megtérülési ráta is megtérülési időt fejez ki, így döntési kritériumként való alkalmazásának előnyei és hátrányai is hasonlóak. Legfontosabb hátrányos tulajdonsága, hogy az éves nettó nyereségek nagy szórása esetén is azonosnak ítélhet meg egyébként különböző megtérülésű létesítmény-variációkat. Ezért döntési kritériumként ott célszerű alkalmazni, ahol az évenkénti hozamok egyenletes eloszlást mutatnak. Mind a megtérülési időnek, mind a megtérülési rátának a legfőbb hátrányos tulajdonsága, hogy nem veszi figyelembe a pénz időértékét. Fontos továbbá érteni, hogy mindkét mutató tisztán pénzügyi, nem pedig műszaki-üzemeltetési szempontok szerinti mérlegelésre alkalmas.

2.2.2. Mennyiségi értékelés — dinamikus gazdaságossági számítások Dinamikusnak nevezi a szakirodalom azon gazdaságossági számításokat, ahol a pénz időértéke figyelembe vételre került. Akár a statikus gazdaságossági számítások, ezen módszerek alkalmazása is több feltételhez van kötve: –

a tőkebefektetés időben végbemenő folyamat. A fejlesztés (beruházás) az első tőkelekötéssel veszi kezdetét és az üzemeltetési idő végével fejeződik be,

–

a beruházás teljes élettartama magába foglalja a kivitelezési időt és a gazdaságilag hasznos üzemidőt, tehát gyakorlatilag a gazdasági elöregedés időpontjáig tartó időt,

–

a kivitelezési idő alatt a tőkelekötés eltérő nagyságrendben megy végbe. A gazdaságilag hasznos üzemidő alatt a bevételek, a hozadékok évente ugyancsak eltérő nagyságrendűek. Az időegységre (egy-egy évre) eső kiadások, illetve

49


bevételek mindig egy összegben, az időegység végén, közepén, vagy elején merülnek fel, –

a pénz időértéke, amely egyenlő a tőkebefektetéstől elvárt jövedelmezőséggel, minden évben azonos nagyságrendű és a hozadékot a figyelembe vett pénzidőértékkel teljes összegben be lehet fektetni,

–

a fejlesztés egyszeri ráfordítását és a tervezett eredményt nem csak azok nagyságrendje, hanem az időtényező is befolyásolja. Az egyszeri összes ráfordítás és annak időértéke áll szemben a tervezett hozadékkal és annak időértékével.

A kamatláb feladata és jelentősége A kivitelezési idő egyes éveiben, egymástól eltérő nagyságú tőkeráfordítást és azzal az üzemeltetési idő egyes éveiben különböző nagyságrendben elérhető eredményt a kamatláb alkalmazásával lehet összegezhetővé tenni. Ehhez a különböző időpontokban felmerülő ráfordításokat és jelentkező eredményeket azonos időpontra számoljuk át. Az átszámítás időpontja lehet a beruházás megkezdésének vagy üzembe helyezésének az éve, de lehet bármely időpont, amikor a tőkebefektetéssel összefüggésben ráfordítást eszközölnek vagy eredmény keletkezik. Logikai szempontból a beruházás üzembe helyezésének évét, praktikus okokból a beruházás megkezdésének idejét célszerű választani (ekkor nyilván csak kamatolni kell). Azt, hogy adott esetben melyik időpontra kell a kamatláb alkalmazásával a ki-, illetve visszaáramló pénzt (a ráfordítást, illetve az eredményt) jelenértékben kifejezni, a pénzpiacon kialakult gyakorlat határozza meg. Egyszeri ráfordítások (a befektetések) és az eredmények a beruházás teljes élettartamán belül, annak egyes éveiben nemcsak egymástól eltérő nagyságrendben, hanem különböző időpontokban merülnek fel, illetve jelentkeznek. A gyakorlatban a ráfordításokat és az eredményeket úgy veszik számításba, hogy azok vagy az év elején, vagy az év közepén, vagy az év végén egy összegben jelentkeznek, függetlenül attól, hogy az adott évben a pénz ki-, illetve visszaáramlása valójában melyik napon történik. Azt a kamatlábat, amellyel a ráfordításokat, illetve az eredményeket jelenidőpontra átszámítják kalkulatív kamatlábnak nevezik. Kalkulatív kamatlábként olyan százalékos értéket vesznek figyelembe, amely azt fejezi ki, hogy ha a tőkét más célra fektették volna be, az évente milyen hasznot (eredményt) hozna. Ezt a tőke helyettesítési költségének, vagy marginális hasznának is szokták nevezni. A kalkulatív kamatláb e definíciója a 2.1.1. szakaszban bevezetettel teljesen konform. A dinamikus beruházás-számítás keretében a kalkulatív kamattételnek alapjában véve két feladata van: –

a különböző időpontokban esedékes fizetéseket (pénz ki-, visszaáramlásokat) összegezhetővé és ezáltal összehasonlíthatóvá teszi,

–

a befektetett tőke vonatkozásában meghatározza a minimális jövedelmezőség követelményét.

illetve

A fentiekből következik, hogy a kalkulatív kamatláb megválasztása szerves részét képezi a beruházási döntésnek. Miután ez a kamatláb hatással van a befektetésre kerülő tőke pénz-időértékkel számított nagyságrendjére, továbbá jövedelmezőségi

50


követelményt határoz meg, nem lehet a kamatlábat önkényesen megválasztani. Az indokolatlanul magas kamatláb a befektetést drágítja, az indokolatlanul alacsony kamatláb az előnytelen befektetést is jónak minősítheti. A kalkulatív kamatlábat szokták külső kamatlábnak is nevezni. Ez az elnevezés arra utal, hogy a kalkulatív kamatlábat a számításokban egybevetik a fejlesztés révén elérhető belső megtérülési rátával, amelyet belső kamatlábnak neveznek. Egy beruházás belső kamatlábán azt a kamatlábat értjük, amely mellett a fejlesztési ráfordítások és az eredmények valamely időpontra vonatkoztatott értéke nulla. Egy beruházás gazdaságosságának kritériuma, hogy a belső kamatláb legyen nagyobb, vagy egyenlő, mint a kalkulatív kamatláb. A számítások alapjai A gazdasági számításokhoz a beruházásokkal kapcsolatos, különböző időpontokban és időben változó intenzitással felmerülő ráfordításokat és eredményeket összehasonlíthatóvá kell tenni. Az összehasonlíthatóságot az ismert kamatos kamatszámítás, vagy a diszkontálás módszerével érjük el. Az már korábban megállapítható volt, hogy egy beruházás megvalósításához lényegében csak akkor célszerű hozzákezdeni, ha az legalább annyit hoz, mintha ezt az összeget bankban helyeznénk el. A kalkulatív kamatláb tehát minden esetben magasabb a banki kamatlábnál. A fenti megállapítás alapján felírható a következő egyenlőtlenség: n

∑ NPa ( 1 + p )n −t

≥ B ( 1 + p )n ,

(2.30)

t =0

ahol p az évenként elvárt hozam, n a vizsgált időhorizont. Az összefüggés azt jelenti, hogy az éves NPa nettó nyereség n év alatti összegének értéke nagyobb (szélső esetben egyenlő) kell hogy legyen a B beruházási összeg n év alatt p kamatláb melletti hozadékával. A beruházás-gazdaságossági számításokban többnyire a diszkontált, jelenértéket tükröző számítások terjedtek el. A diszkontálás során elfogadott számítási konvenció, hogy a kalkulatív kamatláb állandó, a ráfordítások és a hozamok mindig egy összegben és az időszak végén merülnek fel, illetve képződnek; a bevételek és kiadások sorozatát a beruházást közvetlenül megelőző időpontra diszkontálják. Az előző kifejezést átalakítva és egyszerűsítve a n

 1 t ∑ NPa  1 + p  ≥ B t =0

(2.31)

egyenlőtlenség írható fel. Ez azt jelenti, hogy a gazdaságossági kritérium az, hogy a diszkontált hozamok összegének nagyobbnak, vagy határesetben egyenlőnek kell lennie a befektetett összeggel. 2.2.2.1. A megtérülési ráta (rate of return)

A megtérülési ráta hányados típusú mutató. Az egyenlőtlenség mindkét oldalát elosztva a B beruházási összeggel, a következő összefüggés írható fel:

51

BERUHÁZÁSI DÖNTÉSEK n

 1 t NP ∑ a  1 + p  t =0 ≥ 1. B

(2.32)

A reláció a befektetés egységére jutó diszkontált (előre meghatározott időtartam alatti) hozam nagyságát fejezi ki. A kifejezés megtérülési mutatóként is értelmezhető. A hányados értéke azt mutatja, hogy a befektetés az időhorizont alatt megtérül a diszkontált hozamokból, ha az egyenlőtlenség teljesül. Ezen ráta alapján egy beruházás annál kedvezőbb, minél nagyobb a hányados 1 fölötti része. 2.2.2.2. A megtérülési idő

A megtérülési idő legegyszerűbben a megtérülési ráta reciprokából képezhető: B n

 1 t NP a ∑  1 + p  t =0

≤ 1.

(2.33)

Az előbbiek szerint a hányados elsődleges jelentése, hogy az időhorizont alatti diszkontált hozam egységére mennyi befektetés jut. Más értelmezésben a reláció bal oldalán álló kifejezés arra ad választ, hogy átlagosan milyen időtartam alatt térül meg a befektetés. Ha a hányados értékét megszorozzuk az időhorizont hosszával (évek száma), a megtérülés idejét években kifejezve kapjuk meg. 2.2.2.3. Nettó jelenérték (net present value, NPV)

Kiindulva a 2.32) kifejezésből, a két oldalt egy oldalra rendezve a következő kifejezést kapjuk, melyet nettó jelenértéknek nevezünk: n

 1 t NP ∑ a  1 + p  − B ≥ 0 . t =0

(2.34)

Ebben az esetben a gazdasági kritérium, hogy a diszkontált hozamok összege haladja meg a befektetés összegét, vagyis a különbség pozitív legyen. A nettó jelenérték egy különbség jellegű mutató, ami a beruházás élettartama során elérhető összes, az élettartam első évére diszkontált hozam és az egyszeri ráfordítás különbségeként határozható meg. A nettó jelenérték nem egy valóságos összeg, hanem a beruházás élettartama során a különböző jövőbeni időpontokban keletkező hozamoknak (bevételekből és a beruházási, valamint a működési költségekből számított különbségeknek) a jelenre, illetve a döntés pillanatára vonatkoztatott értékét tükrözi. A beruházási döntésekre ma már elkészítik a beruházási projekt kumulatív pénzáramlási (cash flow) diagramját is (2—13. ábra) (nulla maradványértékkel).

52


pénzérték (NPV) i=0% megvalósítási idő megtérülési idő

i = 12 %

-m

0

n

idő, a

működési időtartam teljes életciklus 2—13. ábra. Beruházás összegzett pénzáramlási diagramja (kumulatív cash-flow diagram)

2.2.2.4. A belső megtérülési ráta (internal rate of return, IRR)

A belső megtérülési ráta, mint gazdaságossági módszer meghatározása igen közel áll a nettó jelenérték számításához. Amennyiben a nettó jelenérték számítása esetén az előző pontban megadott összefüggés éppen egyenlőség, az azt jelenti, hogy a beruházás pont olyan jövedelmezőséggel működik, mint amekkorát a kalkulatív kamatláb meghatározásával feltételezni lehetett. A beruházás révén lehetséges évi átlagos hozamnövekedésnek azt a mértékét, amely mellett a befektetés az adott időhorizont alatt a diszkontált hozamokból éppen megtérül, a beruházás belső kamatlábának, vagy belső megtérülési rátának nevezzük. A mutató meghatározásához a következő egyenlet megoldása szükséges: n

∑ NPa

t =0

(

1 1 + IRR

) − B = 0, t

(2.35)

ahol IRR a belső megtérülési ráta. A belső megtérülési ráta meghatározásához azt a kalkulatív kamatlábat (és ezzel összefüggésben diszkonttényezőt) keressük, amely mellett a diszkontált hozamok és a befektetés összegének egyenlege éppen nulla. A belső megtérülési ráta alkalmazása esetén a gazdasági kritérium az, hogy az elvárt évi átlagos hozamnövekedéshez (kalkulatív kamatlábhoz) viszonyítva minél nagyobb legyen a beruházás belső kamatlába.

53


2.2.3. Pótlólagos beruházások és az egységköltség Az eddigiekben már utaltunk rá, hogy a beruházási költség, ill. a fajlagos beruházási költség és az erőmű hatásfoka (fajlagos hőfogyasztása) között igen szoros kapcsolat áll fenn. Az erőmű gazdasági tervezésének alapvető célkitűzése a minél alacsonyabb önköltség. E célkitűzés megvalósításához kétféle úton juthatunk el, aszerint, hogy –

a gazdaságosság növelése érdekében meglévő erőműben pótlólagos beruházást hajtunk végre (elterjedt kifejezéssel: retrofit, ami hatásfoknövelésen túl élettartam hosszabbítást is jelent) vagy pedig

–

új erőmű esetén, a tervezési fázisban keressük a leggazdaságosabb megoldást.

A műszaki gyakorlatban igen gyakran találkozunk olyan döntési helyzettel, amikor olyan javaslatról kell véleményt alkotnunk, mely pótlólagos beruházás révén valamely berendezés, esetünkben erőmű, hatásfokát javítja. A megválaszolandó kérdés tehát az, hogy érdemes-e az adott beruházást megvalósítani, azaz gazdaságos-e a pótlólagos beruházás. Tételezzük fel, hogy egy új erőmű kivitelezése folyamán ∆B0 pótlólagos beruházással a hatásfok ∆η értékkel növelhető az eredetileg tervezett értékhez képest (ezt megvalósíthatjuk, pl. kazán utófűtő felület, előmelegítő beépítés, kondenzátorcsere stb. segítségével). Vizsgáljuk meg e két értéknek az erőműből kiadott villamos energia egységköltségére gyakorolt hatását. Ennek érdekében írjuk fel ismét a (2.25) összefüggést, figyelembe véve az összevont leírási tényezőben szereplő tagokat, azaz k =

( α l ⋅ i + α TMK + α e ) ⋅ a ⋅ r ⋅ ( 1 + ε )

τcs

+

pQ . ηKE

A pótlólagos beruházás ∆B költségterhe az állandó költségtagban két tényezőben jelenik meg. Egyrészt a fajlagos beruházási költségben, mivel annak értéke az a* =

B0 + ∆B0 ∆ B0 =a+ = a + ∆a PBT PBT

összefüggés szerint növekedni fog, másrészt megváltozik az interkaláris tényező értéke is, mégpedig attól függően, hogy mekkora volt a pótlólagos beruházás értéke és azt az építés melyik évében kellett befektetni. Amennyiben a pótlólagos beruházást a létesítés korai időszakában hajtjuk végre, akkor az interkaláris tényező értéke az eredeti értékhez képest a beruházott összeg nagyságától függően növekedni fog. Azonban ahogy közeledünk a beruházási idő végéhez, úgy az interkaláris tényező értéke egyre jobban csökkenni fog, és akár az alapberuházáshoz tartozó érték 85 %-ra is lecsökkenhet. Így tehát az állandó költségtagban a pótlólagos beruházásnak — jó esetben — két ellentétes hatása jelentkezik, az egyik a fajlagos beruházási költség növekedése ( a + ∆a ) , a másik az interkaláris tényező értékének csökkenése ( i * < i ) . Előfordulhat olyan eset is, amikor az interkaláris tényező értéke is növekszik, ez azonban a beruházás megfelelő tervezésével elkerülhető. Feltételezhető továbbá az is, hogy a jobb hatásfokú erőművet magasabb kihasználtsággal fogják üzemeltetni, ebben az esetben pedig a csúcskihasználási óraszám növekedése ( τ*cs > τcs ) szintén az állandó költségrész csökkenését fogja eredményezni. A változó költséget reprezentáló

54


tagban a hatásfok javulása (növekedése) a változó költség csökkenését fogja eredményezni. Ennek megfelelően módosított egységköltség a

k* =

( α l ⋅ i * + α TMK + α e ) ⋅ ( a + ∆a ) ⋅ r ⋅ ( 1 + ε ) + τ*cs

pQ ηKE + ∆η

összefüggés szerint alakul. A beruházás megvalósítása akkor gazdaságos, ha k* < k .

Más a helyzet abban az esetben, ha már üzemelő erőműben hajtanak végre hatásfoknövelő beruházást. Ebben az esetben a gazdaságosság mércéje az lehet, hogy a beruházás következtében jelentkező egységköltség-csökkenésből származó többletbevételnek (nyereségnek) meg kell térítenie adott időtartamon belül — amely lehet az erőmű még hátralévő élettartama — a beruházott összeget. Az ilyen gazdaságossági vizsgálatokat a 2.2.2. szakaszban leírtaknak megfelelően kell elvégezni. 2.2.3.1. Optimális kiépítés pont

A pótlólagos beruházás gazdaságosságának e vizsgálatából levonható azon következtetés, hogy többletberuházás vállalásával az erőmű hatásfoka javítható, kiterjeszthető új erőművekre is. Nagyobb költségráfordítással jobb hatásfokú berendezéseket lehet építeni, ami az egész erőmű hatásfokának javulásához vezet, amint erre már korábban a 2—6. ábra kapcsán utaltunk. Amennyiben a sok tényezőtől befolyásolt éves átlagos hatásfok helyett az optimális terhelési pontra eső hatásfokot ( ηopt ) vesszük figyelembe, akkor vizsgálatainkat némileg egyszerűsíthetjük ugyan, de tudnunk kell, hogy az összefüggések bonyolultsága és az árképző tényezők egyéb kapcsolatai miatt az a = f ( ηopt ) függvény analitikus formában nem írható fel. Ezt csak az ajánlati tervek részletes feldolgozása után határozható meg. Kérdés, hogy a 2—14. ábra mutatta görbe mely pontjában válasszuk meg az optimális kiépítési pontot? A válasz a villamos energia egységköltségében keresendő, azaz akkor választjuk meg helyesen az összetartozó a és ηopt értékeket, ha ezek eredményeképpen a villamos energia k egységköltsége minimális lesz. Tehát a feladat — látszatra — egyszerű szélsőérték-számítással megoldható. Induljunk ki az egységköltség (2.25) összefüggéséből, melyet tekintsünk k = f ( a, ηopt ) kétváltozós függvénynek. Legyen a vizsgálat szempontjából a független változó az a fajlagos beruházási költség és keressük k szélsőértékét (minimumát), azaz

∂k α ⋅ r ⋅ (1 + ε ) ∂  δ  = + pQ =0 ∂a τcs ∂a  ηopt  ebből az összefüggésből

∂  1  α ⋅ r ⋅ (1 + ε ) =− = tg γ .    ∂a  ηopt  τ cs ⋅ pQ ⋅ δ

55

a, fajlagos beruházási költség

A VILLAMOSENERGIA-RENDSZER GAZDASÁGOS ÜZEMVITELE

Tiltott terület

aopt, gazd.

γ ηopt, gazd.

ηopt

2—14. ábra. Az optimális kiépítési pont meghatározása

E vizsgálatnál feltételeztük, hogy az erőmű csúcskihasználási óraszáma nem változik. Ugyanakkor meg kell jegyeznünk, hogy új erőművi egység esetén lényeges lehet a csúcskihasználási óraszámban bekövetkező változás a hatásfok különböző értékeinél. Várhatóan minél jobb hatásfokúra építjük az erőművet, annál magasabb kihasználási óraszámot érhet el. Ebből következően az optimális kiépítési pont helyét csak többszörös és igen körültekintően végrehajtott iterációs számítás eredményeként lehet meghatározni. Az optimális (gazdaságos) kiépítési pont mindig nagyobb hatásfokértékre adódik, mint a legkisebb fajlagos beruházási költséghez tartozó érték. Minél nagyobb a kihasználási óraszám vagy a tüzelőanyag hőára és minél kisebb a beruházásokból származó költségteher ( α ), annál nagyobb lesz a gazdaságilag optimális hatásfok, következésképpen annál nagyobb lehet a beruházási költség. Ebből is világosan látható, hogy csúcs erőművet, ahol a kihasználási óraszám alacsony és általában a hőár magas, a lehető legolcsóbban, így eredendően alacsonyabb hatásfokkal kell megépíteni. A gazdaságos kiépítési pont alapvetően az ország gazdasági viszonyaitól függ. Ahol olcsó tüzelőanyag áll rendelkezésre, ott inkább a beruházási költségekkel takarékoskodnak, tehát alacsonyabb hatásfokot engednek meg, szemben a drága tüzelőanyag bázisra települt villamosenergia-rendszerrel rendelkező országokkal, ahol minden — gazdaságilag ésszerű és műszakilag lehetséges — megoldást bevetnek a hatásfok növelése érdekében.

2.3. A villamosenergia-rendszer gazdaságos üzemvitele A villamosenergia-rendszert üzemeltetők alapvető feladata, hogy a szolgáltatott villamos energiát a lehető legkisebb költséggel állítsák elő. Ez egyrészt az üzemben tartandó (indítandó és leállítandó) gépek megfelelő összeállítását, másrészt a fogyasztói igények olyan követését (terheléselosztás) teszi szükségesség, ami az adott korlátok között az elérhető legkisebb költséget jelenti. A gazdaságos üzemvitel megtervezéséhez szükségünk van az ezt befolyásoló erőművi jellemzők ismeretére, ezért először ezeket tekintjük át.

56


2.3.1. Erőművi jelleggörbék Az erőművi jelleggörbék alatt a blokkterhelés függvényében meghatározott és ábrázolt hőfogyasztás, fajlagos hőfogyasztás és növekmény hőfogyasztás függvényeket értjük. Hőfogyasztás alatt az egységnyi villamos energiához felhasznált tüzelőhő mennyiségét értjük, melyet definiálhatunk adott időintervallumra energiákkal a Q =

E = E ⋅q η

összefüggés szerint, ill. a pillanatnyi teljesítményhez tartozóan is a Q =

P = P ⋅q η

kifejezéssel. A valóságban az erőmű hőfogyasztási görbéjét — óránkénti — mérés útján határozzák meg, amit jól közelíthetünk két, különböző meredekségű egyenessel, melyek metszéspontja az optimális terhelési értéknél van. Egy blokk fajlagos hőfogyasztása (hatásfokának reciproka): q =

Q , P

(2.36)

dQ . dP

(2.37)

illetve növekmény hőfogyasztása: q∆ =

A növekmény hőfogyasztás (2.37) definiáló egyenlete felírható a Q = P ⋅ q egyenlet felhasználásával

q∆ =

d(P ⋅ q ) dq =P +q dP dP

(2.38)

formában. Az optimális terhelési állapotban a fajlagos hőfogyasztás függvénynek dq = 0 , ebből az következik, hogy az optimális szélsőértéke (minimuma) van, vagyis dP terhelési pont az, ahol a fajlagos hőfogyasztás és növekmény hőfogyasztás értéke egymással megegyezik: q opt = q∆ . Ezt grafikusan a 2—15. ábra szemlélteti.

57


Hőfogyasztás, fajlagos hőfogyasztás és növekmény hőfogyasztás

. Q q . Qopt

q∆ qopt

Popt

Terhelés

2—15. ábra. Hőfogyasztás, fajlagos hőfogyasztás és növekmény hőfogyasztás a terhelés függvényében

2.3.2. Gazdaságos terheléselosztás A gazdaságos terheléselosztás feladata, hogy a fogyasztói teljesítményigények kielégítésére az villamosenergia-rendszer erőműveinek menetrendjét — az üzembiztonsági követelmények, jogszabályi előírások és szerződéses kötelezettségvállalások betartása mellett — úgy állapítsa meg, hogy a villamosenergiafejlesztés változó költsége energiarendszer szinten minimális legyen. A következőben egy egyszerű modellt felhasználva bemutatjuk a növekményarányos terheléselosztás módszerét, majd vizsgálatunkat fokozatosan kiterjesztjük a teljes erőműrendszerre. A növekményarányos terheléselosztás a pillanatnyi fogyasztói igényeknek megfelelő hasznos teljesítménynek az adott időpillanatban párhuzamosan üzemelő erőművi egységek közötti olyan elosztási módszere, mely az üzembiztonsági követelmények mellett a legkisebb változó költséget eredményezi, tehát ez a módszer csak üzemben lévő egységekre vonatkozik. E modellvizsgálatban minden egyéb, korábban említett követelményt figyelmen kívül hagyunk. Legyen a rendszerben n számú egység és mindre legyen ismert a hőfogyasztási görbe, ill. analitikusan a hőfogyasztás Qi = fi ( Pi ) függvénye! A fogyasztói oldal teljesítményigénye n

PF =

∑ Pi .

i =1

A villamosenergia-fejlesztés (óránkénti) változó költségét az

58

(2.39)

A VILLAMOSENERGIA-RENDSZER GAZDASÁGOS ÜZEMVITELE n

Cv =

∑ Qi ⋅ pQ,i =

i =1

n

∑ Pqi i ⋅ pQ,i

(2.40)

i =1

összefüggés írja le. A terheléselosztás akkor nevezhető gazdaságosnak, ha ennek értéke a lehető legkisebb. Az elvégzendő feladat a változó költség függvény minimumának megkeresése. A változó költség egy olyan n változós függvény, melyben az egyes változók ( Pi ) nem függetlenek egymástól, hiszen a (2.39) egyenlet szerinti feltételt is ki kell elégíteniük. Az ilyen feltételes szélsőérték keresés az ún. LAGRANGE-módszerrel oldható meg. A módszer alkalmazásakor először is képezzük a célfüggvényt (melynek szélsőértékét keressük), esetünkben ez a n

C v ( P1, P2 , P3 ...Pn ) =

∑ C v,i ( Pi )

(2.41)

i =1

egyenlettel írható le, valamint az egyes változókra vonatkozó korlátok alapján az ún. feltételi egyenletet: n

ϕ ( P1, P2 , P3 ...Pn ) =

∑ Pi − PF = 0 .

(2.42)

i =1

A célfüggvény és a feltételi egyenlet alapján képezzük a módosított célfüggvényt, melyet a

Φ ( P1, P2 , P3...Pn , λ ) = C v ( P1, P2 , P3 ...Pn ) + λ ⋅ ϕ ( P1, P2 , P3 ...Pn )

(2.43)

kifejezés ad meg, ahol λ az ún. LAGRANGE-multiplikátor (határozatlan tényező). Felhasználva a (2.41) és (2.42) egyenleteket a (2.43) egyenlet az alábbi formában írható fel:

 n    ( ) C P P P + λ − F. ∑ v,i i ∑ i  i =1  i =1 n

Φ ( P1, P2 , P3...Pn , λ ) =

(2.44)

A módosított célfüggvénynek csak ott, csak azon Pi teljesítményértékeknél lehet szélsőértéke, ahol a (2.44) szerinti függvény valamennyi elsőrendű parciális differenciálhányadosa nulla, azaz teljesül a ∂C v,1 ∂Φ = + λ = 0, ∂P1 ∂P1 ∂C v,2 ∂Φ = + λ = 0, ∂P2 ∂P2 ∂C v,3 ∂Φ = + λ = 0, ∂P3 ∂P3

∂C v,1 = −λ ∂P1 ∂C v,2 ⇒ = −λ ∂P2 ∂C v,2 ⇒ = −λ ∂P2

∂C v,n ∂Φ = + λ = 0, ∂Pn ∂Pn

⇒

⇒

(2.45)

∂C v,n = −λ ∂Pn

egyenlőség rendszer. Ebből az összefüggésből az következik, hogy legkisebb változó költséget eredményező terheléselosztás akkor valósul meg, ha az egyes blokkokra nézve teljesül a

∂C v,1 ∂C v,2 ∂C v,3 = = = ∂P1 ∂P2 ∂P3

∂C v,n = −λ ∂Pn

(2.46)

59


∂C v hányadost differenciális növekményköltségnek vagy röviden ∂P növekményköltségnek nevezzük és k∆ -val jelöljük. Kimondhatjuk tehát, hogy a gazdaságos terheléselosztás feltétele az egyes erőművekre (erőművi blokkokra) értelmezett növekményköltségek azonossága, azaz egyenlőség. A

k∆,1 = k∆,2 = k∆,3 =

k∆,n .

(2.47)

Abban a különleges esetben, amikor a tüzelőanyag hőárak azonosak (pl. egy erőművön belüli terheléselosztásról van szó), akkor a (2.40) egyenlet a

k∆ = q∆ ⋅ pQ

(2.48)

definíciót felhasználva

∂Q1 ∂Q2 ∂Q3 = = = ∂P1 ∂P2 ∂P3

∂Qn , ∂Pn

(2.49)

q∆,n

(2.50)

ill.

q∆,1 = q∆,2 = q∆,3 =

alakba megy át, tehát ebben az esetben a gazdaságos terheléselosztás feltétele a növekmény hőfogyasztások azonossága. A (2.47) és (2.50) fizikai tartalma is magától értetődő: a terheléselosztás akkor megfelelő, ha minden többletterhelést az egyes blokkok azonos többletköltséggel adnak ki. Ebből az is következik, hogy mindaddig a legkisebb növekményköltségű egységet kell terhelni, amíg az el nem éri egy másik egység növekményköltségét. A jelleggörbék ismeretében a gazdaságos terheléselosztást grafikus szerkesztő eljárás alkalmazásával is elvégezhetjük. A módszer alkalmazásához, melyet most két egységre mutatunk be, ismertnek tételezzük fel a növekmény hőfogyasztás grafikonját. Ezek birtokában megszerkesztjük a 2—16. ábra mutatta módon az eredő növekmény hőfogyasztási görbét, mégpedig az egyes görbéknek a teljesítmény tengely irányában való összegzése útján. Az igényelt (fogyasztói) teljesítmény ismeretében egy függőleges vetítővonallal elmetsszük az eredő növekményköltség görbét, majd a teljesítmény tengellyel párhuzamost húzva és az egyes egységekre vonatkozó növekmény hőfogyasztási görbéket metszve megkapjuk a terheléselosztásban résztvevő egységek azon teljesítményét, melyekre a növekmény költségek összege a legkisebb.

60

k∆, növekményköltség, Ft/kWh


k∆,1 k∆,2 k∆,eredő

P, terhelés, W PR, min

P1

P2

PF

PR, max

2—16. ábra. Gazdaságos terheléselosztás meghatározása két egységre. (Az indexek értelmezése: F: fogyasztói, R: rendszer) A szaggatott vonalak az egyes egységek alsó és felső teljesítménykorlátait jelzik

2.3.2.1. A megszakításos üzemvitel gazdaságossága

A villamosenergia-igények ciklikus változása során előadódhatnak olyan helyezetek is, általában völgyidőszakban, amikor növekményarányos terheléselosztás alapján egyes erőművi blokkokat igen kis terhelésen kell járatni. Részterhelésen a blokkok hatásfoka jelentősen csökkenhet, ezért felmerülhet a annak lehetősége, hogy völgyidőszakban a rendszer legrosszabb hatásfokú gépeit kapcsoljuk ki, miáltal az üzemben maradó egységek nagyobb terhelésen és jobb hatásfokon járhatnak. A rendszerszinten jelentkező hőfelhasználás csökkenéssel szemben a leállítással és (újra)indítással szükségképpen együtt járó veszteségek jelentkeznek. Ebből következik, hogy a megszakításos üzemvitel gazdaságossági kritériuma igen egyszerűen megfogalmazható: rendszerszinten a hőfelhasználás csökkenés legyen nagyobb, mint az indítási leállítási veszteségek összege. Az indítás és leállítás műszaki kérdéseit részletesen majd a 3.13. szakaszban tárgyaljuk, ehelyütt csak a gazdaságossági kérdésekkel foglalkozunk. Egy erőművi egységnek a rendszerszintű változó költségre gyakorolt hatását (ami megtakarítás, ha a műveletet célszerűen hajtják végre) az alábbi összefüggés írja le:

61

A VILLAMOSENERGIA-RENDSZER GAZDASÁGOS ÜZEMVITELE tk ,ind 

∆C v(R)

=

∫ tk ,le

 C v,kbk − 

PR* +Pk ,ki

∫ PR*



 (R)* k∆ dP  dt  

− C k ,ind .

(2.51)

Ebben az összefüggésben

C v,k

az üzemállapotát változtató k-adik egység változó költsége,

bk

ugyanezen egység hálózati növekményveszteség tényezője,

PR*

a rendszer üzemben maradó egységeinek összterhelése,

Pk ,ki

az üzemállapotát változtató egység kiadott teljesítménye,

(R)* k∆ a rendszer növekményköltsége a k-adik egység nélkül,

C k ,ind a k-adik egység újraindítási költsége, tk ,le

a leállítás időpontja,

tk ,ind az újraindítás időpontja.

2.3.3. Rendszerszintű optimálás Az energiarendszer központi üzemirányításának feladata az erőművek és alaphálózat üzemeltetésének olyan megszervezése, hogy a villamosenergia-fogyasztónál számított villamosenergia-önköltség minimális legyen. A villamosenergia-rendszer piaci elvű átalakításának következményeképp ezek az elvek ma már nem alkalmazhatók teljes mértékben az üzemi viszonyokra, ugyanakkor a döntéshozók, mint kiegészítő információt felhasználhatják a rendszerszintű döntések meghozatalában. Maga az optimálási folyamat két fázisra bontható: 1. fázis: A tüzelőanyag elosztás és a karbantartási tervek optimálása. 2. fázis: A terheléselosztás optimálása. 2.3.3.1. A tüzelőanyag elosztás optimálása

A tüzelőanyag optimálás célja (karbantartási tervek optimálásával nem foglalkozunk), hogy az erőművi villamosenergia-fejlesztésekhez úgy ossza el (diszponálja) a tüzelőanyagot, hogy az adott menetrend és a rendelkezésre álló tüzelőanyag-struktúra mellett a villamos energia rendszerszintű változó költsége minimális legyen. Ezt az optimálást éves vagy féléves időtartamra szokás elvégezni. Legyen a vizsgált villamosenergia-rendszerben a, b,…, i,…, n erőmű és 1, 2,…, j,…, m fajta tüzelőanyag. Az egyes erőművek a különböző tüzelőanyag féleségekkel még azonos kihasználás mellett is különböző hatásfokot, így különböző fajlagos hőfogyasztást (q) érnek el. Ezt egy mátrix segítségével tudjuk szemléletesen felírni:

62


1 2

a qa 1 qa 2

b qb1 qb 2

i qi 1 qi 2

n qn1 qn 2 (2.52)

j

qaj

qbj

qij

qnj

m qam qbm

qim

qnm

Abban az esetben, ha valamely erőmű az adott tüzelőanyagot nem képes felhasználni, akkor a mátrixban a megfelelő helyre 0 kerül. A tüzelőanyag beszerzési árát, mely a hőárból ( pQ ) a szállító által felszámított árból és egyéb járulékos költségekből tevődik össze, jelölje pq . A j-edik tüzelőanyag hőára az i-edik erőműben pqij . Az i-edik erőműben a j-edik tüzelőanyagból a vizsgált időszak alatt fejlesztett villamos energia mennyiségét jelölje Eij , ezen energiafejlesztéshez tartozó tüzelőanyag költség: C ij = pqij ⋅ qij ⋅ Eij .

(2.53)

A villamosenergia-rendszerben ezen időszak alatt felhasznált összes tüzelőanyag költsége: n

CΣ =

m

∑ ∑ Cij .

(2.54)

i =a j =1

A feladat a fogyasztói igények kielégítése mellett, azaz az n

E fogyasztó =

m

∑ ∑ Eij ,

(2.55)

i =a j =1

egyenlőség teljesítése mellett a C Σ függvény értékének minimalizálása. A célfüggvény tehát

 n m  MIN  ∑ ∑ pqij ⋅ qij ⋅ Eij   i =a j =1 

(2.56)

alakban írható fel. A megoldás során korlátozó feltételként kell figyelembe venni, hogy az egyes tüzelőanyagok csak korlátozott mennyiségben állnak rendelkezésre. A tüzelőanyag mennyiséget az összehasonlíthatóság miatt célszerűen energia egységben fejezzük ki a tömeg és a fűtőérték segítségével. Egy erőműben felhasznált tüzelőanyag mennyiség: Qij = qij ⋅ Eij . A felhasznált tüzelőanyag mennyisége nem lehet több, mint amennyi rendelkezésre áll, vagyis n

∑ qi1Ei1 = Q1 ,

i =a n

∑ qi 2Ei 2 = Q2

i =a

63


… n

∑ qij Eij

i =a

= Qj

(2.57)

… n

∑ qimEim

i =a

= Qm .

Ezt az egyenletrendszert alkalmasan megválasztott iterációs módszerrel megoldva eredményül megkapjuk a tüzelőanyag felhasználás szempontjából optimális Eij értékeket, majd ezek alapján a szükséges tüzelőanyag mennyiségeket, a Bj =

Qj Hj

(2.58)

összefüggéssel. 2.3.3.2. Gazdaságos terheléselosztás nagyszámú blokk között

A korábban ismertetett növekmény hőfogyasztás, ill. növekmény költség alapján terheléselosztást ebben a pontban lényegesen kibővítve fogalmazzuk meg és alkalmazzuk. A terheléselosztás célja, hogy minimális rendszerszintű költséget érjünk el úgy, hogy közben az üzembiztonsági követelményeket is maradéktalanul betartjuk. A fogyasztói igényeket a következő források elégíthetik ki: –

kondenzációs erőművek (hő- és atomerőművek),

–

gázturbinás (csúcs-) erőművek,

–

hőszolgáltató erőművek,

–

vízerőművek,

–

egyéb megújuló energiaforrást hasznosító erőművek (nap- és szélerőművek),

–

tervszerű villamosenergia-import,

–

terven kívüli villamosenergia-import.

A blokkok közötti terheléselosztásnak az alábbi feltételeket kell kielégítenie: –

a villamosenergia-igényeket maradéktalanul ki kell egészíteni (hazai+import forrásból),

–

biztosítani kell az előírt forgótartalékok (primer és szekunder) rendelkezésre állását,

–

a rendszerszintű összes költség legyen minimális,

–

a szennyezőanyag kibocsátás a lehető legkisebb legyen,

–

be kell tartani az egyes blokkokra vonatkozó minimális állás- és üzemidő korlátokat.

Mindezen adatok és feltételek alapján az órás terheléselosztás egy heurisztikus dinamikus programozási algoritmussal történik az alábbi eljárásrend szerint (a

64


heurisztikus algoritmus próbálgatáson és azt kiegészítő jól megfontolt feltételezéseken alapul): Az erőművi egységeket három csoportba sorolják: „A” csoport: feltétlenül működtetendő egységek (azok az egységek kerülnek ebbe a csoportba, melyekre átvételi kényszer érvényes vagy a minimális üzemeltetési idő miatt kell üzemben tartani); „B” csoport: rendelkezésre álló erőművi egységek; „C” csoport: csúcsra járatható egységek. A „B” csoporton belül az egységek további M+1 csoportba rendeződnek. Az első csoportba azok egységek kerülnek, melyek az előző órai legjobb M kombinációban szerepeltek. A következő csoportba azok az egységek kerülnek, melyek az előző órai legjobb M-1 kombinációban szerepeltek stb. Az utolsó, M+1-edik csoportba azok az egységek kerülnek, melyek nem működtek az előző órában. A csoportokon belül az egységek sorrendjét a teljes terhelésen vett fajlagos tüzelőanyag költségük határozza meg. Első lépésként az ún. elsődleges kombinációk létrehozása történik. Ezt úgy képezzük, hogy az „A” és „B” csoportból minden egységet működőnek tételezünk fel, majd a még a „C” csoportból annyit, amennyi a feltételek (igények és forgótartalékok) kielégítéséhez szükséges. A következő lépésben egy ilyen kombinációból eltávolítjuk az utolsó „B” csoportbeli egységet, melyet szükség szerint helyettesítünk egy „C” csoportbeli egységgel. Ezt addig ismételjük, amíg minden „B” egységet eltávolítunk vagy elfogynak a „C” egységek. Az elsődleges kombinációk tehát a következőképpen alakulnak: M :

A1 + A2 + A3 + … An + B1 + B2 + B3 + … Bm + C1 + C 2 + C 3 + …

M −1 :

A1 + A2 + A3 + … An + B1 + B2 + B3 + … Bm −1 + C1 + C 2 + C 3 + …

M −2 :

A1 + A2 + A3 + … An + B1 + B2 + B3 + … Bm −2 + C1 + C 2 + C 3 + …

1:

A1 + A2 + A3 + … An + B1 + C1 + C 2 + C 3 + …

0:

A1 + A2 + A3 + … An + C1 + C 2 + C 3 + …

Az elsődleges kombinációkat felhasználva elkészítjük az ún. másodlagos kombinációkat, figyelemmel az adott perturbációs tartományra. A perturbációs tartomány az elsődleges kombinációkon belül az „B” egységek olyan részhalmaza, mely a „B” tartomány alján (a magasabb sorszámú elemeknél) helyezkedik el. Legyen az alapul vett elsődleges kombináció A1 + A2 + A3 + … An + B1 + B2 + B3 + … . +Bi −3 + Bi −2 + Bi −1 + Bi + C1 + C 2 + … A perturbációs tartomány legyen három egység, mely a feltételek szerint a Bi −2 ; Bi −1; Bi

egységeket jelenti. A perturbációs tartományból, annak nem üres és az utolsó egységet nem tartalmazó tetszőleges részhalmazát elhagyva képezzük a másodlagos

65

A VILLAMOSENERGIA-RENDSZER BŐVÍTÉSÉNEK TERVEZÉSE

kombinációkat, azaz a fenti esetben az elsődleges kombinációhoz az alábbi másodlagos kombinációk társíthatók: A1 + A2 + A3 + … An + B1 + B2 + B3 + … Bi −3 + Bi −2 + Bi + C1 + C 2 + … A1 + A2 + A3 + … An + B1 + B2 + B3 + … Bi −3 + Bi −1 + Bi + C1 + C 2 + … A1 + A2 + A3 + … An + B1 + B2 + B3 + … Bi −3 + Bi + C1 + C 2 + … . Az így képzett összes elsődleges és másodlagos kombinációból kiválasztjuk a legjobb M számút, majd ezek közül válogatva alakítjuk ki a leggazdaságosabb stratégiát, mely a kombinációk egy idősora, ami megadja az egyik kombinációról a másik kombinációra való átmenetet is, figyelemmel a megengedhető terhelésváltoztatási sebességekre, valamint az indítás és leállítás költségeire is. Egy stratégia összes költsége tehát az alábbi költségekből tevődik össze: C strat ( j , k ) = MIN C komb ( j , k ) + C i/l ( j − 1, l : j , k ) + C strat ( j − 1, l )  , (2.59)

mely összefüggésben j az órák sorszáma, k és l a megengedett kombinációk azonosító sorszáma, C strat ( j , k ) a vizsgált periódus elejétől a j-edik óráig legkisebb összköltségű stratégia összes költsége, C komb ( j , k ) a k-adik kombináció összes költsége a j-edik órában, C i/l ( j − 1, l : j , k ) az l-edik kombinációról a k-adik kombinációra való átállás költsége a j-1-edik óra és j-edik óra határán (indítási és leállítási költségek).

2.4. A villamosenergia-rendszer bővítésének tervezése A villamosenergia-rendszer bővítése olyan feladat, mely általában nemzetgazdasági méretekben is igen jelentős erőforrások optimális felhasználását igényli. A villamosenergia-rendszer jövőbeli kiépítettségének és üzemének meghatározása, tervezése a döntéselőkészítési folyamat része. A tervezési eredmények az alábbi döntések meghozatalához kínálnak információkat: –

új erőművi egységek létesítése,

–

üzemben lévő egységek végleges leállítása.

A villamosenergia-rendszerek globalizációjával e döntési folyamatok is egyre összetettebbek lettek, s a döntéshozók is egyre nehezebb helyzetbe kerültek. A döntések meghozatalát az alábbi körülmények teszik bonyolulttá. –

A kiterjedt és a fogyasztói szerkezetet tekintve inhomogén rendszerben a hosszú távon várható igények alakulásának megbízható előrejelzése igen nehéz.

–

Az olyan rendszerekben, ahol nagy a vízerőművi vagy ellennyomású kapcsolt villamosenergia-fejlesztés részaránya, az időjárás alakulása nagyban befolyásolja a kiadható villamos energia mennyiségét, további bizonytalansági tényezőkkel terhelve az igény- és teljesítőképesség-becslést.

66


–

A villamosenergia-fejlesztési technológiák rohamos fejlődése következtében a rendszer bővítésekor figyelembe veendő lehetséges technológiák száma igen nagy. Az egyes technológiák között ugyanakkor többféle vonatkozásban is jelentős különbségek lehetnek.

–

A villamosenergia-fejlesztés primer energia bázisát tekintve az egyes energiahordozók ára és áraik jövőbeli alakulása, rendelkezésre állása és beszerezhetősége között jelentős különbségek vannak.

–

Az új erőművi technológiák fajlagos létesítési költségei igen magasak, ez a beruházások nagy tőkeigényét vonja maga után.

–

A létesítés és üzemeltetés pénzügyi feltételei adott időtartamon belül jelentős mértékben változhatnak.

–

Jelentős bizonytalansági tényezőként szerepel a hosszú távú döntésekben a környezetvédelmi szabályozás alakulása, ami erőteljesen befolyásolja a létesítési és üzemeltetési költségek alakulását.

–

A „nagy” alaperőművi egységek építési időtartama 3..8 év, ami jelentős „előretervezést” igényel.

–

Egyes erőmű technológiák társadalmi elfogadtatása középponti, ugyanakkor rendkívül nagy bizonytalanságot magában rejtő kérdés.

Az erőműrendszer bővítése során a különböző lehetséges stratégiák közül azt kell kiválasztani, amely adott feltételek mellett (ezeket a rendszer üzemeltetője/irányítója adja meg) a legkisebb összes költséget eredményezi. A legkisebb költséget a villamosenergia-rendszer egészére nézve kell értelmezni, mely –

az erőművi alrendszert, azaz az erőműveket,

–

a szállítási alrendszert, azaz az alap- és főelosztó-hálózatot,

–

az elosztási alrendszert, elosztóhálózatot, valamint

–

a fogyasztói alrendszert, azaz a fogyasztóknál található villamos berendezések összességét

azaz

a

közép-

és

kisfeszültségű

fogyasztói

tartalmazza.

67

A VILLAMOSENERGIA-RENDSZER BŐVÍTÉSÉNEK TERVEZÉSE Alapelvek, adottságok, kiinduló adatok Villamos energia igény és hőigény becslése Jelenlegi erőműpark adatai

Leállítási program

Primerenergia ellátási terv Villamos energia export/import terv Lehetséges bővítési elemek műszaki adatai

O P T I M Á L Á S I S Z Á M Í T Á S O K

E R Ő M Ű É P Í T É S I

Teljesítőképesség mérleg

P R O G R A M

Optimális erőműelosztási terv

Primerenergia-mérleg

Szennyezőanyag kibocsátás

Környezetvédelmi stratégia Költségszámítás Kockázatelemzés

2—17. ábra. Az erőműrendszer bővítési stratégiája

A villamosenergia-rendszer egymással fizikai kapcsolatban lévő elemek összessége, így az egyes elemek üzemállapotának megváltozása a rendszerben lévő valamennyi elem üzemállapotában változást idéz(het) elő. Szigorúan véve tehát a fogyasztók villamos berendezései is a rendszer részét képezik. A szolgáltatói központú felfogás szerint a fogyasztók berendezéseinek üzemi paramétereit, üzemállapotát és a mindenkori villamosenergia-felhasználást a szolgáltatók csak rendkívül korlátozott mértékben tudják befolyásolni, ezért a fogyasztói alrendszert nem sorolják a villamosenergia-rendszer alrendszerei közé. A lehetséges rendszerbővítési stratégiák az alábbi, a 2—17. ábrán is feltüntetett adatokat tartalmazzák, mint bementi adatok: –

tervezési peremfeltételek (társadalmi/politikai elvárások, természeti adottságok, környezetvédelmi előírások, preferenciák stb.),

–

várható igényalakulás (villamos energia, hő),

–

a jelenleg üzemben lévő erőműpark műszaki és gazdasági adatai (hatásfok, kihasználtság, szennyezőanyag kibocsátás, megbízhatóság stb.),

–

az egyes egységek leállításának és rendszerből való kivonásának programja,

–

a primerenergia-ellátás jellemző adatai (rendelkezésre állás, készletnagyság, beszerezhetőség, ár, áralakulás stb.),

–

a villamosenergia-kereskedelem (export/import) adatai,

–

a lehetséges bővítési elemek (erőművek) műszaki és gazdasági adatai (hatásfok, tervezett kihasználtság, szennyezőanyag kibocsátás, megbízhatóság stb.).

68


A felsorolt bemeneti adatok és tervezési peremfeltételek eredményeképpen elkészíthető több rendszerbővítési változat, melyek az alábbi adatokkal írhatók le: –

az új egységek rendszerbe lépésének időbeli ütemezése,

–

a rendszerszintű teljesítőképesség mérleg alakulása,

–

primerenergia felhasználás,

–

optimális erőműelosztás (hol és mekkora erőmű),

–

szennyezőanyag alakulása,

–

összköltség (beruházási, primerenergia és egyéb költségek összessége),

–

környezetvédelmi stratégia (környezeti károk csökkentése, rekultiváció, hulladékelhelyezés stb.),

–

kockázatelemzés (igényalakulás, elfogadtatás stb.).

(kén-dioxid,

nitrogén-oxidok,

selejtezés,

szén-dioxid,

primerenergia

por)

kibocsátás

beszerezhetőség,

A lehetséges rendszerbővítési változatok közül azt kell kiválasztani és megvalósítani mely a legkisebb rendszerszintű költséget eredményezi. Ez a költség a következő összetevőkből áll: –

tőkebefektetési költségek: C I (Capital Investment Costs),

–

korábbi befektetések maradványköltségei: C S (Salvage Value of Investment Costs),

–

primerenergia (üzemanyag) költségek: C F (Fuel Costs),

–

üzemeltetési költségek (minden, az üzemeltetéssel kapcsolatos költséget ide sorolunk, ami nem üzemanyag költség): C OM (Non-Fuel Operation and Maintenance Costs),

–

nem szolgáltatott villamos energia költsége: C N (Costs of Energy not Served).

A rendszerszintű összköltség a vizsgált, a lehetséges stratégiák közül a j-edik változatra nézve tehát C jΣ

n

=

∑ (C I,t + C S,t + C F,t + COM,t + C N,t )j

(2.60)

t =1

alakban írható fel, ahol n a vizsgált (tervezési) időintervallum hossza években, t a tervezési időszak t-edik éve. Az egyes költségtagok a következő módon számítandók. Tőkebefektetési költségek: Kj

C I,t = ( 1 + p )−(t +t0 −1) ∑ ( ak ⋅ PBT,k ) ,

(2.61)

k =1

ahol Kj

a bővítés során számításba vett kondenzációs egységek száma a j-edik

változatban, t0 a diszkontálás vonatkoztatási időpontja és a tervezési időszak kezdő időpontja közötti évek száma, 69

AZ ÁLLAMI IRÁNYÍTÁS ÉS AZ EURÓPAI NORMÁK HATÁSA A VILLAMOSENERGIA-IPARRA

A rendszerszintű maradványköltségek: Kj

C S,t

= ( 1 + p )−(n +t0 ) ∑ ( δk ,t ⋅ ak ⋅ PBT,k ) ,

(2.62)

k =1

ahol δk ,t a k-adik egység maradványérték tényezője a t-edik évben. Az üzemanyag költségek: (R) C F,j ,t = ( 1 + p )−(t +t0 −1,5) C F, j,t ,

(2.63)

(R) mely összefüggésben C F,j,t a nominálértéken vett rendszerszintű össz-üzemanyag

költség a j-edik beruházási változatra nézve a t-edik évben. Az üzemeltetési és karbantartási költségek számítása a Lj ,t

C OM,t = ( 1 + p )−(t +t0 −1,5) ∑ ( α OM,f,l PBT,l + α OM,v,l El )j ,t

(2.64)

l =1

összefüggéssel történik, ahol Lj ,t a j-edik bővítési változat t-edik vizsgált évében működő erőművi egységek száma,

α OM,f,l

az l-edik erőművi egység fajlagos állandó (fixed) üzemeltetési és

karbantartási költsége (értéke közelítőleg megegyezik a korábban bevezetett α TMK + α e értékkel),

α OM,v,l az l-edik erőművi egység fajlagos változó (variable) üzemeltetési és karbantartási költsége, El az l-edik erőművi egység által a t-edik évben szolgáltatott villamos energia. A nem szolgáltatott villamos energia költségét különféle „büntetőfüggvények” alkalmazásával határozzák meg, melyeket részletesen nem ismertetünk.

2.5. Az állami irányítás és az európai normák hatása a villamosenergia-iparra

2.5.1. Törvényi keretek, hatóságok befolyása Mint azt korábban érintőlegesen említettük, a magyar villamosenergia-rendszer igen erős állami ellenőrzés és szabályozás alatt áll. A szabályozó rendszert röviden ezen alfejezetben ismertetjük.

70


2.5.1.1. A Villamos Energia Törvény

A korábbitól lényegesen eltérő új működési modell irányába a döntő változást az 1994. évi XLVIII. törvény a villamosenergia-termeléséről, szállításáról és szolgáltatásáról (VET) 1994. április 6-i elfogadása jelentette. A VET olyan villamosenergia-rendszert határoz meg, amely teljesíti az alábbi feltételeket: –

tulajdonsemleges,

–

a törvényhozás és a közhatalom által ellenőrzött,

–

elősegíti a fogyasztók társadalmi érdekképviseletét,

–

biztosítja a rendszerbe lépésnél és fogyasztóknál a legkisebb költséget,

–

biztosítja a termelői, átviteli, elosztási és szolgáltatási árban az indokolt befektetések és a hatékonyan működő engedélyesek költségeinek megtérülését és a tartós működéshez szükséges nyereséget tartalmazó árrendszer és áralkalmazás bevezetését,

–

előírja a környezetbarát működést és leállítást,

–

előnyben részesíti a megújuló energiaforrások hasznosítását és a kapcsolt villamosenergia-fejlesztést kötelezően előírt átvétellel,

–

lehetővé teszi a növekvő igények függvényében bővülő biztonságos fogyasztói ellátást.

A VET rendelkezik a Gazdasági Miniszter (GM) és a gáz- és villamosipari társaságok állami felügyeletére létrehozott Magyar Energia Hivatal (MEH) feladatairól is. A VET a Gazdasági Miniszter hatáskörébe utalja az alábbi feladatok ellátását: –

javaslattétel a 200 MW teljesítményűnél nagyobb erőművi egységek létesítésére,

–

a 200 MW teljesítményűnél kisebb erőmű energiahordozójának jóváhagyása,

–

a villamos energia hatósági árának megállapítása,

–

a villamos energia import-export hazai termeléshez viszonyított arányának megállapítása,

–

az energiahordozó-készlet legkisebb mértékének és a készletezés rendjének meghatározása.

A VET a Magyar Energia Hivatal hatáskörébe utalja az alábbi feladatok ellátását: –

a termelői, szállítói, a szolgáltató működési, valamint erőmű létesítési és üzembe helyezési engedélyek kiadása,

–

az üzemi és üzletszabályozás jóváhagyása,

–

az árak, az áralkalmazási feltételek és a hálózatfejlesztési hozzájárulás számítási szabályainak kidolgozása,

–

korlátozási sorrend megállapítása,

–

fogyasztói érdekvédelem,

–

az engedélyesek által nyilvánosságra hozandó adatok körének meghatározása,

–

a legkisebb költség elvének érvényesítése. 71


A törvény a végrehajtást szabályozó kormányrendelet, továbbá más kormány- és miniszteri rendeletek mellett Üzemi Szabályzat, Közüzemi Szabályzat és Üzletszabályzat kiadásáról is rendelkezik. Külön említést érdemel, hogy a törvény értelmében 600 MW-nál nagyobb beépített teljesítőképességű erőművi kapacitás, illetve (bármekkora méretű) atomerőmű létesítéséhez az Országgyűlés engedélyét is ki kell kérni. 2.5.1.2. Árképzési módszerek

A villamos energia igen sajátos áru (nem tárolható és nem helyettesíthető), önköltségének alakulása és társadalmi szempontból optimális árának megállapítása, valamint annak érvényesítése bonyolult, ugyanakkor a gazdaság fejlődése szempontjából különösen fontos feladat. Minden gazdaságban rendkívül nagy érdek fűződik ahhoz, hogy a villamos energia önköltsége minél alacsonyabb legyen és az ára helyesen tükrözze a társadalmilag szükséges ráfordításokat. A fejlett gazdasággal rendelkező országokban az áruk árának kialakítását piaci mechanizmusok, a keresletkínálat törvényei szabadon, mindennemű hatósági beavatkozástól mentesen határozzák meg. Ugyanakkor nincs a világnak egyetlen olyan országa sem, amely teljes egészében a piacra bízná a villamos energia árának kialakítását. Kisebbnagyobb mértékben minden országban az erre hivatott szervek erőteljesen beavatkoznak a piaci mechanizmusokba. Ennek a beavatkozásnak két oka van. Az egyik a termék kiemelt stratégiai fontossága, a másik a szállítás és elosztás természetes monopóliuma. Az ármegállapításra, árképzésre négy alapmódszer ismeretes: 1. A tényleges költségektől elszakított, azok megtérülését nem biztosító, szociális és iparpolitikai szempontokat előtérbe helyező, államilag támogatott (dotált) hatósági árak rendszere. Ez a gyakorlat az elmúlt évtizedekben egyértelműen bizonyította káros hatását: eltorzította a gazdaság termékszerkezetét és hátráltatta annak fejlődését. Mindamellett meg kell jegyezni, hogy alig van olyan ország, ahol szociális, iparpolitikai és tiszta politikai szempontok ne befolyásolnák valamilyen mértékben az ármegállapítást, a piaci törvényszerűségek messzemenő figyelembevétele mellett. 2. Költségfedezeti módszer, ahol az árak biztosítják a beruházási és üzemeltetési költségek megtérülését, valamint egy átlagos szintű nyereséget. A módszer lényege, hogy az értékesítési ár biztosítja az erőművek indokolt beruházási és üzemeltetési költségeinek megtérülését, valamint egy tisztességes szintű nyereség elérését, de nem tartalmazhat átlagot meghaladó profitot. A módszer nagy előnye, hogy tényleges, számvitelileg pontosan meghatározható adatokra és nem feltételezésekre épül. Ez a módszer elvben teljes mértékben egzakt, azonban a valóságban számos gyakorlati problémával kell megbirkózni. Az egyik sarkalatos kérdés az „indokolt ráfordítások” pontos körülhatárolása. A gyakorlatban az indokoltság vizsgálata csak a beruházási költségekre terjed ki, az üzemeltetési költségeket teljes egészében a fogyasztókra hárítják, de nem engedik, hogy e költségekre nyereséget számítsanak fel. A nyereségráta alapjául a lekötött eszközök (beruházott javak) értéke szolgál. Kulcskérdés a nyereségráta mértékének helyes meghatározása, melynek elvileg a tőkepiacon érvényesülő átlaghozamhoz kell igazodnia. Alacsony ráta esetén csökken a befektetők érdeklődése, veszélybe kerülhet új kapacitások létesítése, míg magas ráta esetén 72


olyan pénzeszközök fognak felhalmozódni a befektetők kezén, melyek meghaladják az iparág szükségleteit, következésképpen a más iparágak fejlesztését fogják finanszírozni a villamos energia árából, ami nem túl szerencsés. E módszer eredeti formájában nem volt eléggé ösztönző az önköltség csökkentésére, a hatékonyság javítására, ezért olyan módon fejlesztették tovább, hogy a hatékonyság javításából származó eredmény egy része a cégnél maradjon. A nemzetközi gyakorlatban ez a legelterjedtebb módszer, mivel könnyen alkalmazható, átlátható, a nagyközönség előtt jól védhető, kevés szubjektív elemet tartalmaz, nagy üzleti biztonságot nyújt a termelőknek és mindezek mellett elég jól védi mind a fogyasztók, mind a termelők érdekeit. 3. Határköltség (marginal cost) számításon alapuló árképzés. A villamos energia (pillanatnyi) árának megállapítása történhet a határköltség alapján is. Határköltség alatt az egységnyi többlett villamos energia mennyiséghez tartozó költségnövekményt értjük. Azaz azt az összeget mellyel a rendszer teljes költsége megnövekszik, ha a kiadott villamos energia mennyiségét egy korábbi szinthez képest megnöveljük. Természetesen a valóságban nem lehetnek ezek tetszőlegesen kis egységek (pl.: kWh), hanem még rendszerszinten mérhető egységet (pl.: MWh) célszerű alkalmazni. A közgazdasági gyakorlat megkülönböztet rövidtávú és hosszú távú határköltséget. Rövid táv alatt általában azt az időtartamot értik, melyben a termelés a meglévő berendezések és munkaerő fizikai kapacitásának határáig növelhető. Hosszú táv fogalmán azt az időtartamot kell érteni, melyben a termelő kapacitás már csak új beruházások megvalósításával növelhető. A villamosenergia-iparban a határköltségnek különösen fontos jelentősége van. A villamos energia felhasználás percről-percre változik, amit az erőművi oldalnak is rugalmasan kell követnie, ezzel párhuzamosan változik a rövid távú határköltség is. Ha azt akarjuk, hogy az ár hatékonyan töltse be optimáló szerepét mindkét oldalon, akkor a hálózat adott pontjában, adott feszültségszinten és adott időpillanatban érvényes áraknak az ott és akkor jelentkező rövid távú határköltséghez kell igazodniuk. A költségfedezeti módszer csak a tényleges, dokumentált költségekből kiindulva határoz meg árat, azaz a jövőbeli ár a múltbeli költségek függvénye, ezért e módszer nem alkalmas arra, hogy a jövőbeli tendenciákat figyelembe véve orientálja a termelőket, szolgáltatókat és a fogyasztókat a hosszabb távra kiható döntéseikben és, hogy ezen keresztül elősegítse az erőforrások optimális elosztását. A hosszú távú határköltség alkalmazásának hívei azt vallják, hogy ami elmúlt az elmúlt, azon változtatni már nem lehet. A múltbéli fejlesztések ugyan meghatározzák a jelen költségeit, azonban fogyasztónak igényei növelésére vagy csökkentésére vonatkozó döntései során nem ezt kell figyelembe vennie, hanem azt, hogy minden egységnyi további villamosenergia-fogyasztás vagy arról való lemondás milyen költség kihatásokkal fogy együtt járni. A hosszú távú határköltség alkalmazásának a költségfedezeti árral szembeni előnye leginkább ott mutatkozik meg, ahol a költségszerkezetben erőteljes változás várható. Gyakran előállhat az az eset, amikor a hosszú távú határköltségen alapuló ár alacsonyabb, mint a költségfedezeti ár. Ebben az esetben az ár nem biztosítja a múltbeli beruházások megtérülését, sőt egyese esetekben a vállalatok veszteségessé is válhatnak. Ez az oka annak, hogy a hosszú távú határköltségen alapuló árképzés elvét elsősorban az állami tulajdonban lévő villamosenergia-

73


rendszerek alkalmazzák, amelyeknél a vállalati szintű nyereségesség ugyan fontos szempont, de vele szemben elsőbbsége van a nemzetgazdasági érdeknek. 4. A piac által szabályozott árképzés. A piac által kialakított árak rendszere a villamosenergia-iparban meglehetősen új jelenség, de több országban (főleg az Erópiai Unióban) erős a törekvés, hogy a hatósági szabályozással szemben fokozzák a piac szerepét. Bár a piaci elemek szerepének növekedése igen fontos és támogatandó célkitűzés, világosan kell látni e módszer komoly korlátait. Nem alkalmazható a piaci rendszerű árképzés vertikálisan integrált villamosenergiarendszerben, hiszen ott csak egyetlen eladó van, holott a verseny alapvető feltétele, hogy eladók sokasága legyen jelen a piacon. A piac másik oldalát illetően elvben lehetséges, hogy bármely fogyasztó attól az erőműtől vásároljon villamos energiát, amely azt a legolcsóbban kínálja, azonban a mai technikai és szervezeti feltételek mellett ez gyakorlatilag keresztülvihetetlen. A tényleges kereslet-kínálat elve a piac egyetlen szegmensében, a nagykereskedelemben tud csak érvényesülni, ahol az eladók szerepében az erőművek, míg a vevők szerepében az áramszolgáltatók és a nagyfogyasztók léphetnek fel. A működő villamos energia piacokon (Norvégia, Nagy-Britannia) szerzett tapasztalatok azt mutatják, hogy a piaci erőkre épülő ármegállapítás az árak erőteljes leszorításához vezetett (valószínűleg az e rendszerekben meglévő felesleges kapacitások miatt). Azonban több mint kérdéses, hogy a felesleges kapacitások felszívódása után lesz-e kellő időben elegendő beruházási forrás és kedv a növekvő igények kielégítésére. Nem kétséges ugyan, hogy a piaci egyensúly kialakulása után az iparág jövedelmezősége javulni, a beruházási kedv növekedni fog, azonban lehetséges, hogy a beruházások hosszú átfutási ideje miatt, ideiglenesen villamos energia hiánnyal is számolni kell. 2.5.1.3. A villamos energia árának hatósági szabályozása

Mivel a vezetékes energiaszolgáltatás Magyarországon természetes monopóliumként működő társaságok kezében van, ezért a fogyasztók védelme érdekében szükség van állami beavatkozásra az energiapiacon. A villamos energia árát az állam (az ágazati miniszter) szabályozza. A hatályos jogszabályok szerint az energiaáraknak 1997. január 1-től költségarányosnak kell lenniük, valamint tartalmazniuk kell a termelők és szolgáltatók elismert nyereségét. A 63/1995 (XI. 24) IKIM rendelet alapján a villamos energia árát az 1997. január 1-től 2000. december 31-ig terjedő időszakban a következő összefüggések alapján kellett meghatározni: A villamos energia termelői átlagára: a = a0W + Q /Ve . A szállító eladási átlagára (nagykereskedelmi átlagár): c = b0w + f0z + Q /Vr . A szolgáltatók villamos energia eladási átlagára (végfelhasználói átlagár): e = d0c / c0 + g0z . Ezekben az összefüggésekben: a termelői ár korrekciós tényezője:

74


w = w e [ stt /100 + ( 1 − st ) z / z e ] , a tüzelőanyag árindex: t = mgTg + ( 1 − mg ) H + mf Ft + ( 1 − mg − ma − mf )[ 1 + (Y /Ye − 1 ) ] ,

az inflációkövetési tényező: z = z e [ 1 + (Y /Ye − 1 ) k ] . Az összefüggésekben szereplő jelölések: a

a villamos energia termelői ára az adott árszabályozási évre, Ft/kWh;

a0 a villamos energia 1997. január 1-jei ármegállapításnál figyelembe vett termelői átlagára, Ft/kWh; b0 a szállító 1997. január 1-jei ármegállapításnál figyelembe vett villamos energia (hazai+import) vásárlási átlagára, Ft/kWh; c a szállító eladási átlagára (nagykereskedelmi átlagár) az adott árszabályozási évre; c0 a szállító 1997. január 1-jei ármegállapításnál figyelembe vett eladási átlagára (nagykereskedelmi átlagár), Ft/kWh; d0 a szolgáltatók villamos energia vásárlási átlagára a (a szállító eladási átlagárának és a szolgáltatók által — jogszabályban előírt kényszer miatt — megvásárolt egyéb villamos energia átlagárának súlyozott átlaga 1997. január 1-én, Ft/kWh; e a szolgáltatók villamos energia eladási átlagára (végfelhasználói átlagár) az adott árszabályozási évben, Ft/kWh; f0 a szállító eladási és vásárlási átlagára közötti különbség, 1997. január 1-én, Ft/kWh; Ft a fűtőolaj árváltozási indexe a Platt's CIF MED 1 % kéntartalmú fűtőolaj napi jegyzéseinek három hónapra eső átlaga alapján; g0 a szolgáltatók eladási és vásárlási átlagára közötti különbség, 1997. január 1-én, Ft/kWh; H árfolyam-változási index középárfolyamai alapján (az árfolyam=100);

az MNB HUF/USD havi átlagos deviza előző árkorrekció hónapjában érvényesített

k hatékonyságnövelési tényező (0,85..0,95), értékére a Magyar Energia Hivatal tesz javaslatot; mg a villamosenergia-fejlesztéshez vásárolt földgáz összes költségének a termelők összes tüzelőanyag költségén belüli aránya; ma a villamosenergia-fejlesztéshez vásárolt nukleáris töltet összes költségének a termelők összes tüzelőanyag költségén belüli aránya; mf a villamosenergia-fejlesztéshez vásárolt fűtőolaj összes költségének a termelők összes tüzelőanyag költségén belüli aránya;

75


Q a villamosenergia-fejlesztés költségnövekménye a környezetvédelmi előírások következtében, Ft; st a villamosenergia-fejlesztéshez vásárolt tüzelőanyag költségének a termelők összes árbevételén belüli aránya t tüzelőanyag árindex (az előző árkorrekció hónapjában érvényes tüzelőanyag ár = 100); Tg

az erőművek által felhasznált földgáz hatósági árának árindexe (az előző

árkorrekció hónapjában érvényes hatósági ár = 100); Ve

az erőművekből kiadott villamos energia, kWh;

Vr

a szállító által értékesített villamos energia, kWh;

w

az esedékes árkorrekciónál figyelembe veendő termelő ár korrekciós tényező;

w e az előző árkorrekciónál figyelembe vett tényező (az 1997. január 1-jét követő első korrekciónál 1); Y az ipar (élelmiszeripar nélkül) belföldi értékesítési árindexe 1997. január és az esedékes árkorrekció hónapja között (1997. január = 100); Ye az ipar (élelmiszeripar nélkül) belföldi értékesítési árindexe 1997. január és az előző árkorrekció hónapja között (1997. január 1-jét követő első korrekciónál = 100); z

az esedékes árkorrekciónál figyelembe veendő inflációkövetési tényező;

z e az előző árkorrekciónál figyelembe vett inflációkövetési tényező (1997. január 1jét követő első korrekciónál = 1). A termelői átlagárra (a) vonatkozó képlet eredménye — mint felső korlát — alapján kell meghatározni és rendeletben kihirdetni az egyes termelők esetében alkalmazandó díjtételeket (a termelői tarifarendszert). Ez nem zárja ki, hogy az egyes erőművek számára érvényes díjtételek hosszú távú képletek alapján változzanak. Az egyedi árképleteket olyan módon kell alkalmazni, hogy azok –

feleljenek meg az Üzletszabályzat előírásainak;

–

legyenek részei az erőmű és a szállítók szerződésének;

–

összességükben ne eredményezzenek nagyobb árváltozást, mint amekkorát az átlagos erőművi árra vonatkozó képlet megenged.

Az árszabályozási év november 1-től a következő év október 31-ig terjedő időszak. Árkorrekcióra általában egyszer, a árszabályozási év kezdetén kerül sor. Az árszabályozási év folyamán újabb korrekcióra akkor kerülhet sor, ha –

új termelő belépése szükségessé teszi az árak újbóli megállapítását;

–

a termelő kapacitásokban előre nem látható, lényegi változás következik be;

–

HFt <0,95 vagy HFt >1,05;

–

a szabályozási mechanizmus alapján számított átlagár és a tényleges átlagár 3 %-nál nagyobb mértékben tér el egymástól.

Amennyiben az árszabályozási év végén kialakuló átlagárak 3%-nál nagyobb mértékben térnek el az árszabályozási év kezdetén az árképletek alapján számított

76

AZ ÚJ KIHÍVÁS: AZ EURÓPAI UNIÓ (EU) IRÁNYELVEI

értékektől, a különbséget a szabályozó hatóság a következő árkorrekciónál figyelembe veszi. Az ezredfordulóig tehát ezen módszer alkalmazása kötelező. A nehézséget az okozza, hogy a villamosenergia-szektor (mint ahogyan a nemzetgazdaság is) átmeneti állapotban van. Egyelőre a termelés területén nem beszélhetünk versenyről, hiszen a szállító a teljes meglévő kapacitást leköti. A legkisebb költség elvének érvényesítése így csak állami intervencióval garantálható, mint ahogy az is, hogy a társaságok nyereséget tudjanak realizálni. A selejtezések és a lassú igénynövekedés miatt szükségszerűen építendő új erőművekre már vonatkozik a versenyszellem. Több erőművi kapacitás nem épülhet az igények által meghatározott mennyiségnél, azért viszont a befektetni kívánók versenytárgyaláson kell részt vegyenek. Ettől remélhető a leendő költségek és árak leszorítása. A jelenlegi döntések több tíz évig behatárolják majd a mindenkori energiapolitika mozgásterét.

2.6. Az új kihívás: az Európai Unió (EU) irányelvei A Magyar Köztársaság elkötelezte magát az Európai Uniós csatlakozási politika mellett. A szándék kedvező fogadtatásra talált, feladataink azonban bőven akadnak még a tervezett 2003 körüli teljes jogú tagság elnyeréséig. Az Európai Unió energiapolitikája abból indul ki, hogy az Egységes Európai Okmány (1986) elvei az energetikára is érvényesek. Ennek megfelelően az energiaszektort is a Közösség belső piacának integrált részévé kell tenni, és a piacgazdaság szabályait - amennyire csak lehet - itt is érvényesíteni kell. A nemzeti árampiacok liberalizálása, illetve az egységes energetikai versenypiac létrehozása az energiaszolgáltatás hatékonyságjavulásán keresztül jelentősen hozzájárulhat az EU általános versenyképességének növeléséhez. Ezen célok megvalósítása érdekében három direktívát (a tagországokra nézve kötelező érvényű irányelvet) fogadott el az Európa Parlament és az Európai Unió Tanácsa. Az első direktíva (1990. október 29-i 90/547/EGK Tanácsi irányelv) a nemzeti határokon túlnyúló villamosenergia-cserék és eladások elősegítését szolgálja. Tranzitkötelezettséget ír elő a hálózatüzemeltető számára harmadik fél exportszállítása esetén. A második direktíva (1990. június 29-i 90/377/EGK Tanácsi irányelv) a végfelhasználói ár-adatok átláthatóságát és nyilvánosságra hozatalát szabályozza annak érdekében, hogy a fogyasztók könnyebben azonosítani tudják a leginkább versenyképes termelőket és szállítókat. Jelentős előrelépést a harmadik direktíva jelent, amely magában foglalja mind az egységes, mind pedig a nemzeti villamosenergia-piacok liberalizációjának irányelveit és menetrendjét. A tagországok nemzeti villamosenergia-termelő rendszerei választhatnak, hogy termelő kapacitásuk bővítését engedélyeztetési avagy versenyeztetési eljárással valósítják meg. Az első esetben a potenciális befektetőt nem lehet megakadályozni a beruházás kivitelezésében, ha az összes megszerzendő engedély a birtokában van. Így a rendszer termelői oldala túlkínálattal rendelkezhet, a piacért folytatott termelői

77

AZ ÚJ KIHÍVÁS: AZ EURÓPAI UNIÓ (EU) IRÁNYELVEI

árverseny igen hatékony lehet. Ezt fokozhatja a nemzetközi piacnyitás, amikor is az úgynevezett minősített (nagy) fogyasztó szabadon választhatja meg beszerzési forrását, amely akár közvetlenül a termelő, az erőmű is lehet. A második esetben általában (bár ez nem feltétlenül igaz) csak annyi kapacitás létesítésére írnak ki versenytárgyalást, amennyit a minimális bővítési igény meghatároz. Ekkor természetesen zömmel önellátó szerepre rendezkedik be a nemzeti VER, azonban a nemzetközi tranzitszállítási kötelezettségnek ekkor is eleget kell tenni. Az EU országaiban jelenleg a tapasztalatok gyűjtése folyik. Több tagállam vezetett már be versenymodelleket, mások óvatosabban nyitnak, védik nemzeti érdekeiket. A magyar — energetikát érintő — jogszabályok mindenképpen módosításra szorulnak, ha hazánk teljes jogú tagjává válik a közösségnek. A jogharmonizáció a VET átalakítását annál erőteljesebben igényli, minél liberalizáltabb működési modell mellett kötelezzük el magunkat. Jelenlegi állapotában a törvény egy zárkózottabb modellt konzervál, mely azonban sok tekintetben már ma is EU-konform.

78

3. fejezet

GŐZ MUNKAKÖZEGŰ ERŐMŰVEK

3. GŐZ MUNKAKÖZEGŰ ERŐMŰVEK

ÍRTA: BIHARI PÉTER

A villamosenergia-fejlesztésben meghatározó jelentőséggel a vízgőz munkaközegű erőművek rendelkeznek. E létesítményekben az üzemanyagok kémiailag, ill. nukleárisan kötött energiáját először hővé, majd mechanikai munkává végül villamos energiává alakítják. Attól függően, hogy milyen primer energiahordozót használ fel az erőmű, beszélünk –

széntüzelésű,

–

szénhidrogén (olaj és gáz) tüzelésű, ill.

–

atomerőművekről.

Az atomerőművek kialakításuk szerint tovább csoportosíthatók, e felosztással behatóbban a 3.5.3. szakaszban foglalkozunk. A továbbiakban alapvetően a szén- és szénhidrogén bázisú erőművek kérdéseit tárgyaljuk, azonban — mint majd látni fogjuk — megállapításaink jelentős része az atomerőművi körfolyamatokra is alkalmazható lesz. Az erőművi energiaátalakítás valamilyen, alkalmasan megválasztott energiahordozó közeg — esetünkben a vízgőz — közbeiktatásával valósul meg. Az energiahordozó közeget munkaközegnek is nevezik. A munkaközeg állapota az energiaátalakítás egyes lépései során ciklikusan ismétlődő módon változik, ún. zárt körfolyamatban végez munkát. Például az ebben a fejezetben vizsgált gőzerőművekben a vízgőz munkaközeg a kazánban az elégetett tüzelőanyagból felszabaduló hő hatására nagy nyomáson elgőzölög, majd a turbinába kerülve ott expandál, ezt követően a munkát végzett közeg a kondenzátorba kerül, ahol ismét folyadék halmazállapotúvá válik, míg végül a tápszivattyú ismét nagy nyomáson a kazánba a juttatja. A zárt körfolyamat lényege akkor sem változik, ha a munkaközeg részben, vagy teljes egészében elvész és azt pótvízzel vagyunk kénytelenek pótolni.

3.1. Reverzibilis gőzkörfolyamatok A belső energia mechanikai munkává való átalakításának egyik legkedvezőbb lehetőségét a korábbi tanulmányaink során megismert CARNOT-körfolyamat nyújtja. Sajnálatos módon azonban, a gyakorlatban a CARNOT-körfolyamat nem megvalósítható, mivel a víz-gőz keverék adiabatikus kompressziója csak rendkívül nehezen és körülményesen lenne kivitelezhető (az adott összetételű keverék összenyomásakor a kompresszorban a gőz fázis erősen túlhevülne, míg a víz fázis közel állandó hőmérsékleten komprimálódna; e folyamatok kivédhetetlen vízütéseket okoznának a berendezésben), helyette a hagyományos hőerőművekben a túlhevített gőzös RANKINE—CLAUSIUS-körfolyamatot, míg az elterjedt nyomottvizes atomerőművekben a telített gőzös körfolyamatot valósítjuk meg.

81

REVERZIBILIS GŐZKÖRFOLYAMATOK

3.1.1. A Rankine—Clausius-körfolyamat Vizsgáljuk a 3—1. ábra szerinti kapcsolási vázlattal, T—s és h—s diagrammal megadott, túlhevített gőzös körfolyamatot. (Az ábrán szaggatott vonallal bejelöltük a CARNOTkörfolyamat adiabatikus kompresszióját is.) A körfolyamat a következő főberendezésekből épül fel: –

HF a hőforrás (kazán), ahol a tüzelőanyag kémiailag kötött energiája hővé alakul és a nagynyomású munkaközeget először nyomásának megfelelő telítési hőmérsékletig felmelegíti (2→3’), majd elgőzölögteti (3’→3”), végül megfelelő hőmérsékletre túlhevíti (3”→3);

–

T a gőzturbina, ahol a nagynyomású gőz fázisú munkaközeg expandál, termikus energiáját mechanikai munkává alakítja (3→4);

–

K a kondenzátor, ahol a munkát végzett gőz (vagy vegyes) fázisú munkaközeget újra folyadék fázisba hozzák külső hőelvonás segítségével (4→1);

–

TSZ a tápszivattyú, amely a munkaközeg nyomását ismét a kezdeti értékre emeli (1→2);

–

G a villamos generátor, mely a turbina tengelye által közvetített mechanikai munkát villamos energiává alakítja.

Az energiaátalakítási körfolyamat jóságának megítélésére az ún. termikus hatásfok szolgál, ami nem más, mint a körfolyamat hasznos teljesítménye és a körfolyamatba kívülről bevezetett hőteljesítmény hányadosa, azaz

ηTh =

P . Qbe

(3.1)

A fenti összefüggésben a Th index a „thermikus” jelzőre utal, melyet későbbiek során már nem fogunk kiírni, azaz az index nélküli η minden esetben a termikus hatásfokot fogja jelenteni. Veszteségmentes (reverzibilis) energiaátalakítást feltételezve a termikus hatásfokra vonatkozó összefüggés felírható más alakban is. A körfolyamat teljesítménye, ami nem más, mint a turbinában végbemenő izentropikus expanzió fajlagos munkája (közkeletű elnevezéssel: izentropikus hőesés) és a munkaközeg tömegáramának szorzata, vagyis PiT = m ( h3 − h4 ) .

(3.2)

Az összefüggésben az iT index a turbina izentropikus teljesítményére utal. Hasonlóképpen felírható a munkaközegnek a hőforrásban átadott hőteljesítmény, ami a körfolyamat szempontjából bevezetett hőteljesítménynek számít Qbe = m ( h3 − h2 ) .

(3.3)

A körfolyamat fenntartásához szükség van még egy berendezésre, a tápszivattyúra, mely a kondenzátorból kilépő munkaközeg nyomását ismét a kezdeti értékre növeli. A szivattyúzási munka tehát PSZ = m ( h2 − h1 ) ,

(3.4)

ill. ha azzal a közelítéssel élünk, hogy a munkaközeg összenyomhatatlannak tekinthető, akkor

82


PSZ = V ( p2 − p1 ) = mv ( p2 − p1 ) .

(3.5)

A hasznos teljesítmény tehát P = PiT − PSZ .

(3.6)

3 T

HF

G 4 K 2

1 TSZ

600 T

3 500

°C 400 3"

3' 300 200 100

2 1

4

0 0

1

2

3

4

5

6

h , kJ/kg

7

8

9 10 s, kJ/(kgK)

3

4000 3000

3"

2500 3'

2000

4

1500 1000 500

2 1

0 0

1

2

3

4

5

6

7

8

9 10 s, kJ/(kgK)

3—1. ábra. A RANKINE—CLAUSIUS-körfolyamat (Az 1→2 szivattyúzási folyamatot eltorzítva ábrázoltuk)

83


A tápszivattyú teljesítménye a turbina teljesítményéhez képest igen csekély értékű, így számításaink során általában nem követünk el jelentős hibát, ha annak értékét elhanyagoljuk és a turbina teljesítményét teljes egészében hasznos teljesítménynek tekintjük. A következőkben azonban továbbra is figyelembe vesszük a szivattyúzási teljesítményt, hiszen a körfolyamat egy igen fontos részfolyamatáról van szó. Írjuk fel ismét a reverzibilis körfolyamat teljesítményét, felhasználva az előzőekben felírt összefüggéseket: P = m [ ( h3 − h4 ) − ( h2 − h1 ) ] .

(3.7)

Ezt az összefüggést felhasználva a reverzibilis körfolyamat termikus hatásfoka η=

m [ ( h3 − h4 ) − ( h2 − h1 ) ] ( h3 − h4 ) − ( h2 − h1 ) = m ( h3 − h2 ) h3 − h2

(3.8)

alakban írható fel. Korábbi tanulmányaink során megismerkedtünk az egyenértékű CARNOT-körfolyamat fogalmával. Az egyenértékűség azt jelenti, hogy az eredeti körfolyamattal azonos termikus hatásfokú (azonos bevezetett hőmennyiség, azonos hasznos teljesítmény) CARNOT-körfolyamattal helyettesítjük azt. E körfolyamat leírásához szükség van az alsó és felső hőmérséklethatárok meghatározására. Ezek felírásához induljunk ki az entrópia definiáló egyenletéből dS =

dQ , T

(3.9)

ill. ha fajlagos egységekkel dolgozunk — a következőkben ezt fogjuk tenni —, akkor a fenti definíció ds =

dq . T

(3.10)

egyenlettel adható meg. Írjuk fel továbbá a termodinamika I. főtételének nyitott rendszerre vonatkozó alakját, azaz dh = dq + dw t = Tds + vdp .

(3.11)

Az általunk vizsgált reverzibilis körfolyamat esetében mind a hőközlés, mind pedig a hőelvonás izobár folyamat, azaz dp = 0 , így a fajlagosan közölt hő q be = h3 − h2 ,

(3.12)

a fajlagosan elvont hő — mivel szintén izobár állapotváltozásról van szó — pedig q el = h4 − h1 .

(3.13)

Az állapotváltozás során közölt vagy elvont hő felírható más formában is, felhasználva az entrópia definiáló egyenletét a bevitt fajlagos hő s3

q be =

∫ Tds ,

(3.14)

s2

azaz a T—s diagramban az állapotváltozási görbe alatti terület arányos a fajlagosan közölt hő mennyiségével. Az entrópia definiáló egyenletét a hőmérsékletre rendezve megkapjuk a változó hőmérsékletű folyamathoz tartozó ún. termodinamikai átlaghőmérsékletet, ami nem más, mint a változó hőmérsékleten végbemenő folyamathoz tartozó integrál-középhőmérséklet

84

REVERZIBILIS GŐZKÖRFOLYAMATOK s3

∫ Tds Tbe =

Hasonlóképpen felírható átlaghőmérséklet is

a

s2 s3

=

q be s3

∫ ds

∫ ds

s2

s2

hőelvonás Tel =

=

h3 − h2 . s 3 − s2

folyamatához

(3.15)

tartozó

termodinamikai

h4 − h1 . s4 − s1

(3.16)

A reverzibilis gőzkörfolyamat tehát helyettesíthető egy vele egyenértékű CARNOTkörfolyamattal, melynek hatásfokát a korábban megismert módon írhatjuk fel η = 1−

Tel , Tbe

(3.17)

azaz a reverzibilis vízgőz körfolyamat termikus hatásfoka csak a hőközlés és a hőelvonás termodinamikai középhőmérsékletétől függ. T

3

2*

T be

3* w

2 1

T el

4

q el

s 3—2. ábra. A RANKINE—CLAUSIUS-körfolyamat (1-2-3-4) és a vele egyenértékű CARNOT-körfolyamat (1-2*-3*-4)

A 3—2. ábrán feltüntettük a vizsgált RANKINE—CLAUSIUS-, és a vele egyenértékű CARNOT-körfolyamatot. Ezen az ábrán megrajzoltuk az ordináta tengely 0 °C és 0 K közötti részét is, hogy a fajlagosan közölt, ill. elvont hővel, valamint a fajlagos munkával arányos területek tényleges nagyságuknak megfelelően legyenek feltüntetve. A későbbiek során a diagramnak ezt a részét — helytakarékosságból — nem fogjuk kirajzolni. A körfolyamatba fajlagosan bevezetett hőmennyiséggel arányos terület e diagramban a hőbevezetési állapotváltozás görbéje (2-3 vonal) alatti terület, azaz az átlósan és a keresztben vonalkázott terület együttesen. A fajlagos elvezetett hővel a keresztben vonalkázott, míg a hasznos fajlagos munkával e két terület különbsége, az átlósan vonalkázott terület lesz arányos. Nyomatékosan felhívjuk a figyelmet, hogy a

85


munka és hő területekkel való ilyetén szemléltetése csak minden állapotváltozásában reverzibilis körfolyamat esetében lehetséges.

3.1.2. A telített gőzös körfolyamat Az elterjedten alkalmazott nyomottvizes atomerőművek alapvető felépítése némileg eltér a most bemutatott RANKINE—CLAUSIUS-körfolyamattól. Az eltérések egyrészt a kapcsolás felépítésében, másrészt a gőzparaméterekben mutatkoznak. A 3—3. ábra egy nyomottvizes atomerőmű elvi kapcsolását és gőzkörfolyamatának T—s és h—s diagrambeli képét mutatja. A „nyomottvizes” elnevezés azt jelenti, hogy maghasadás során felszabaduló energiát víz hőhordozó közeggel szállítjuk el a reaktorból (R), mégpedig úgy, hogy a hőhordozó mindvégig folyadék halmazállapotban marad. Az alkalmazott hőmérsékletek miatt kellően nagy nyomást kell tehát biztosítanunk, melyről a fő keringető szivattyú (FKSZ) gondoskodik. A nagynyomású hőhordozó ezután a gőzfejlesztőbe (GF) jut, ahol felmelegíti és elgőzölögteti az oda érkező tápvizet. Tekintettel arra, hogy ugyanaz a közeg áramlik át a reaktoron, mint a gőzfejlesztőn, e két berendezést megfelelő módon el kell választani a körfolyamat többi részétől. A reaktor és a gőzfejlesztő együttesét nevezik primerkörnek, ami lényegében a hagyományos erőművek kazánjának felel meg. A gőzkörfolyamatot megvalósító berendezések fennmaradó része alkotja az ún. szekunder kört. Mivel nyomottvizes atomerőmű esetében primerköri hőhordozó közeg hőmérséklete jóval alacsonyabb a hagyományos erőművek kazánjainak tűzterében uralkodó hőmérsékletnél, ezért a gőzparaméterek is jóval szerényebbek. Míg hagyományos erőművekben a gőz általában 170..260 bar nyomáson és 540..580 °C-on lép ki, addig nyomottvizes atomerőművekben 40..70 bar nyomású telített gőz hagyja el a gőzfejlesztőt. Az alacsonyabb hőbevezetési átlaghőmérséklet azonos kondenzációs viszonyokat feltételezve jóval alacsonyabb hatásfokot fog eredményezni. Amint az a T—s és h—s diagrambeli ábrákból is látható, az expanzió mindvégig a nedves mezőben zajlik. Ez a körülmény különösen a turbina lapátjaira nézve jelent komoly igénybevételt, valamint a túlhevített gőzös erőművek turbináihoz viszonyítva kisebb belső hatásfokot. Mivel a turbinában feldolgozható entalpiakülönbség is kisebb a hagyományos hőerőművekéhez képest, ezért ezekben az erőművekben azonos teljesítmény eléréséhez jóval nagyobb gőzáramra van szükség. Ennek számszerű értékét az alábbi egyszerű példával illusztráljuk. Legyen az azonos elérendő teljesítmény 200 MW. A hagyományos erőmű esetén az expanzió a 160 bar, 550 °C állapotból indul, mely állapotban a közeg fajlagos entalpiája 3437,8 kJ/kg. Az atomerőművi telítettgőz körfolyamat a 44 bar nyomású, száraz telített állapotból indul, itt a fajlagos entalpia 2798,3 kJ/kg. Az expanzió végpontját a 0,04 bar kondenzátornyomás jelölje ki. Ebben az esetben a reverzibilis expanzió a hagyományos erőműben az 1952,1 kJ/kg, míg atomerőműben az 1815 kJ/kg fajlagos entalpiájú pontban ér véget. A hőesés 1485,6 kJ/kg, ill. 983 kJ/kg. Ebből következik, hogy atomerőműben a gőz tömegáram, azonos turbinateljesítmény mellett 1,5-szerese a hagyományos erőmű gőzáramának.

86


3 GF T R

G 4 K

FKSZ primerkör

2

1 TSZ

600 T 500 °C 400 300

3"=3

3' 200 100

2 1

4

0 0

1

2

3

4

5

6

7

8

9 10 s, kJ/(kgK)

h , kJ/kg 4000 3000

3"=3

2500 4

2000 3'

1500 1000 500

2 1

0 0

1

2

3

4

5

6

7

8

9 10 s, kJ/(kgK)

3—3. ábra. Atomerőművi telített gőzös körfolyamat

Természetesen nem csak nyomottvizes atomerőművek üzemelnek a valóságban, hanem más egyéb típusok is, azonban ezek a legelterjedtebbek, és Magyarországon a

87

KÖRFOLYAMAT ELEMZÉS ÉS VESZTESÉGFELTÁRÁS

Paksi Atomerőműben is ilyen blokkok üzemelnek. Az atomerőművek további típusairól és azok sajátosságairól rövid áttekintést a 3.5.3. szakaszban találhatunk. A valóságos körfolyamatok az eddigiekben bemutatott ideális körfolyamattól eltérnek. Az eltérések oka az energiaátalakítás során szükségszerűen fellépő veszteségekben keresendő. Az energiaveszteségeknek két fő típusát különböztetjük meg. Beszélhetünk mennyiségi energiaveszteségekről, amikor is az energiaátalakítási folyamat során az energia bizonyos mennyisége kikerül a körfolyamatból. A veszteségek másik fő csoportját az irreverzibilis folyamatok következményei okozzák. Ezen veszteségfajták jellemzője, hogy az energiamennyiség állandó értéke mellett az energiahordozó intenzív paraméterei megváltoznak (pl. hőmérséklete csökken). Összefoglalóan ezeket nevezzük minőségi veszteségeknek. A következő alfejezetben részletesen áttekintjük az energiaátalakítás során fellépő energiaveszteségeket.

3.2. Körfolyamat elemzés és veszteségfeltárás Az energiaátalakító berendezések tervezésével és üzemeltetésével foglakozó szakemberek feladata, hogy azokat a lehető legjobb hatásfokkal üzemeltessék, ill. a tervezési folyamat során a veszteségeket megfelelő módszerekkel kiküszöböljék vagy csökkentsék. Ezen tevékenységek ellátását hivatott a körfolyamatok és részfolyamataik elemzése elősegíteni. A veszteségfeltárásnak és a beavatkozási helyek megkeresésének az idők folyamán többféle módszere alakult ki. E módszerek mindegyike rendelkezik előnyős és hátrányos tulajdonságokkal. Jól hasznosítható eredményt csak együttes alkalmazásukkal érhetünk el. A következőkben áttekintjük az elemző/veszteségfeltáró feladatokhoz alkalmazható termodinamikai szemléletmódokat, majd e módszerek segítségével feltárjuk azokat a mennyiségi és minőségi veszteségeket, melyek csökkentésével a körfolyamat hatásfokát az általunk megkívánt — gazdaságilag — optimális értéken tudjuk tartani.

3.2.1. Termodinamikai szemléletmód Az energiaátalakítási folyamatok vizsgálatára, az energetikai veszteségek követésére és megítélésére többféle szemléletmódszert is kidolgoztak. Minden egyes szemléletmódszernek vannak előnyei és hátrányai is, egyiket sem lehet kizárólagosan a többi elé helyezni, hanem minden egyes módszert a maga területén célszerű alkalmazni. A legrégebben kidolgozott és legáltalánosabban használt módszer az energia/entalpia szemléletmód. E módszer kiválóan alkalmas az energiaátalakítási folyamatok egyensúlyi jellemzőinek meghatározására, az ún. hősémaszámításra. Segítségével elkészíthetjük az energiaátalakítási folyamat energiafolyam-diagramját, az ún. SANKEY—diagramot. A 3—1. ábra szerinti kapcsolás esetére ezt a 3—4. ábra mutatja.

88


w q be

q el 3—4. ábra. A 3—1. ábra szerinti körfolyamat SANKEY—diagramja

Hátránya e módszernek, hogy a minőségi veszteségeket csak közvetetten veszi figyelembe, gyors, kevés számítást igénylő becslésekre nem ad lehetőséget, nem tárja fel helyesen a veszteségek helyét, ezért nem ad kellő eligazítást a hatásfoknövelés lehetőségeinek megkeresésére. A minőségi veszteségek helyének feltárására és gyors, közelítő számítások elvégzésére alkalmas a hőmérséklet/entrópia szemléletmód. Ez a módszer a termodinamika II. főtétele kapcsán bevezetett két állapotjelzőt, nevezetesen az abszolút termodinamikai hőmérsékletet és az entrópiát alkalmazza a körfolyamatok elemzéséhez. A hőmérséklet/entrópia szemlélet, mely a T—s diagram használatát jelenti, szemléletességénél fogva alkalmas a különböző felépítésű és kezdőjellemzőjű ideális körfolyamatok termikus hatásfokának összehasonlítására. Ebből következik, hogy igen jó módszer a hatásfokjavítási módszerek megkeresésére és vizsgálatára. Figyelemmel kell azonban lennünk arra, hogy körfolyamataink T—s diagramban való ábrázolásakor a közölt és elvont hőmennyiségeknek és a munkának területekkel való szemléltetése csak reverzibilis folyamatok esetében alkalmazható. Ebből következően irreverzibilis körfolyamatok esetében a termikus hatásfok közvetlen szemléltetésére nem alkalmas a T—s diagram, azonban arra igen, hogy a körfolyamaton belül fellépő irreverzibilitások miatti veszteségeket szemléltesse.

T Tbe

2

qbe

3 valós expanzió

T*el Tel

4

1

qel

∆s0

4

*

∆qel

∆sirr

s

az irreverzibilitás miatti entrópianövekedés 3—5. ábra. CARNOT-körfolyamat valós expanzióval

89


Vizsgáljunk egy olyan CARNOT-körfolyamatot (3—5. ábra), ahol az expanzió kivételével minden egyes részfolyamat reverzibilis. A termodinamika II. főtétele kapcsán láttuk, az irreverzibilis (valóságos) folyamatok minden esetben entrópianövekedéssel járnak. Ideális esetben a körfolyamatból w = q be − q el munka nyerhető. Valóságos esetben az expanzió nem a 4, hanem a 4* pontban ér véget, valamint a hőelvonás a 4*-4-1 vonal mentén történik, a veszteséges expanzió miatt tehát az elvonandó hőmennyiség ∆q el = Tel ⋅ ∆sirr

(3.18)

értékkel nőtt meg, ugyanilyen értékkel csökkent a körfolyamatból kinyerhető munka — azonos bevezetett hőmennyiség mellett: q be = áll . — : w * = (Tbe − Tel )( s4 − s1 ) − Tel∆sirr .

(3.19)

Általános esetben (változó hőmérsékletű hőelvonásnál) az irreverzibilitás miatti munka csökkenés ∆w = Tel∆sirr .

(3.20)

A reverzibilis CARNOT-körfolyamat, ill. a vele egyenértékű bármely reverzibilis körfolyamat termikus hatásfokára korábban levezettük az η = 1−

Tel Tbe

(3.21)

összefüggést. A 3—5. ábrát megfigyelve láthatjuk, hogy a fellépő irreverzibilitás csökkentette a körfolyamat hasznos fajlagos munkáját, megnövelte a fajlagosan elvezetendő hő nagyságát, ugyanakkor a hőmérsékletszinteket érintetlenül hagyta. Mindebből — látszólag — az következik, hogy ha a hatásfokot ismét a hőmérsékletekkel írnánk fel, az nem változna. Jelöljük a reverzibilis alapkörfolyamat fajlagos entrópiakülönbségét ∆s0 -val, így a tényleges körfolyamat termikus hatásfoka

η=

∆s0 (Tbe − Tel ) − ∆sirrTel w* ∆s0Tbe − Tel ( ∆s0 + ∆sirr ) = = q be ∆s0Tbe ∆s0Tbe T  ∆sirr  = 1 − el  1 + ∆s0  Tbe 

.

(3.22)

 ∆sirr  kifejezést a továbbiakban ρirr -rel fogjuk jelölni és A zárójelben szereplő  1 +  ∆s0  irreverzibilitási mutatónak fogjuk hívni. Az irreverzibilitási mutató bevezethető úgy is, mintha látszólag megemelkedne a reverzibilis körfolyamat hőelvonási (átlag)hőmérséklete Tel -ről Tel* -ra, mégpedig úgy, hogy a hőelvonási hőmérséklet megemelkedésével járó munkacsökkenés éppen azonos legyen az irreverzibilitás miatti többlet elvont hővel, azaz

(Tel* − Tel ) ∆s0

= Tel∆sirr ,

(3.23)

mely összefüggésből a fiktív hőelvonási hőmérsékletet (Tel* ) kifejezve  ∆sirr  Tel* = Tel  1 + = Tel ⋅ ρirr .  ∆s0 

Ezzel ismét az előző

90

(3.24)


η = 1−

Tel* T ⋅ρ = 1 − el irr Tbe Tbe

(3.25)

hatásfok kifejezéshez jutunk. Megjegyezzük, hogy az irreverzibilitási mutató alkalmazása kiterjeszthető a körfolyamatban fellépő minden egyes irreverzibilitásra, így általános esetben: ρirr = 1 +

∑ ∆sirr,i i

∆s 0

.

(3.26)

Összetett körfolyamatoknál, ahol a munkaközeg tömegárama az egyes berendezésekben más és más, fajlagos entrópiák helyett természetesen entrópiaáramokat kell számításba venni, azaz formálisan: ρirr = 1 +

∑ ∆Sirr,i i

∆S 0

.

(3.27)

Komolyabb nehézséget jelent azonban ezekben az esetekben a „reverzibilis” alapkörfolyamat helyének és entrópiaáram-változásának ( ∆S 0 ) megállapítása, és ez a probléma alapvetően korlátozza, bonyolultabb esetekben pedig lehetetlenné teszi az irreverzibilitási mutató gyakorlati alkalmazását.

3.2.2. Az energiaátalakítás veszteségei 3.2.2.1. Mennyiségi veszteségek

Az energiaátalakítás folyamata során fellépő veszteségek egy részének közös jellemzője, hogy a folyamat során az átalakítandó energia bizonyos hányada hasznos tevékenységet nem végezve kikerül az energiaátalakítás folyamatából, végső soron a környezetbe jut. A megmaradó energia jellemzői ezzel szemben változatlanok maradnak, csak a mennyisége csökken. E veszteségeket nevezzük összefoglalóan mennyiségi veszteségeknek. Ilyen típusú veszteségek lépnek fel –

a mechanikai munkát mechanikai munkává alakító berendezésekben (szivattyúk, kompresszorok, ventilátorok stb.);

–

a mechanikai munkát villamos munkává alakító generátorokban;

–

a villamos munkát mechanikai munkává alakító motorokban;

–

a villamos munkát villamos munkává alakító transzformátorokban;

–

az állandó hőmérsékletű test (pl. csővezeték, hőcserélő stb.) és környezete közötti hőátvitel során.

Továbbá a tüzelések során fellépő veszteségek egy részét is a mennyiségi veszteségek csoportjába sorolhatjuk (pl. az el nem égett tüzelőanyaggal távozó energiamennyiség). E veszteségek minden esetben jellemezhetők a befektetett és a hasznosult energia hányadosaként képezett (mennyiségi)hatásfokkal, az átalakítási folyamatban szereplő energia egyéb paraméterei a hatásfok meghatározásánál nem játszanak szerepet, azaz

91


η=

E hasznos . E befektetett

(3.28)

Ezt a fajta hatásfokot direkt vagy közvetlen (mennyiségi)hatásfoknak is nevezik. Vannak olyan esetek, amikor a veszteségek meghatározása jobban kivitelezhető, mint a hasznos energiáé. Ebben az esetben indirekt vagy közvetett (mennyiségi)hatásfokról beszélünk, melyet az η=

E befektetett − E veszteség E befektetett

(3.29)

összefüggéssel határozunk meg. A mennyiségi veszteségek szemléltetésére a korábban ismertetett SANKEY-diagram szolgál. Igen sok esetben előfordul, hogy az energiaátalakítási folyamat fenntartása érdekében az energiaátalakító berendezés is fogyaszt az átalakított energiából. Ezt az energiafelhasználást önfogyasztásnak nevezzük. Azon körfolyamatok esetében, amikor önfogyasztás is fellép, már nem egyértelmű a mennyiségi hatásfok definíciója. Vizsgáljuk meg a 3—6. ábra szerinti SANKEY-diagramjával adott körfolyamatot. E önfogyasztás E bruttó

E nettó

E befektetett

E veszteség 3—6. ábra. Önfogyasztással együttjáró körfolyamat SANKEY-diagramja

Ebben az esetben számunkra hasznos energiaként két energiamennyiséget is számításba vehetünk és a hatásfokot ezek figyelembevételével határozhatjuk meg. Az egyik a tényleges energiaátalakítás utáni bruttó energia és a befektetett energia hányadosa ηbruttó =

E bruttó , E befektetett

(3.30)

valójában a tényleges viszonyok figyelembevételével ηbruttó =

E bruttó , E befektetett + E önfogyasztás

(3.31)

azonban nem követünk el jelentős hibát, hiszen az esetek döntő többségében E önfogyasztás << E befektetett . A ténylegesen kiadott energia, a nettó energia, a bruttó és az önfogyasztási energia különbsége, azaz E nettó = E bruttó − E önfogyasztás .

(3.32)

Vezessük be az ε=

92

E önfogyasztás E nettó

(3.33)


önfogyasztási tényezőt! Az önfogyasztást e tényező mellett egy hatásfok értékkel is jellemezhetjük, melyet az ηε =

E nettó E nettó 1 = = E bruttó E nettó + E ε 1+ε

(3.34)

módon számíthatunk ki. Az önfogyasztásra jellemző mennyiségeket ezentúl a rövidség kedvéért ε indexszel fogjuk jelölni. A körfolyamat önfogyasztást is figyelembe vevő, ún. nettó hatásfoka tehát ηnettó =

E nettó E befektetett

=

E bruttó E befektetett

⋅

E nettó = ηbruttó ⋅ ηε , E bruttó

(3.35)

ez az összefüggés csak abban az esetben igaz, ha az önfogyasztási energiát a befektetési oldalon figyelmen kívül hagyjuk. Amennyiben ezt az elhanyagolást nem tehetjük meg, akkor a bruttó hatásfok

η*bruttó

1 E E bruttó ηε nettó = = , E befektetett + E ε E befektetett + E ε

(3.36)

míg a nettó hatásfok η*nettó =

E nettó

E befektetett + E ε

=

E nettó 1 − ηε E befektetett − E nettó ηε

(3.37)

szerint számítandó. A továbbiakban általában az egyszerűsített esettel fogjuk elvégezni a számításainkat. Az önfogyasztási tényezőnek esetenként más értelmezése is lehetséges, nevezetesen az önfogyasztási energia relatív értékét a bruttó energiamennyiségre vonatkoztatva adják meg az ε* =

Eε E bruttó

(3.38)

egyenlet szerint. Ebben az esetben az önfogyasztási hatásfok értelemszerűen az η*ε =

E nettó E − Eε = bruttó = 1−ε * E bruttó E bruttó

(3.39)

kifejezés szerint számítandó. 3.2.2.2. Minőségi veszteségek

Az energiaveszteségek jelentős részét az jellemzi, hogy az energia (az energiahordozó közeg) intenzív állapotjelzőinek (hőmérsékletének, nyomásának) értéke a folyamat során csökken, miközben az energia mennyisége változatlan marad. E veszteségeket összefoglalóan minőségi veszteségeknek nevezzük. Az erőművi energiaátalakítás folyamata során a következő minőségi veszteségekkel találkozhatunk, melyek minden esetben entrópianövekedéssel járnak: – véges hőmérsékletkülönbséggel történő hőátvitel; – fojtás; – súrlódás (disszipáció);

93


– hőfokkiegyenlítődés, amit igen sokszor — tévesen — keveredésnek tekintenek, noha a keveredés valójában a különböző (kémiailag eltérő) alkotók elegyítése.

1. Véges hőmérsékletkülönbséggel történő hőátvitel. Vizsgáljuk a 3—7. ábra szerinti különféle hőátviteli folyamatokat (m a melegebb, h a hidegebb közeget jelenti)! Mindegyik folyamat közös jellemzője, hogy az a berendezés, melyben a folyamat lejátszódik, tökéletesen hőszigetelt, azaz a környezet felé semmiféle hőveszteség nem lép fel. Mivel egy hőcserélő berendezésben folyamatosan áramló közegekről van szó, ezért ebben az esetben nem fajlagos entrópiával (s), hanem entrópiaárammal ( S = m ⋅ s ) , valamint nem energiával, hanem energiaárammal, azaz hőteljesítménnyel (Q ) dolgozunk. Két közeg között hőáramlás csak abban az esetben léphet fel, ha hőmérsékletük különböző. Abban az esetben, ha a környezet felé nem lép fel hőveszteség, akkor a melegebb közeg által leadott hőmennyiség teljes egészében a hidegebb közeg hőmérsékletének növelésére fordítódik, azaz Qm = Qh = Q = áll . Korábban már láttuk, hogy tetszőleges változó hőmérsékleten végbenő hőközlési folyamathoz hozzárendelhető egy, az entrópia függvényében kiszámított termodinamikai átlaghőmérséklet. A véges hőmérsékletkülönbség melletti hőátvitel során bekövetkező irreverzibilitás miatti entrópiaáram-növekedés a hideg és a meleg közeg entrópiaáram-változásainak előjelhelyes összegeként határozható meg. A hideg közeg esetében pozitív előjellel, mivel növekszik, a meleg közeg esetében pedig, csökkenő volta miatt negatív előjellel kell az entrópiaáram változást figyelembe venni, azaz ∆S irr = ∆S h − ∆S m .

(3.40)

Felhasználva az átlaghőmérséklet, az entrópiaáram és a hőteljesítmény közötti összefüggést, a fenti egyenletet ∆S irr =

 1 Qh Qm 1  − = Q  − Th Tm  Th Tm

(3.41)

alakban is felírhatjuk. A hőteljesítményt általános esetben a Qm = Q = mm ( hm,be − hm,ki ) ,

(3.42)

Qh = Q = mh ( hh,ki − hh,be )

(3.43)

illetve

összefüggésekkel tudjuk meghatározni. Abban az esetben, ha állandó fajhőjű közeg (cp = áll. ) vesz részt a hőátviteli folyamatban, akkor azon közeg entrópiaáram változása a Tki

dS = cpm ∫ Tbe

dT T

(3.44)

integrál kiszámításával határozható meg. Ezt elvégezve a közeg entrópiaáram változása 94


∆S = c pm ln

Tki . Tbe

(3.45)

T Tm,be

Tm

Th,ki

Th

Tm,ki Th,be

∆Sm

∆Sirr

S

∆Sh 3—7. ábra. A hőátvitel során bekövetkező entrópiaáram-növekedés

Az erőművi találkozhatunk:

körfolyamatokban

a

következő

felületi

hőcserélő

típusokkal

– gáz-gáz hőcserélők a füstgázzal fűtött levegő előmelegítők; – gáz-(víz-gőz) hőcserélők a különféle gőzkazánok; – gőz-gőz hőcserélők találhatók egyes atomerőművekben; – kondenzálódó gőz-elforró víz hőcserélők, ún. gőztranszformátorok; – kondenzálódó gőz-víz hőcserélők, ezek a leggyakrabban előforduló ún. felületi tápvízelőmelegítők; – víz-víz hőcserélők, ezek az ún. csapadék utóhűtők; – gőz-víz hőcserélők, melyeket gőzhűtőnek nevezünk; – víz-elforró víz hőcserélők, ezeket nevezzük gőzfejlesztőknek, melyek elsősorban nyomottvizes atomerőművekben találhatók.

Végezzük el egy olyan felületi tápvízelőmelegítő termodinamikai elemzését, mely (a) végtelen nagy; (b) véges hőátadó felülettel rendelkezik. A melegebb közeg ebben az esetben kondenzálódó vízgőz, míg a hidegebb közeg nyomott víz. A folyamat T − S diagramban a 3—8. ábrán látható. A végtelen nagy hőátadó felület biztosítja, hogy az előmelegítőből kilépő víz hőmérséklete azonos legyen az előmelegítőt fűtő telített gőz hőmérsékletével, azaz Ts = Th,ki . Véges nagyságú hőátvivő felület esetén a víz kilépő hőmérséklete már nem érheti el a gőz hőmérsékletét, vagyis Ts > Th,* ki . Az (a) esetben a felmelegített víz hőmérsékletét folytonos, míg a (b) esetben szaggatott vonal mutatja. Nyilvánvaló, hogy az irreverzibilitás miatti entrópiaáram növekedés a (b) esetben lesz a nagyobb, hiszen

95


Th∆S h = Th*∆S h* ,

valamint * Th,ki < Th,ki , így Th > Th* ,

mindezekből következik, hogy ∆S h < ∆S h* ,

vagyis * ∆S irr < ∆S irr ,

mivel ∆S m = áll .

Azt, hogy adott geometriai és termodinamikai viszonyok mellett milyen hőmérsékleten fog a felmelegedett közeg kilépni, a korábbi tanulmányaink során megismert BOŠNJAKOVIC-féle hatásosság ( Φ -tényező) segítségével tudjuk kiszámítani. Ennek értelmezése a 3—8. ábra jelöléseivel: Φ=

Th,ki − Th,be . Ts − Th,be

(3.46)

A hőcserélő jellemző paramétereivel kifejezve:

Φ=

kA − W 1−e 1

,

(3.47)

mely összefüggésben k a hőátviteli tényező, A a hőcserélő hőátvivő felülete és W1 = mhc p a felmelegített közeg hőkapacitásárama. Látható, hogy ha a felület végtelen nagy, akkor a hőcserélő hatásossága egységnyivé válik, vagyis a felmelegített közeg hőmérséklete meg fog egyezni a fűtőközeg hőmérsékletével. A hőátviteli folyamat velejárója, hogy az entrópiaáram-növekedéssel jár együtt. Reverzibilis, azaz megfordítható hőcserét abban az esetben tudnánk megvalósítani, ha a hőcserélő berendezés ellenáramú kapcsolású, végtelen nagy felületű lenne, továbbá a hőátvitelben résztvevő közegek hőkapacitásárama azonos lenne. A korábban már említett gőz-gőz, gőz-víz és víz-víz hőcserélők jellegében azonos T − S diagrammal jellemezhető, mégpedig úgy, ahogy azt a 3—7. ábra mutatja. Igen sok esetben előfordul, hogy nem csak T − S diagramban, hanem úgynevezett hőmérséklet-felület, T—A diagramban is ábrázolnunk kell a hőátviteli folyamatot. A 3—9. ábra a 3—8. ábra szerinti folyamatokat mutatja ebben a diagramban. Ebben az esetben a „végtelen nagy” felület közvetlen ábrázolására nincs lehetőség, csupán érzékeltetni tudjuk azt, jelen esetben az abszcissza tengely törésével.

96


T a

b Th,ki

Ts

Th,*ki

Th Th*

Th,be

∆Sirr

∆Sm

S

∆Sh * ∆Sirr

∆Sh* 3—8. ábra. Felületi tápvízelőmelegítő T − S diagramja

T

T Ts

Ts

Th,ki=Ts

Th,ki

Th,be

Th,be

A

A= ∞

3—9. ábra. Hőátviteli folyamat T—A diagramban

2. Fojtás, súrlódás. Azokat a nyitott rendszerben végbemenő adiabatikus folyamatokat, melyek során a közeg nyomása munkavégzés nélkül csökken, fojtásnak nevezzük. Tekintsük a 3— 10. ábra szerinti elrendezésen átáramló közeget, az energiaegyenletet (a helyzeti energia változásától eltekintünk) felírva kapjuk h1 +

w12 w2 + q + w t = h2 + 2 . 2 2

(3.48)

97


szűkület A1

w2 p2 ,T 2

w1 p1 ,T1

A2

szigetelés 3—10. ábra. Adiabatikus expanzió szűkületen keresztül (fojtás)

A folyamat adiabatikus (q=0), a szűkületen való átáramlás következtében munkavégzés nem történik (wt=0). A keresztmetszet (A1, A2) megváltozása olyan, hogy a sebesség nem változik, azaz a kisebb nyomáson fellépő nagyobb fajtérfogat miatt, ehhez a keresztmetszet növelése szükséges. Ebben az esetben az entalpia értéke sem változhat, azaz h1 = h2 . Az ilyen állapotváltozást fojtásnak nevezzük. Ideális gáz közeg esetében az entalpia állandóságának a következménye, hogy a hőmérséklet értéke sem változik, mivel ebben az esetben az előbbi, csak ez utóbbinak a függvénye. A fojtás miatt bekövetkező entrópia változás a két nyomásállandó vonal közötti vízszintes távolsággal azonos, azaz ∆s = −R ⋅ ln

p2 . p1

(3.49)

A T—s diagramban, jelezve, hogy nem egyensúlyi állapotváltozásról van szó, szaggatott vonallal ábrázoljuk a fojtást (3—11. ábra).

T

p1

T1,2

1

expanzió a szűkületben

p2 2 e kinetikus energia a belső súrlódás miatt visszaalakul hővé

∆s

s

3—11. ábra. Ideális gáz fojtása

A víz-gőz közeg esetében már nem ilyen egyszerű a helyzet! Attól függően, hogy milyen a víz vagy gőz hőmérséklete és nyomása, a fojtás jelentette állandó entalpia a hőmérséklet csökkenésével vagy emelkedésével, egyes, különleges esetekben a hőmérséklet közel állandó értéken maradásával járhat együtt. Vizsgáljuk meg a 3—12. ábrán bejelölt különböző víz-gőz állapotok esetén a fojtásos állapotváltozás során bekövetkező hőmérsékletváltozást és egyéb folyamatokat! A 3—12. ábra szerinti „a” esetben először aláhűtött (nyomott vizet) vizsgáljunk. Nagyítsuk ki a víz-gőz T—s diagram bejelölt részét, rajzoljuk meg az alsó határgörbét, valamint a nyomás és entalpia állandó vonalakat (3—13. ábra). Az aláhűtött (nyomott) víz mezőben (A→B) az állandó entalpia mellett bekövetkező fojtás egyúttal 98


hőmérséklet-növekedést ( ∆TAB ) is eredményez, míg a kétfázisú mezőben (C→D), a közeg hőmérséklete csökken ( ∆TCD ) , ugyanakkor gőztartalma viszont növekszik. Ezen a módon működnek az ún. kigőzölögtetők, ahol is telített állapotú vizet fojtanak le valamilyen alacsonyabb nyomásra, a keletkező telített vizet és gőzt szétválasztják, majd külön-külön hasznosítják. A nyomott (aláhűtött) víz mezőben haladó entalpia állandó vonalak menete kb. 300 °C környékén megváltozik. Innentől kezdve a fojtás már ebben a mezőben is hőmérséklet csökkenéssel jár együtt, úgy, ahogy azt a 3— 12. ábra „b” részlete is szemlélteti. Minél jobban közeledünk a kritikus ponthoz, annál „simábbá” válik az entalpia állandó vonalak csatlakozás a határgörbénél, a kritikus pontot elhagyva ez a csatlakozás törésmentessé válik. A kétfázisú mezőben a fojtás minden esetben hőmérséklet csökkenéssel és gőztartalom növekedéssel jár együtt (3—12. ábra „c” részlet). A túlhevített gőz mezőben a nyomás és hőmérsékletviszonyoktól függően igen nagy hőmérsékletcsökkenéssel is együtt járhat a fojtás. Viszonylag alacsony nyomáson és magas hőmérsékleten a gőz viselkedése megközelítheti az ideális gáz viselkedést. Ebben az esetben a fojtás nem fog számottevő hőmérséklet-csökkenést eredményezni (a 3— 12. ábra „d” részlete).

b d

c a

fajlagos entrópia, s, kJ/(kgK) 3—12. ábra. Fojtás különféle víz-gőz állapotok esetében

99


T

p1

fojtás az aláhűtott (nyomott) víz mezőben

p2 fojtás a kétfázisú mezőben

B

p3

C

∆TAB

A D

p4

∆TCD

h2 h1 ∆sAB

∆sCD

s

3—13. ábra. A 3—12. ábra „a” részlete. Fojtás az aláhűtött (nyomott) víz és a kétfázisú mezőben

3. Hőfokkiegyenlítődés Hőfokkiegyenlítődésnek nevezzük azt a folyamatot, melynek során azonos komponensek (kémiailag azonos anyagok) különböző hőmérsékletű (esetleg különböző fázisú) részei kerülnek egymással termikus kölcsönhatásba (közvetlen érintkezésbe), minek következtében hőmérsékletük egy bizonyos idő eltelte után egy közös, egyensúlyi értékre áll be. A gyakorlatban ezt a folyamatot helytelenül keveredésnek nevezik, noha a keveredés a kémiailag különböző anyagok elegyítését jelenti (pl. só feloldása vízben). Vizsgáljuk a következő esetet: a rendelkezésünkre áll mm tömegű, hm fajlagos entalpiájú melegebb közeg, valamint mh tömegű, hh fajlagos entalpiájú hidegebb közeg, legyen a két közeg nyomása azonos. Hozzuk termikus kapcsolatba a két közeget, azaz „keverjük” össze azokat. Írjuk fel az energiamegmaradás törvényét a folyamatra, melyről feltételezzük, hogy a környezettől termikusan elszigetelten, vagyis adiabatikusan ment végbe. mh

= mmhm + mhhh .

folyamat után

melegebb közeg

(3.50)

hidegebb közeg

Nyilvánvaló, hogy az egyesítés után a rendszer tömege m = mm + mh . Ennek alapján az egyensúlyi állapotú közeg fajlagos entalpiája h =

mmhm + mhhh . mm + mh

(3.51)

Az egyensúlyi állapotú közeg fajlagos entalpiájának és nyomásának ismeretében annak hőmérséklete az állapotfüggvény segítségével már meghatározható. A hőfokkiegyenlítődés következtében a melegebb közeg entrópiája csökken, míg a hidegebb közeg entrópiája növekszik. E két entrópiaváltozás előjelhelyes összege fogja megadni az irreverzibilis folyamat miatt fellépő entrópianövekedést, melyet

100

KÖRFOLYAMAT ELEMZÉS ÉS VESZTESÉGFELTÁRÁS h

∆S irr = mm ∫ hm

h

dh dh . + mh ∫ T T

(3.52)

hh

Abban a különleges esetben, ha a hőfokkiegenlítődésben résztvevő közegek izobár fajhője állandónak és egymással egyenlőnek ( c p,m = c p,h = cp ) tekinthető, a fenti körülményes számítás egyszerűbben is elvégezhető. Ebben az esetben az egyensúlyi állapotú közeg hőmérséklete T =

mmTm + mhTh , mm + mh

(3.53)

míg az entrópianövekedés T

∆S irr = cp,mmm ∫ Tm

T

dT dT T T + cp,hmh ∫ = cp,mmm ln + cp,hmh ln T T Tm Th

(3.54)

Th

összefüggéssel számítható ki. Abban az esetben, ha folyamatosan áramló közegekről van szó, akkor az eddigiekben felírt összefüggésekben m helyett m , valamint S helyett S helyettesítendő. 3.2.2.3. Összetett veszteségek

Az energiaátalakítási folyamat során a mennyiségi és minőségi veszteségek általában nem egymástól jól elhatároltan, hanem együttesen lépnek fel. Az esetek többségében a mennyiségi veszteségek maguk után vonnak minőségi veszteségeket is. Ilyen összetett veszteség lép fel pl. túlhevített gőzök, gázok, folyadékok lehűlésekor; nem tökéletesen szigetelt hőcserélő készülékekben végbemenő hőátviteli folyamatok során. Egyes esetekben a mennyiségi veszteséget kifejező hatásfok nem mutatja meg, hogy az energiaátalakítási folyamatból kikerülő energia mennyire volt értékes (pl. mekkora volt a hőmérséklete, nyomása). Hőfejlesztő berendezések esetében a kazánhatásfok fejezi ki a későbbiek során már nem hasznosítható hő részarányát (jellemzően a füstgázzal a kéményen keresztül távozó hő), ugyanakkor nem veszi figyelembe azt a tényt, az így távozó hőhordozó hőmérséklete már alacsony, így az energiaátalakítás szempontjából kevésbé értékes. Az összetett veszteségek jellemzésére többféle módszert is kidolgoztak (pl. exergiaszemlélet), melyek különféle mutatószámokban fejezik ki a veszteségek minőségi és mennyiségi hatását. Ebben a jegyzetben a mennyiségi veszteségek jellemzésére a mennyiségi hatásfokot, míg a minőségi veszteségek leírására az entrópia-, ill. entrópiaáram-növekedés értékét fogjuk felhasználni.

3.2.3. Hatásfoknövelő módszerek Az előzőekben megvizsgáltuk a reverzibilis RANKINE—CLAUSIUS-körfolyamatot, valamint azokat a veszteségeket (mennyiségi és minőségi), melyek a valós energiaátalakítási folyamatok során fellépnek. Ebben a szakaszban röviden áttekintjük mindazon módszereket, melyek alkalmazásával az alapkörfolyamat hatásfokát növelhetjük.

101


A reverzibilis RANKINE—CLAUSIUS-körfolyamat termikus hatásfoka előállítható oly módon is, hogy a körfolyamatot három részfolyamatra (folyadékmelegítés, elgőzölögtetés és gőztúlhevítés) bontjuk, majd e részfolyamatok hatásfokainak bevezetett hőmennyiséggel való súlyozott átlagértékét képezzük. Ez az eljárás lényegében három körfolyamatra bontja az eredeti körfolyamatot, úgy, ahogy azt a 3— 14. ábra szemlélteti. Ezen az ábrán F a folyadékmelegítést, G az elgőzölögtetést, míg T a gőztúlhevítést jelenti. Az egyes rész-körfolyamatok fajlagos munkái (az ábrán vonalkázott területek) legyenek rendre w F , wG , és w T , hasonlóképpen a fajlagosan közölt hőmennyiségek q F , qG , és q T . Ezen mennyiségek felhasználásával a termikus hatásfok η=

w F + wG + w T q F + qG + q T

(3.55)

alakban írható fel. A teljes folyamat során bevezetett fajlagos hőmennyiség q = q F + qG + q T .

(3.56)

qF w relatív hőmennyiséget, valamint az ηF = F részq qF körfolyamati hatásfokot minden egyes rész-körfolyamatra. Ebben az esetben a teljes körfolyamat termikus hatásfoka

Vezessük be a q F =

η = ηFq F + ηGqG + ηTq T

(3.57)

alakban írható fel. Minden egyes rész-körfolyamat hatásfoka felírható a megfelelő hőbevezetési és hőelvezetési átlaghőmérséklet felhasználásával, így például a túlhevítettgőzös részkörfolyamatnál ηT = 1 −

TT . Tel

Minthogy a hőelvonás mindhárom rész-körfolyamatban azonos (Tel ) történik, és az egyes rész-körfolyamatok hőbevezetési átlaghőmérsékletére igaz, hogy TF < TG < TT , ebből következően a rész hatásfokokra felírható az ηF < ηG < ηT

(3.58)

egyenlőtlenség. A 3—14. ábra alsó részén feltüntettük folytonos vonallal a hőmérséklet függvényében változó, míg pontvonallal a rész-körfolyamat átlagos termikus hatásfokát. Mindezekből következik, hogy a teljes körfolyamat termikus hatásfokának növelése érdekében leghelyesebb az egyes rész-körfolyamatok hatásfokának és viszonylagos hőbevezetésének együttes növelése oly módon, hogy a legjobb részhatásfokú körfolyamat egyidejűleg a legnagyobb viszonylagos hőbevezetésű legyen, azaz, hogy e rész-körfolyamat az összes bevezetett hőnek lehetőleg legnagyobb hányadát foglalja le. Ezen elvnek megfelelően a termikus hatásfok növelésére a beavatkozásoknak két fő csoportja jöhet számításba.

102


T

3

TT 3'

TG

3"

TF Tel

2

4

1

termikus hatásfok, η

s

ηG

ηT

ηF

qF

qG

qT bevezetett hő, q

3—14. ábra. A RANKINE—CLAUSIUS-körfolyamat rész-körfolyamatai és részhatásfokai

Az egyik csoportba tartoznak azok a módszerek, melyek során a körfolyamat alapvető felépítését nem módosítják, változtatást a körfolyamat kezdő és végjellemzőinek megválasztásánál alkalmaznak. E módszerek a következők – a túlhevítési (kezdő-) hőmérséklet növelése, – a kezdőnyomás növelése, valamint – a hőelvonás hőmérsékletének, azaz a kondenzátor nyomásának csökkentése.

Minden egyes módszernek megvannak a maga előnyei és hátrányai, továbbá egyik sem alkalmazható tetszőlegesen korlátlan mértékben. A kezdő hőmérséklet és nyomás növelésének az alkalmazott szerkezeti anyagok hőállósága és tartamszilárdsága jelent korlátot, hiszen tartósan kell elviselniük az igen magas nyomással együtt járó magas hőmérsékletet. Az anyagtechnológia fejlődése lehetővé tette az igen jó hatásfokú szuperkritikus és ultra-szuperkritikus erőművek megépítését. A hőelvonási hőmérséklet csökkentésének egyrészt a környezeti adottságok, a rendelkezésre álló hűtőközeg minősége (hőmérséklete) és mennyisége, valamint a turbina kialakítása (kiömlési keresztmetszet, határvákuum) jelent korlátot. A hatásfokjavítási lehetőségek másik csoportját azok a módszerek képezik, ahol a körfolyamat felépítését úgy változtatják meg, hogy

103

VALÓSÁGOS KÖRFOLYAMATOK

– csökkenjen az alacsony hőmérsékletszinten történő hőbevitel (folyadékmelegítés) részaránya, melyet regeneratív (megcsapolásos) tápvízelőmelegítés alkalmazásával érnek el; – növekedjen a magas hőmérsékletszinten történő hőközlés (túlhevítés) részaránya, melyet a turbinában már munkát végzett gőz ismételt túlhevítésével érnek el, ezt a módszert újrahevítésnek vagy közbenső túlhevítésnek nevezik (döntően egyszeres, de már üzemelnek kétszeres újrahevítéssel épített erőművek is).

Természetesen jó eredményt, jelentős mértékben növelt hatásfokot, csak a előbbiekben felsorolt módszerek megfelelő kombinációjával érhetünk el. Azt, hogy mely módszereket milyen mértékben alkalmazhatunk, azt a környezeti és a gazdasági/gazdaságossági paraméterek együttesen fogják megszabni. A későbbi alfejezetekben részletesen elemezni fogjuk majd az egyes módszerek megvalósítási lehetőségeit, előnyeit és hátrányait, valamint az erőmű egészére és részeire gyakorolt hatásukat.

3.3. Valóságos körfolyamatok Az eddigiekben vizsgált körfolyamatok kapcsán feltételeztük, hogy a hőnek a munkaközegbe való közvetítése, a belső energia mechanikai munkává átalakítása, majd a munkát végzett közegből a környezet felé történő hőelvonás, valamint a munkaközegnek a körfolyamat kiindulási állapotba történő visszavitele, veszteség nélkül történik. Feltételeztük továbbá, hogy az egyes munkafolyamatok térbelileg egymás közvetlen közelében folynak le, s így a munkaközeget sem kell az egyes részfolyamatok között szállítanunk. Az e feltételezésekkel felépített körfolyamatokra vezettük le az előző alfejezetben meghatározott hatásfok összefüggéseket.

3.3.1. Az alapok feltárása A valóságban azonban veszteségmentes körfolyamatok nincsenek. A körfolyamat minden egyes részfolyamatában fellépnek az előzőekben már ismertetett mennyiségi és minőségi veszteségek. Ennek következtében a valóságos körfolyamat lefolyása többékevésbé mindig eltér a reverzibilis körfolyamat menetétől és hatásfoka is mindig kisebb annál. Vizsgáljuk most a 3—15. ábra szerinti valós RANKINE—CLAUSIUSkörfolyamatot, melynek kapcsolási vázlatát a 3—1. ábra mutatja. Az ábrán pontozott vonallal jelöltük a reverzibilis (1-2-3-4 pontok), míg folytonos vonallal (1-2*-3-3*4* pontok) a valós körfolyamatot. A reverzibilis és a valós körfolyamatokat úgy tüntettük fel, hogy azoknak egy közös pontja van, mégpedig a kazánból kilépő frissgőz (3) pontja. A valós körfolyamat egyéb paramétereit — ahogy azt a későbbiekben kifejtjük — ehhez a közös ponthoz igazítottuk. Akkor járunk el a leghelyesebben, ha a reverzibilis és a valós körfolyamat közötti eltéréseket egyenként vesszük számításba. Annak érdekében, hogy a valós és a reverzibilis körfolyamat azonos gőz paraméterekkel jellemzett állapotból indulhasson, a tápszivattyúnak a kezdőnyomásnál jóval nagyobb nyomást ( p2* > p3 ) kell előállítania, hiszen a kazán meglehetősen bonyolult vízoldali felépítéssel, ennek 104


következtében tetemes áramlási ellenállással rendelkezik. A szivattyúzási munka valós v ( p − p1 ) * esetben, figyelembe véve a szivattyú hatásfokát: wSZ . = h2* − h1 = 1 2* ηSZ A kazánból kilépő túlhevített gőz jellemzői mindkét körfolyamat esetében azonosak. A túlhevített gőz a kazántól a turbináig való áramlása során egyrészt a csővezeték áramlási ellenállása miatt nyomáscsökkenést, másrészt a hőszigetelés tökéletlensége miatt hőmérsékletcsökkenést is szenved, minek következtében fajlagos entalpiája h3 ról h3* -ra csökken. A turbinába lépő 3* állapotú közeg expanziója a turbina belső veszteségei miatt (súrlódás, résveszteség stb.) nem izentropikusan, hanem entrópianövekedéssel történik, majd a 4* pontban ér véget. Valós esetben a * = h3* − h4* , szemben a reverzibilis turbinából kinyerhető fajlagos munka tehát w T körfolyamatnál elérhető w T = h3 − h4 értékkel. A turbinában lefolyó valós expanzió következtében az abból kilépő gőz fajlagos entalpiája és fajlagos entrópiája is nagyobb a reverzibilis körfolyamat esetében. Mint már korábban, a 3—5. ábra kapcsán láttuk ezt többlet elvonandó hőmennyiséget a T—s diagramban területtel is szemléltetni tudjuk. Az eddigiek folyamán azt mondtuk, hogy a T—s diagramban csak reverzibilis körfolyamatok esetében szemléltethetjük a munkát a körfolyamat görbéje által közrezárt területtel. Bizonyos feltételek és korlátozások betartása mellett valós körfolyamatok esetében is szemléltethető a fajlagos hasznos munka e diagramban területtel.

600 T

3 500

3*

nyomásesés a kazánban

°C 400 300

nyomásesés és hőmérséklet csökkenés a gőzvezetékben

valós expanzió

200 2* 100

2 1

4 4*

0 0

1

2

3

4

5

6

7

8

9 10 s, kJ/(kgK)

valós szivattyúzás

105


3

nyomásesés és hőmérséklet csökkenés a gőzvezetékben

4000 h 3000 kJ/kg 2500

3* valós expanzió

4* 4

nyomásesés a kazánban

2000 1500 1000 2* 2 1

500

valós szivattyúzás

0 0

1

2

3

4

5

6

7

8

9 10 s, kJ/(kgK)

3—15. ábra. Valóságos RANKINE—CLAUSIUS-körfolyamat. Az 1-2-(2*) szivattyúzási folyamatot erősen eltorzítva ábrázoltuk

Amennyiben elhanyagoljuk a szivattyúzási munkát, vagy a szivattyúzási folyamatot izentropikusnak tekintjük, továbbá figyelmen kívül hagyjuk a kazánban fellépő nyomás, valamint a gőzvezetékben bekövetkező nyomás, hőmérséklet és entalpiacsökkenést, akkor a 3—16. ábra mutatta módon szemléltethetjük a valós állapotváltozásokat többé-kevésbé jól közelítő körfolyamatot. A valós expanzió okozta veszteségek (súrlódás miatti disszipáció) belső hőfejlődéssel járnak, melyek az expanzió végén a kondenzátorban elvonandó hőként jelentkeznek. Ezt a többlet hőmennyiséget jeleníti meg a 4-4*-6-7 pontok által határolt terület, melynek fajlagos értékét ∆q el = Tel∆s összefüggéssel is kiszámíthatjuk. Reverzibilis körfolyamatnál a 3—16. ábra szerinti 1-23-4 terület jelzi a hasznos fajlagos munkát, teljességgel helytelen azonban a valós körfolyamatnál a 1-2-3-4* területet ennek tekinteni, hiszen ez azt jelentené, hogy azonos bevitt hőmennyiség mellett veszteségekkel terhelt körfolyamatból fajlagosan több munkát nyerhetnénk. A valóságos körfolyamatban a kondenzátorban 4-4*-6-7 területnek megfelelően több hőt kell elvonni, mint veszteségmentes esetben, valamint a körfolyamatból kinyerhető munka ennyivel kevesebb. A veszteséges körfolyamat hasznos fajlagos munkájával arányos területet a következő segédszerkesztéssel kaphatjuk meg: a 4* pontból a h4* entalpia vonala mentén visszamegyünk a 3 ponton átmenő izentrópáig, metszéspontként az 5 ponthoz jutunk; az így kijelölt T10 jelű izoterma fogja megszabni a valós körfolyamat alsó hőmérséklet határát. Így tehát a valós körfolyamat hasznos fajlagos munkájának a 10-3-5 terület fog megfelelni, lévén az 1-210-5-4 és 4-4*-6-7 területek egymással egyenlők. Következik mindez abból, hogy a h4* = áll . vonal mentén minden pontban az állandó nyomáson közölt fajlagos 106


hőmennyiségek egymással egyenlők, így a 0-9-4*-7 terület is azonos a 0-9-1-2-10-5-6 területtel, illetve minthogy mindkét esetben közös a 0-9-2-4-6 terület, a megmaradó 1-2-10-5-4 és a 4-4*-6-7 területek is azonosak.

T 3

T10 Tel 9

2

10 1

∆qel

h 4*

5 4*

4 ∆qel ∆s

0

8

6

7

s

3—16. ábra. Valós expanziójú vízgőz körfolyamat T—s diagramban

Mint láttuk a T—s diagram, ha korlátozott mértékben is, de alkalmas valós körfolyamatok fajlagos munkájának területekkel való szemléltetésére. Azokban az esetekben, ha minden irreverzibilitást helyesen tüntetünk fel, továbbá figyelembe vesszük, hogy az egyes pontokban a munkaközeg tömegárama más és más, akkor a T— s diagram nem alkalmasa arra, hogy abban területekkel szemléltessük folyamatainkat. Ezért a továbbiakban a T—s és h—s diagramokban minden esetben csak valós állapotokat és állapotváltozási vonalakat tüntetünk fel. Egyes szakkönyvek előszeretettel használnak különféle fiktív, állapotváltozáshoz és tényleges állapothoz nem kapcsolódó vonalakat és pontokat. Ezek egyrészt nem adnak semmiféle többletinformációt a vizsgált folyamatról, másrészt megnehezítik a tényleges folyamatok vizsgálatát és megértését, mindezek mellett elkendőzik a valóságot. Valós körfolyamataink vizsgálatához minden esetben hősémaszámítást kell alkalmaznunk. A hősémaszámítás lényegében nem jelent mást, mint a körfolyamat egészére és egyes részfolyamataira felírt energia (entalpiaáram) és tömeg (tömegáram) mérlegegyenletekből álló sokismeretlenes, nemlineáris egyenletrendszer megoldását.

107


3.3.2. Hatásfokok, relatív jellemzők Eddigi vizsgálataink során, amikor hatásfokról beszéltünk az alatt általában a körfolyamat termikus hatásfokát értettük. Terjesszük most ki elemzésünket az erőművi energiaátalakítási folyamat teljes egészére, azaz tüzelőanyaggal érkező energia útját és átalakulásait kövessük nyomon mindaddig, míg az erőmű villamos kapcsain annak átalakítható hányada villamos energia formájában fogyasztók felé elindul. E komplex energiaátalakítási folyamat nyomon követéséhez az erőművet alrendszerekre osztjuk. A 3—17. ábrán az erőmű azon főbb alrendszereit tüntettük fel, melyekben megváltoznak az energia (energiahordozó) tulajdonságai. Az erőmű legfontosabb alrendszerei a következők: Hőforrás alrendszer (az ábrán H), ahol a víz-gőz hőhordozó felmelegítése során termikus energiává (hővé) alakítjuk hagyományos hőerőművekben a tüzelőanyag kémiailag, ill. atomerőművekben az üzemanyag nukleárisan kötött energiáját. Az ún. nyomottvizes atomerőművek esetében, ahol ez az energiatranszport két lépésben (két körben) történik, a gőzfejlesztő berendezést is ebbe az alrendszerbe soroljuk. Tehát végső soron ezen alrendszer bemenő energiaárama a tüzelőanyaggal, ill. üzemanyaggal érkező kötött energia, kimenő energiaáramai pedig a munkaközeggel távozó — hasznos — energiaáram, valamint a veszteségek. Hagyományos erőművek esetén a veszteséget a füstgázzal, az elégetlen tüzelőanyaggal és a környezet felé leadott hőáram összegévvel adjuk meg (QK,v ) . míg atomerőművekben a veszteség szinte kizárólag a környezet felé távozó hőárammal jellemezhető. Ennek megfelelően ezen alrendszer hatásfoka a kazánhatásfokkal (g index a gőzre, tv a tápvízre utal) ηH = ηK =

H g,ki − H tv,be , Qtüa

(3.59)

ill. atomerőművek esetén a reaktor és gőzfejlesztő együttes hatásfokával ηH = ηR +GF =

H g,ki − H tv,be QR

(3.60)

jellemezhető. Ebben az összefüggésben QR a reaktor hőteljesítménye. Mind a két hatásfok mennyiségi hatásfoknak tekintendő. Az energiaátalakítás következő fázisa a turbina alrendszerben (T) következik be, ahol a munkaközeg termikus energiája több fokozatban végbemenő expanzió során mechanikai (jelen esetben forgási) energiává alakul. Az átalakítható energia hányadát a termodinamika II. főtétele határozza meg, és ezt a körfolyamat termikus hatásfokával adjuk meg, ami a bevezetett (Qbe = H g,ki − H tv,be ) és az elvezett

(Qel

= H g,el − H kond,be ) hőmennyiségekkel η=

Qbe − Qel Q = 1 − el . Qbe Qbe

(3.61)

A bevezetett és elvezetett hőáramok különbsége fogja megadni a turbina belső teljesítményét, azaz PT,b = Qbe − Qel .

108

(3.62)

VALÓSÁGOS KÖRFOLYAMATOK füstgáz és egyéb hőveszteségek Hg,ki

QH,v

villamos veszteségek

PT,t

PV,v

PKE

H tüzelőanyag, üzemanyag

mechanikai veszteségek

PT,mv

T KAZÁN vagy REAKTOR+ GŐZFEJLESZTŐ

V TURBINA

GENERÁTOR

TÁPVÍZRENDSZER

TRANSZFORMÁTOR

kiadott villamos teljesítmény

Qtüa

Htv,be

Pε

Hkond,be K Hg,el

KONDENZÁTOR

villamos önfogyasztás

ERŐMŰ HATÁR hőáram a környezetbe

Qel

3—17. ábra. Gőz munkaközegű erőmű legfontosabb alrendszerei

A turbinában lezajló termikus-mechanikai energiaátalakítási folyamatot is terhelik veszteségek. Az egyik a nem reverzibilis expanzió miatti minőségi veszteség, melyet a turbina belső hatásfokával veszünk figyelembe. Ennek kiszámítása a 3—16. ábra jelöléseit alkalmazva az ηT,b =

h3 − h4 h3 − h4*

(3.63)

összefüggéssel történik. Ezen felül fellépnek még mechanikai (mennyiségi) veszteségek, melyek a mozgó berendezések velejárói. Tekintettel arra, hogy a turbina és generátor egy tengelyen van, a mechanikai veszteségeket kifejező hatásfokot e két berendezés együttesére — régebbi elnevezéssel: turbógépcsoport — együttesen értelmezzük az ηT +G,m =

PT,b − PT,mv PT,t = PT,b PT,b

(3.64)

kifejezés szerint. A mechanikai veszteségek után megmaradó PT,t mennyiséget a turbina tengelyteljesítményének nevezzük. Írjuk fel ismét a teljes gőzkörfolyamat termikus hatásfokát a 3—16. ábra jelöléseivel, de most hagyjuk figyelmen kívül — annak relatíve csekély értéke miatt — a szivattyúzási teljesítményt! A valós expanziójú körfolyamat termikus hatásfoka tehát η=

h3 − h4* . h3 − h1

A veszteségmentes (ideális) körfolyamat felsőindexszel jelölünk, ezzel szemben η(id) =

termikus

h3 − h4 . h3 − h1

(3.65) hatásfoka,

melyet

(id)

(3.66)

Felhasználva a turbina belső hatásfokának értelmezését, a valós expanziójú körfolyamat termikus hatásfoka ezek szerint 109


η=

( h3 − h4 ) ηT,b

h3 − h1

= η(id) ⋅ ηT,b

(3.67)

alakban írható fel, tehát ez a kifejezés már önmagában tartalmazza a turbina belső hatásfokát. Ezen alrendszer eredő hatásfokát ebből következően, a veszteségmentes körfolyamat termikus hatásfoka, a turbina belső hatásfoka és a turbina mechanikai hatásfoka együttesen fogja meghatározni. A gyakorlatban turbina hatásfoka alatt a belső és a mechanikai hatásfok szorzatát értik, vagyis ηT = ηT,b ⋅ ηT +G,m .

(3.68)

A teljes alrendszer eredő hatásfoka mindezekből következően, mint az alrendszerbe belépő és az onnan távozó, számunkra hasznos energiaáram hányadosaként írható fel ηT,er =

PT,t . Qbe

(3.69)

Az eddigiekben felírt összefüggéseinket felhasználva, tehát ηT,er =

PT,b ⋅ ηT,m Q − Qel = be ηT,m = η(id) ⋅ ηT,b ⋅ ηT +G,m , Qbe Qbe

azaz az alrendszer eredő szorzataként állítható elő.

hatásfoka

az

alrendszerre

jellemző

(3.70)

részhatásfokok

A turbina tengelyén távozó mechanikai teljesítmény a villamos alrendszerbe (V) jut, ahol a generátort hajtva villamos energiát fejleszt, melyet transzformátorokon keresztül juttatnak el az erőművön kívüli és az erőművön belüli (önfogyasztás) fogyasztókhoz. Az itt végbemenő folyamat tisztán mennyiségi veszteségekkel, ebből következően mennyiségi hatásfokokkal, mégpedig a generátor és a transzformátor hatásfokával jellemezhető. Ennek megfelelően, lévén sorba kapcsolt elemekről az eredő hatásfok nem más, mint a részhatásfokok szorzata, ill. az alrendszerbe belépő és onnan távozó hasznos energiaáramok hányadosa, azaz ηV =

PKE + Pε = ηG ⋅ ηTr . PT,t

(3.71)

Hasznos energiaáramnak az erőmű által vonalra adott PKE , és az erőművön belüli fogyasztók ellátására biztosított Pε villamos teljesítmények összegét tekintjük. Az erőművön belül számtalan villamos fogyasztó található, melyeket szintén el kell látni kellő mennyiségű villamos energiával, azaz az erőműnek önfogyasztása is van. Az önfogyasztás figyelembevételére a 3.2.2.1. pontban bevezetett önfogyasztási tényező és önfogyasztási hatásfok szolgál. Ezek felhasználásával a villamos alrendszer tényleges, PKE , eredő hatásfoka (ami a hivatkozott pont szerinti nettó hatásfok, azaz ηε = PKE + Pε hiszen a nettó teljesítmény azonos értékével, vagyis Pnettó = PKE ; míg a bruttó teljesítmény a nettó és az önfogyasztási teljesítmény összege, azaz P Pbruttó = PKE + Pε , valamint az önfogyasztási tényező így ε = ε ) PKE η V,er = alakban írható fel. 110

PKE + Pε PKE ⋅ = η V ⋅ ηε PT,t PKE + Pε

(3.72)


A hőelvonás vagy kondenzációs alrendszer (K) feladata, hogy a turbinából kilépő munkaközeget, a környezetből vett hűtőközeggel ismét kiindulási állapotba hozza. Ez az alrendszer az energiaátalakítás fő folyamatában közvetlenül nem vesz ugyan részt, de az itt kialakuló viszonyok és a környezeti paraméterek együttesen fogják megszabni a turbinában lezajló expanzió végnyomását, azaz a turbina alrendszerben átalakítható energia részarányát, vagyis a körfolyamat termikus hatásfokát. Ebből következően ez a látszatra nem túlzott jelentőséggel rendelkező alrendszer, ill. ennek főberendezése, a kondenzátor kulcsfontosságú szerepet tölt be a körfolyamat egészében. Az ebbe az alrendszerbe kerülő Qel = H g,el − H kond,be

(3.73)

energiaáram a környezetből vett és oda távozó hűtőközeggel végső soron a környezet termikus energiáját fogja emelni. Nyilvánvaló, hogy ebben az alrendszerben is fellépnek különféle hőveszteségek, azonban mivel ezek a hőáramok is a környezetbe jutnak, az elvont hőáramban (Qel ) együttesen vesszük figyelembe. A 3—17. ábrán pontozott vonallal határoltuk közül az egyes alrendszereket, valamint pontvonallal berajzoltuk az erőművet környezetétől elválasztó, ún. erőmű határt is. Mint látható az erőmű határon belül és az alrendszerek határain kívül is találhatók különféle szimbólumok és ezek nem jelentenek mást, mint az energiahordozó közegek továbbítására szolgáló csővezetékeket. Természetesen nem készíthetünk olyan csővezetéket, amely sem áramlási ellenállással, sem pedig hőveszteséggel nem bír. Ebből következően a körfolyamat fenntartásához egyrészt az elméletinél több hőt kell bevezetni, másrészt a szivattyúzási munkáknak fedeznie kell az áramlási veszteségeket is. A többlet szivattyúzási munka többlet önfogyasztásként, végeredményében többlet tüzelőanyag fogyasztásként jelentkezik. Ezeket a mennyiségi veszteségeket az ηcs =

Qbe

Qbe , + ∆Qhv + ∆Qsz

(3.74)

ún. csővezeték hatásfokkal fejezzük ki, ahol ∆Qhv a hőveszteségek, míg ∆Qsz az áramlási veszteségek miatti többlet hőbevitel. A kondenzációs gőzkörfolyamatú erőmű eredő (nettó) hatásfoka tehát ηKE =

PKE . Qtüa

(3.75)

Tekintettel arra, hogy az energiaátalakítás egymás után, sorosan kapcsolódó alrendszerekben megy végbe, az eredő hatásfok az alrendszerek eredő hatásfokainak szorzataként is előállítható, azaz ηKE = ηH ⋅ ηcs ⋅ ηT,er ⋅ η V,er .

(3.76)

Az alrendszerek eredő hatásfokai helyére írjuk be azok teljes alakját! Ekkor az eredő hatásfok összefüggése ηKE = ηH ⋅ ηcs ⋅ η(id) ⋅ ηT,b ⋅ ηT +G,m ⋅ ηG ⋅ ηTr ⋅ ηε

(3.77)

alakot ölt, melyet elterjedten neveznek „nyolc-éta-formula”-nak.

111


A hatásfok mellett az energiaátalakítási folyamatok jellemzésére elterjedten alkalmazzák annak reciprokát, amit fajlagos hőfogyasztásnak neveznek. A fajlagos hőfogyasztás általános értelmezése tehát q =

1 . η

(3.78)

Fajlagos hőfogyasztást — elvileg — minden egyes részrendszerre értelmezhetnénk, a gyakorlatban azonban az erőmű egészére vonatkoztatott q KE =

1

(3.79)

ηKE

használatos. Elvétve találkozhatunk a turbina fajlagos hőfogyasztásával qT =

1 , ηT

(3.80)

ill. a hőforrás (kazán) fajlagos hőfogyasztásával qH =

1 , ηH

(3.81)

bár ez utóbbi esetében elterjedtebb a fajlagos tüzelőanyag fogyasztás megadása, ami nem más, mint a fajlagos hőfogyasztás és a tüzelőanyag (felső) fűtőértékének (Hi) hányadosa, azaz bH =

qH . Hi

(3.82)

ηTr

ηcs ηH ηKE

ηKE,opt ηε

ηG

qKE

qKE,opt 0

Popt 50 Relatív teljesítmény, %

100

3—18. ábra. Kondenzációs gőzerőmű hatásfokai a terhelés függvényében

112

AZ ERŐMŰ STRUKTURÁLIS FELÉPÍTÉSE

A valóságos körfolyamatok eddig említett jellemzői függnek a körfolyamatot felépítő egyes berendezések (hőforrás, turbina, generátor, transzformátor, csővezeték, szivattyúk és egyéb segédberendezések) mindenkori terhelési állapotától. Ennek megfelelően az erőmű egészét jellemző hatásfok, ill. fajlagos hőfogyasztás értéke is terheléstől függő lesz. Azt, hogy az egyes berendezések esetén milyen is ez a terhelésfüggés, azt a következő alfejezetekben fogjuk részletekbe menően elemezni. A 3—18. ábrán pusztán az egyes főbb hatásfokértékek terhelésfüggésének tendenciáit kívánjuk érzékeltetni. Nyomatékosan felhívjuk a figyelmet, hogy minden egyes jellemzőhöz más és más léptékezésű ordináta tengely tartozna, ezért azon semmiféle jelzést nem tüntettünk fel. Amint az ábrán látható, az eredő hatásfoknak maximuma, ill. az eredő fajlagos hőfogyasztásnak minimuma van, ami azt jelenti, hogy ez az adott erőmű optimális terhelési állapota: Popt , ηKE,opt és q KE,opt . Az esetek döntő többségében ez nem esik egybe a teljes terhelés pontjával. Most, hogy már kellő részletességgel ismerjük az erőművi energiaátalakítási folyamat veszteségeit és hatásfokait, elkészíthetjük az általunk vizsgált modell (3— 17. ábra) SANKEY-féle energiafolyam diagramját, melyet a 3—19. ábra mutat. PT,mv PT,b

Pε

PV,v

PT,t

PKE

Qbe

Qtüa

QH,v

Qel

3—19. ábra. A 3—17. ábra szerinti felépítésű gőzerőmű SANKEY-féle energiafolyam diagramja

3.4. Az erőmű strukturális felépítése Mindeddig az összetett erőművi energiátalakításnak egy meglehetősen leegyszerűsített modelljén végeztük el elemző vizsgálatainkat. Az alaposabb és árnyaltabb vizsgálatokhoz egy ennél részletesebb modellre van szükség. A következő modell, valamint a hozzá tartozó SANKEY-féle energiafolyam diagram, melyet a 3—20. ábra, szemléltet, annyiban több az eddigiektől, hogy – pontosabban tárja fel a különböző veszteségeket és azok helyét, valamint – blokkdiagram helyett már kapcsolási vázlaton szemlélteti az energiaátalakítás folyamatát.

113


V P

ε ,H

P

ε ,T

H

P

P

P

T

ε

ε ,V

ε ,K

PT,t

P

T,b

P

KE

. Q be

.

Q

tüa

. el

Q

K .

.

Q

(Q

H,v

.

T,v

.

)Q

~Q

K,v

P

T,mv

el

P

V,v

P

V,v

P

KE

P

P

ε ,H

ε ,T

V P

T,t

. Q tüa

. Q

be

P

ε ,K

T . Q el

. ~Q el

H

K . Q

. (Q

H,v

v,T

. (Q

)

K,v

)

3—20. ábra. Gőzerőmű kibővített energetikai modellje

A 3—20. ábrán feltüntetett, eddig még nem szerepeltetett mennyiségek a következők: – Pε ,H a hőforrás rendszer önfogyasztása, ami a tüzelőanyag előkészítés és szállítás

(olajszivattyú, szénőrlő malom stb.), valamint az égési levegőt és füstgázt szállító ventilátorok villamos teljesítményét foglalja magába; – Pε,T

a turbina alrendszeren belül található tápvízelőmelegítő rendszerben

üzemelő szivattyúk, valamint a turbina kenését biztosító olajszivattyúk teljesítményigénye többek között; – Pε,K

a

kondenzációs

és

hűtővízellátási

rendszerben

lévő

szivattyúk

teljesítményigénye; – Pε,V a villamos alrendszeren belül található kisegítő berendezések teljesítménye

(pl. generátor és transzformátor hűtés, biztonsági berendezések stb.);

114


– QT,v a turbina alrendszerből a környezet felé távozó hőáram; – QK,v a kondenzációs alrendszerből a környezet felé távozó hőáram.

Mint az az ábráról leolvasható, a kondenzációs alrendszerben a hűtőközeggel elvonandó tényleges hőáram elvileg Qel* = Qel − QK,v + Pε ,K

(3.83)

lenne, azonban QK,v és Pε,K egymással közel egyenlőnek, ugyanakkor Qel -nél lényegesen kisebbnek tekinthetők, amiből következik, hogy nem követünk el számottevő hibát, ha a környezet felé a hűtőközeggel a kondenzátoron keresztül távozó hőáramot Qel értékével vesszük számításba. 3.4.1.1. Technológiai modell

Mindeddig a gőzerőművi folyamatokat energetikai szempontok alapján vizsgáltuk, modelljeink a különböző energiaátalakítási lépések alapján osztották részekre az erőművet. A következőkben a teljessége igénye nélkül vizsgáljuk erőművet az energiahordozó közegekkel végzett különféle technológiai folyamatok szempontjából. Az elemzés eredményeképpen megkapjuk az erőmű technológiai modelljét, ami átfogó képet a végbemenő folyamatokról és azok egymáshoz való kapcsolatáról. A technológiai modell felrajzolásánál (3—21. ábra) részben megtartjuk az energetikai modellnél alkalmazott alrendszereket, részben pedig kibővítjük azokat és jelöléseinket is ehhez igazítjuk. Az energetikai szempontból eddig egységesen kezelt hőforrás (H) alrendszert technológiai szempontból két részre oszthatjuk. Az ábrán H1 jelzéssel ellátott alrendszerben történik meg a beérkező tüzelőanyag előkészítése és tárolása (pl. szén esetében őrlés, olajnál előmelegítés). A H2 jelzésű alrendszerben történik meg a tulajdonképpeni energiaátalakítás, ennek főberendezése a kazán. A turbina (T) alrendszert szintén két részre bontottuk. A T1 jelzésű foglalja magában a gőzturbinát, valamint ennek segédrendszereit, míg a T2-vel jelölt a tápvízelőmelegítő rendszert és az ott található gáztalanítót tartalmazza. A kondenzációs (K) alrendszer is további két részre oszlik: a K1-gyel jelölt tényleges kondenzátorra is kiszolgáló berendezéseire, valamint a K2-vel jelölt hűtővízellátási rendszerre. Az erőművek azon kívül, hogy villamos energiát fejlesztenek, elláthatnak hőszolgáltatási feladatokat is. Minden egyes erőmű a villamos önfogyasztáson kívül hőönfogyasztással (QF ) is bír (pl. olajelőmelegítés, égési levegő előmelegítés, fűtés stb.). Mindezeket az F jelzésű, fűtési/technológiai hőkiadás alrendszere jeleníti meg. Az erőműben végbemenő folyamatok óhatatlanul a munkaközeg részleges elvesztésével járnak (pl. kazán leiszapolás), ezért folyamatosan megfelelő minőségű — vegyileg kezelt — pótvízről kell gondoskodni. A vegyi vízkezelés és pótvízellátás alrendszerét az ábrán P-vel jelöltük. Az ábrán bejelöltük azon legfontosabb közegáramokat, melyek megléte nélkül a körfolyamat nem működhetne és az eddigiekben még nem említettük. Ezek a következők: L égési levegő; I: kazán leiszapolás; PV: pótvíz. Természetesen a korábban már említett hőáramok a nekik megfelelő közegáramokat (tüzelőanyag, füstgáz hűtővíz) is reprezentálják.

115


. QH,v . Qtüa

H1

H2

T2

T1

V

PKE

. Qbe

PT,t L I

Pε K1

. Qel PV

P

F

K2

. QF 3—21. ábra. Gőzerőmű technológiai modellje

3.4.2. Erőművi hőkapcsolások Természetesen az egyes erőművek hőkapcsolásai nem írhatók le az eddigiekben ismertetett egyszerű modellekkel. Annak érdekében, hogy részletesebb képet kapjunk az erőművek működéséről és belső felépítéséről tekintsük át a magyar villamosenergiarendszerben üzemelő néhány blokk egyszerűsített hőkapcsolását. 3.4.2.1. A Láng-BBC 215 MW-os kondenzációs blokk

Az elsőnek vizsgáljuk meg az erőműrendszerben legnagyobb számban előforduló (a Dunamenti Erőműben 6, a Tiszai Erőműben 4) Láng-BBC 215 MW-os kondenzációs blokkot, melynek egyszerűsített hőkapcsolását a 3—22. ábra mutatja. Nagymértékben hasonlít e kapcsolásra a Mátrai Erőmű 2 db. 200 MW-os blokkja is. Az ábrán alkalmazott jelölések a következők: SZF: gőzturbina szabályozó fokozata; NNYT: nagynyomású turbinarész; NKNYT: nagy középnyomású turbinarész; KKNYT: kis középnyomású turbinarész; KNYT: kisnyomású turbinarész; FCSZ: főcsapadékszivattyú; E1..E3: kisnyomású tápvízelőmelegítők; GTT: gáztalanítós táptartály; FTSZ: főtápszivattyú; TT: tápturbina; TTK: tápturbina kondenzátor; TTSZ: tartalék tápszivattyú; E5..E7: nagynyomású tápvízelőmelegítők; ÚH: újrahevítő.

116

AZ ERŐMŰ STRUKTURÁLIS FELÉPÍTÉSE ÚH

SZF

NNYT

KKNYT

KNYT

NKNYT

E7

E6

E5

GTT E3

TTSZ FTSZ

TT E2

FK TTK

E1

FCSSZ

3—22. ábra. A 215 MW-os kondenzációs gőzkörfolyamat egyszerűsített hőkapcsolása

Az erőmű kazánja természetes cirkulációjú, egy dobos, membránfalas, fenékégős, nyomott tűzterű, füstgáz-elszívóventilátor nélküli, befecskendezéses frissgőz hőmérséklet szabályozású, füstgáz recirkulációs újrahevített gőz hőmérséklet szabályozású, Ljungström léghevítős, szabadtéri építésű berendezés, könnyű-kénes fűtőolaj, gudron és földgáz eltüzelésére. A kazán névleges gőzparaméterei: tömegáram: 186 kg/s (670 t/h), nyomás a túlhevítő után: 170 bar, hőmérséklet 545 °C. Az újrahevített gőz mennyisége 171 kg/s (616 t/h), nyomása az ÚH előtt 38 bar, utána 36 bar, ÚH gőz hőmérséklete 545 °C, a belépő tápvíz hőmérséklete 250 °C.

117


A Láng-BBC újrahevítéses turbina névleges teljesítménye 220 MW, optimális teljesítménye 190 MW, túlterhelhetőségi határteljesítménye 235 MW, fordulatszáma 3000 1/min. Gőzhőmérséklet a turbina főgőzszelep előtt 540 °C, nyomás 168 bar. Gőznyomás az ÚH előtt a turbina kilépő csonkjánál 39,1 bar. A tápturbinás hajtású főtápszivattyú névleges-maximális teljesítménye 6 MW. Ennek kieséses esetén üzembe lép egy 80 % teljesítményű villamos hajtású tápszivattyú, ekkor a blokk teljesítménye is 80 %-ra csökken. A tápvízelőmelegítő rendszert a turbina 7 szabályozatlan megcsapolása látja el gőzzel. A kondenzátor alkalmas a kondenzátorba jutó, maximálisan 128 kg/s (460 t/h) mennyiségű gőz lecsapatására, valamint beépített gáztalanítóval kb. 25 t/h póttápvíz és a 470 t/h össz-kondenzátum vagy 70 t/h póttápvíz és 441 t/h össz-kondenzátum gáztalanítására. A kondenzátort hűtő víz néveleges mennyisége 26400 m3h, maximális mennyisége 33000 m3/h, minimális mennyisége 20000 m3/h, maximális felmelegedése 15 °C. A kondenzátornyomás maximális értéke 0,1362 bar. 3.4.2.2. A VVER-440 atomerőművi blokk

A VVER-440-es reaktor névleges termikus teljesítménye 1375 MW. Minden blokk két-két 220 MW névleges villamos teljesítményű telített gőzös turbinát tartalmaz. A blokkokra telepített gőzturbinák, az 1. blokkét kivéve, azonos felépítésűek. A blokk két turbináját hat — a primer-és szekunderkört összekötő — gőzfejlesztő látja el telített gőzzel. A három gőzfejlesztőt és egy gőzturbinát tartalmazó fél szekunderkör egyszerűsített hőkapcsolási sémáját a 3—23. ábra szemlélteti. A következőkben közölt szekunderköri paraméterek névleges értéket jelentenek, és egy turbinára vonatkoznak. A gőzfejlesztőkből kilépő 47 bar nyomású telített állapotú, a kilépésnél legfeljebb 0,25 % nedvességet tartalmazó frissgőz a főgőzvezeték-rendszeren keresztül jut el a turbinához. A turbina előtt négy főgőz-és négy szabályozó szelep helyezkedik el. Mivel a főgőzvezeték-rendszerben a gőz viszonylag hosszú utat (kb. 100 m-t) tesz meg, továbbá a nem túl nagy nyomás miatt nagy a fajtérfogata, nagy a tömegárama, így a főgőzvezeték áramlási ellenállása — a nagy átmérő ellenére — igen jelentős. Névleges üzemben a nyomásesés a főgőzvezetékben eléri a 2..3 bar-t, így a gőznyomás a főgőzszelep előtt 44 bar, a gőz nedvességtartalma pedig — elsősorban a fojtás miatt — 0,5% körüli érték. A turbina gőznyelése — a kis hőesés miatt — igen nagy, mintegy 1455 t/h. A turbina egy nagynyomású és két kettős kiömlésű kisnyomású turbinaházból áll. A megcsapolások száma 8. Két párhuzamosan elhelyezett, frissvízhűtésű kondenzátort, öt kisnyomású, három nagynyomású tápvízelőmelegítőt és egy gáztalanító-táptartály egységet tartalmaz a szekunderkör. A nagy- és kisnyomású turbinaház között két párhuzamosan kapcsolt cseppleválasztó-újrahevítő egység biztosítja, hogy az expandáló gőz nedvességtartalma a legutolsó kisnyomású turbinafokozat után se lépje túl a megengedett értéket. Az újrahevítés kétlépcsős, az első lépcsőben csapolt gőz, a másodikban frissgőz segítségével történik a munkagőz újrahevítése. Az állandó nyomású gáztalanító fűtése nagyobb terhelésen a harmadik, alacsony terhelésen a nagyobb nyomású második nagynyomású megcsapoláson vett gőzzel történik. A kondenzátorokból kilépő csapadékot két párhuzamosan kapcsolt kondenzvíz szivattyú, a táptartályt elhagyó 118


tápvizet ugyancsak két párhuzamosan kapcsolt tápszivattyú keringteti. A tápvízelőmelegítés véghőmérséklete 221 °C. A 3—23. ábrán alkalmazott jelölések magyarázata: GF: gőzfejlesztő; KSZ: könyökszeparátor; CS: cseppleválasztó; TH1..TH2: túlhevítő; CSUH: cseppleválasztóújravehítő egység; NNY: nagynyomású turbinarész; KÖNY: középnyomású turbinarész; KINY: kisnyomású turbinarész; K: kondenzátor; FCSSZ: főcsapadék szivattyú; KT: kondenzátum-tisztító; E1..E5: kisnyomású tápvízelőmelegítők; GTT: gáztalanító és táptartály; FTSZ: főtápszivattyú; E6..E8: nagynyomású tápvízelőmelegítők. A 3.1.2. szakaszban összehasonlítottuk a túlhevített és telített gőzös körfolyamat gőzáramát egyszerű felépítésű, reverzibilis körfolyamat esetére. Akkor kb. 1,5-szeres gőzáramot számítottunk ki a telített gőzös körfolyamatra. Valós viszonyok (újrahevítés, tápvízelőmelegítés, irreverzibilis expanzió) mellett ez az arány 2,2. KSZ

CSUH KSZ

CS

TH1

NNY

TH2

KÖNY

KINY

GF 3 db

pótvíz 2 db K

Leiszapolás

3 db FCSSZ KT E8

E7 E6

E5

E4

E3

E2

E1

GTT 5 db FTSZ

csúcs

alap

fűtési hőcserélők

város felé

3—23. ábra. A VVER-440 atomerőmű gőzkörfolyamatának egyszerűsített hőkapcsolása

3.4.2.3. Korszerű kondenzációs blokk

A mátrai erőműbe tervezett szuperkritikus lignittüzelésű egység kapcsolási vázlatát, melyen a főbb pontok paramétereit is feltüntettük a 3—24. ábra, míg a körfolyamat T— s diagrambeli képét a megcsapolási gőzjellemzők feltüntetésével a 3—25. ábra mutatja. A blokk főbb jellemzői: Generátor kapocsteljesítmény: Frissgőz nyomás a kazán után a turbina előtt

500 MW 262 bar 250 bar

119


Frissgőz hőmérséklet a turbina előtt Frissgőz tömegáram ÚH gőz nyomása a turbina előtt ÚH gőz hőmérséklete a turbina előtt Tápvíz hőmérséklet a kazán előtt Kondenzátor nyomás Éves átlagos hatásfok 250

60

560

580 3

1 378,2

560 °C 378 kg/s 60 bar 580 °C 280 °C 0,055 bar 41,8 %

346,9

3368

3609

P = 500 MW

11,98 318,3

282 12

378,2

1238

33,8

36,6

4 18,9

338

6,32

6

486

253

0,055

7 3118

15,8

2953

0,887 11

236,4

3421

2292

0,269

0,929 10

13,3

2455

0,772

0,968 9

6,926 64,5 346 2 339,4 3022

19,9

2592

405 5

11,56

3258

p, bar

. m, kg/s

t, °C / x, kg/kg h, kJ/kg 2,628

164,3 8

9,32

2794

3—24. ábra. A mátrai erőműbe tervezett 500 MW-os kondenzációs blokk hőkapcsolása

A hőforrás egy Benson építésű, szénportüzelésű toronykazán, mely 130 magas. A kazánt tüzelőanyaggal 8 db. páraleválasztós ventilátormalom szolgálja ki. A szénport olajégőkkel gyújtják be. A füstgázt 99,9 % leválasztási fokú elektrofiltereken vezetik keresztül, majd így kerül a kéntelenítő berendezésbe, majd a nedves hűtőtornyon, mint kéményen keresztül a szabadba. A kondenzációs gőzturbina háromházas, újrahevítéses, nyolc előmelegítő megcsapolással a hőkapcsolás szerinti paraméterekkel. A turbinát kialakítása alkalmassá teszi csúszóparaméteres indításra. A kondenzátor névleges adatai: belépő vízhőmérséklet 18 °C, kilépő vízhőmérséklet 28 °C, hűtővíz térfogatáram 51 000 m3/h. A blokk minimális teljesítménye a névleges teljesítmény 40 %-a. A terhelésszabályozás a 40..100 % tartományban lehetséges 4 %/min sebességgel. Gyors primerszabályozással 105 %-ig terjedő túlterhelés is lehetséges évenként legfeljebb 40 h időtartamban.

120

HŐFORRÁSOK ÉS SEGÉDBERENDEZÉSEIK

600 °C

1

3

500

4

t 5

400

6

2 300

12

7

200 8 100

9 10 11

0 0

1

2

3

4

5

6

7

8

9 s

10 kJ/(kgK)

3—25. ábra. A 3—24. ábra szerinti kapcsolás körfolyamat

3.5. Hőforrások és segédberendezéseik Ebben az alfejezetben áttekintjük az erőművek tüzelőanyag ellátásával kapcsolatos feladatokat. Elkészítjük a kazánberendezés energetikai modelljét, ismertetjük a kazánhatásfok meghatározási módszerét, bemutatjuk annak terhelésfüggését. Ismertetjük az erőművekben előforduló kazánberendezések egyes jellegzetességeit. Bemutatjuk a kazánt kiszolgáló főbb berendezéseket: levegő és füstgázventilátorok, salak- és pernyeeltávolító berendezések. Külön foglalkozunk az atomerőművek egyes kérdéseivel, úgymint üzemanyag-ciklus, reaktortípusok, gőzfejlesztő kialakítások.

3.5.1. Tüzelőanyag ellátás A tüzelőanyag ellátó berendezések és az erőmű tüzelőanyag felhasználásának vizsgálatával kapcsolatban a tüzelőanyag-fogyasztás két értékét kell megállapítanunk, mégpedig – a pillanatnyi, adott üzemi paraméterekhez, terhelési állapothoz tartozó, valamint – valamely időtartamra vonatkoztatott átlagos

tüzelőanyag felhasználást. A hagyományos hőerőmű pillanatnyi tüzelőanyag fogyasztása a mtüa = PKE

q KE . Hü

(3.84)

121


A pillanatnyi tüzelőanyag fogyasztás maximumát, melyet a legkisebb tüzelőanyag fűtőértéket és legnagyobb terhelést figyelembe véve határozunk meg, csúcsfogyasztásnak nevezzük, azaz mtüa,cs = PKE,cs

q KE,cs . H ü,min

(3.85)

Az átlagos tüzelőanyag fogyasztás hasonlóképpen számítható az egyes tényezők átlagértékét figyelembe véve, tehát mtüa = PKE

q KE,cs . Hü

(3.86)

A tüzelőanyag ellátó berendezéseknek tehát úgy kell működniük, hogy az erőmű által igényelt mennyiségű tüzelőanyagnak mindenkor rendelkezésre kell állnia, továbbá a biztonságos üzemvitel érdekében kellő nagyságú tartalékkal kell rendelkeznie a szállítás kiesésének esetére. A hagyományos hőerőművekben felhasznált tüzelőanyag lehet – valamely szénféleség (lignit, barnaszén vagy feketeszén); – olaj (pl. olajfinomítók lepárlási maradéka: gudron, pakura, ill. gázturbinák esetében fűtőolaj); – földgáz.

Annak érdekében, hogy képet kapjunk a szállítandó tüzelőanyagok mennyiségéről, számítsuk ki a különböző erőművek átlagos tüzelőanyag felhasználását. Legyen a vizsgált erőmű (átlagos)teljesítménye PKE = 100 MW. A hatásfok megállapításánál már figyelembe kell venni azt, hogy annak értéke függ a felhasznált tüzelőanyag minőségétől — elsősorban fűtőértékétől —, vagyis minél alacsonyabb a fűtőérték, annál rosszabb a hatásfok is. A számítás kiinduló adatait és eredményeit a 3—1. táblázat tartalmazza. 3—1. táblázat. Tüzelőanyag felhasználások összehasonlítása Tüzelőanyag fajta lignit (Visonta) barnaszén (átlagos) feketeszén (Komló) nehéz fűtőolaj (pakura) földgáz

Fűtőérték, MJ/kg 6,25 15,5 24,3 39,6 47,0

Erőmű hatásfok, % 34 35 35 37 39

Tüzelőanyag áram, kg/s 47,05 18,43 11,76 6,83 5,46

Tehát például egy 400 MW teljesítményű, 7000 h/a kihasználási óraszámú lignittüzelésű erőmű esetén, éves szinten 4,74 millió tonna üzemanyagot kell mozgatni. A továbbiakban részletesen megvizsgáljuk a felsorolt tüzelőanyag szállításával és tárolásával kapcsolatos feladatokat és eszközöket. Nyilvánvaló, hogy a legtöbb feladatot a szénféleségek fogják okozni, hiszen ezek fűtőértéke a legkisebb, valamint jelentős mennyiségű hamut és nedvességet tartalmaznak, minek következtében ezek esetén kell a legnagyobb tömegeket mozgatni. Ebből következik, hogy széntüzelésű erőművet csak a szénkitermelés telephelyének közvetlen közelében érdemes telepíteni. Amennyiben nagy fűtőértékű (alacsony hamu és nedvesség és kéntartalmú) szén olcsó szállítási megoldással áll rendelkezésre, akkor gazdaságilag megfontolható az erre alapozott erőmű létesítése.

122


3.5.1.1. Szénellátás

Az erőmű szénellátó berendezései a következő részekből épülnek fel: – külső szállítási útvonal a bánya és az erőmű között, – szénfogadó berendezések az erőmű területén, – szénelőkészítő berendezések (keverő és törőmű) a tüzelőberendezés (szénőrlő malom és kazán) előtt, – belső szállítási útvonal az előkészítő és a tüzelőberendezés között, – segédberendezések (mennyiségmérők, mintavételezők stb.).

Az egyes szállítási útvonalak megtervezésekor más-más mennyiségeket kell alapul venni. A külső szállítási útvonalra, a szénfogadó és esetenként a szénelőkésztő berendezésre a bánya által szállított legnagyobb mennyiség az irányadó. A tüzelőanyag fogyasztás üteme általában nem azonos a szállításéval, ezt a különbséget az erőmű tárolókapacitása egyenlíti ki. A belső szállítási útvonalak és a szénelőkészítő berendezések teljesítőképességét a csúcsfogyasztással kell összhangba hozni, olyan módon, hogy a teljes napi szénmennyiséget eljuttassák a kazánhoz. A szénszállítás a bánya és az erőmű között történhet – vasúti kocsikban, egyes kocsirakományként, vagy célvonatként, ekkor, tekintettel a nagy mennyiségekre, megfelelő fogadóállomást kell kialakítani, ami lehetővé teszi egyszerre több vasúti kocsi gyors kiürítését; – hajón (ebben az esetben gondoskodni kell a téli szénmennyiség tárolásáról); – sodronykötélpályán (közepes távolságokon, kb. 1,5..12 km-en belül); – függősínpályán, a sodronykötélpályákkal azonos szállítási távolságon; – szalagművekkel rövid, néhány kilométeres távolságokra; – csővezetékben (Ebben az esetben a szenet a feladás helyén finomra őrlik, majd 1:1 arányban vízzel zagyot képeznek és ezt nyomják a csővezetékbe. Az érkezés helyén a zagyot először ülepítik, majd a besűrűsödött iszapot füstgáz segítségével szárítják, végül a száraz szénport vezetik az erőmű tüzelőanyag előkészítő rendszerébe.)

Az erőműbe érkező szenet megfelelő módon tárolni kell, erre a célra a különféle széntárolók (hombárok) szolgálnak. A tárolók feladata kettős: egyrészt biztosítani az ún. törzskészletet, mely kiegyenlíti az erőmű téli és nyári fogyasztása közötti eltérést, másrészt az ún. forgókészlet segítségével fenntartani a folyamatos üzemvitelt arra az esetre, ha – zavar áll be a szénellátásban időjárási viszonyok vagy forgalmi akadályok következtében, – a napi szénfogyasztásban ingadozás lép fel (pl. munkaszüneti nap), – a naponta beérkező szén mennyisége ingadozik.

A tárolóban lerakott szén minősége a tárolási idő függvényében romlik (az illó rész eltávozása, lassú oxidációs folyamatok). Egyes szénfajtáknál (fiatal barnaszenek) az

123


öngyulladásra is hajlamosak, ezért gondoskodni kell a szén tartósításáról. Ezt elvben két módon tehetjük meg: megakadályozzuk, hogy a szén oxigénnel kerüljön érintkezésbe vagy éppen ellenkezőleg, intenzív légáramlást biztosítva elvezetjük a lassú oxidációs folyamatok során keletkező hőt. Az oxigéntől való elzárás hatásos módszere a szén vízzel való elárasztása. Az eljáráshoz nagyméretű medencéket kell létesíteni, ami jelentősen megnöveli a költségeket, a felhasználás előtt a szenet megfelelő mértékben ki kell szárítani, ami jelentős energiafelhasználással jár. Mindemellett problémákat okoz a víz alatt szétporló szén felhasználása is. Száraz eljárások során a viszonylag vékony rétegekben (0,5..0,75 m) lerakott szenet folyamatos hengerléssel tömörítik, hogy a szemcsék közül kiszorítsák a levegőt, valamint megakadályozzák friss levegő bejutását. Az így létrejövő szénrakást garmadának nevezik. A tapasztalat azt mutatja, hogy az öngyulladás a garmada szélén jön létre ezért célszerű minél nagyobb garmadákat rakni, és azokban folyamatosan ellenőrizni a hőmérsékletet. Ugyancsak ügyelni kell arra, hogy különböző szénfajták ne keveredjenek, mert ez az öngyulladásra való hajlamot növeli. Egyes esetekben, ha a tömörítés nem jelent elegendő védelmet az oxigén beszivárgása ellen, a garmadát aszfalt- vagy agyagréteggel vonják be. A bányákból beszállított szén nem mindig alkalmas a közvetlen felhasználásra, ezért azt bizonyos mértékben elő kell készíteni. Az előkészítés egyrészt a szemcseméret homogenizálását, másrészt a nedvességtartalom csökkentését jelenti. A bányákból az erőműbe kerülő szén, amennyiben azt a bányában méret szerint nem osztályozzák, igen változó szemcsenagyságú lehet (a porszéntől kezdve a 300..400 mm nagyságú darabokig). A nagyobb darabok zavart okozhatnak az erőmű szénszállító berendezéseiben, ezért szükséges, hogy ezeket a darabokat kisebb részekre aprítsák. Ennek megfelelően az erőművet törőművel kell ellátni. A törőművekben a méretcsökkenés általában 1:5, 1:6 arányú. Amennyiben ennél nagyobb arányú aprításra van szükség, akkor két, vagy többfokozatú aprítást kell alkalmazni. Lignittüzelésű erőművekben külön gondoskodni kell a fás szerkezetű, nehezen törhető részek kiválasztásáról. A frissen kitermelt szén nedvességtartalma a szén korától, származási helyétől és egyéb körülményektől függően igen tág határok között változhat. Így például amíg a mecseki szenek nedvességtartalma 5..8 % között mozog, addig a mátrai lignitek nedvességtartalma elérheti a 40..50 %-ot is. A szénportüzelésű kazánok szénőrlő berendezéseiben a szén mindig veszít valamennyit a nedvességtartalmából, de esetenként célszerű külön szénszárító berendezést létesíteni. A szénszárítás történhet gőz- és füstgázfűtésű berendezésekben. A szárított szenet, annak öngyulladásra való fokozott hajlama miatt, rövid időn belül el kell tüzelni. A szénszárító berendezések meglehetősen költségesek, ezért alkalmazásukra csak különösen indokolt esetben kerülhet sor. Magyarországi erőműben nincs külön beépített szénszárító berendezés. A mátrai erőműben felhasznált lignit szárítása a füstgázzal fűtött ventilátormalomban történik. Előfordul olyan eset, amikor az erőmű egymástól lényeges eltérő fűtőértékű tüzelőanyagot használ fel. Annak érdekében, hogy a kazánban a fűtőérték ingadozás ne okozzon tüzelési problémákat, a különböző szeneket egymással keverni kell. Ez a keverés történhet, úgy, hogy a különféle szénfajtákat külön-külön homárokba töltik, majd ezekből egy közös keverő-szállítószalagra adagolják a szenet.

124


3.5.1.2. Fűtőolajellátás

Az olajtüzelésű erőművek tüzelőanyag-szállító és tároló berendezéseinél a rendszer és a tüzelőberendezés határa már nem jelölhető meg olyan élesen, mint a széntüzelésű erőművek esetén. A fűtőolaj tárolására és szállítására szolgáló berendezések kialakítása nagymértékben függ a fűtőolaj minőségi jellemzőin kívül a tüzelési rendszertől, ill. az alkalmazott égőfajtától. A fűtőolajellátó rendszer elemei a következők: – külső szállítási útvonalak (hasonlóan a szénerőművekhez); – olajfogadó állomás (lefejtőberendezés, tartályok); – belső szállítási útvonalak és tárolóberendezések; – segédberendezések (szivattyúk, szűrők, biztonsági berendezések stb.).

A fűtőolaj szállítása történhet – vasúton egyes kocsikban vagy irányvonatként; – közúton, de csak kivételesen indokolt esetben; – vízi úton; – csővezetékben.

Az erőművekben általában felhasznált nehéz fűtőolaj kb. 70..100 °C-on lesz olyan mértékben cseppfolyós, hogy gazdaságosan szivattyúzható, ezért mind a szállító tartályokat, mind pedig az olajfogadó állomás elemeit (csővezeték, tárolótartály stb.) megfelelő fűtéssel kell ellátni, ugyankkor gondoskodni kell a fűtésre használt gőz kondenzátumának elvezetéséről. A csővezetékben történő szállítás a nagy mennyiség és a biztosítandó hőmérséklet miatt, csak viszonylag kis távolságon — néhány kilométer — belül gazdaságos. A nehéz fűtőolajakat rendszerint álló hengeres, 1000..10000 m3 névleges tárolótérfogatú tartályokban tárolják. Feltöltésük — ahol megfelelő iparvágány van kiépítve — vasúti tartálykocsikból történik. A 3—26. ábra egy vasúti lefejtő elvi sémáját mutatja be. Az erőmű folyamatos üzemének biztosítása érdekében megfelelő nagyságú olajmennyiséget kell tároljon. Tárolásra általában olyan olajféleséget kell választani, melynek dermedéspontja lehetőleg alacsony. A tárolótartályokat hőszigeteléssel kell ellátni, valamint folyamatos fűtéssel gondoskodni kell arról, hogy az olaj mindvégig szivattyúzható állapotban maradjon. A tárolási állapotot az alábbiak szerint kell meghatározni: a) a tárolt fűtőolaj hőmérséklete dermedési és a lobbanási hőmérséklet között lehet (biztonsági okokból lobbanáspontig soha nem melegítik fel, valamint a 0,5 %-nál nagyobb víztartalom esetén a felhabzás veszélyen miatt a tárolási hőmérsékletet nem emelik 95 °C fölé); b) valamennyi szivattyú zavartalan működéséről gondoskodni kell; c) ha az olaj vizes, akkor azt a tartályból való kilépésnél, a szivattyú szívócsonkjánál legalább az olajhőmérséklethez tartozó víz telítési nyomáson kell tartani a kavitáció elkerülése végett.

125


Vasúti tartályok

Fűtőgőz

Gőzelosztó

1. tartály

Töltő szivattyúk 2. tartály

3—26. ábra. Vasúti olajlefejtő állomás

3.5.1.3. Gázellátás

A gáztüzelésű erőművek tüzelőanyagellátó rendszerének kiépítése meglehetősen egyszerű, általában egy gázfogadó-nyomáscsökkentő állomás kiépítését jelenti, melyet mérő- és biztonsági berendezésekkel látnak el. A csatlakozás a nagynyomású gázhálózatra történik, ahol is tárolásról általában a gázszolgáltató gondoskodik.

3.5.2. Kazánok és segédberendezéseik Ebben a szakaszban áttekintjük az erőművi gőzkazánok alaptípusait, valamint azok felépítését és működését. Elvégezzük a kazán energetikai elemzését, megvizsgáljuk a kazánhatásfoknak a terheléstől és egyéb paraméterektől való függését. A teljesség igénye nélkül számba vesszük a kazánt kiszolgáló berendezéseket, úgymint: tüzelőberendezések, égési levegő és füstgázventilátorok, salak- és pernyeltávolítóberendezések, valamint kémények. 3.5.2.1. Alapfogalmak, energetikai jellemzők

Az erőművi kazánokban végbemenő gőzfejlesztési folyamat két fő részre osztható: a tüzelőanyag kémiailag kötött energiáját a tüzelőberendezések hővé alakítják, majd a kazán fűtőfelületein keresztül ez a hő gőzfejlesztésre fordítódik. A gőzkazánba vizet (előmelegített tápvizet) táplálunk be, és túlhevített állapotú gőzt vezetünk el.

126


A gőzfejlesztő berendezésben tehát a tápvizet először fel kell melegíteni a nyomásának megfelelő hőmérsékletre, a felmelegített folyadékot teljes egészében el kell gőzölögtetni, majd a telített állapotú gőzt túl kell hevíteni. A nyomás növelésével a nő a folyadék felmelegítésekor és túlhevítéskor közlendő hő aránya, míg a párolgásra fordított hőmennyiség aránya csökken. A kritikus nyomásnál nagyobb nyomásokon a csak a folyadékmelegítésre és túlhevítésre kell hőmennyiséget fordítani. A korszerű erőművek általában újrahevítéses (egyszeres, ill. kétszeres) gőzkörfolyamattal rendelkeznek. A három (kettő, négy) rész-hőmennyiségnek megfelelően kell kazánberendezés fűtőfelületeinek méretét és elrendezését megtervezni. A kazánok energetikai elemzéséhez induljunk ki a 3—27. ábra mutatta vázlatból, mely nem más, mint a 3—21. ábra szerinti erőmű technológiai séma H2 alrendszere. A kazán legfontosabb jellemzője a kazánhatásfok, mely nem más, mint a munkaközeggel távozó, a gőzkörfolyamat szerinti bevezetett hőáram és a kazánba a tüzelőanyaggal és az égési levegővel bevitt hőteljesítmény aránya, azaz ηK =

Qbe . Qtüa + Qlev

(3.87)

A tüzelőanyaggal bevitt hőteljesítmény a Qtüa = mtüa ( H i + htüa ) ,

(3.88)

míg az égési levegővel bevezetett hőáram a Qlev = mlevhlev

(3.89)

összefüggéssel számítható ki. A tüzelőanyag entalpiája által meghatározott hőteljesítményt szilárd tüzelőanyagoknál általában elhanyagolják. A levegővel bevitt hőteljesítmény csak akkor kell figyelembe venni, ha azt idegen közeg vagy berendezés (pl. hőhasznosító kazán, gőzfűtésű levegő előmelegítő) melegíti elő. Az ismertetett közvetlen (direkt) módszeren kívül a kazánhatásfokot közvetett (indirekt) módon is meghatározhatjuk. Vezessük be a ∑ QK,v össz-kazán hőveszteséget. Ebben az esetben a tüzelőanyaggal bevitt hőáram egyrészt a gőzkörfolyamatba bevitt hőteljesítményben, másrészt a veszteségekben jelenik meg, azaz 1=

Qbe + QK,v . Qtüa + Qlev

(3.90)

Vezessük be a kazánveszteség-tényezőt, melynek összegét a

∑ QK,v ∑ ξK = Qtüa + Qlev

(3.91)

összefüggéssel definiáljuk.

127


sugárzási és egyéb veszteségek

QK,fg füstgázveszteség túlhevített gőz újrahevített gőz kilépés

Qtüa tüzelőanyaggal bevitt hőteljesítmény

Qlev égési levegővel bevitt hőteljesítmény

gőz belépés

Qbe hasznos hőteljesítmény

belépő tápvíz KAZÁN HATÁR

leiszapolás

3—27. ábra. A gőzkazán (H2 alrendszer) energiaáramai

A veszteségek két fő csoportra bonhatók. A tüzelőberendezés veszteségei: – szilárd halmazállapotú elégetlen tüzelőanyag, – gáz halmazállapotú elégetlen tüzelőanyag, – lebegő állapotban a füstgázokkal a kéményen keresztül távozó tüzelőanyag – salakkal elvitt hő.

A fűtőfelület egyik vesztesége az a hő, melyet elveszítünk annak következtében, hogy a füstgázokat nem tudjuk a környező levegő hőmérsékletére lehűteni elsősorban a korrózióveszély miatt. Ezt nevezzük füstgázveszteségnek. A füstgázokban — gáztüzelés kivételével — a kén égéstermékeként megjelenő SO2 és SO3 a vízgőzzel H2SO3-at (kénessavat), ill. H2SO4-et (kénsavat) alkot. A savgőz kondenzációjának kezdete (savharmatpont) kb. 140 °C, ezért a távozó füstgázok hőmérsékletét nem engedjük 160 °C alá csökkenni. A másik veszteségforrás a kazán külső felületén a környezet felé leadott hőáram, melyet sugárzási veszteségnek neveznek, pedig válójában konvektív úton távozó hőáramról van szó. Pontosabb elemzéseknél a leiszapolt vízmennyiséggel elvitt hő a kazán hasznos hőteljesítményébe számítandó be. Mindezek alapján a kazán hatásfoka a veszteségtényezőkkel is kifejezhető a ηK = 1 − ∑ ξK,v = 1 − ξK,fg − ξK,é − ξK,sug

128

(3.92)


egyenlet szerint. Ebben a kifejezésben ξK,fg a füstgáz, ξK,é a tüzelőberendezés összes, míg ξK,sug a sugárzási veszteségeket jelöli. Állandósult üzemállapotban az egyes veszteségek, így a kazán hatásfoka a terhelés függvényében változnak. Ez a változás az optimális (maximális) kazánhatásfok környezetében igen kismértékű, de nagyobb terhelésváltoztatás esetén az egyes veszteségek jelentős mértékben változhatnak.

veszteségek, hatásfok, %

ηK 1..2 %

ξK,fg

ξK,é

ξK,sug 20

terhelés, %

80

100

120

3—28. ábra. Kazánhatásfok és veszteségek a terhelés függvényében

A 3—28. ábra mutatja a veszteségek és hatásfok változását a terhelés függvényében. A tüzelési veszteségek ( ξK,é ) nulla teljesítménytől egészen a túlterheléses állapotig lineárisnál jobban növekednek, melyet a terhelés növekedésével együtt járó rövidebb tartózkodási és nagyobb koncentráció okoz. A sugárzási veszteség ezzel szemben a terhelés növekedésével rohamosan csökken. Ennek az a magyarázata, hogy a kazán külső falának hőmérséklete a jelentős hőszigetelés miatt csak igen szűk határok között ingadozik, miközben a teljesítmény igen széles tartományban változik. Ebből következik, hogy az abszolút értékben közel állandó sugárzási veszteségnek a kazánba bevitt hőteljesítményre vonatkoztatott értéke jelentősen csökken a terhelés növekedésével. A füstgázveszteség közel monoton növekszik a terhelés függvényében. A névlegestől eltérő terhelési állapotokkal részletesebben a 3.13. alfejezetben foglalkozunk a későbbiekben. Csak illusztrációképpen vizsgáljuk meg a már említett 215 MW-os blokk kazánüzemének részletesebb felépítését, melyet a 3—29. ábra mutat. Olajtüzelés esetén az olajelőmelegítéshez, valamint annak a tűztérbe való beporlasztásához a frissgőzvezetékből vesznek el túlhevített gőzt. A kazánból leiszapolt nagynyomású tápvizet két fokozatban gőzölögtetik ki, a nagynyomású az E7 előmelegítőt, a kisnyomású a GTT-t és a levegőelőmelegítőt fűtő csapolási gőzvezetékek nyomására. A frissgőz hőmérsékletének szabályozása közvetlenül a kazán előtt vett tápvíz

129


befecskendezésével történik. Az újrahevített gőz hőmérsékletét a főtápszivattyú megcsapolásáról vett alacsonyabb nyomású tápvíz befecskendezésével végzik el. Füstgáz Gőzhőmérséklet szabályozók

ÚH melegág újrahevítő

ÚH hidegág frissgőzvezeték

túlhevítő dob

KAZÁN fűtőgőz 4. megcsapolásról lelúgozás

elgőz. TÜA

Levegő előmelegítő ( ) Égési levegő csapadék

vízhevítő

Kigőzölögtetés 7. megcsapolásra Kigőzölögtetés 4. megcsapolásra

olajelőmelegítés

Tápvíz FTSZ megcsapolásról

Tápvíz

Kigőzölögtetők

lúghűtőbe

3—29. ábra. A 215 MW-os blokk kazánüzemének elvi felépítése (olajtüzelés)

3.5.2.2. Kazánszerkezetek

A gőzkazánok szerkezeti kialakítását a kazánból kiadott gőzáramon, annak nyomásán és hőmérsékletén, a kazánba érkező tápvíz hőmérsékletén kívül számos egyéb tényező befolyásolja. Lényeges szerepet játszik a rendelkezésre álló tüzelőanyagok minősége, ill. a tüzelőberendezés típusa, az elérni kívánt kazánhatásfok, a rendelkezésre álló hely nagysága, a fogyasztás jellege, a tápvíz egyéb jellemzői. Ebből következően meglehetősen nehéz osztályozási szempontokat találni a kazánberendezések csoportosításához. Az egyik legjobban alkalmazható rendezőelv a kazán víztöltete. A legegyszerűbb felépítésű és ugyanakkor legrégebbi típus a nagyvízterű kazán (3— 30. ábra). A nagyvízterű kazánok közös jellemzője a viszonylag nagy átmérőjű kazándob. A fűtőfelületet egy-két nagyobb átmérőjű cső (lángcső) vagy több kisebb átmérőjű csőből kialakított csőköteg, az ún. füstcső, ill. a kettő kombinációja adja. A lángcsőben helyezik el a tüzelőberendezést (széntüzelésnél a rostélyt, gáz és olajtüzelésnél az égőket). A dob falvastagsága a dobátmérővel és a gőznyomással arányosan növekszik, ugyanakkor a doblemez vastagságának technológiai korlátja van, ezért a nagyvízterű kazánok csak korlátozott üzemnyomásra építhetők.

130

HŐFORRÁSOK ÉS SEGÉDBERENDEZÉSEIK víztér

lángcső

tüzelőanyag és égési levegő ellátás

3—30. ábra. Nagyvízterű kazán felépítése

A kazánüzemben jelentkező terhelésingadozás során a gőzelvétel hirtelen megnövekedését nem tudják tüzelési teljesítménnyel, így a gőzfejlesztés mennyiségének növelésével követni. Az ennek következtében beálló egyensúlybomlás gőznyomás-csökkenésben jelentkezik. A nyomáscsökkenés következtében előálló entalpiacsökkenésnek megfelelő hőmennyiség a kazánban lévő víz egy részének elgőzölögtetésére fordítódik. Ez a folyamat fordítva is igaz, azaz a gőzelvétel csökkenésekor bekövetkező nyomásnövekedés mellett a többlet tüzelőhőt folyadék állapotban tárolják. A nagyvízterű kazánok tehát rugalmasan képesek elviselni még nagyobb terhelésingadozásokat is, igénytelenek a tápvíz minőségére, egyszerű felépítésűek, kezelésük különösebb szakértelmet nem igényel. Elsősorban ipartelepeken, fűtőművekben alkalmazzák e berendezéseket. A nagyvízterű kazánok gőznyomás és teljesítmény korlátait a kisvízterű (vízcsöves) kazánok oldják fel. Ezek jellegzetessége, hogy a fűtőfelületet képező csőrendszer belsejében áramlik a víz, kívül pedig a füstgáz. A vízcsöves kazánok a vízkeringés megoldásának módja szerint lehetnek – természetes cirkulációjúak (3—31. ábra a., részlete), – kényszerkeringetésűek (3—31. ábra b., részlete) vagy – kényszerátáramlásúak (3—31. ábra c., részlete). a., kazándob

b.,

ejtőcsövek

c.,

TH

emelőcsövek

kazándob

VH

VH

sóleválasztó dob

TH

E

VH

E

TH E

gyűjtőcső

KSZ TSZ

TSZ

TSZ

3—31. ábra. Vízcsöves kazánok cirkulációs lehetőségei a., természetes cirkulációjú, b., kényszerített keringetésű, c., kényszeráramlású VH: vízhevítő (eco), E: elgőzölögtető, TH: túlhevítő, TSZ: tápszivattyú, KSZ: keringető szivattyú

131


A természetes cirkulációjú kazánoknál a tápszivattyú (TSZ) a tápvízelőmelegítőn (vízhevítő vagy eco, VH) keresztül a kazándobba juttatja a tápvizet. A kazándobból a víz az elgőzölögtető (E) csőrendszerbe jut. Amennyiben az elgőzölögtető csőrendszer teljes terjedelmében a tűztérben van elhelyezve, akkor besugárzott tűzterű kazánról beszélünk, mivel az elgőzölögtetéshez szükséges hő a tűztérben szinte teljes egészében sugárzással adódik át. A nem besugárzott kazánnak a konvektív füstgázjáratban is van elgőzölögtető felülete. A kazándobban a vízfelszín felett összegyűlő telített gőz a túlhevítőn (TH) keresztül jut el a fogyasztóhoz. A 3—31. ábrán szaggatott vonallal jelölt rész a dobvízszint szabályozást jelképezi, mellyel e jegyzetben nem foglakozunk. A természetes cirkuláció úgy alakul ki, hogy az elgőzölögtető csőrendszer emelőcsöveiben — ezek vannak a tűztérben — gőzbuborékok jelennek meg, minek következtében csökken a csőben lévő gőz-víz keverék sűrűsége. Az így kialakuló áramlást az áramlási sebesség négyzetével arányos ellenállások fékezik. Egyensúly akkor jön létre, ha e két hatásból származó nyomáskülönbség egyenlő. Az áramlás sebessége másodrendű kérdés, a legfontosabb, hogy biztosítsuk annak zavartalanságát és stabilitását. Ennek érdekében a természetes cirkulációjú kazánok viszonylag alacsony nyomásúak és kellően magas építésűek. Alacsony építés, valamint nagynyomású kazánok esetében az így kialakuló áramlás nem kellően stabil. Ezen segít a keringető szivattyú (KSZ). A kényszerített keringetésű kazánok fűtőfelületeinek kialkítása során nagyobb szabadsággal járhat el a tervező, alacsonyabb építésű, így olcsóbb kazán is megfelelő. Változatlanul megmarad a kazándob hőmérsékletrögzítő és tároló szerepe. Hátrányként jelentkeznek a beiktatott keringető szivattyúval kapcsolatos üzemeltetési problémák. A gőzkazánok szilárdsági szempontból kényes eleme a kazándob. A kazándob drágítja kazánt, ezért felmerült a gondolat, hogy dob nélküli kazánt építsenek. Ebben az esetben a kazán egycsöves, kényszerátáramlású rendszerré válik, ahol egymást követik az eddig megismert felületrészek. Ennek alapsémáját a 3—31. ábra c., részletén mutattuk be. Ezen az ábrán a gőzfejlesztő és túlhevítő felületek között egy kisméretű „kazándobot”, az ún. sóleválasztó dobot találjuk. A kényszeráramlású kazánból tehát elmarad a súlyos, vastagfalú kazándob, az elgőzölögtető csövek kis átmérőjűek, a kazán könnyebb, így olcsóbb is, ugyanakkor fokozottabb szabályozástechnikai követelményeket támaszt. Végigtekintve az eddig ismertetett kazántípusokon, azt állapíthatjuk meg, hogy a kazándob méreteinek csökkenésével, majd a dob teljes elhagyásával a kazánok víztöltete folyamatosan csökken. Ez egyrészt a berendezés hőkapacitását is csökkenti, és ha a falazat is nagy hőkapacitású épített fal helyett, membráncsőfalas, hőszigetelt kialakítású, akkor egy tüzelésoldalon igen rugalmasan viselkedő berendezéshez jutunk, amely nagy teljesítménynél is rugalmasan követi a tüzelés teljesítményének változását. Annak érdekében, hogy részletesebb képet kapjunk a kazánok belső felépítéséről és működtetéséről, tekintsük a 3—32. ábra szerinti SULZER-kazánt. A vízleválasztó tölti be a sóleválasztó szerepét, mivel a tápvízben maradó sók nagy része a vízbe koncentrálódik. A gőzhőmérséklet és tápvízmennyiség szabályozását a közbenső és véghőérzékelők biztosítják. A közbenső hőmérsékletérzékelő a tápvízmennyiséget és szükség esetén a tüzelést is befolyásolja.

132


VH

TH2 TH1 1

E

6

2 3

5

8 9

7

10 4

12

11

3—32. ábra. SULZER-kazán elvi kapcsolása VH: vízhevítő (eco), TH1-TH2: elő- és utó-túlhevítő, E: elgőzölögtető, 1: sóleválasztó dob, 2: közbenső hőmérsékletérzékelő, 3: leiszapolás, 4: tüzelés és nyomásszabályozó, 5: vízlebocsátás, 6: véghőmérsékletérzékelő, 7: gőzhőmérséklet-szabályozó, 8: nyomásszabályozó, 9: nyomáscsökkentő, 10: keringtetőszelep, 11: főtápszivattyú, 12: tápvízszabályozó

A gőzkazánok fűtőfelületei különféle korróziós hatásoknak vannak kitéve a tüzelés módjától függően. Szénportüzelés esetén ilyen folyamat a salakosodás. Ez annak következménye, hogy a szénporláng belsejében a hőmérséklet a salak lágyulási hőmérséklete fölé emelkedik, és a megolvadt salakrészecskék a hideg fűtőfelületnek ütközve ott dermednek meg. A fűtőfelületen egy ún. salakosodó réteg képződik, melynek felületén a hőmérséklet folyamatosan növekszik, miközben a vastagsága is egyre jobban nő. A tűztérben és a túlhevítőben e salaklerakódások akadályozzák a hőátadást, mert kis hővezetőképességű szigetelőréteget képeznek a fűtőfelületen. Nem jár ugyanakkor mindig hátránnyal az elsalakosodás. Az égőövben lerakódó réteg a hőmérséklet-maximumot csökkenti, így megakadályozza a fűtőfelület túlterhelését, ami vízoldali zavarokat és vízoldali korróziót idézhet elő. Olajtüzelésnél magas hőmérsékleten kivételes esetben jelentkezhet tűztér oldali korrózió, melynek feltétele a) nátriumsó és vanádium-oxid tartalom az olajhamuban, olyan arányban, mely éppen az eutektikum arányának felel meg b) legyen olyan fűtőfelületrész a füstgázáramlás útjában, mely 600 °C-nál nagyobb hőmérsékletű (pl. ilyen az 570 °C túlhevítési hőmérséklettel dolgozó kazán túlhevítőjének utolsó fokozata). Ha erre a felületre olvadt állapotban olajhamu csapódik le, akkor az rendkívüli agresszivitása miatt katasztrofális korróziót 133


okoz. Ez a korróziótípus olyannyira veszélyes, hogy azoknál az olajoknál, ahol a hamu vanádiumtartalma miatt ez a veszély fennáll, a túlhevítési hőmérséklet nem emelhető 540..550 °C fölé. Szintén veszélyt jelent a kazán leghidegebb felületein jelentkező — korábban már említett — harmatponti korrózió. A kazánok leghidegebb felülete a léghevítő, a harmatponti korrózió elkerülése érdekében nagyteljesítményű kazánoknál gőzzel fűtött levegő előmelegítőkben emelik az égési levegő belépő hőmérsékletét. Nagy kéntartalmú olajoknál nincs más segítség, mint a léghevítő felületek időszakos mosása, ill. cseréje. A szennyezőanyagok — különösen a kén- és nitrogén-oxidok — mennyiségének csökkentésére alkalmas eljárás a terjedőben lévő fluidizációs tüzelés. E berendezésekben a keletkező nitrogén-oxidok mennyisége a viszonylag alacsony hőmérséklettel, míg a kén-oxidok mennyisége adalékanyagokkal (döntően mészkővel) csökkenthető. A fliudizációs tüzelés lényege, hogy a kazánban a tüzelőanyagot gázfázisú közeg, az égési levegő, áramolja át és tartja lebegő állapotban. A gáz áramlási sebességétől, és a fliudizált réteg ellenállásától függően különböző tüzelésmódokról beszélhetünk (lásd 3—33. ábra), úgymint: – rostélytüzelés, mely szakaszban a szemcsehalmaz szemcséi nem távolodnak el egymástól, a réteg nyomásellenállása a sebesség négyzetével arányos; – nyugvó fliudágyas tüzelés, melynél egy bizonyos áramlási sebességet elérve a szemcsehalmaz fellazul, kezd a folyadékokhoz hasonlóan viselkedni, a nyomásellenállás értékét lényegében a fluidizált anyag mennyisége és sűrűsége határozza meg; – cirkulációs fliudágyas tüzelés, ahol a sebesség értékét egy bizonyos érték fölé növelve a gáz már szemcséket ragad el magával, a cirkulációs jelleget az biztosítja, hogy a füstgázt egy szemcseleválasztón (ciklonon) vezetik keresztül, majd a leválasztott anyagot visszajuttatják a fluidágyba.

A fluidizációs tüzelés lehet – atmoszférikus, cirkuláció nélküli (az angol Fluidized Bed Combustion elnevezés kezdőbetűi szerint FBC); – atmoszférikus, cirkulációs (az angol Circulated Fluidized Bed Combustion elnevezés kezdőbetűi szerint CFBC); – nyomás alatti, cirkuláció nélküli (az angol Pressurized Fluidized Bed Combustion elnevezés kezdőbetűi szerint PFBC); – nyomás alatti, cirkulációs (az angol Circulated Pressurized Fluidized Bed Combustion elnevezés kezdőbetűi szerint CPFBC).

A felsorolt típusok többsége még kísérleti stádiumban van.

134

a fluidágy nyomásellenállásának logaritmusa


pneumatikus szemcselragadás „kis” fluidágy

„nagy” fluidágy

rostélytüzelés

nyugvó fluidágy

cirkulációs fluidágy szénportüzelés

a fluidizáló sebesség logaritmusa 3—33. ábra. Szemcsés halmaz állapotváltozása gázáramlás esetén

3.5.2.3. Segédberendezések

A kazán segédberendezései alatt – a nyomóventilátorokat, melyek az égési levegőt szállítják a tűztérbe, – a füstgázelszívó ventilátorokat (nem mindig kerülnek beépítésre), – a salak és pernyeeltávolító berendezéseket, – a füstgáztisztító (kén- és/vagy nitrogén-oxidokat leválasztó) berendezéseket, valamint – a kéményeket értjük.

A. Ventilátorok Hőerőművekben a ventilátor, mint gáznemű közeg szállítására alkalmas gép, sokféle feladatot lát el. Alkalmazzuk az erőmű többféle létesítményének szellőző, hűtő-, fűtő-, légkondicionáló-, légtisztító- és szállítóberendezéseiben, egyes fő- és segédgépek hűtőberendezéseiben, továbbá a kazánüzemben a kazán és tüzelőberendezések segédgépeiként. Legfontosabbak mindezek közül a kazánüzemi ventilátorok, melyek az erőmű technológiai folyamatában közvetlenül vesznek részt. Ezek közül is leglényegesebb nyomóventilátor, mely az égéshez szükséges levegőt szállítja a környezetből a tűztérbe, valamint a szívóventilátor, mely a kazán tűzterében keletkezett égéstermékeket szállítja a kéményen keresztül a szabadba. Korszerű, nagyteljesítményű erőműveknél, ui. már nem elegendő utóbbi feladat ellátásához a kémény biztosította természetes huzat, minthogy a levegőnek a tűztérbe szállításához 0,02..0,04 bar túlnyomás, sőt nyomott tűzterű kazánoknál 0,05..0,06 bar túlnyomás szükséges, míg a füstgáz elszállításakor 0,02..0,03 bar ellenállást kell legyőzni. A nyomó- és szívóventilátor tehát az erőművek általánosan alkalmazott lényegi segédberendezése, nemcsak mint a technológiai folyamat egy eleme, hanem —

135


tekintettel a nagy mennyiségekre és ellenállásokra — mint nagy villamosenergiafogyasztó is, ezért az erőmű önfogyasztására, így gazdasági megítélésére jelentős hatással van. Alapfogalmak. A ventilátorokat a szállított közegnek a járókerékben történő áramlása alapján radiális és axiális típusokra oszthatjuk. Előfordul a kettő közötti átmeneti, félaxiális típus is. A ventilátorok áramlási elven működnek; a szívó- és nyomóoldal közötti nyomáskülönbséget a kívülről bevitt munka következtében a járókerékben beálló sebességváltozás hozza létre. A továbbiakban csak olyan ventilátorokkal foglalkozunk, ahol az előállított nyomáskülönbség csak olyan mértékű, hogy a szállított gáz összenyomhatósága, így hőmérsékletének növekedése, elhanyagolható. Ezt kb. 0,05..0,1 bar nyomáskülönbségig tehetjük meg. Tekintsük a 3—34. ábrán vázolt radiális ventilátort, mely p0 nyomású környezetből szív és ugyancsak a p3=p0 nyomású környezetbe nyom. A közeget tekintsük összenyomhatatlannak, az áramlást pedig súrlódásmentesnek. A BERNOULLI-egyenlet ebben az esetben c12 p c2 p + 1 + h1 = 2 + 2 + h2 . 2g ρ 2g ρ

(3.93)

radiális ventilátor A2 c , p 2 2

szívóvezeték

cny, pny,st Any csz, psz,st Asz

p3=p0 nyomóvezeték

h2

hny

A1 c1, p1 hsz h1

p0 h=0

3—34. ábra. Radiális ventilátor beépítési vázlata

Gáznemű közegek szállítása esetén a helyzeti energia változását kifejező harmadik tag általában elhanyagolható, így ρc12 ρc 2 + p1 = 2 + p2 . 2g 2g

(3.94)

Ebben az egyenletben az első tagot dinamikus, a második tagot statikus nyomásnak nevezik. Súrlódásos áramlás esetén figyelembe kell venni a szívó- és nyomóvezetékben fellépő nyomásveszteséget ( ∆p* ) , mely az össznyomást csökkenti, azaz ρc12 ρc 2 + p1 = 2 + p2 + ∆p* . 2g 2g

136

(3.95)


A feltételezett viszonyoknál (p3=p0) a ∆p* nyomásveszteségnek meg kell egyeznie a ventilátor által létrehozott ösznyomás-növekedéssel, azaz 2  ρc 2  ρcny ∆pö = + pny,st −  sz + psz,st  .  2g 2g 

(3.96)

A ventilátor elméleti hasznos teljesítménye Ph = V ⋅ ∆pö .

(3.97)

A radiális ventilátoroknál megkülönböztetünk — a lapát kilépő szöge alapján — hátrahajló, radiálisan kilépő és előrehajló lapátozású típusokat. Ezek elméleti jelleggörbéit, a ∆pö = f (V ) és Ph = f (V ) függvényeket a 3—35. ábra tartalmazza. előrehajló

össznyomás-nökedés hasznos teljesítmény

radiális

hátrahajló

szállított térfogatáram 3—35. ábra. Radiális ventilátorok elméleti jelleggörbéi

A valóságos berendezések jelleggörbéi az elméletileg levezethető függvényektől jelentős mértékben eltérnek. Az eltérések oka egyrészt abban keresendő, hogy a levezetést végtelen sok, végtelen vékony lapátozásra végezték el, miközben nyilvánvaló, hogy csak véges számú, véges vastagságú lapáttal lehet járókereket építeni; másrészt figyelmen kívül hagyták a különféle áramlási veszteségeket. Ezek a következők – súrlódási veszteségek, melyek sebességek, így térfogatáram négyzetével arányosak; – leválási veszteségek az áramlás hirtelen irányváltásainál; – belépési és ütközési veszteségek; – diffuzor veszteség, valamint – mechanikai veszteség a csapágyazásban.

Mindezek figyelembevételével a 3—36. ábra szerint módosulnak az elméleti jelleggörbék. Az elméleti jelleggörbék vizsgálatából kitűnik, hogy azonos méret, közegtérfogatáram, és fordulatszám mellett az előrehajló lapátozású adja a legnagyobb, míg a hátrahajló a legkisebb össznyomásnövekedést. Ugyanazon ∆pö és V mellett azonos fordulatszámnál az előrehajlított lapátozással érhető el a legkisebb méret, így legalacsonyabb beruházási költség. Mivel azonban ennél a típusnál lépnek fel a legnagyobb áramlási sebességek, következésképpen itt a legnagyobbak a

137


veszteségek, így legalacsonyabb a hatásfok. A teljesítmény-görbék lefolyása a hajtómotor szempontjából, tekintettel az előforduló különleges kazánüzemi viszonyokra, igen fontos. Hátrahajló lapátozásnál a legnagyobb teljesítményfelvétel a méretezési ponttól nagyobb térfogatáramokra adódik, de a térfogatáram további növekedésével ez csökken. Ezzel szemben a másik két típusnál a teljesítményfelvétel folyamatosan növekszik. E két típusnál, ha például két gép párhuzamosan dolgozik, majd az egyik kiesik, akkor az üzemben maradó gép hajtómotorja, a megnövekedett térfogatáram miatt túlterhelődhet. Az ilyen esetre való méretezés indokolatlanul nagy motor megválasztását tenné szükségessé, ami feleslegesen drágítaná a beruházását, valamint a névleges terhelésen gazdaságtalan üzemet eredményezne. radiális lapátozás

előrehajló lapátozás

össznyomás-növekedés teljesítmény felvétel

hátrahajló lapátozás

szállított térfogatáram 3—36. ábra. Radiális ventilátorok valóságos jelleggörbéi

össznyomás-növekedés teljesítmény igény

össznyomás-növekedés

Az axiális ventilátorok elméletével nem foglalkozunk, csupán azok elméleti (3— 37. ábra) és valóságos (3—38. ábra) jelleggörbéjét mutatjuk be.

szállított térfogatáram 3—37. ábra. Axiális ventilátor elméleti jelleggörbéje

szállított térfogatáram 3—38. ábra. Axiális ventilátor valóságos jelleggörbéje

A ventilátor típus kiválasztásánál fontos szempont — a teljesítményfelvétel mellett — a berendezés hatásfoka, és annak alakulása a terhelés széles tartományában. Egyes típusok optimális hatásfokát a 3—2. táblázat tartalmazza. Ezek az adatok arra mutatnak rá, hogy hatásfok tekintetében a radiális hátrahajló és az axiális ventilátorok versenyképesek. Azt, hogy milyen típusú berendezést építenek be, minden esetben az egyedi körülmények mérlegelése után lehet csak eldönteni. A legfontosabb kiválasztási szempontok a következők.

138


1. Zaj és kopás. A típuskiválasztásnál mérlegelni kell azok zajosságát, valamint portartalmú füstgázok szállításánál fellépő koptató hatásokat. Ugyancsak mérlegelni kell a koptató hatásokat az egyes erőművekben alkalmazott ún. ventilátormalmok esetén is. A kopást részben súrlódás, részben ütközések (irányelterelések) okozzák. A tapasztalatok szerint a nagyobb sebességek következtében axiális ventilátoroknál nagyobb mértékű a kopás, mint hátrahajló lapátozású radiális társaiknál. 2. Beépíthetőség. A radiális ventilátorok nagyobb méretüknél, súlyuknál és főleg tehetetlenségi nyomatékuknál fogva költségesebb alapozást, ill. tartószerkezetet igényelnek. A helyszükségletet axiális ventilátoroknál a nagyobb tengelyirányú méret, míg radiális ventilátoroknál a nagyobb szélességi és magassági méret határozza meg. A radiális ventilátorok szinte kizárólag vízszintes tengelyűek. 3. Szabályozhatóság. A típuskiválasztás egyik leglényegesebb szempontja a szabályozás megoldása. A legáltalánosabban használt perdületszabályozás axiális ventilátoroknál egyszerűbben kivitelezhető és szélesebb terheléstartományban alkalmazható. 3—2. táblázat. Egyes ventilátortípusok optimális hatásfoka Típus Radiális, hátrahajló lapátozású Radiális, előrehajló lapátozású Axiális

Optimális hatásfok, % 85..88 65..70 85

Általában szükséges, hogy a ventilátorok teljesítményjellemzőit a mindenkori üzemi követelmények megfelelő optimális értékre állítsuk be. Mivel a ventilátor teljesítményét a munkapont helyzete határozza meg, a szabályozásra azok a lehetőségek adódnak, melyek a gép jelleggörbéjét vagy annak helyzetét — üzembiztonsági, gazdaságossági és egyéb követelmények betartása mellett — megváltoztatják. A ventilátorok szabályozása három alapvető módon történhet: fojtással, perdületváltoztatással és fordulatszám változtatással. A gyakorlatban ezen módszerek különböző megvalósítási módjai és kombinációi terjedtek el. 3.1

Fojtásos szabályozás. A ventilátor teljesítmény-szabályozásának legegyszerűbb, ugyanakkor leggazdaságtalanabb megoldása a fojtás. E módszernél a berendezés jelleggörbéjét, a ventilátor nyomócsonkjában vagy a berendezés egyéb célszerűen kiválasztott helyén beépített fojtócsappantyúval változtatjuk. A terhelőrendszer ∆p = f (V ) és a ventilátor ∆pö = f (V ) metszéspontja (lásd 3—39. ábra) határozza meg az M munkapontot, melynél a fojtócsappantyú teljesen nyitott helyzetben van, így ellenállása nulla. Ahhoz, hogy a ventilátor által szállított mennyiség VM -ről VF -re csökkenjen, az új munkapontnak a ∆pö = f (V ) görbén elmozdulva a M pontból az F pontba kell jutnia. Ez a fojtócsappantyú megfelelő zárásával érhető el, mikor is a terhelőrendszer jelleggörbéje ∆p(F) = f (V ) lesz. A VF mennyiség szállításához tehát az eredeti ∆pö = f (V ) jelleggörbe B pontjához tartozó ∆pB értéket a fojtás miatt ∆pcs

értékkel kellett megnövelni, azaz ∆pö(F) = ∆pB + ∆pcs .

139


E szabályozási módszer gazdaságtalan volta kitűnik a 3—39. ábrából, ahol V ∆pö feltüntettük a Ph = tényleges teljesítményfelvételt, valamint a ηö V ∆p görbéket. A két görbe által ηM határolt terület a fojtás miatti többlet teljesíményfelvételt jelenti. veszteségmentes szabályozáshoz tartozó Pvm =

∆p (F)

∆p

F

∆p M ∆pcs

Ph

∆pö

B Pvm . VF

. VM

. V

3—39. ábra. Fojtásos szabályozás jelleggörbéi

A fojtásos szabályozásnál döntő fontossága van a jelleggörbe alakjának. A lehetséges üzemi tartományban nem szabad instabilitásnak bekövetkezni, ami az axiális ventilátorok esetében, a jelleggörbe visszahajló ága miatt fennáll. Jóllehet e szabályozás meglehetősen egyszerű és megfelelő viszonyok mellett üzembiztos, gazdaságtalansága miatt ma már csak elvétve, kisebb teljesítményű gépeknél fordul elő. 3.2

140

Perdületszabályozás. Perdületszabályozásnál a ventilátor jelleggörbéjének helyzete változik meg (lásd 3—40. ábra). A szabályozást végző szerv a járókerék elé beépített — többnyire radiális tengelyeik körül elforduló — megfelelően kialakított lapátokból álló vezetőlapátkoszorú. A perdületszabályozás mind radiális, mind pedig axiális ventilátorok esetén alkalmazható. A szabályozás mindkét ventilátortípusra igaz közös vonása, hogy a jelleggörbék a negatív lapátellátás következtében meredekebbé, így stabilabbá válnak. Részterhelésen csökken a teljesítmény-igény. Míg radiális ventilátoroknál csak a negatív lapátelállítás alkalmazott, addig axiális ventilátoroknál pozitív lapátelállítás is használatos, ami lehetővé teszi a gép túlterhelését. Ez a szabályozási mód sem veszteségmentes, de a fellépő veszteségek lényegesen kisebbek a fojtásos szabályozáséinál.


3.3

Fordulatszám-szabályozás. A fordulatszám szabályozás biztosítja, hogy ne lépjenek fel szabályozási veszteségek, feltéve, ha a fordulatszám változása folyamatos. Ezt a legegyszerűbben megfelelően vezérelt villamos hajtással (frekvenciaváltó) lehet megvalósítani. Ebben az esetben a jelleggörbék egy affin parabola mentén mozdulnak el és továbbra is egybevágóak maradnak. A ventilátor hatásfoka a terhelés függvényében gyakorlatilag állandó.

∆p ∆p M1

M2

negatív lapátelállítás

M3 Ph

Pvm ∆pö

M4

. VM

. V

3—40. ábra. Perdületszabályozás jelleggörbéi (radiális ventilátor)

Füstgázelszívó ventilátor méretezése. A szívóventilátor főjellemzőinek (térfogatáram, nyomáskülönbség) megválasztása kellő körültekintést igényel, mivel a jellemzőkre ellentétes irányú tendenciák hatnak. Egyik oldalról érvényesülő törekvés, hogy a ventilátor jellemzői ne korlátozzák a kazán teljesítőképességét még kedvezőtlen üzemviszonyok esetén sem. Ez a szívóventilátor túlméretezését követeli meg, hiszen olcsóbb a segédberendezést túlméretezni, mint a költséges főberendezést nem teljes kihasználtsággal üzemeltetni. A másik oldalról a ventilátor részterhelésen romló hatásfoka jelentkezik, amit ma már korszerű villamos hajtással teljes egészében meg tudnak szüntetni. A ventilátor méretezési jellemzőit a kazán névleges paramétereiből kiindulva határozhatjuk meg. A kazánból kilépő füstgázmennyiség normálállapotban (0 °C, 1 bar) Vfg,ki,0 = ηtüzmtüa [V0′ + ( λ ki − 1 ) L0′ ] ,

(3.98)

ahol V0′ az elméleti fajlagos füstgázmennyiség, λ ki névleges légfelesleg tényező a kazán kilépésnél, L0′ elméleti fajlagos levegőszükséglet. A füstgáz Tfg,ki hőmérsékletén a térfogatáram Vfg,ki = Vfg,ki,0

Tfg,ki . 273,15

(3.99)

141


A kazán után azonban a füstgázmennyiség megnövekszik a technológiai berendezések (pl. pernyeleválasztó) tömörtelenségein beszivárgó hamis levegővel, ugyanakkor ennek következtében hőmérséklete is csökken. A ventilátor előtt, tehát nagyobb lesz a légfelesleg tényező ( λ v > λ ki ) , a füstgáz hőmérséklete viszont kisebb: Tfg,v < Tfg,ki . Ebből következően a ventilátor által szállított névleges füstgázmennyiség normálállapotban Vfg,v,0 = ηtüzmtüa [V0′ + ( λ v − 1 ) L0′ ] ,

(3.100)

ill. a megváltozott füstgázhőmérsékleten Vfg,v = Vfg,v,0

Tfg,v . 273,15

(3.101)

A ventilátor nyomásnövelését a kazán ( ∆pK ) , és a teljes füstgázjárat ellenállásainak ( ∆pfg ) összegzésével számíthatjuk, melyből természetesen le kell vonnunk a kémény által létrehozott hasznos huzatot ( ∆pH ) , azaz ∆p = ∆pK + ∆pfg − ∆pH .

(3.102)

Ehhez képest a térfogatáram túlméretezést az alábbiak indokolják: – a tüzelőanyag összetétele eltérhet a névlegestől, és a csökkenő fűtőérték azonos teljesítménynél is növekvő füstgázmennyiséget jelent; – az üzemeltetés során a légfelesleg tényező megnövekedhet, amit a beszivárgó hamis levegő mennyiségének növekedése idézhet elő; – a kazánban bekövetkező hatásfokrontó folyamatok (pl. elpiszkolódás) füstgázmennyiség és füstgázhőmérséklet növekedését, következésképpen ventilátor által szállítandó térfogatáram növekedését jelentik;

a a

– a külső levegő hőmérsékletének ingadozása; – a gyártási és mérési pontatlanságok, a berendezés kopása.

A felsorolt tényezők hatását a Vfg, max = B ⋅ Vfg,v

(3.103)

összefüggéssel definiált biztonsági, ill. túlméretezési tényezővel veszik figyelembe. Ennek szokásos értéke B= 1,05..1,10. A nyomáskülönbség (lényegében szállítómagasság) túlméretezését az alábbiak indokolják: – a térfogatáram ismertetett módon történő növekedésével, növekszik a füstjáratok ellenállása; – ugyanezen ok miatt csökken a kémény hasznos huzata; – a füstjáratok elpiszkolódás szintén az áramlási ellenállást növeli.

Mindezek alapján a méretezési nyomáskülönbség ∆pmax ≈ B 2 ⋅ ∆p .

(3.104)

Nyomólég-ventilátor méretezése. A szállítandó levegőmennyiség kiszámításánál a kazán névleges adatait vesszük alapul. A kazán égési levegő rendszerén a levegő

142


szívóvezeték belépő keresztmetszetétől a tűztérig tartó részt értjük. A szükséges égési levegő mennyisége Vlev,0 = ηtüzmtüa [ µλ t + ∆λ lh ] L0′ ,

(3.105)

ahol λ t tüzelőanyagtól és tüzelőberendezéstől függő tűztéri légfelesleg tényező, µ a léghevítőből kilépő előmelegített fajlagos levegőmennyiség és az égéshez szükséges összes fajlagos levegőmennyiség hányadosa (olaj és gáztüzelésnél 0,9..0,95, széntüzelésnél 0,75..0,9); ∆λ lh légfelesleg tényező növekedés a kazán léghevítőjének füstgáz oldalán, amivel a léghevítő levegő-veszteségét vesszük figyelembe, amit a nyomólég-ventilátornak szintén szállítania kell. Tényleges levegő térfogatáram Vlev = Vlev,0

Tlev . 273,15

(3.106)

Az előállítandó nyomáskülönbség az égési levegőrendszer egyes elemeinek (szívóvezeték, nyomóvezeték, kazán léghevítő, meleg levegő vezeték az égőkig stb.) áramlási ellenállásai összegzésével állítható elő. B. Kémények A tüzelőberendezések kéményei kettős feladatot látnak el, mégpedig a következőket: 1. Huzatlétesítés. A kémény által előállított huzat nagysága függ a kémény magasságától, valamint a benne áramló gázok és a környező levegő állapotjelzőitől (nyomás, hőmérséklet, sebesség stb.) 2. Égéstermékek elvezetése. A kémények a tüzelőberendezésekben keletkező káros anyagokat (gázok, szilárd részecskék) nagy magasságban bocsátják ki, így biztosítandó azok nagyobb területen való eloszlását, a lokális csúcsértékek csökkentését. A huzatlétesítési feladat a kazánok teljesítményének növekedésével, a tüzeléstechnika fejlődésével teljesen elvesztette jelentőségét. E berendezéseknél a kémények méretezését a második feladatkör, a környezetvédelmi normák szabják meg. E méretezési módszerek ismertetése más tantárgyak feladata.

3.5.3. Atomerőművek, atomreaktorok 3.5.3.1. Nukleáris üzemanyag ciklus

A jelenleg üzemelő atomerőművek üzemanyagként döntő mértékben uránt (U) használnak fel. Jóval kisebb mértékben ugyan, de egyes erőműtípusok plutóniumot (Pu) használnak, míg egyes kutatók nagy reményt fűznek a tórium (Th) felhasználásához. Az atomenergetikában az uránnak két izotópja játszik szerepet. Az egyik a termikus neutronok hatására hasadni képes 235U, mely az uránkészletek mintegy 0,7 %-át teszi ki. A másik a 238U (99,3 %), melyből a reaktorokban 239Pu képződik. Ahhoz, hogy a kibányászott természetes uránból az atomreaktorban felhasználható üzemanyag elem legyen, igen sok átalakításon kell keresztülmennie. Az átalakítások sorozatát, melynek része a kiégett üzemanyag elemek újrahasznosítása — szakkifejezéssel reprocesszálása —, összefoglalóan nukleáris üzemanyag ciklusnak nevezzük. E ciklus, melyet a 3—41. ábra szemléltet, a következő lépésekből áll: 143


1.Bányászás: a kis fémtartalmú érceknél használt technológiákkal analóg eljárásokat felhasználva, mind nyíltszíni, mind mélyművelésű bányaművelési bányatechnológiákat alkalmazunk (a jelen gazdasági viszonyok mellett még a 0,25 % U3O8 tartalmú ércek is kitermelésre kerülnek). 2.Ércfeltárás, koncentráció növelés: a meddőtől általában nedves úton választják el az ércet. Aprítás és őrlés után a poralakú ércet kénsavban oldják, majd az oldott U3O8 oldószeres vagy ioncserés eljárással kerül elválasztásra. Kalcináció után a végeredmény 70..90 % U3O8-at tartalmazó ércsűrítmény. Újabb kalcináció és oldószeres kivonás után tiszta UO3-at állítanak elő. 3.Konverzió (átalakítás): az UO3-t hidrogénezéssel alakítják UO2-vé. Ezután fluorsavval reagáltatva az UO2-t, UF4-et állítanak elő, amelyből a gáz halmazállapotú UF6 készíthető fluorsók segítségével. Az UF6 előállítására azért van szükség, mert ez a legalacsonyabb hőmérsékleten gáz halmazállapotú uránvegyület. 4.Dúsítás: lényegében minden energetikai reaktor (néhány nehézvíz moderálású, vagy a kezdeti grafit moderálású, CO2 hűtésű reaktorok kivételével) dúsított urániumot használ fel, amelyben a hasadóanyagkoncentráció nagyobb, mint a természetes ércben előforduló 0,7 % 235U tartalom. A dúsítás igen nehéz és drága művelet, mert két, tömegében igen kissé eltérő izotóp szétválasztását kell elvégezni úgy, hogy az izotópok kémiai tulajdonságaiban lényegében nincs különbség. A dúsításra számos eljárás ismeretes: a) elektromágneses szétválasztás: eleinte kizárólag ez, a tömegspektrométer „ipari alkalmazását” jelentő eljárás volt alkalmazható, a későbbiekben felváltotta a b) gázdiffúziós szétválasztás: miután egy gáz diffúziós együtthatója (porózus membránon való áthaladáskor) tömegének négyzetgyökével arányos, ha UF6 gázt membránok százain áramoltatnak át, a kilépő végső gázáramban lényegesen nagyobb lesz az U-235 izotóp koncentrációja, mint a kezdeti. A legutóbbi időkig ez az - egyébként meglehetősen drága - eljárás volt az egyetlen, ipari méretben alkalmazható dúsítási módszer. Újabban kísérleteznek új eljárásokkal is, ezek közül a legígéretesebb és már ipari léptékben is alkalmazott az c) ultracentrifugálásos szétválasztás: nagysebességű centrifugákban, vagy görbe fúvókákon való átáramoltatással a centrifugális erő hatására is szétválaszthatók az UF6 molekulák, Az alkalmazott elv a gázdiffúziónál lényegesen nagyobb fokozati dúsítási fokot eredményez. Legújabban emellett újabb eljárásra is mód nyílott. Ez a d) lézer gerjesztés: nagyenergiás lézerekkel szelektíven gerjeszthetők a két urán izotóp rezgési energianívói. Ezt a jelenséget is alkalmazhatjuk az UF6 gázban a molekula kémiai kötésének megbontására, vagy urán fém gőzében szelektív ionizációra és e jelenségek kihasználásával az izotópdúsításra. Az eljárást a legutóbbi időkben fejlesztették ki, hasonlóan egy másikhoz, amely elsősorban vízhűtésű energetikai reaktorokhoz szükséges dúsítások előállítására alkalmas. Ez a

144


e) vegyi eljárás alkalmazása dúsításhoz: bizonyos ioncserés reakcióknál az izotópok tömege befolyásolja a reakciósebesség értékét. Ezt az eljárást még csak laboratóriumi méretben sikerült alkalmazni (ipari alkalmazása igen drága). 5. Üzemanyaggyártás: a dúsítás után kémiai módszerekkel alakítják át az UF6-ot az üzemanyagként használatos UO2 formába, Ez egy keramikus anyag, amelyet poralakból - porkohászati úton - formáznak pasztillává, majd a pasztillákat fémcsövekbe rakva (burkolat) állítható elő a kívánt geometriájú üzemanyagelem. A reaktor üzemi körülményeknek megfelelő urándioxid (kb. 2800 °C olvadáspont) előállításához — miután ez az oxid a természetben nem fordul elő — az UF6-ból (többfajta kémiai eljárással) többszörös oxidálással, amelyet redukáló atmoszférában végzünk, létrehozott UO2 port állítunk elő. A kémiai eljárások után kapott por fajlagos felülete 1..3 m2/g. A fajlagos felület őrléssel történő megnövelése (3..4 m2/g-ig) után a port általában meleg préseléssel, majd az ezt követő szinterezéssel hozzuk a kívánt kis átmérőjű (7..9 mm) és néhányszor 10 mm magasságú hengerformájú alakba, amelyben azután a reaktorbeli felhasználásra kerül. Az előállítás során alapvető fontosságú a kiinduló UO2 por megfelelő minőségének biztosítása, ez részben az előállítás során alkalmazott redukáló atmoszféra biztosítását teszi szükségessé (a keletkezhető egyéb uránoxidok, részben a reaktor neutronfizikai tulajdonságait, részben az UO2 fizikai tulajdonságait rontják), másfelől a por fajlagos felülete a végtermék sűrűsége és így hőtechnikai, mechanikai tulajdonságai, valamint hasadási termék tárolási tulajdonságai kialakítása szempontjából lényeges. A végeredményként adódó UO2 sűrűsége soha nem éri el a sztöchiometrikus állapothoz tartozó értéket, ezért üzem közben az UO2 átkristályosodására is számítanunk kell. Utóbbi egyik oka az üzemanyag üzem közbeni összetöredezésének. 6. Üzemanyag kiégés a reaktorzónában: az elkészült üzemanyagelemeket a reaktorzónába helyezve (és a későbbiekben többször más-más helyre rakva) néhány éven át hasadási energiatermelésre használjuk, A zónában tartózkodás idejét vagy reaktivitás-meggondolások, vagy az alkalmazott anyagok sugárállósága szabja meg (a legutóbbi időkben elsősorban a sugárállóság szempontjai mérvadók!). 7. Felhasznált üzemanyag pihentetése: a reaktorban történt felhasználás után az üzemanyag a benne felhalmozódott hasadási termékek miatt erősen radioaktív. A zónából való kirakás után a reaktor mellett hónapokig tároljuk (általában víz alatt), amíg a gyorsan bomló hasadási termékek okozta aktivitás el nem tűnik. 8. Újrafeldolgozás: a pihentetett üzemanyagot — megfelelő sugárvédelemmel ellátott szállítóeszközön — újrafeldolgozó üzemekbe szállítják, ahol kémiai eljárásokkal elválasztják a nem használt hasadóanyagot és a keletkezett új hasadóanyagot (Pu izotópok) újbóli felhasználásra. Ugyanitt mód van az esetleg más célra alkalmazandó egyes hasadási termékek szétválasztására is (radioizotópok ipari vagy gyógyászati alkalmazására). Az újrafeldolgozást ma még — elsősorban gazdasági okok miatt — ritkán alkalmazzák. Ehelyett a kiégett üzemanyagot inkább tárolják, átmeneti vagy végleges helyen. 9. Hulladékelhelyezés: az újrafeldolgozás után megmaradó radioaktív hulladékot régebben folyékony, újabban szilárd (cementezett, bitumenezett, vagy üvegbe

145


ágyazott formában olyan őrzött és ellenőrzött tárolókba helyezik, ahol esetleg évszázadokon át tárolható környezetszennyezés minimalizálásával. 3.5.3.2. Atomerőművek típusai

A nukleáris energia eddigi hasznosítása során kifejlesztett reaktor (atomerőmű) típusok alapvetően három csoportba sorolhatók: 1. Általánosan elterjedt, kereskedelmi forgalomban kapható, kiforrott konstrukciójú energetikai reaktorok, melyek nagy számban üzemelnek már, és kellő tapasztalattal rendelkezünk felőlük. 2. Egyéb teljes mértékben kifejlesztett reaktorok. 3. Továbbfejlesztett vagy csak részlegesen kifejlesztett (kísérleti) reaktorok. Az első csoportba három reaktor típus tartozik (a reaktor típusokat általánosan az angol elnevezésük kezdőbetűiből alkotott rövidítésekkel nevezzük meg) (a) PWR (pressurized light-water-moderated and -cooled reactor). E típust másképp nyomottvizes reaktornak is nevezik. A hűtőközeg és egyben a moderátor is konnyűvíz. Kapcsolási vázlatát a 3—42. ábra mutatja. (b) BWR (boiling light-water-moderated and -cooled reactor). Ezt a típust nevezzük forralóvizes reaktornak. A reaktorban a moderátorként is szolgáló könnyűvíz hűtőközeget nem csak felmelegítik, hanem el is gőzölögtetik (egyes esetekben kismértékben túlhevítik). Kapcsolási vázlata a 3—43. ábrán látható. (c) PHWR (pressurized heavy-water-moderated and -cooled reactor). Nehézvízzel hűtött és moderált reaktor. A nehézvíz költséges előállítása miatt nem túlzottan elterjedt típus. A PHWR kanadai változatát a Canada-Deuterium-Uranium elnevezés rövidítésével alapján CANDU-nak nevezik. Ennek elvi felépítését a 3— 44. ábra szemlélteti.

146

HŐFORRÁSOK ÉS SEGÉDBERENDEZÉSEIK természetes urán U3O8

term. urán

bánya

konverzió UF6-á term. urán dúsítóüzem

átalakítás fémoxiddá vagy kerámiává

hulladék üzemanyag elemek U és Pu

kiégett üzemanyag elemek

hulladék

újrafeldolgozó üzem

REAKTOR

Pu gyorsreaktorokba

hulladék

3—41. ábra. Nukleáris üzemanyag ciklus

munkaközeg (gőz)

hűtőközeg/moderátor

GENERÁTOR GŐZFEJLESZTŐ

fűtőelemek

TURBINA

KONDENZÁTOR hűtővíz szivattyú

főkeringtető-szivattyú tápszivattyú REAKTOR

munkaközeg (víz)

3—42. ábra. PWR atomerőmű elvi kapcsolási vázlata

147


munkaközeg/moderátor (gőz) GENERÁTOR üzemanyag

TURBINA KONDENZÁTOR hűtővíz-szivattyú

REAKTOR

tápszivattyú

munkaközeg/moderátor (víz) 3—43. ábra. BWR atomerőmű elvi kapcsolási vázlata

munkaközeg (gőz) hűtőközeg (könnyűvíz) GŐZFEJLESZTŐ

üzemanyag

GENERÁTOR

mderátor tank TURBINA KONDENZÁTOR moderátor (nehézvíz)

hűtővíz-szivattyú hűtőközeg-szivattyú

tápszivattyú munkaközeg (víz)

3—44. ábra. PHWR atomerőmű elvi kapcsolási vázlata

A második csoportba az alábbi típusokat soroljuk: (a) GCR (gas-cooled, graphite-moderated reactor). Gázhűtésű, grafittal moderált reaktor. E reaktorok első típusait Anglia és Franciaország fejlesztette ki, kezdetben Pu termelésre, később energetikai célra. Hűtőközege CO2. Elvi felépítése a 3—45. ábrán látható. (b) AGR (advanced gas-cooled, graphite-moderated reactor). Továbbfejlesztett gázhűtésű, grafittal moderált reaktor. A továbbfejlesztés lényege a reaktor hűtőgáz hőmérsékletének növelése volt. Hűtőközege a magas hőmérsékletre való tekintettel már hélium.

148


(c) LWGR (ligth-water-cooled, graphite-moderated reactor). Könnyűvízzel hűtött, grafittal moderált reaktor. (Közkeletű, ugyanakkor hírhedett nevén: csernobiltípusú reaktor; az orosz elnevezés kezdőbetűiből: RBMK.) Ezt a típust csak a volt Szovjetunió utódállamaiban találhatjuk meg. Kereskedelmi forgalomba soha nem került. Kapcsolását a 3—46. ábra szemlélteti. A harmadik csoportba a többnyire egy példányban létező, inkább kísérleti jellegű berendezésnek tekinthető reaktorok tartoznak. Ezek a következők: (a) FBR (fast breeder reactor) Gyorsneutronos reaktor. Az összes többi típussal ellentétben a maghasadás itt nem termikus, hanem gyorsneutronok hatására következik be. Hűtőközege általában olvadt fémsó, emiatt folyékonyfém-hűtésű reaktornak is nevezik. (b) HTGR (high-temperature gas-cooled, graphite-moderated reactor). Az AGR továbbfejlesztett változata, még inkább növelt gázhőmérséklettel. Hűtőközege hélium. (c) HWLWR (heavy-water-moderated, boiling light-water-cooled Nehézvízzel moderált, forralóvizes reaktor. A hűtőközeg könnyűvíz.

reactor)

(d) SGHWR (steam-generating heavy-water reactor). Nehézvizes elgőzölögtetős reaktor. (e) HWGCR (heavy-water-moderated gas-cooled reactor). Nehézvízzel moderált, gázzal hűtött reaktor. munkaközeg (gőz) moderátor (grafit) hűtőgáz

üzemanyag

GŐZFEJLESZTŐ GENERÁTOR TURBINA REAKTOR KONDENZÁTOR hűtővíz-szivattyú hűtőgáz hűtőgáz-kompresszor

tápszivattyú munkaközeg (víz)

3—45. ábra. GCR atomerőmű elvi kapcsolási vázlata

149

HŐFORRÁSOK ÉS SEGÉDBERENDEZÉSEIK hűtőközeg/munkaközeg (gőz)

gőzgyűjtő dob GENERÁTOR

REAKTOR medence TURBINA moderátor (grafit)

KONDENZÁTOR hűtővíz-szivattyú üzemanyag tápszivattyú hűtőközeg/munkaközeg (víz)

3—46. ábra. LWGR atomerőmű elvi kapcsolási vázlata

Természetesen nem csak a kereskedelmi forgalomban játszott szerep lehet a csoportosítás rendező szempontja, hanem a hűtőkör és a körfolyamat kialakítása szerint. Minden atomerőműben különbséget teszünk a hűtőközeg és a munkaközeg között. Atomerőműveknél a munkaközeg az a közeg, melynek termikus energiája a körfolyamatban mechanikai munkává alakul, míg a hűtőközeg feladata a reaktorban a maghasadás során felszabaduló termikus energia elszállítása és a munkaközegnek való átadása. Annak érdekében, hogy meg lehessen akadályozni a szennyezőanyagoknak a fűtőelemekre való lerakódását, elengedhetetlen követelmény a hűtőközeg igen nagyfokú tisztasága, ezért a hűtőközeg mindig zárt körben kering. A zárt hűtőkör alkalmazásának másik, még az előzőnél is fontosabb oka, a radioaktív anyagok kijutásának megakadályozása. Az atomerőműveket a hűtőkörök és munkakörfolyamatok együttes száma alapján csoportosítva az alábbi típusokat különböztetjük meg. Egykörös atomerőművek, melyekben a hűtő- és a munkaközeg azonos. Egyes esetekben a lassítóközeg (moderátor) szerepét is ez tölti be. Ezekben az erőművekben minden berendezés radioaktív viszonyok között működik, ami nehezíti az üzemeltetést. Az előbbi csoportosításból ide tartozik a BWR, LWGR, HTGR, HWLWR és SGHWR típus. Kétkörös atomerőművek, ahol a reaktort szivattyúval keringetett hűtőközeg hűti, mely a fejlődő hőt a gőzfejlesztőbe szállítja, ahol a munkaközeget elgőzölögtetik. Az ily módon kialakított atomerőműben a körfolyamati berendezések nincsenek sugárveszélynek kitéve, ami az erőmű üzemét egyszerűsíti. A kétkörös atomerőművekben feltétlenül szükség van egy gőzfejlesztő berendezésre, mely a két kört elválasztja egymástól. Ide tartoznak a következő típusok: PWR, GCR, AGR, PHWR.

150


Vegyes körfolyamatú atomerőmű felépítése jellegében azonos a kétkörös erőművekével, azzal a különbséggel, hogy a gőzfejlesztőből kilépő telített gőzt túlhevítés céljából visszavezetik a reaktorba. Háromkörös atomerőművek a folyékony fémmel hűtött gyorsreaktorok, ahol meg kell akadályozni, hogy a radioaktív hűtőközeg (jellemzően nátrium) a vízzel érintkezzen, egy közbenső, szintén nátriumos kört alakítanak ki. Ebben az esetben a víz már csak az inaktív nátriummal érintkezhet. Ilyen típus az FBR. 3—3. táblázat. Energetikai reaktorok összefoglaló jellemzői Típus PWR BWR PHWR HWLWR SGHWR

Neutron energia termikus termikus termikus termikus termikus

Üz. a. dúsítás alacsony alacsony természetes természetes alacsony

LWGR

termikus

alacsony

CGR AGR HTGR

termikus termikus termikus

természetes alacsony magas

HWGCR

termikus

természetes

gyors

magas

FBR

Üz. a. forma UO2 UO2 UO2 UO2 UO2 fémurán vagy UO2 fémurán UO2 UO2+ThC2 fémurán vagy UO2 (U+Pu)O2 (U+Pu)C

víz víz víz víz víz

Hűtőközeg könnyű-víz könnyű-víz nehézvíz könnyű-víz könnyű-víz

Moderátor könnyűvíz könnyűvíz nehézvíz nehézvíz nehézvíz

víz

könnyű-víz

grafit

gáz gáz gáz

szén-dioxid szén-dioxid hélium

grafit grafit grafit

gáz

szén-dioxid

nehézvíz

folyékonyfém

olvadt fémsó

nincs

Az egykörös atomerőművek a reaktor kialakítása alapján tovább osztályozhatók tartály (az USA-ban és Európában), ill. csatorna (a volt Szovjetunióban) típusúra. A tartály típusú egykörös atomerőművekben a hűtő- és munkaközeg azonos, a teljesítmény a reaktor méretének korlátozottsága volta miatt szintén korlátos. A csatorna típusok teljesítménye ezzel szemben nem korlátozott, a párhuzamos csatornák száma tetszés szerint növelhető. A csatorna típusú reaktoroknál a moderátor és a hűtőközeg szét van választva. Előbbi grafit, míg az utóbbi könnyűvíz. A hűtőközeg megengedett gőztartalmát ebben az esetben hőátviteli folyamat stabilitása határozza meg. Kezdetben nagy reményeket fűztek e típushoz, úgy gondolták, hogy teljes egészében felváltja a kétkörös PWR típust, azonban a csernobili atomerőműben bekövetkezett tragikus baleset ezt az ígéretes karriert derékba törte. Az eddig felsorolt típusok jellemzőit összefoglalóan a 3—3. táblázat tartalmazza. Az egyes típusok részarányát a 3—47. ábra szemlélteti.

151


AGR 2,0%

PHWR 5,6%

HTGR 0,2% LWGR 7,2%

FBR 0,6%

egyéb 0,2%

GCR 3,6%

PWR 56,6% BWR 24,0%

3—47. ábra. Energetikai reaktorok megoszlása a beépített teljesítmény alapján (1985-ben)

3.5.3.3. Üzembiztonság

Az atomerőmű sugár- és üzembiztonsága szempontjából a reaktor üzemének biztonsága meghatározó. Az atomerőművek sugárbiztonságát a következő tényezők befolyásolják: a tervezés; a reaktor szerelése és az üzemzavarok megelőzését lehető tevő üzemeltetése; az aktív zóna olyan mértékű hűtése bármely üzemzavari állapotban, mely megakadályozza, hogy a környezetbe, ill. a lokalizációs rendszerbe fűtőelem-meghibásodás következtében radioaktív hasadási termék kerüljön. Az atomerőmű üzemeltetésének biztonságát a következő három alapelv maradéktalan érvényesülése hivatott szolgálni: 1. A berendezések jó minőségű gyártása és szerelése. 2. A kapcsolás és a technológia olyan kialakítása, mely kizárja, ill. minimalizálja a veszélyt okozó események bekövetkeztének valószínűségét. 3. A lehetséges üzemzavarok következményeinek lokalizálása. A primer kört, azaz a reaktorköri edényeket, berendezéseket és csővezetékeket úgy kell tervezni, szerkeszteni, gyártani, üzembe helyezni és üzemeltetni, hogy azok teljes élettartama alatt jelentéktelen legyen a nagymértékű törések, vagy jelentős szivárgások bekövetkeztének valószínűsége. A reaktort és segédberendezéseit úgy kell kialakítani, hogy a gyors és progresszíven terjedő meghibásodások valószínűsége minimális legyen. A hűtőkörök törés nélkül és csak a megengedett határok között maradó rugalmas alakváltozással viseljék el a fellépő statikus és dinamikus terheléseket bármilyen, a hőhordozóban bekövetkező váratlan energiaszint ingadozás esetén. A reaktorkört el kell látni olyan berendezésekkel, melyek lehetővé teszik a kör teljes élettartama alatt a tömörség és a sérülésmentesség megfigyelését, ellenőrzését és kipróbálását. A 3—48. ábra azt mutatja, hogy a kétkörös PWR atomerőműveknél milyen biztonsági berendezéseket helyeznek el a védőburkolaton (ún. containment) belül. A védőburkolat egy kettős falú acélgömb, ahol a két héj között kismértékű vákuum

152


található, így lehetővé válik a szivárgások ellenőrzése. A Paksi Atomerőmű esetén ilyen védőburkolat nem épült, mivel az akkori orosz tervezési filozófia ezt túlbiztosításnak tekintette. Helyette az üzemzavar esetén a hűtőközeg és egyéb radioaktív anyagok légkörbe jutását az ún. lokalizációs torony hivatott megakadályozni. 4 5 6

7

3

2 1 8 9 10

11 12 15

14

13

3—48. ábra. Kétkörös PWR atomerőmű reaktor-gőzfejlesztő berendezésinek elrendezése a biztonsági védőburkolatban 1: víztartály; 2: fő gőzvezeték; 3: gőzfejlesztő; 4: belső daru; 5: vasbeton védőburkolat; 6: acél védőburkolat; 7: teljes körpályás daru; 8: anyag- és berendezés zsilip; 9: üzemanyag átrakó gép; 10: kiégett üzemanyag tároló 11: friss üzemanyag tároló; 12: kiégett üzemanyagot kezelő gép; 13: leürített hulladékok kamrája; 14: biológiai védelem; 15: reaktor

Primerköri üzemzavar esetén — ami a hűtőközeg vezeték teljes keresztmetszetű törését jelenti — meg kell akadályozni a radioaktív anyagok környezetbe jutását, valamint azt, hogy a kiszabaduló nagynyomású víz kigőzölögve olyan nyomást fejtsen ki a reaktorépületre, melyet az már nem képes elviselni. Hasonlóképpen meg kell akadályozni, hogy hűtés híján a reaktor üzemanyagot tartalmazó aktív zónája megolvadjon. A VVER-440 típusú erőművekben az aktív zóna megolvadását az ún. üzemzavari hűtőrendszer (3—49. ábra) hivatott megakadályozni, mely aktív és passzív részből áll. A passzív rendszer tartályaiban nitrogén segítségével nagynyomású bórsavas vizet tárolnak. Ha a hűtőközeg elvesztése miatt a zóna nyomása a nitrogénpárna nyomása alá kerül, akkor a nitrogén a vizet a reaktorba nyomja. Az aktív rendszer nagy- és kisnyomású részből áll. A nagynyomású szivattyú rész tartályból bórtartalmú vizet szállítanak a primerkör egy ki nem zárható vezetékébe. A kisnyomású rendszer nagyteljesítményű szivattyúi tartályból kisebb bórtartalmú és a hermetikus helyiségek padozatán összegyűlt vizet a passzív rendszer tárolóit és a

153


reaktort összekötő csővezetékbe szállítják. Az üzembelépés nagynyomású rész, passzív rész, aktív kisnyomású rész. N2

sorrendje:

aktív

a passzív rendszer nagynyomású tárolótartálya

REAKTOR törés

aktív rendszer nagynyomású része aktív rendszer kisnyomású része

3—49. ábra. VVER-440 típusú atomerőmű üzemzavari hűtőrendszerei

„sprinkler”-rendszer

lokalizációs torony levegőcsapda

REAKTOR törés

hermetikus helyiség normál üzem

hermetikus helyiség üzemzavar

3—50. ábra. VVER-440 típusú atomerőmű üzemzavari lokalizációs rendszerei

A csőtöréskor kiáramló nagynyomású és nagyhőmérsékletű (125 bar/270..290 °C) hűtőközeg kigőzölögne és a hermetikus helyiségek olyan mértékű túlnyomás alá kerülnének, melyet károsodás nélkül nem képesek elviselni. Ezt a túlzott nyomásnövekedést a lokalizációs rendszer (3—50. ábra) kell megakadályozza. Hasonlóan az üzemzavari hűtőrendszerhez, ez is aktív és passzív részekből áll. Az aktív lokalizációt az ún. „sprinkler”-rendszer végzi. A aktív lokalizációs rendszer szivattyúi az üzemzavari hűtőrendszer kisnyomású szivattyúival párhuzamosan bór és

154


hidrazinhidrát tartalmú vizet porlasztnak be hermetikus helyiségekbe. A víz kondenzálja a kigőzölgött hűtőközeget, míg a hidrazinhidrát oldatba viszi a radioaktív jód izotópokat. A passzív rész az ún. lokalizációs torony, mely buborékoltató kondenzátorokból és levegőcsapdákból áll. A csőtöréskor fejlődő gőz a levegővel együtt áthalad tálcákon tárolt vízen, miközben kondenzálódik. A levegő pedig a nagytérfogatú csapdákba kerül. A gőz kondenzálódása következtében a hermetikus helyiségekben a túlnyomás nem haladja meg a veszélyes mértéket. 3.5.3.4. A gőzfejlesztés lehetőségei

Az eddigiekben láttuk (3—47. ábra), hogy a legnagyobb beépített teljesítményt a kétkörös kialakítású PWR típusú atomerőművek jelentik, így a továbbiakban kizárólag e típus sajátosságaival foglalkozunk. Tesszünk mindezt azért is, mivel hazánkban a Paksi Atomerőmű is négy PWR (az orosz elnevezés alapján VVER, ВВЕР, водаводянный-энергетический-реактор) blokkból áll. A gőzfejlesztés megoldásának vizsgálatakor először is a reaktor hűtésének fenntartását ellátó főkeringető szivattyút kell megvizsgálnuk, majd csak ez után térhetünk a gőzfejlesztés megoldásának és üzemviszonyainak vizsgálatára. A hűtőkör Kétkörös atomerőműveknél a hűtőközeg áramlásának fenntartásáról a főkeringető szivattyú (FKSZ) gondoskodik. A cirkulációs kör kiterjedtsége, a hűtőközeg nagy áramlási sebessége, valamint a tömör elrendezésre való törekvés nagy áramlási ellenállást eredményez. Ennek legyőzése természetes cirkulációval csak részterhelésen lehetséges. Ezt a szivattyúk számának meghatározásában figyelembe veszik. A nagynyomású keringető szivattyúval szemben támasztott legfontosabb — a szállított közeg radioaktivitása miatt —, hogy egyáltalán ne legyen szivárgása. E körülmény a szivattyút bonyolulttá és költségessé teszi. Az alkalmazott hermetikus, tömszelence nélküli szivattyúk a beruházási költségek egy jelentős tényezőjét jelentik. A szivattyúkat nagynyomású üzemre tervezték, de már 20 bar nyomásnál üzembe helyezhetők, ennek az indításnál van jelentősége. A villamosenergia-fogyasztás csökkentése érdekében két fordulatszámmal üzemeltethetők. A magasabb az indítás és a reaktor lehűtése során, míg az alacsonyabb a normál üzemállapotokban. A hermetikus szivattyúk hátránya a viszonylag alacsony hatásfok (60..65 % szemben a tömszelencés típusok 80..82 %-val) és a magas ár (a főkeringető szivattyúk annyiba kerülnek, mint a fűtőelemek nélküli reaktor). További nehézséget jelent, hogy bizonyos teljesítmény felett már nem kivitelezhetők. A VVER-440 blokkokban mindezekből következően hat hűtőközeg hurkot alakítottak ki. A szivattyúk egyenként 6000 m3/h mennyiség szállítására képesek 5..6 bar nyomáskülönbség mellett. A hűtőkörök kialakításának vázlatát a 3—51. ábra szemlélteti. Természetesen a hűtőkörök ezen felül tartalmaznak járulékos főberendezéseket is, melyek közül a legfontosabb térfogatkompenzátor mely az egyik hűtőkörhöz csatlakozik. Feladat a hűtőközeg állandó nyomásának biztosítása, ill. a térfogatkompenzálás. A nyomástartást gőzpárna, valamint villamos fűtés, ill. „hideg” hűtőközeg befecskendezése biztosítja.

155


2 4

3

3 4 2

4

3

1

3 4

4 3

4

3

5 2 3—51. ábra. A VVER-440 blokk hűtőköreinek vázlata 1: reaktor; 2: gőzfejlesztő; 3: főkeringető szivattyú; 4: főelzáró tolózár; 5: nyomástartó edény (térfogatkompenzátor)

A gőzfejlesztő A gőzfejlesztő minden kétkörös atomerőműnek elengedhetetlen tartozéka. Ez választja szét a primer és a szekunder kört, ebből következően azonos mértékben tartozik mindkettőhöz. Ha a hűtőközeg jellemzői adottak, akkor a turbinába lépő frissgőz jellemzőit a gőzfejlesztő felépítése és kapcsolása határozza meg. Így alapvető a hűtőközeg és az elgőzölgő víz közötti minimális hőmérséklet különbség, a hűtőközeg hőmérsékletének változása a gőzfejlesztőben, ill. ami ugyanaz, a hűtőközeg felmelegedése a reaktorban. A VVER típusú atomerőművekben a gőzfejlesztő hőkapcsolása a 3—52. ábra szerint lehetséges. Ugyanezen ábrán látható mindhárom kapcsoláshoz tartozó hőmérséklethőteljesítmény ( t − Q ) diagram is. A legegyszerűbb kapcsolásban, melyet a b ábrarész mutat, a belépő tápvíz összekeveredik a berendezésben lévő telített állapotú vízzel, és bizonyos mennyiségű gőz lekondenzálása révén felmelegszik a nyomásnak megfelelő telítési hőmérsékletre. Ezért nem követünk el hibát, ha feltételezzük, hogy a gőzfejlesztőben lévő munkaközeg hőmérséklete állandó és megegyezik a telítési hőmérséklettel. A Paksi Atomerőmű VVER-440-es blokkjai is ilyen gőzfejlesztővel rendelkeznek. A gőzfejlesztő ellátható külön — hűtőközeggel fűtött — tápvízelőmelegítővel is, ahogy azt a c ábrarész szemlélteti. Ekkor a minimális hőmérsékletkülönbség helye némileg eltolódik, ami nagyon kismértékű nyomásnövelést tesz lehetővé. A különálló tápvízelőmelegítő alkalmazásával látszatra csökkenthető a gőzfejlesztéshez szükséges fűtőfelület. Figyelembe kell azonban venni, hogy a tápvízelőmelegítő hőátviteli tényezője mindig rosszabb, mint a gőzfejlesztőé, ezért a teljes gőzfejlesztőt tekintve

156


csak akkor takarítunk meg fűtőfelületet, ha a tápvízelőmelegítő rész logaritmikus közepes hőmérsékletkülönbsége nagyobb az anélküli gőzfejlesztőénél. A tápvízelőmelegítő különválasztása általában még akkor is megdrágítja a berendezést, ha a fűtőfelületet csökkenthetjük. Ennek okai a következők: ha a tápvízelőmelegítő külön edényben van elhelyezve, akkor a berendezés méretei növekednek (főként a primerköri csővezetékek miatt); ha a tápvízelőmelegítő a gőzfejlesztő edénybe van beépítve, akkor általában az üzembiztonság rovására bonyolultabb a fűtőfelületek elhelyezése. Ezért a VVER típusú erőművekben kizárólagosan a b ábrarész szerinti gőzfejlesztés valósul meg. Különálló tápvízelőmelegítő (c ábrarész), valamint tápvízelőmelegítő és túlhevítő (a ábrarész) alkalmazása elsősorban a gázhűtésű erőművekre jellemző.

a.) 5

1

2

b.)

c.)

1

1

2 3

2 3

3

4

4 min ∆TGF

T

QGF

Q

T

min ∆TGF

T

QGF

Q

min ∆TGF

QGF

Q

3—52. ábra. Kétkörös nyomottvizes atomerőművek gőzfejlesztőinek hőkapcsolása 1: reaktor; 2: fő keringető szivattyú; 3: elgőzölögtető; 4: tápvízelőmelegítő; 5: túlhevítő

A b ábrarész szerinti kapcsolásban a minimális hőmérsékletkülönbség

min ( ∆TGF )

értékének döntő jelentősége van a gőzfejlesztőt elhagyó telített gőz nyomásának min értéke, annál kisebb a gőzfejlesztő meghatározásában. Minél nagyobb ∆TGF min szükséges felülete, így annak ára is. Ezzel szemben ∆TGF értékének növekedése a frissgőznyomás csökkenését vonja maga után, ami egyértelműen rontja az erőmű hatásfokát. Tehát két ellentétes hatást figyelembe véve kell az optimális hőfoklépcső értékét meghatározni, így a gőzfejlesztő felületének nagyságát megtervezni. A minimális hőmérsékletkülönbség szokásos értéke 10..15 °C között van. Ennek már igen csekély megváltozása nagymértékben befolyásolja a fűtőfelület nagyságát (pl. 2,5 °Cos változás 15..20 %-os fűtőfelület, így ár változást eredményezhet).

A gőzfejlesztő fűtőfelülete mindig kis átmérőjű csőkígyókból áll; ezeken belül áramlik a nagynyomású hűtőközeg. Szerkezeti felépítés szempontjából a gőzfejlesztő 157


lehet álló vagy fekvő elrendezésű. Mindkét esetben a gőzfejlesztőben természetes cirkulációt alkalmaznak. A szovjet tervezésű VVER típusú atomerőművek fekvő elrendezésű gőzfejlesztővel vannak ellátva (3—53. és 3—54. ábra). A teljesítőképesség növekedésével folyamatosan gondoskodtak a hőátvitel intenzitásának fokozásáról: csökkentették a vízcsövek átmérőjét, minek következtében a hűtőközeg áramlási sebessége növekedett, a gőzképződés hőmérsékletét szintén megemelték, ami a hőátviteli tényező értékének 1,7-szeres növelését tette lehetővé. Ezzel párhuzamosan a gőzfejlesztő tartályméretei csak jelentéktelen mértékben növekedtek. A fekvő gőzfejlesztőkbe szerkezetileg nehéz még kisméretű túlhevítő beépítése is. Az álló gőzfejlesztő kedvezőbb mind a primerköri berendezések elrendezése, mind pedig a gőztérbe épített túlhevítő felület elhelyezése szempontjából. A nem szovjet tervezésű nyomottvizes atomerőművek kivétel nélkül álló gőzfejlesztővel készültek (3—55. ábra). A fekvő gőzfejlesztők egyik előnye, hogy oly módon helyezhetők el, hogy fűtőfelületeik akkor is víz alatt maradnak, ha a reaktor fedelét üzemanyag átrakás miatt leemelik. Ilyenkor nincs szükség külön reaktorhűtőkre, hanem ezt a feladatot maga az üzemi hűtőkör képes ellátni. Az álló gőzfejlesztő ennek lehetőségét kizárja. A fekvő gőzfejlesztő nagy vízfelülete viszonylag alacsony gőzsebességet eredményez, ezért a gőzfejlesztőn belüli cseppleválasztásra elegendő a legegyszerűbb berendezéseket (zsalus leválasztó) beépíteni. Álló gőzfejlesztő esetén viszont igen nagy hatékonyságú, ciklon típusú leválasztókat kell építeni. 1 10

2 9

9

8 3

3

5

3

3 4

5

6

7

8 3—53. ábra. Fekvő elrendezésű gőzfejlesztő 1: gőzgyűjtő kamra; 2: búvónyílás; 3: leiszapoló és víztelenítő csonkok; 4: csőcsonk a primerköri fővezeték csatlakoztatásához; 5: primerköri vízleosztó kamra; 6: fűtőcsőkígyók; 7: a gőzfejlesztő tartálya; 8: primerköri vízgyűtő kamra; 9: a primer kör légtelenítője; 10 zsalus cseppleválasztó

158


4 5

6 7

3

4

2

1

3—54. ábra. Nyomottvizes atomerőmű fekvő elrendezésű gőzfejlesztője túlhevítővel 1: primerköri vízgyűjtő kamra; 2: elgőzölögtető felület; 3: tápvíz belépés; 4: túlhevített gőz elvezetés; 5: túlhevítő felület; 6: cseppleválasztó; 7: ejtőcsövek a leválasztott víz elvezetésére

159


1

2

7 3

6

4

2

5 3—55. ábra. Álló elrendezésű gőzfejlesztő a VVER 1000 nyomottvizes reaktorhoz 1: a gőz elvezetése; 2: búvónyílások; 3: tápvíz bevezetés; 4: reaktor hűtőközeg bevezetés 5: időszakos leiszapolás; 6: folyamatos leiszapolás; 7: cseppleválasztók

160

A GŐZTURBINA ÉS SEGÉDRENDSZEREI

3.6. A gőzturbina és segédrendszerei Ebben az alfejezetben részletesen bemutatjuk az erőművekben alkalmazott különféle turbinatípusok főbb energetikai sajátosságait, elemezzük turbina hatásfokait és veszteségeit. Ismertetjük az alkalmazott teljesítmény-szabályozási módszereket és azoknak az erőmű hatásfokára gyakorolt hatását. Bemutatjuk turbina segéd- és biztonsági rendszereit: záró- és tömszelencegőz-rendszer; kenés és olajellátás rendszere.

3.6.1. Alapfogalmak A gőzturbina a gőzerőmű körfolyamatában az expanziót, azaz a munkavégzést megvalósító elem. Első, 1882-ben történt alkalmazását követően elődjét, a dugattyús gőzgépet igen gyorsan kiszorította. Az energiaátalakítás folyamata alapvetően a következők szerint megy végbe: a turbinába, ill. többfokozatú turbina esetén a fokozatba érkező gőz termikus energiájának rovására sebességre tesz szert, és a sebességgel rendelkező gőz a forgórész lapátozatára kifejtett erőhatás révén terhelés ellenében munkát végez. A sebességnövekedés egyidejű nyomás és entalpiacsökkenés mellett megy végbe a lapátozat változó keresztmetszetű csatornáiban. A sebességnövekedés a h1 − h2 =

c22 c12 − , 2 2

(3.107)

egyenlet szerint számítható, ahol az 1 index a csatorna előtti, a 2 a csatorna utáni állapotra utal. A gőzt gyorsító csatornát úgy kell kialakítani, hogy áramlástanilag kedvező legyen és képes legyen az mg gőzáramot, c sebességgel és v fajtérfogattal A keresztmetszeten átbocsátani, azaz a kontinuitási egyenlet szerinti mgv = Ac

(3.108)

egyenlőség teljesüljön. A turbina gőznyelését a csatornák egészére kiterjedő, a különféle veszteségeket is figyelembe vevő áramlástani számítás alapján határozhatjuk meg, melyet itt nem részletezünk. Ennek megfelelően a csatornák gőznyelése (következésképpen a turbina gőznyelése): –

a csatorna legszűkebb keresztmetszetével arányos;

–

a csatorna előtti gőznyomással egyenesen arányos;

–

a csatorna előtti fordítottan arányos;

–

a nyomásviszonytól egy, a 3—56. ábra vonala szerinti függ.

(abszolút

termodinamikai)

gőzhőmérséklet

négyzetével

161


ψ/ψmax

1

1

(p/p1)krit

p/p1

3—56. ábra. Az áramlás sűrűségének viszonylagos értéke

A turbina maximális gőznyelését ezek figyelembevételével az alábbi összefüggéssel lehet meghatározni: mg,max = Ap1

1 ψ . T1 ψ max

(3.109)

3.6.1.1. A turbinafokozat jellemzői

A fokozat a gőzturbinának az a legkisebb része, mely gőzt gyorsító és munkát végző elemeket egyaránt tartalmaz. A fokozat álló- és futócsatornákból, ill. álló és futólapátozásból áll. Entalpiaváltozás (hőesés) bekövetkezhet mind az álló, mind pedig a futólapátozaton. A teljes fokozatban feldolgozott hőesés és a futólapátozatra jutó hőesés hányadosát reakciófoknak nevezzük. Kiszámítása az r =

∆hfutó ∆hfokozat

(3.110)

összefüggéssel történik. A reakciófok értéke alapján megkülönböztetünk akciós és reakciós fokozatot, ill. turbinát. Kerületi erő (Fu): az egységnyi gőztömegáram mellett fellépő erőhatás kerületi összetevője, amit a futólapát homorú oldalán uralkodó nyomás ( phom ) és hátoldalán uralkodó nyomás ( phát ) különbsége határoz meg. Minél nagyobb ez az erő, annál jobb hatásfokú a rács. Kerületi teljesítmény (Pu): a gőz által a kerületen végzett munka. Értéke: Pu = Fu ⋅ u ,

(3.111)

ahol u a kerületi sebesség. Kerületi hatásfok (ηu): teljesítményének viszonya:

a

kerületi ηu =

162

teljesítmény Pu . mg∆ hiz

és

a

fokozat

izentropikus

(3.112)


Kilépési veszteség (∆hk): a fokozatot elhagyó gőz c2 sebességéből adódó — a fokozatban nem hasznosított — fajlagos mozgási energia: ∆ hki =

c22 . 2

(3.113)

Hangsúlyozzuk, hogy ez a veszteség csak az adott fokozat szempontjából jelent veszteséget. A gőzturbina egészére vonatkozóan tényleges veszteséget csak az utolsó fokozat kilépési vesztesége jelent. Akciós fokozatban az r reakciófok nagyon kicsi, szélső esetben 0. Ez azt jelenti, hogy az akciós fokozatban a hőesés nagy részét − szélső esetben a teljes hőesést − az álló lapátozás dolgozza fel, a futólapátozáson nagyrészt − szélső esetben teljes egészében − a gőz mozgási energiájának rovására történik a munkavégzés. Előzőek miatt a gőz nagyon felgyorsul az álló lapátrácsban, következésképpen a kilépő sebességek viszonylag nagyok. A nagy sebességérték miatt az ilyen fokozat igen kényes az áramlási veszteségekre, hatásfoka erősen változik a fordulatszámmal. Reakciós fokozatban a reakciófok nagy, rendszerint 0,5, azaz a futólapátozás is jelentős hőesést (r = 0.5 esetében a teljes hőesés felét) dolgoz fel. Minthogy az álló lapátozás csak a teljes hőesés egy részét dolgozza fel, a sebességek viszonylag alacsonyak. Emiatt az áramlási veszteségek kicsik, hatásfoka a fordulatszámtól kevéssé függ. Mivel a futólapátozás dolgozza fel a hőesés egy részét, a futólapátozáson a nyomásesés számottevő, következésképpen jelentős résveszteséggel kell számolni. Az akciós fokozatra a rövidebb lapátok és a nagyobb átmérők jellemzőek (a kis résveszteség megengedi ezt), ami nagyobb kerületi sebességet ad. A reakciós fokozatban bekövetkező nagyobb résveszteség nagyobb lapáthosszakat és kisebb átmérőket tesz szükségessé, ami kisebb kerületi sebességet eredményez. Utóbbiak miatt az akciós fokozatban nagyobb hőesés dolgozható fel, mint a reakciós fokozatban. 3.6.1.2. A turbinafokozat veszteségei és hatásfoka

Áramlási veszteségek. Ezek a gőznek az álló-, ill. a futócsatornákon való átáramlása közben a gőz külső és belső súrlódása során keletkeznek. Egy részük független a lapát hosszától, így csak annak profiljától függ. Ezeket együttesen profilveszteségnek nevezzük. A gőzáram korlátozott keresztmetszetű csatornában való áramlásával kapcsolatos és a profilveszteséggel azonos csoportba sorolható a lapáthosszveszteség, mely a lapát hosszával fordítottan arányos. Parcialitási veszteségről beszélünk, ha a gőzáram egyszerre nem a teljes kerület mentén az összes lapátot éri, hanem csak korlátozott hosszon bizonyos számú lapátot fúj meg. Egy fokozaton belül áramlási jellegű veszteséget okoz még – az áramlás útjában lévő lapátkötöző- vagy rezgéscsillapító huzal; – a lapátvégek leélezése; – a hosszú lapátok legyezőszerű elhelyezése.

Tárcsasúrlódás és ventiláció. A gőzzel telt térben a tárcsa a gőz hasznos teljesítményének rovására súrlódási munkát végez. A forgótárcsa hatására a gőztérben lévő gőz szintén forgásba jön. A tárcsához tapadó gőzrészecskék sebessége azonos a tárcsa kerületi sebességével, míg a gőztér falánál lévőké nulla. A turbinatengely körüli forgáson kívül a gőz örvénylik is, melyet az okoz, hogy a centrifugális erő miatt a 163


tárcsához tapadó részecskék kifelé sodródnak, a határoló falak mellől pedig a gőz a tárcsák felé áramlik. Ez az örvénymozgás okozza az ún. tárcsasúrlódási veszteséget. A ventilációs veszteség azáltal keletkezik, hogy a lapátok időnként ki vannak töltve gőzsugárral, hol pedig gőzzel telt térben forognak, miközben a forgó lapátrács ventilátorként keveri a tárcsát körülvevő térben a gőzt. A tapasztalatok azt mutatják, hogy azonos kerületi sebességű tárcsák közül a nagyobb átmérőjű, így kisebb fordulatszámú tárcsa forgása okozza a nagyobb veszteséget. A kis teljesítményű turbinák, ahol ez a veszteség számottevő értékű lehet, ebből következően mindig kis méretűek és gyorsforgásúak. Ezek a veszteségek akciós fokozatokra jellemzők. Résveszteség. Résveszteséget a reakciós lapátozás és az ellenfelület közötti résen, valamint a különböző nyomású tereket az álló- és a forgórészen egymástól elválasztó réseken átszivárgó, így munkát nem végző gőz hozza létre. A résveszteség az átmérővel egyenes, a lapát hosszával fordítottan arányos. Emiatt az átmérőt általában a lehető legkisebbre választják és a szükséges áramlási keresztmetszetet a lapáthossz megnyújtásával igyekeznek biztosítani. Egyéb veszteségek. E csoportba soroljuk a korábban megismert kilépési veszteséget, mely az egész turbina szempontjából — több fokozat esetén — tényleges veszteséget csak az utolsó fokozatnál jelent. A vízfékezés a nedves gőzzel üzemelő turbinafokozatokban okoz veszteséget azáltal, hogy a vízcseppek sebessége a gőzáraménál kisebb, így a cseppek a futólapátok hátába ütköznek. Az így okozott veszteség — a tapasztalatok szerint —: akciós turbináknál 1 % nedvességtartalom 1 %kal csökkenti a belső hatásfokot, míg reakciós turbináknál ez a csökkenés 1,5..1,8 %. Ez magyarázza azt, hogy az atomerőművi nedvesgőz-turbinák döntő hányada akciós fokozatokból áll. Az eddig felsorolt összes veszteségek, mivel azok a turbinán belül lejátszódó energiaátalakítási folyamat során lépnek fel, belső veszteségnek nevezzük. Hasonlóan a kazánok indirekt hatásfok meghatározási módszeréhez, a turbinafokozat esetére is vezessük be az egyes veszteségformákhoz tartozó veszteségtényezőket: ξá áramlási veszteségtényező, ξs súrlódási és ventilációs veszteségtényező, ξp parcialitási veszteségtényező, ξr résveszteség-tényező, valamint ξ v vízfékezési veszteségtényező. Ezekkel a turbinafokozat belső hatásfoka a kerületi hatásfok ismeretében az ηT,fb = ηu − ξá − ξs − ξp − ξr − ξ v

(3.114)

összefüggéssel meghatározható. A veszteségek imént ismertetett felosztása elég önkényes, mivel a veszteségek egymástól is kölcsönösen függenek. Így pl. a résveszteség megzavarja a profil körüli áramlást, a gőznedvesség miatti veszteség pedig megváltoztatja a profil jellemzőit stb. A forgó gépes energiaátalakítás velejárói a különféle mechanikai veszteségek. Ezek döntő részét a csapágyak súrlódása, a levegőben forgó alkatrészek ventilációja (ez a ventiláció nem keverendő össze a turbinalapátok ventilációs veszteségével), valamint az olajszivattyúk energiafelvétele jelenti. Számszerű értéke az adott turbinára nézve állandónak tekinthető és általában így is adják meg (kW-ban vagy MW-ban). Ebből következik, hogy relatív értéke a terheléssel fordítva arányos. Abban az esetben, ha a mechanikai veszteséget relatív értékben (pl. hatásfokban) adják meg, azt mindig a maximális (névleges) teljesítményre kell vonatkoztatni.

164


3.6.1.3. Többfokozatú turbinák

Ha a turbinában feldolgozandó hőesés kicsi, akkor az egy fokozatban is megvalósítható. Általában azonban nem ez a helyzet. Emiatt több egymást követő fokozat dolgozza fel a teljes hőesést. Előzőeket egyfokozatú turbináknak, utóbbiakat többfokozatú turbináknak nevezzük. A turbinagyártás kezdeti időszakában az akciós és reakciós turbinák közötti különbség még szembetűnő volt. Napjainkra ez a szembetűnő eltérés a két típus között jelentősen csökkent, és a korszerű gőzturbinák gyakran készülnek akciós nagynyomású és reakciós kisnyomású fokozatokkal. Ennek ellenére az eltérés az akciós és reakciós turbinaszerkezetekben továbbra is fennmaradt. A továbbiakban megtartjuk e felosztást, de ha akciós turbinákról beszélünk, akkor azok esetében is jelentős reakciófokkal számolhatunk. Reakciós turbina alatt az r= 0,5 reakciófokú turbinákat értjük. A különbözőségek és hasonlóságok vizsgálatához tekintsük a 3—57. ábra szerint akciós, és a 3—58. ábra szerinti reakciós turbinát. Az akciós turbina szerkezeti felépítése a következő: a közös tengelyre tárcsákat rögzítenek, melyek külső kerületén helyezkednek el a forgólapátok. A tárcsákat vezetőkerekek választják el egymástól, amelyekben az állólapátok helyezkednek el. Ezekben történik a gőz expanziója. A turbinák vezetőkerékből és az azt követő forgólapátokat hordozó tárcsából álló része a fokozat. Két szomszédos fokozat vezetőkerekei által határolt térben forog a forgólapátokat hordozó tárcsa. A gőzáram mozgási energiájának jelentős része a forgólapátokon való áthaladás során a forgórészen fordítódik mechanikai munkavégzésre, ezért a forgólapátok után a gőz már igen kis sebességgel áramlik tovább. Az akciós turbinák nagy- és középnyomású fokozatai kis reakciófokkal készülnek, míg a kisnyomású fokozatokban már nagyobb reakciófok is megengedett. A gőz expanziója során a nyomáscsökkenéssel egyidejűleg megnő a gőz fajtérfogata, ami a térfogatáram növekedéséhez vezet. A növekvő térfogatáram áteresztésének biztosítása érdekében fokozatról fokozatra növelni kell az álló- és forgólapátok méretét (középátmérő és lapáthossz). A 3—58. ábra szerinti reakciós turbina a (és általában a reakciós turbinák) mennyiségi szabályozással (ennek magyarázatát lásd később) készülnek, emiatt az első fokozat egy akciós szabályozó fokozat, melynek gőzbeömlése részleges (parciális). A szabályozó fokozat utáni reakciós fokozatok már körkörös beömlésűek. Amíg kisteljesítményű akciós turbináknál a részleges gőzbeömlés az első, szabályozatlan fokozatnál is megvalósítható, addig reakciós fokozatoknál erre nincs lehetőség.

165


gőzbeömlés

állólapátsor

kiömlőház

szabályozó fokozat tömszelence gőz zárógőz tengelytömítés

tengelytömítés *

csapágyazás

csapágyazás

kerékszekrény-tér

* labirinttömítés a fokozatok között

kiömlőház járókerék és forgólapátsor 3—57. ábra. Akciós turbina felépítése

A reakciós fokozatok forgólapátjai közvetlenül a turbinatengelyre vannak felerősítve, az állólapátok pedig lapáttartó betétbe vagy a turbinaházba vannak beerősítve. Reakciós turbináknál az állólapátoknak vezetőkerékbe való beerősítése és a forgólapátok tárcsára való rögzítése nagy tengelyirányú erőkhöz vezetne, ami jelentősen megnövelné a turbina tengelyirányú méreteit, így az árát is. Mivel a reakciós fokozatok az akciós fokozatoknál kisebb entalpiacsökkenést dolgoznak fel, így az ilyen turbinák fokozatszáma az akciós turbinákénál nagyobb.

166

KONDENZÁCIÓS ÉS HŰTÉSI RENDSZEREK. VÍZELLÁTÁS

gőzbeömlés kiömlőház kiegyenlítő gőz tömszelence gőz tengelytömítés

zárógőz forgólapátsorok

csapágyak

csapágyak kiegyenlítő dob akciós szabályozó fokozat

kiömlőház állólapátsorok

3—58. ábra. Reakciós turbina felépítése

3.7. Kondenzációs és hűtési rendszerek. Vízellátás

3.7.1. A kondenzációs berendezés A kondenzátor alkalmazásával elsősorban az a célunk, hogy benne a légkörinél kisebb nyomást tartva, a turbinában végbemenő expanzió alsó nyomás- és így hőmérséklethatárát csökkentsük növelve a körfolyamat termikus hatásfokát. Ennek vizsgálatához induljunk ki a termikus hatásfoknak az egyenértékű reverzibilis CARNOT-körfolyamatra vonatkozó η = 1−

Tel Tbe

(3.115)

alakjából. Tételezzük fel, hogy változatlan hőbevezetési viszonyok (Tbe = áll. ) mellett változtatjuk a hőelvonás középhőmérsékletét. E változtatásnak a termikus hatásfokra gyakorolt hatását szemlélteti a 3—59. ábra. Névleges hőelvonási hőmérsékletnek válasszuk az átlagosnak tekinthető 29 °C-ot, mely 0,04 bar kondenzátornyomásnak felel meg. A kezdőparaméterek legyenek: 120 bar és 550 °C!

167


Hatásfok 0,46 0,455 0,45 0,445 0,44 0,435 0,43 0,425 0,42 -15

-10 -5 0 5 10 Eltérés a névleges kondenzációs hőmérséklettől, °C

15

3—59. ábra. Reverzibilis körfolyamat hatásfokának változás a kondenzátor-hőmérséklet függvényében

A légkörnél kisebb nyomás létesítése és fenntartása lehetővé válik, ha a turbinából a kondenzátorba érkező gőzt lecsapatjuk (ismét folyékony halmazállapotúvá alakítjuk) a gőz párolgáshőjének folyamatos elvonásával. Hőelvonásra legelterjedtebben természetes hűtőközeget, levegőt vagy vizet használunk, melyet a kondenzátoron átvezetve a gőzzel közvetett vagy közvetlen érintkezésbe hozunk. A kondenzációs berendezéseknek a turbinából kilépő gőz kondenzálása nem a kizárólagos feladata. Az erőműves üzemeltetési gyakorlat szükségessé teszi, hogy a kondenzátor alkalmas legyen a blokk indulása, leállása és terhelésének hirtelen megváltoztatása során jelentkező gőzfölösleg lekondenzálására is, megfelelően kiépített redukáló és megkerülő vezetékeken keresztül. Ennek az a célja, hogy csökkentsék a csapadékvíz veszteséget, hiszen költséges módszerekkel sótalanított vízről van szó. A felsoroltakon túl a kondenzátor elláthatja a következő feladatokat is: a gőzturbina víztelenítésekor adódó csapadékok összegyűjtése, az alsó előmelegítő fokozatok fűtőgőz kondenzátumának, valamint a póttápvíz fogadása. A kondenzátor elláthat gáztalanítási feladatokat is. 3.7.1.1. Keverő kondenzátorok

A kondenzátor műszaki kivitele szempontjából lehet felületi vagy keverő kondenzátor. A keverő kondenzátorban a gőz és a víz közötti hőáram nem szilárd elválasztó felületen keresztül jut át, hanem közvetlen érintkezés révén. Ebből származik az az előnye, hogy a két közeg hőmérséklete között nincs hőfoklépcső (a berendezésből kilépő közegek azonos hőmérsékletűek és természetesen azonos halmazállapotúak). Korábban (az erőműépítés kezdeti korszakában) hosszú ideig kerülték alkalmazását, mivel a kondenzátorba befecskendezett nyers hűtővíz sok szennyeződést (sók, gázok stb.) is bevitt a gőzkörfolyamat munkaközegébe. Keverő kondenzátort a HELLER— FORGÓ-rendszerű hűtésnél alkalmaznak, melynek részletesebb bemutatására a későbbiekben még visszatérünk.

168


1

3

3

2

2

4

4 3

3

3

5 3—60. ábra. Keverő (nyomásporlasztásos) kondenzátor elvi kialakítása 1: gőz belépés; 2: vízelosztó kamrák; 3: porlasztó fúvókák; 4: levegő elszívás; 5: hűtővíz és csapadék elvezetés

A keverő kondenzátorok tervezése során a hellyel, valamint a beruházási költséggel való takarékoskodás érdekében arra kell törekedni, hogy a lehető legnagyobb, térfogategységre vetített kondenzációs teljesítményt érjük el. A minimális energiafelhasználás érdekében a hűtővíz befecskendezés energiaigényét is a lehető legkisebb értéken kell tartani. A hűtővíz befecskendezését úgy kell megvalósítani, hogy a lehető legtökéletesebb hűtési viszonyokat biztosítsuk (a lehető legnagyobb fázisérintkezési felületet), vagyis a lehető legkisebb fajlagos hűtővízszükségletet. A póttápvíz gáztalanítását már a kondenzátorban kell elvégezni. Gondoskodni kell a megfelelő légtömörségről és a beszivárgó levegő folyamatos elszívásáról. A keverő kondenzátoroknak három alapvető rendszere alkalmazható: –

csepegtetős rendszer, melynél a hűtővíz lépcsőzetes csepegtetése perforált lemezeken vagy megfelelő áttörésekkel ellátott felületen keresztül történik;

–

nyomásporlasztásos rendszer, melynek lényege, hogy a hűtővizet nagy nyomással porlasztó fúvókákon keresztül fecskendezzük be a gőztérbe;

–

vízfilmes rendszer, ahol a víz igen vékony film formájában jut a kondenzátorba.

A hagyományos módszernek a csepegtetős eljárás tekinthető, melyet elsősorban a legrégebben épült keverő kondenzátoroknál alkalmaztak. E kondenzátor típus hátránya, hogy a kis fajlagos vízfelület miatt a berendezés mérete igen nagy. Alkalmazása mára teljesen háttérbe szorult. A porlasztásos rendszerben (3—60. ábra) elsőrendű követelmény, hogy a hűtővizet a lehető legfinomabb (a lehető legnagyobb fajlagos felületet adó) cseppekre bontsuk. Ez igen energiaigényes folyamat, mivel le kell küzdeni a víz felületi feszültségét. A porlasztás során különböző méretű cseppek keletkeznek, melyek repülési sebessége, így a gőztérben való tartózkodási sem azonos. A kondenzátor térfogatát a legnagyobb 169


cseppeknek megfelelően kell meghatározni, mivel ezeknek a legrosszabbak a hőátadási tulajdonságaik. Az egyes porlasztási kúpok között holtterek jönnek létre, ahol nem történik kondenzáció. Mindezek a tényezők a kondenzátor méretének növekedését okozzák. A jelenleg alkalmazott keverő kondenzátorok porlasztás helyett igen vékony vízfilm formájában jutatták a hűtővizet a gőztérbe. A vízfilm alkalmazásának előnye, hogy ezeket igen nagy számban lehet egymással párhuzamosan elhelyezni, igen jó helykihasználást érve el. A kondenzáció során a gőz a vízfilmmel párhuzamosan áramlik. A hőátadási viszonyok javítása érdekében a lehető legvékonyabb filmre kell törekedni és biztosítani kell a filmen belüli turbulens áramlást. Ezt a vízfilmesítő fúvóka (3—61. ábra) megfelelő kialakításával lehet elérni.

3—61. ábra. Vízfilmesítő fúvóka

A vízfilmen belüli turbulencia úgy jön létre, hogy a viszonylag nagy keresztmetszetű hengeres sugár a terelőlemezen egyoldalas súrlódást és irányeltérést szenved. Ez a megoldás egyúttal kellő vékonyságú vízfilmet is eredményez. A kísérleti és üzemeltetési tapasztalatok azt mutatták, hogy e kondenzátor típus kisebb energiaigényű, mint a nyomásporlasztásos. A 3—62. ábra egy vízfilmes keverőkondenzátor felépítését mutatja. A kondenzációs teret a vízkamrák függőleges csatornákra osztják. E csatornák alján helyezik a légtelenítési helyeket, mely megoldás előnye, hogy az elszívónyílások megfelelő kialakításával minden egyes gőzúttól egyenletes levegőelszívás biztosítható. A kondenzátor közepén helyezkedik el a póttápvíz gáztalanítására szolgáló berendezés.

170


1 4 9

2

7

3

10 8

4

7 4 9

5 6 3—62. ábra. Gáztalanítóval épített vízfilmes keverőkondenzátor elvi felépítése 1: gőz belépés; 2: hűtővíz belépés; 3: befecskendező (filmesítő) fúvókák; 4: gőz-levegő elszívás; 5: hűtővíz kilépés; 6: gáztalanított kondenzátum kilépés; 7: utóhűtő; 8: gáztalanító oszlop; 9: gáztalanító fűtőgőz belépés; 10: előmelegítők felől érkező csapadék belépése

Mint azt a későbbiekben látni fogjuk a légtelenítés (a gőz-levegő keverék elszívása) alapvető fontosságú a kondenzátorok üzemében. A gőzáramlási utakat a keverőkondenzátorban is úgy kell kialakítani, hogy a nem kondenzálódó gázok egy előre meghatározott és a kondenzátor konstrukciója által rögzített irányba áramoljanak. Megfelelő kivitel esetén a gőz maga előtt tolja ezeket a gázokat a légelszívás helyeire, ahonnan vákuumszivattyúkkal eltávolíthatók. Minden keverőkondenzátor, melyben a hűtővíz a gőz telítési hőmérsékletére melegszik fel és telített állapotba kerül, egyidejűleg gáztalanítási funkciót is ellát. A vízből kiűzött gázokat a légszivattyúk távolítják el a berendezésből. A gáztalanítás sikeressége azonban nem csak a megfelelő hőmérsékleten és telítési állapoton múlik, hanem ehhez kellő idő is szükséges. Mivel a gáztalanítandó víz nem tartózkodik ennyi ideig a kondenzátorban, külön gáztalanítót is — ahogy azt a 3—62. ábra is mutatja — szerelnek e berendezésbe. Itt nem a teljes vízmennyiséget gáztalanítják, hanem csak a

171


körfolyamatba visszavezetett tápvizet. Egyes megoldások szerint e gáztalanító képezheti a tápvíz előmelegítés első fokozatát. 3.7.1.2. Felületi kondenzátorok

A kondenzátorok döntő többsége felületi kondenzátor, amely lehet víz- (ez a leggyakoribb), ill. közvetlen léghűtéses. Elterjedtsége okán a vízhűtésű felületi kondenzátorokkal foglalkozunk behatóbban. A vízhűtésű felületi kondenzátorral szerelt kondenzációs berendezés egyszerűsített általános kapcsolását a 3—63. ábra szemlélteti. 1

6 5

2 7 3

8 4 3—63. ábra. Felületi kondenzátorral épített kondenzációs berendezés sémája 1: a turbina kiömlő csonkjából érkező gőz; 2: felületi kondenzátor; 3: hűtővíz-szivattyú; 4: kondenzvízszivattyú (csapadékszivattyú); 5: gőzsugár-légszivattyú(k); 6: gőz hozzávezetés a gőzsugár légszivattyúhoz; 7: gőz-levegő keverék elvezetése; 8: kondenzátor zsomp

A kondenzáció folyamata annak következtében megy végbe, hogy a hűtővíz átveszi a gőz párolgáshőjét. A kapott kondenzátumot, mely a kondenzátor zsompban gyűlik össze, a kondenzvíz-szivattyú (csapadékszivattyú) nyomja − a csapadékvíztisztítón, majd a kisnyomású megcsapolásos tápvízelőmelegítőkön keresztül − a gáztalanítós táptartályba. A kondenzátor megfelelő helyéről (hidegpont) a légszivattyú szívja el a levegőt és az egyéb nem oldódó gázokat. Kondenzációs blokkoknál a turbinába lépő frissgőz tömegáramának mintegy 60..70%-a kerül a kondenzátorba. A kondenzátor hűtését tekintve lehet frissvízhűtésű, hűtőtóban, ill. hűtőtoronyban lévő vízzel hűtött, valamint levegőhűtésű. A hűtési módszerekkel részletesen a . szakaszban foglalkozunk. 3.7.1.2.1. A

FELÜLETI KONDENZÁTORON BELÜLI TERMIKUS FOLYAMATOK

A hőmérsékletek alakulását a hőátadó felület mentén a 3—64. ábra mutatja, ahol ts a kondenzátorban uralkodó nyomáshoz tartozó telítési hőmérséklet, thv1 és thv2 a hűtővíz be- és kilépő hőmérséklete. A ∆t2 = ts − thv2 kilépő hőfokkülönbség a kondenzátor egyik − elsősorban a hőátadó felület nagyságától függő − legfontosabb termikus jellemzője. Elméleti határesetben, azaz végtelen nagy felület esetében, ∆t2 = 0 , ill. thv2 = ts lenne.

172


35

ts

Hőmérséklet, °C

30

∆t2

thv2

25 20 ∆thv

15 thv1

10 5 0 0

0,25

0,5

0,75

1

Relatív felület 3—64. ábra. A kondenzátor hőmérséklet-felület diagramja

A hűtővíz belépő hőmérséklete ( thv1 ) a hűtővíz eredetétől és egyéb tényezőktől − pl. az évszaktól − függően általában 5..35 °C közötti érték. A ∆t2 hőmérsékletkülönbség egy sor konstrukciós és üzemi feltételtől függ, a gyakorlatban rendszerint 3..10 °C. A kondenzátor gőzoldali hőmérséklete első közelítésben: ts(1) = thv1 + ∆thv + ∆t2 ,

(3.116)

∆ thv = thv2 − thv1

(3.117)

ahol a hűtővíz felmelegedése a kondenzátorban. A (3.116) összefüggésből látható, hogy minél kisebb a hűtővíz belépő hőmérséklete (thv1), annál alacsonyabb − változatlan feltételek, azaz változatlan ∆thv és ∆t2 mellett − a kondenzálódó gőz hőmérséklete és nyomása. Ezáltal a hűtővíz hőmérséklete alapvetően befolyásolja a körfolyamat termikus hatásfokát (3—59. ábra). A kondenzátorba belépő, az atmoszférikusnál kisebb nyomású gőz mindig tartalmaz levegőt. A betört levegő mennyisége arányban áll a vákuum nyomású gőzteret az atmoszférától elválasztó felülettel, tehát adott terhelésnél állandó mennyiségű levegő kerül a rendszerbe. Részterhelésen nem csak a levegő gőzhöz viszonyított relatív mennyisége nő, hanem a turbina nyomásviszonyának átrendeződése következtében — megnő az atmoszférikusnál kisebb nyomású megcsapolások száma — a levegő abszolút mennyisége is nagyobb lesz. A rendszerbe került levegő nagyobb aránya, esetleg nagyobb mennyisége kedvezőtlenül befolyásolja a kondenzátor üzemviteli jellemzőit. A kondenzátor az az edény, amelyben a gőz cseppfolyósítása végbemegy. A benne uralkodó kondenzátornyomás ( pK ) a vízgőz telítési ( pg,s ) és a szennyezésként jelenlévő gázok ( pl ) parciális nyomásainak összege: pK = pg,s + pl .

(3.118)

A vízgőz telítési nyomása ( ps ) csak a telítési hőmérséklet függvénye. Ideális esetben a kondenzátorban nincs semmilyen oldhatatlan gáz, így pl = 0 és pK = ps . Minden 173


más esetben pK > ps . Ebből látszik, hogy a kondenzátorban lévő gázok a kondenzátornyomás emelésén keresztül rontják a körfolyamat hatásfokát. A keverék mindkét komponensére felhasználva a állapotegyenletet (vízgőzre ez nem pontos, de a közelítés a kondenzátor viszonyai között jelentéktelen hibához vezet) és figyelembe véve, hogy a gőz és gázok hőmérsékletei egyenlők (Tg = Tl ) valamint a térfogatok is egyenlők (Vg = Vl = V ) , kapjuk: pl m R = l ⋅ l , ps mg Rg

(3.119)

Rl p , Rg s

(3.120)

azaz a levegő parciális nyomása: pl = ε ⋅ ahol ε

a levegő és a gőz tömegaránya a kondenzátorban

gázállandók aránya

(ε = m m ). l

g

A

Rl = 0,622. Ezt figyelembe véve Rg pl = 0, 622 ⋅ ε ⋅ ps ,

(3.121)

ill. a (3.118) és (3.121) felhasználásával pg =

pK . 1 + 0, 622 ⋅ ε

(3.122)

A gőz kondenzátoron belüli mozgása mentén − a gőz fokozatos lekondenzálása miatt − a levegő relatív mennyisége ( ε ) nő. A légelszívás (pontosabban a levegő-gőz keverék) elszívása helyén a levegő relatív mennyisége jelentős. Utóbbiak miatt a pg és pl parciális nyomások változása a kondenzátoron belüli gőzáram mentén a 3— 65. ábrán látható módon alakul. A kondenzátorba való belépésnél a tér nyomása gyakorlatilag egyenlő a gőz nyomásával, mivel a levegő részaránya itt még igen csekély ( ε = 0, 0001..0, 0005 , azaz gyakorlatilag ε ≅ 0 ). A gőz levegő keverék áramlása következtében a csőköteg ellenállása miatt a tér nyomása csökken, a kondenzáció eredményeképpen a gőz mennyisége, így parciális nyomása is csökken, minek következtében a levegő parciális nyomása növekszik. Látható az ábrából, hogy a pK össznyomás is változik az áramlás mentén. A ∆pK nyomáscsökkenést a kondenzátor gőzellenállása határozza meg. Az elszívás helyén a gőz ps parciális nyomása lényegesen kisebb a pK -nál, ezért a keletkező kondenzátum kisebb hőmérséklettel rendelkezik, mint a pK -nak megfelelő hőmérséklet. Ez a ts,be − ts,tény hőmérsékletkülönbség a kondenzátor konstrukciójától, a hűtőközeg hőmérsékletétől a légelszívás és a csapadékelvezetés megvalósításától függ. A gőz-levegő keverék kondenzációja során a hőátadás képe jelentés mértékben eltér a tiszta gőz kondenzációjától. A gőz-levegő keverék kondenzációjánál a gőzrészecskék hideg hűtőfelülethez való áramlást csökkenti a csapadékfilm közvetlen közelében elhelyezkedő levegőfilm, s ennek következtében a hőátadási tényező értéke is jelentősen csökken. Az elvégzett kísérletek azt bizonyítják, hogy ε = 1 %-os

174


p

∆pK

pl

levegőtartalom kb. 50..60 %-kal csökkenti a gőz oldali hőátadási tényezőt, s néhány százalékos levegőtartalom esetén az gyakorlatilag nullává válik.

pK=Σp

gőz-levegő keverék ε=0,1..0,5

pg

pg

pK=Σp

pl

gőz-levegő keverék ε=0

a gőz útja az elszívás helyéig az elszívás helye 3—65. ábra. A nyomás változása a kondenzátorban a gőz áramlása mentén * A ts gőzhőmérséklet és a kondenzátor zsompban lévő kondenzátum tK hőmérséklete * különbség, melyet a kondenzátum aláhűtésének nevezünk, közötti ∆tK = ts − tK hozzájárul a kondenzátum oxigénnel és egyéb szennyező gázokkal történő telítődéséhez, ezáltal az erőművi berendezések korróziójához.

g

l hv2

pg cs pv gl

hv1

k 3—66. ábra. A kondenzátor áramai g: a turbinából beömlő gőz; l: a turbina felől a gőzzel együtt érkező, a gőzvezeték és a kondenzátor tömítetlenségein beszivárgó levegő; pg: a nagyobb nyomású hőcserélők (kisnyomású előmelegítők) légtelenítéséből származó páragőz; cs: a nagyobb nyomású előmelegítők csapadéka; 1: a belépő hűtővíz; 2: a kilépő hűtővíz; pv: a belépő pótvíz; k: a kilépő kondenzátum; gl: az elszívott gőz-levegő keverék

A kondenzációs berendezés egyszerűsített feltüntetett jelölések, mint indexek alapján.

mérlegegyenletei

a

3—66. ábrán

Tömegmérleg víz oldalon 175


mhv1 = mhv2 = mhv ;

(3.123)

mg + ml + mcs + mpg + mpv = mk + mgl .

(3.124)

gőz oldalon

Az energiamérleg (csak az entalpiákat figyelembe véve): mghg + mlhl + mcshcs + mpghpg + mpvhpv + mhv1hhv1 = belépő áramok

= mkhk + mglhgl + mhv2hhv2

.

(3.125)

kilépő áramok

Átrendezve víz és gőz oldali energiamérlegre az mhv ( hhv2 − hhv1 ) = mg ( hg − hk ) + mcs ( hcs − hk ) + mpv ( hpv − hk ) + +mpghpg − mglhgl + mlhl

(3.126)

összefüggést kapjuk. Figyelembe véve, hogy a hűtővíz és a gőz entalpiaáramához képest a többi elhanyagolható, valamint állandónak tekintve a hűtővíz fajhőjét, az energiamérleg felírható mhvc p,hv ( thv2 − thv1 ) = mg ( hg − hk )

(3.127)

formában is. Ebből az összefüggésből levezethető az ún. relatív hűtővízigény, melyet a Z =

hg − hk mhv = mg cp,hv ( thv2 − thv1 )

(3.128)

kifejezés definiál. A hűtővíz kilépő hőmérséklete felírható thv2 = thv1 +

hg − hk . c p,hv ⋅ Z

(3.129)

A kondenzálódó gőz telítési hőmérséklete ts = thv1 + ∆t2

(3.130)

módon kiszámítható, így összefüggést tudunk alkotni a kondenzátornyomás és a relatív hűtővízigény között, természetesen csak bizonyos egyszerűsítésekkel és elhanyagolásokkal. Vizsgáljuk a kondenzációt 0,03 és 0,15 bar közötti nyomástartományban, feltételezve, hogy a kondenzátorba érkező gőz gőztartalma 10 %. A 3—67. ábrán három belépő hűtővíz hőmérsékletre ábrázoltuk a kondenzátornyomás értékét a relatív hűtővízigény függvényében, állandó értékűnek tekintve a kilépő hőfokrést (esetünkben 8 °C-nak)!

176

Kondenzátornyomás, pK, bar


0,16 0,14 0,12 0,1 0,08 0,06 0,04 0,02 0

t hv1 =20 °C t hv1 =15 °C t hv1 =10 °C

0

20

40

60

80

100

120

Relatív hűtővízigény, Z 3—67. ábra. A kondenzátornyomás a relatív hűtővízigény függvényében

A 3—67. ábra alapján levonható a következtetés, hogy a relatív hűtővízmennyiséget nem célszerű 80 fölé emelni, mert ebben az esetben a nyomáscsökkenés már egyre kisebb mértékű, ugyanakkor egyre több hűtővízről kell gondoskodni. Optimális értéke 50..60 között van. A kondenzátornyomás optimális értékének megválasztása több tényező függvénye. Ezek a következők: a rendelkezésre álló hűtőközeg mennyisége, hőmérséklete és ennek időbeli változása; figyelembe kell venni azt is, hogy a nyomás csökkentésével nő a gőz fajtérfogata, ami igen nagy áramlási sebességekhez, következésképpen a kilépési veszteség növekedéséhez fog vezetni; azt sem szabad figyelmen kívül hagyni, hogy a nyomás csökkentésével a végnedvesség is növekszik. Ezen ellentétes hatások figyelembevételével meghatározható a kondenzátor optimális nyomása. A megfelelő kondenzátornyomás megválasztására a 3.11. alfejezetben részletesen visszatérünk. A kondenzátorok hőtechnikai méretezésének alapjául a hőteljesítményt megadó Qel = kA∆tln

(3.131)

összefüggés szolgál. ahol ∆tln az ún. logaritmikus hőfokkülönbség a hőátadó felület két oldala között. A 3—64. ábra szerinti jelölésekkel: ∆tln =

( ts − thv1 ) − ( ts − thv2 )

t − thv1 ln s ts − thv2

=

thv2 − thv1 t − thv1 ln s ts − thv2

(3.132)

A kondenzátorok méretezésénél alapvető jelentőségű a hőtátviteli tényező értékének kiszámítására, melyre két út kínálkozik. Az egyik az elméleti és kísérleti eredmények felhasználásával állít fel összefüggéseket, a másik módszer üzemelő kondenzátorokon végzett nagyszámú mérés kiértékelése alapján alkot meg empirikus formulákat. A legújabb keletű összefüggések már ötvözik e két módszer előnyös tulajdonságait. Az elméleti módszer Az elméleti módszer tárgyalásánál induljunk ki a hőátviteli tényező

177


 −1  1 1  + Rf + k =  db   α g  α ⋅ v  dk 

(3.133)

definiáló összefüggéséből! Ebben a kifejezésben α g , α v a gőz-, ill. vízoldali hőátadási tényező, Rf a hőátvivő fal hőellenállása, db , dk a hőátvivő csövek belső, ill. külső átmérője.

A lerakódásoktól mentes tiszta cső hőellenállása Rf =

1 dk d ⋅ ⋅ ln k , db 2 λf

(3.134)

ahol λ f a cső anyagának hővezetési tényezője. Ha a cső belső felülete elpiszkolódott, azaz a felületen lerakódás van, akkor ennek termikus ellenállását is figyelembe kell venni. Így a teljes termikus ellenállás: Rf =

1 dk d 1 d dk , ⋅ ⋅ ln k + ⋅ k ⋅ ln db 2 λ s db + 2δ 2 λf

(3.135)

ahol λ s a lerakódás hővezetési együtthatója, δ a lerakódás vastagsága. Az 1 mm falvastagságú sárgaréz csőre Rf ≅ 10−4

( m2sK ) /kJ.

Egy 0,1 mm vastag lerakódás

esetében ez az érték ( a λ s << λ f miatt) mintegy 5..10-szeresére nő. Az atmoszférikusnál kisebb nyomású, igen ritkán túlhevített, általában nedves gőz kondenzációjánál a csőtérben áramló gőz sebessége és jellemzői állandón változnak, valamint a hőátadó felület is két részre osztható. Az intenzív kondenzációs zónában a kondenzáció hőmérséklete elhanyagolható mértékben változik, míg a gőz oldali hőátadási tényező és a hőáramsűrűség a zónába való belépés maximális értékéről folyamatosan csökken a levegőhányad növekedése és a gőzáram sebességének csökkenése miatt. (A gőzsebesség igen nagy, akár 50 m/s körüli érték is lehet.) A gőzlevegő hűtőfelület zónájában, ahol a levegőtartalom a már a belépésnél is jelentős nagyságú lehet, tovább növekszik a 0,1..0,5 értékig. Ennek következtében csökken a gőz parciális nyomása, így hőmérséklete is, s ezek az okok viszonylag alacsony, de közel állandó értékű hőátadási tényezőhöz és hőáramsűrűséghez vezetnek. A kondenzátorok gőz oldali hőátadási tényezőjének pontos meghatározását számos tényező nehezíti:

– a gőz rendszerint keresztáramban áramlik ezzel elősegítve a csöveken lévő kondenzátum leválását, – a csöveken kialakuló csapadékfilm csak bizonyos csősorig marad lamináris, – a gőz és kondenzátumfilm fázisérintkezési felületén a súrlódás (nyíróerők) nem elhanyagolhatók, különösen a nagysebességű keresztirányú gőzáramlásnál. A kísérletileg mért értékekkel a legjobb egyezést a CHEN-féle 1/ 4  ∆h    g ρ′ ( ρ′ − ρ′′ ) λ ′3 [ r + ∆h ]  ( z − 1)  α g = 0, 728  1 + 0, 2  r dkη′ ( ts − tf ) z      

178

(3.136)


összefüggés adta, ahol tf a hőátadó cső külső (gőz oldali) falának közepes hőmérséklete,

g a gravitációs gyorsulás (9,80665 m/s2) r a gőz párolgáshője, c a csapadék fajhője, ∆h =

3 c ( ts − tf ) a csapadék aláhűtöttségének jellemzője, 8

z az egymás alatt lévő csősorok száma, λ ′ a telített folyadék hővezetési tényezője a mértékadó hőmérsékleten, η′ a telített folyadék dinamikai viszkozitása a mértékadó hőmérsékleten, ρ′ a telített folyadék sűrűsége a mértékadó hőmérsékleten, ρ′′ a telített gőz sűrűsége.

A mértékadó hőmérséklet: tm =

ts + tf . 2

A hőátadási tényező — számított — értéke igen nagy, akár 10..15 kW/(m2·K) is lehet. A valóságban megfigyelhető értékek — légbetörés és a lecsurgó kondenzátum film kedvezőtlen hatása miatt — ennél valamivel kisebbek. A víz oldali hőátadási tényező meghatározására az irodalom igen sok összefüggést közöl, attól függően, hogy az adott szerző mely tényezők figyelembevételét tartotta kiemelendően fontosnak. Ezek közül legelterjedtebben a MCADAM-féle DITTUSBOELTER α v = 0, 023

( )

λ wdb db ν

0,8

 Pr 0,25 Pr0,43  ,  Prw 

(3.137)

ill. újabban az

λ αv = db

 ( 1, 82 − log Re− 1, 64 )−2   Re− 103 )  Pr (  8  1 + 12, 7

( 1, 82 − log Re− 1, 64 )−2

8

( Pr

2/3

− 1)

(

d 1+ b L

)

2/3

(3.138)

egyenletet alkalmazzák, ahol L a hőátadó cső hossza, ν pedig a víz kinematikai viszkozitása a mértékadó hőmérsékleten. A mértékadó hőmérséklet (víz oldalon): tm = ts − ∆tln . Az empirikus módszer Annak ellenére, hogy egyedülálló csöveken vagy kisméretű csőkötegeken végzett elméleti kutatás és számos kísérlet eredménye áll rendelkezésre, a számítás legtöbb esetben tapasztalati összefüggések alkalmazásával történik. Ezen összefüggéseket üzemelő kondenzátorokon végzett nagyszámú mérés alapján határozták meg, ebből következően csak bizonyos korlátozásokkal alkalmazhatók (csövek mérete, elrendezése stb.). Az empirikus képletek a

179


k = B ⋅ w x ⋅ βm ⋅ β t ⋅ β sz ⋅ β d ⋅ β d ⋅ β z

(3.139)

általános alakra vezethetők vissza. Ebben a kifejezésben

B a csőátmérőre, a csőköteg geometriájára jellemző állandó, w x a hűtővíz sebességét (w) figyelembe vevő tényező (x<1), βm a cső anyagi minőségére jellemző tényező, β t a hűtővíz hőmérsékletének változását figyelembe vevő tényező, βsz a hűtőcsövek szennyezettségre utaló mennyiség, βd a gőzterhelésre jellemző tényező, β z a vízutak számát figyelembe vevő mennyiség. A legelterjedtebben alkalmazott a BERMANN-féle képlet, melyszerint

  1,1 ⋅ w x  0, 42 a ( 35 − thv1 )2  ⋅ βd ⋅ β z , k = B  4  1 −    db   1000

(3.140)

ahol

db a hőátadó cső belső átmérője mm-ben, x = 0,12 ⋅ a ⋅ ( 1 + 0,15thv1 ) , a a hűtőcsövek elszennyeződését figyelembe vevő tényező, értéke: 0,8..1, βd = δ ( 2 − δ ) δ=

D Dnévleges

a

gőzterhelésre

jellemző

mennyiség,

mely

összefüggésben

a relatív gőzterhelés, D a tényleges gőzterhelés, kg/(m2s) egységben.

Amennyiben a gőzterhelés nagyobb a névlegesnél, úgy βd = 1 . βz = 1 +

(

z −2 t 1 − hv1 10 35

) a vízjáratok számát (z) jellemző tényező.

Hátránya e képletnek, hogy

– nem veszi figyelembe pontosan a cső anyagi minőségét (a fenti képlet sárgaréz csőre vonatkozik) és lerakódások hatását, – csak a hűtővíz 35 °C-os hőmérsékletéig érvényes, – csak D = 40..45 kg/(m2·h) gőzterhelésig érvényes, – nem érzékelteti a légbetörés hatását, – erősen geometriafüggő (a B tényező megadása a gyártó feladata lenne). Mindezek miatt alkalmazása erősen korlátozott. A zónánkénti számítás módszere A zónánkénti számítás módszerének alkalmazása során a kondenzátort részekre osztjuk és minden egyes részre külön elvégezzük a hőtechnikai számításokat (hőátadási és hőátviteli tényezők). E módszer alkalmazásával figyelembe vehetjük azon tényezők hatását, melyeket az előzőekben ismertetett globális számítási

180


módszerek nem vagy pontatlanul kezelnek. E módszer (BRODOWICZ és CZAPLICKI módszere) szerint a hőátviteli tényező

k =

1 1 1 1 1 1 + + + + αd αg αf αl αv

(3.141)

alakban írható fel. Az egyes rész-hőátadási tényezők a következők: A vízgőzmolekuláknak a hőátadó fel mellett kialakuló levegőrétegen keresztüli diffúzióját veszi figyelembe a

α d = 0, 82 ⋅



D ⋅ Re0,5 g dk ⋅

h ⋅ ρg p 0,33  0,6 s  Tg ε

0,66 −0,33  h (Tg − Tcs ) 

(3.142)

képlet. A következő kifejezés a gőz kondenzációs hőátadási tényezőjét határozza meg, figyelembe véve a lecsurgó csapadék hatását is:

  0,25  qn −1 −0,07 λ ′3hg ρ′2     α g = 0, 725 ( 1 − 0, 0095 Re11,8 g Nu ) .  dkη′ (Tcs − Tf )   qn 

(3.143)

A hőátadó cső hőellenállását egy fiktív hőátadási tényezővel

α f = 2 ⋅ λ f ( d k − db )

(3.144)

vesszük figyelembe. A csőfalon kialakuló lerakódás hőellenállását szintén hőátadási tényezővel számítjuk a

αl =

λl δ

(3.145)

kifejezés szerint. A víz oldali hőátadási tényező kiszámítása az α v = 2360 [ 1 + 0, 014 (Tv − 273 ) ] w 0,35

1

db0,1

(3.146)

összefüggéssel történik. Az eddigi kifejezésekben dk , db a hőátadó cső külső, ill. belső átmérője,

ε a levegő koncentrációja a gőzben, D gőz-levegő diffúziós együttható, λ f a hőátadó cső hővezetési tényezője, λ l a lerakódás hővezetési tényezője, δ a lerakódás vastagsága, q a kondenzáció vonalmenti tömegsebessége kg/(m·s)-ban az n-1-edik, és n-edik csősoron, 3 h = r + cp ( tcs − tf ) , ahol r a párolgáshő, cp a csapadék fajhője. 8 Az egyenletekben a „g” index a gőzre, a „cs” a telített csapadékra, az „f” a hőátadó falra, az „l” a hőátadó falon lévő lerakódásra, a „v” csőben áramló vízre utal.

181

KONDENZÁCIÓS ÉS HŰTÉSI RENDSZEREK. VÍZELLÁTÁS 3.7.1.2.2. A

FELÜLETI KONDENZÁTOROK KIHASZNÁLÁSI TÉNYEZŐJE

A felületi kondenzátor hőteljesítményét megadó összefüggés felírható

mhvcp ( thv2 − thv1 ) = kA∆tln

(3.147)

formában is. A logaritmikus hőmérsékletkülönbségre vonatkozó (3.132) összefüggést behelyettesítve

mhvcp ( thv2 − thv1 ) = kA

thv2 − thv1 t − thv1 ln s ts − thv2

(3.148)

alakhoz jutunk. A hőcserélők hatásosságát megadó BOŠNJAKOVIC-féle Φ=

thv2 − thv1 ts − thv1

(3.149)

tényező értékét. Az ln függvény argumentumában lévő tört átrendezve a ts − thv1 ts − thv1 1 = = ( ts − thv1 ) − ( thv2 − thv1 ) ts − thv2 1−Φ

(3.150)

alakra hozható, így a (3.148) kifejezést rendezve azt az mhv = A

k ln

(3.151)

1 1−Φ

mhv kifejezést fajlagos kondenzátor-terhelésnek nevezzük, A értéke általában 38..45 kg/(m2·h). A (3.151) egyenlet és a relatív hűtővízigény (3.128) szerinti definíciójának felhasználásával a kondenzátorok méretezési összefüggése formában is felírhatjuk. Az

mgZ = A

k

(3.152)

1 ln 1−Φ

egyenlettel írható fel. A kondenzátor kihasználási kiszámítható a berendezés jellemző adataiból is a

Φ = 1−e

−

kA mhvcp

tényezője

természetesen

(3.153)

összefüggéssel. Mint látható, a kondenzátorok kihasználási tényezőjének értékét számos más tényező befolyásolja. Tapasztalatok szerint értéke 0,33..0,7 közötti. A Tisza II. erőmű 215 MW-os blokk kondenzátora kihasználási tényezőjének változását mutatja a hűtővíz belépő hőmérsékletének függvényében, (állandó a kazánból kilépő gőz tömegárama, hőmérséklete és nyomása) a 3—68. ábra. Több erőművet vizsgálva megállapítható, hogy a kihasználási tényező értéke csökkenő hűtővíz belépő hőmérséklettel együtt csökken.

182

Kihasználási tényező, φ


0,41 0,4 0,39 0,38 0,37 0,36 0

5 10 15 20 Hűtővíz belépő hőmérséklet, thv1, °C

25

3—68. ábra. Kihasználási tényező változás a hűtővíz belépő hőmérséklet függvényében

Változó üzemeltetési körülmények mellett a kondenzátor nyomása is változik. A nyomás felírható pK = f ( thv1, mg , mhv ) ,

(3.154)

ill. az eddig felírt összefüggések felhasználásával

pK = f ( thv1, Z , Φ )

(3.155)

mennyiségek függvényeként, ez utóbbi függvénykapcsolatot mutatja a 3—69. ábra, szintén a Tisza II. erőmű 215 MW-os blokkjának kondenzátorára.

Kondenzátornyomás, pK, bar

0,1 0,09

Φ = 0,4 (állandó)

0,08 0,07 0,06

t hv1 = 20 °C t hv1 = 15 °C t hv1 = 10 °C

0,05 0,04 0,03

t hv1 = 5 °C

0,02 0,01 0

40

45

50

55

60

65

70

75

Relatív hűtővízigény, Z 3—69. ábra. A Tisza II. erőmű 215 MW-os blokkjának kondenzátornyomása a relatív hűtővízigény függvényében állandó kihasználási tényező mellett

3.7.1.2.3. A

FELÜLETI KONDENZÁTOROK SZERKEZETE ÉS ÜZEME

A felületi kondenzátorok elvi szerkezeti felépítését a 3—70. ábra mutatja. Geometriailag egy kondenzátor lehet hengeres vagy szögletes kivitelű. A hűtővíz áramlása szerint megkülönböztetünk egy- és kétjáratú kondenzátort. A 3—70. ábra kétjáratú kondenzátort mutat.

183

KONDENZÁCIÓS ÉS HŰTÉSI RENDSZEREK. VÍZELLÁTÁS 1 2

1

8

4 5

3 7

5 7 6

8 6

3—70. ábra. Kétjáratú kondenzátor elvi szerkezeti sémája 1: gőzbeömlő csonk; 2: kondenzátor-köpeny; 3: csőfalak; 4: hőátadó csövek 5: vízkamrák; 6: csapadékgyűjtő (zsomp); 7: gőz-levegő keverék elszívás; 8: hűtővíz be-, ill. kilépés

A hőátadó csövek az edény két végén lévő csőfalakhoz csatlakoznak. E csövekben áramlik a hűtővíz. A csövek hosszúak (hosszuk 9 m vagy több), külső átmérőjük rendszerint 25 vagy 18 mm, falvastagságuk 1 mm, de erősebb eróziónak kitett csöveknél — pl. az edény fala közelében — lehet ennél nagyobb is. Anyaguk a hűtővíz jellemzőitől is függően lehet sárgaréz, réz-nikkel ötvözet, ritkán titánötvözet vagy rozsdamentes acél. A kondenzátor köpenye szénacélból készül, s hegesztett vagy csavar kötéssel kapcsolódik a turbina kiömlő csonkjához. Az edény általában vízszintes elrendezésű. A turbinához viszonyított helyzetét tekintve lehet:

– turbinaalap alatti elrendezés, – a turbinához oldalt csatlakozva, a turbinaalapon elhelyezve. Ha a turbina és a kondenzátor tengelyiránya párhuzamos egymással, akkor hosszanti, ha merőleges egymásra, akkor keresztirányú kondenzátorról beszélünk. Egyegy turbinához — a teljesítménytől is függően — általában 2, 4 vagy 6 kondenzátor csatlakozik. A hűtővíz a belépő vízkamrán keresztül lép be a kondenzátorba és a kilépő vízkamrán keresztül hagyja el azt. E kamrák egyjáratú kondenzátornál az edény két végén, kétjáratú berendezésnél ugyanazon oldalon helyezkedik el. Utóbbi esetben (ld. 3—70. ábra, jobb oldali vízkamra) a hűtővíz az ún. forduló kamrában fordul vissza. A kondenzátor kondenzációs hatékonyságát főleg a csőkötegek elrendezése szabja meg. A csőkiosztást úgy kell megoldani, hogy a lecsapódó gőz a lehető legkisebb ellenállással jusson el az összes hűtőcsőhöz és a lecsapódás egyenletes legyen azokon. Nagy teljesítményű kondenzátorban kompakt módon elhelyezett, kis gőzellenállású szalag elrendezést alkalmaznak. A kondenzációra káros hatással van a csövekről csövekre csöpögő kondenzátum, a víz ugyanis elzárja a cső külső felületét az áramló gőztől. Ennek lehetőségét csökkenti az említett szalag elrendezés és a csőköteg mezőket egymástól elválasztó terelő lemezek. A lekondenzálódó csapadékot csepegtető tálcák gyűjtik össze és vezetik el a kondenzátor alján elhelyezett zsompba. Törekedni kell arra is, hogy a kondenzátorba érkező gőz sebességet a 100 m/s értéket lehetőleg ne haladja meg. Ennél nagyobb gőzsebességek esetén a hűtőcsövek rezgésbe jöhetnek, ami az anyag kifáradásához, ill. a csőrögzítések tönkremeneteléhez vezethet. A gőzsebességek csökkentése érdekében a turbina kiömléseinek számát növelik. 184


A kondenzátor vákuuma és a hűtővíz nyomása közti különbség hatására a kondenzálódó gőzbe hűtővíz kerülhet — különösen ha a fentebb említett okok miatt sérültek a hűtőcsövek —, ami megengedhetetlen mértékben rontja a tápvíz minőségét. Jelentős mértékű csősérülésnél az adott csövet le kell dugózni. (A kondenzátorokat — ezen ok miatt — a szükségesnél nagyobb felülettel építik és általában megadják a ledugózható csövek maximális számát.) A ledugózás csak álló berendezésen végezhető el. Az elkerülhetetlen hűtővízbeszivárgás miatt a kondenzátorból kilépő csapadékot sótalanítani kell, mely célra ioncserélős sótalanító berendezéseket alkalmaznak. A hűtés hatékonyságát rontó, a kondenzátornyomást növelő, s így a hőesést csökkentő nem kondenzálódó gázok elvezetését célszerűen kell megvalósítani. A kondenzátorba jutott levegő gőztől való elválasztása legegyszerűbben a gőz-levegő keverék hűtésével érhető el. A hűtés következtében előálló hőmérséklet csökkenés ugyanis elsősorban a gőz nyomását csökkenti, tehát az össznyomásban a levegő parciális nyomása lesz a nagyobb, ezért az elegy levegőtartalma az elszívás irányába haladva növekszik (lásd a 3—65. ábrát). A légelszívó nyílások közelében — lehetőségeinkhez mérten — a lehető legalacsonyabb hőmérsékletet kell tartani, itt kell kialakítani a kondenzátor hidegpontját. Ezt a célt szolgálják a kondenzátoron belül elhelyezett gőz-levegő hűtők. Ezeket a hűtőcsöveket úgy kell elhelyezni a kondenzátorban, hogy annak üzemét hátrányosan ne módosítsák, azaz az itt elhelyezett hűtőcsövek a kondenzátum aláhűtésének elkerülése végett ne érintkezzenek a csapadékkal, ugyanakkor megfelelő utat biztosítsanak a gőz-levegő keverék áramlásához. Ennek megfelelően az elszívás helye a mindenkori gőzáram-iránytól megkülönböztetünk leszálló, visszatérő, centrális és oldaláramú kondenzátorokat (3— 71. ábra).

185


a.)

b.)

gőz-levegő keverék elszívása

gőz-levegő keverék elszívása c.)

d.)

gőz-levegő keverék elszívása 3—71. ábra. A felületi kondenzátorok szerkezeti kialakítása és a gőz-levegő keverék elszívási helyének megoldásai a: leszálló gőzárammal; b: visszatérő gőzárammal; c: centrális gőzárammal; d: oldalirányú gőzárammal

A 3—71. ábra (a) részlete szerinti kondenzátor legnagyobb előnye a kompakt kivitel. Mivel a belépő gőzáram rendelkezésre álló szabad keresztmetszet kicsiny, ezért a gőzoldali nyomásellenállás a négy variáció közül itt a legnagyobb, mindamellett nem biztosított a hőátadó felületek megfelelő körüláramlása sem. Legfőbb hibája, hogy a csapadék jelentős mértékben aláhűl, mert az elszívás iránya a csapadékáramlás irányával megegyezik. A többi megoldásnál a csapadék aláhűtését a belépő gőzzel való folyamatos érintkezés megakadályozza. A gőz-levegő keveréket víz- vagy gőzsugárlégszivattyúval szívják el. Ezek működését a későbbiekben részletesen tárgyaljuk.

186

KONDENZÁCIÓS ÉS HŰTÉSI RENDSZEREK. VÍZELLÁTÁS 3.7.1.2.4. GÁZTALANÍTÁS A FELÜLETI KONDENZÁTORBAN

A kondenzátorból való gázelszívás a gáztalanítás feladatát is ellátja, mégpedig közel olyan jól, mint maga a termikus gáztalanító. Ehhez azonban a csapadék aláhűtését meg kell akadályozni. A kondenzátorban történő gáztalanítás fő feladata az oxigén eltávolítása. Az ilyen gáztalanítás döntő jelentőségű az egykörös atomerőműveknél, ahol a radiolitikus oxigént és a nemesgázokat is eltávolítják. A kondenzátorban történő gáztalanítás csökkenti a táprendszer szerkezeti anyagainak korrózióját. A kondenzátorban történő gáztalanítás során a teljes sótalanított póttápvíz mennyiséget is ide vezetik be. E módszer alkalmazásánál teljes gáztalanítás a kondenzátorban és csak ott történik. A hagyományos termikus gáztalanítót az ilyen kapcsolásból elhagyják. Általában egykörös atomerőművekben alkalmazzák. A kondenzátorban történő gáztalanítás sémáját és anyagáramait a 3—72. ábra szemlélteti. A végleges gáztalanítás a kondenzátor aljában elhelyezett gáztalanítóban megy végbe, ahol a csapadékon keresztül a lyuggatott lemezen át gőz vezetünk. A gáztalanító felől a gőzgáz keverék az elkerített elszívási helyhez jut. A gőz az elszívás előtt kondenzálódik a gőz-gáz párahűtő csövein. A kondenzátumot az ellenáramban érkező keverék gáztalanítja. A gáztalanítandó kondenzátum a terelőlemez alá kerül, így a fűtőgőz által gáztalanítva jut el a kondenzátum szivattyú szívócsonkjához. 1

2

3 4

5

6

7

9

10

8 11 3—72. ábra. Gáztalanítóval épített felületi kondenzátor kialakítása 1: gőz belépés; 2: sótalanított póttápvíz belépés; 3: gőzsugár-légszivattyúk csapadéka 4: gőz-levegő keverék elszívása; 5: gőz-levegő párahűtő; 6: hűtőcsövek; 7: terelőlemez; 8: buktató lemez; 9: gáztalanító lyuggatott lemeze; 10: gáztalanító fűtőgőz belépés; 11: gáztalanított kondenzátum kilépés

A kondenzátummal együtt kell gáztalanítani a sótalanított póttápvizet is. Ezt úgy érik el, hogy a póttápvizet a kondenzátor gőzterébe permetezik. A póttápvíz ilyen 187


bevezetése nem zavarja a kondenzációt, amíg annak mennyisége a kondenzátum mennyiségének 15 %-át meg nem haladja. A póttápvíznek a kondenzátorba való adagolása mindig előnyös. Termikus főgáztalanító megléte esetén elhagyható a póttápvíz — atmoszférikus — gáztalanítója. Amennyiben a póttápvizet a főgáztalanítóba vezetnénk, akkor annak alacsony hőmérséklete a gáztalanító üzemét rontaná. A kondenzátorba vezetett póttápvíz ezzel szemben áthalad az előmelegítés összes fokozatán. 3.7.1.2.5. FELÜLETI KONDENZÁTOROK TISZTÍTÁSA

A kondenzátorok vízjáratai a hűtővízben található, különböző szerves és szervetlen anyagok miatt erőteljes szennyeződésnek vannak kitéve. A legnagyobb mértékű szennyeződés a frissvízhűtésű erőművekben következik, ugyanis a természetes folyóvizekből a legkülönfélébb szennyezőanyagok kerülnek be a kondenzátorokba. E hűtési rendszernél az egyszerű mechanikai szűrésen kívül más hűtővízkezelés nem alkalmazható. Visszahűtéses rendszereknél már van lehetőség tisztításra és esetlegesen vegyi előkészítésre. Ez lehet szűrés és ülepítés (hűtőtó), ill. ezen felül vegyi vízkezelés (hűtőtorony). A frissvízhűtésű kondenzátoroknál az alábbi vízoldali szennyeződés típusok fordulhatnak elő.

– A különböző szervetlen anyagok — magnézium-sók, szilikátok — köves lerakódása a vízjáratokban. – A szervetlen anyagok iszapos lerakódása a csövekben. – A szerves anyagok, ill. élőlények — kisebb kagylók, csigák, algák — elakadása vagy feltapadása a vízoldali felületeken. A kondenzátorok hatásosságát, ezen keresztül a kondenzátor nyomást, így tehát a körfolyamat hatásfokát a berendezés tisztasági állapota alapvetően befolyásolja. A gazdaságos üzemmenet biztosítása érdekében a kondenzátorokat tisztítani kell. A tisztítási módszerek alapvetően két csoportra oszthatók:

– folyamatos, üzem közbeni tisztítás; – blokkleállást, ill. a tisztítandó kondenzátor vagy kondenzátorrész kiiktatását szükségessé tevő szakaszos tisztítási módszer. A folyamatos tisztítási eljárások előnye, hogy a kondenzátor tisztasági állapota az üzem közben állandó. Ezeknek három elterjedt módszere ismeretes. A golyós öntisztító eljárás lényege, hogy a vízzel azonos sűrűségű, gömb alakú elasztikus — gumiból vagy szivacsból készült — tisztítótesteket helyezünk el és áramoltatunk folyamatosan a kondenzátor hűtőcsöveiben. Egy másik módszer a folyamatos csőkefélési eljárás. Lényege, hogy mindegyik kondenzátorcső mindkét végén egy-egy kefeállvány van, melyhez egy, a kondenzátor hűtővízcső belső átmérőjének megfelelő csőkefe tartozik. A kondenzátor vízjáratának kiképzése olyan, hogy abban az áramlás iránya megváltoztatható. Induláskor a kefék az egyik oldali állványon helyezkednek el, majd azokat az áramló víz áttolja a másik oldalra. Meghatározott idő elteltével az áramlási irányt megfordítják, minek következtében a kefék visszasodródnak az indulási oldalra. A harmadik folyamatos tisztítási módszer a hidropneumatikus eljárás, melynek során a csövekben áramló víz sebességét sűrített levegővel időszakosan felgyorsítják. A nagysebességű vízáram a laza szennyeződéseket magával ragadva gondoskodik a kondenzátor tisztításáról. E három módszer közös hátránya, hogy csak a falra gyengén tapadó, iszapos szennyeződéseket képes 188


eltávolítani. Az erősen tapadó, köves jellegű szennyeződések csak leállítással együttjáró, szakaszos tisztítási módszerekkel távolíthatók el. Ezek lehetnek mechanikai vagy vegyszeres eljárások. A mechanikai tisztítási módszerek közül a legelterjedtebbek –

a csőkefés tisztítás (gépi vagy kézi erővel), a kevéssé tapadó iszapos szennyezők eltávolítására;

–

pneumatikus tisztítás, mikor is sűrített levegővel a cső átmérőjénél valamivel nagyobb elasztikus testet (gumigolyó, gumidugó) lőnek át nagy sebességgel a csövön, erősebben tapadó, gyengén kövesedő szennyeződések eltávolítására;

–

a hidromechanikus tisztítás lényegében azonos a pneumatikus tisztítással, a különbség csak annyi, hogy levegő helyett nagynyomású vízsugár löki át a tisztító testet a csövön;

–

a csőfúrásos eljárás lényege, hogy egy külön erre a célra készített fúróberendezés távolítja el a cső falára tapadt kövesedő szennyeződéseket, hátránya, hogy a csöveket erősen rongálja;

–

a szárításos tisztítási eljárásnál a csöveken legfeljebb 70..80 °C hőmérsékletű levegőt áramoltatnak keresztül, miáltal a lerakódott szennyeződés megrepedezik és lepattogzik, s az ilyen formás fellazult szennyeződés öblítéssel eltávolítható.

A vegyszeres tisztító módszerek közül a leggyakoribb a sósavas eljárás. Ennek során a kondenzátort sósav-víz megfelelő koncentrációjú elegyével mossák át. Elsősorban a vízkő lerakódások eltávolítására alkalmazható. A kondenzátor tisztítások gyakoriságának megállapítása gazdasági optimumkeresést jelent, ahol a vákuumromlásból származó teljesítmény-csökkenést kell szembe állítani a tisztítás, a blokkleállítás, a kiesett villamos energia és az újraindítás költségeivel. 3.7.1.3. Kondenzátorok vízszintszabályozása

Nagy gondot kell fordítani a kondenzátor alján összegyűlt csapadék megfelelő vízszintszabályozására. Ez azért szükséges, hogy egyrészt a csapadék a hűtőcsöveket el ne lepje, másrészt a csapadékszivattyú — a kavitáció elkerülése érdekében — mindenkor megfelelő hozzáfolyással rendelkezzék. A vízállás szabályozása kétféleképpen, a nyomóvezeték fojtásával, ill. csapadék visszakeringetésével lehetséges (3—73. ábra). Amennyiben csak a nyomóvezetéken fojtunk, akkor az a szelep nyitásának változtatásával a csővezeték jelleggörbéjét változtatjuk a 3—74. ábra szerinti módon. Visszakeringetés esetén az a szelep mindig teljesen nyitva van, a terhelés csökkenésével párhuzamosan a b szelepet nyitjuk. Ha az elszállítandó mennyiség Vmax -ról Va -ra csökken, akkor a csővezeték változatlan jelleggörbéjén a nyomás p1 -ről p2 -re csökken, és a b szelepen keresztül Vb mennyiséget kell visszakeringtetni (3—75. ábra). A beavatkozás leggazdaságosabb módja, ha a terhelés csökkenésével előbb a nyomóvezetéket az a szeleppel fojtjuk, majd a b szelepet nyitjuk. Az a szelep fojtásával (amíg a b zárva van) a (V1, p1 ) üzemi pontból a (V2 , p2 ) pontba jutunk (3—76. ábra). Ezen túl haladva az a zárása közben a b szelepet úgy nyitjuk, hogy állandó p2 nyomás mellett Va + Vb = V2 maradjon.

189


b a 3—73. ábra. A kondenzátor vízszintszabályozásának lehetőségei a: fojtás a nyomóvezetékben; b: visszakeringetés

p

Va

Va

p

Vb

p1 p2 Vmax

Vmax V

V 3—74. ábra. Vízszintszabályozás fojtással

p

Va

3—75. ábra. Vízszintszabályozás visszakeringetéssel

Vb

p2 p1 V1 V 3—76. ábra. Vízszintszabályozás fojtással és visszakeringetéssel

190


3.7.1.4. A kondenzátor segédberendezései

A levegőt vagy egyéb gázkeveréket a kondenzátorból a légszivattyúkkal távolítják el. A légelszívás különböző típusú berendezésekkel történhet. Legelterjedtebben a gőzsugár-légszivattyúkat, de ritkábban vízsugár-légszivattyúkat, s egyes esetekben gőzsugár-légszivattyú—vízgyűrűs vákuumszivattyú kombinációt is alkalmaznak. A vízsugár-légszivattyú előnye egyszerűsége, gazdaságossága és az a tulajdonsága, hogy az elszívott keverékből a gőzt kondenzálja. Hátránya, hogy ha a hűtővíz szivattyú emelőmagassága 12 m-nél kisebb, akkor külön üzemvízszivattyút igényel (3— 77. ábra (a)); egyébként a hűtővíz nyomóvezetékről táplálható (3—77. ábra (b)). a.)

b.)

3—77. ábra. Vízsugár légszivattyú táplálási lehetőségei a: külön üzemvízszivattyúval; b: közvetlenül a hűtővízszivattyú nyomóvezetékéről

A gőzsugár-légszivattyúk szerkezete valamivel bonyolultabb, mint vízsugárlégszivattyúké. Egyrészt azért, mert gazdaságos működtetésükhöz legalább két fokozatra van szükség, másrészt az üzemgőz csapadékának és kondenzációs hőjének visszanyerésére felületi hőcserélőt (ún. üzemgőz-kondenzátort kell alkalmazni). A működtetés alapvető feltétele, hogy az elszívandó gőz-levegő keveréket a kondenzátorban lehűtsük, míg a vízsugár-légszivattyúnál erre nincs szükség. (Ezért vízsugár-légszivattyúval szerelt kondenzátorhoz utólag nem lehet gőzsugárlégszivattyút alkalmazni.) A gőzsugár-légszivattyúkat a 3—78. ábra szerint szokták a csapadékrendszerbe kapcsolni. Működtetésére 10..20 bar nyomású gőz már elegendő, ugyanakkor az itt felhasznált gőzmennyiség a frissgőzmennyiség 0,5..0,8 %-a. Az állandó üzemű légszivattyúk mellett ún. indító légszivattyút is alkalmaznak. Ez a

191


berendezés a blokk indításakor létesít vákuumot a kondenzátorban és a turbinában. Az indító légszivattyú egyszerű konstrukciójú, kondenzációs hőcserélő nélküli, s közvetlenül az atmoszférába szállít.

3—78. ábra. A gőzsugár-légszivattyú kapcsolása

A hő- és munkaközeg veszteség elkerülése érdekében a gőzsugár légszivattyúkat mindig gőzhűtővel szerelik fel, mely hőcserélők mint segéd-előmelegítők tekintendők. A gőzsugár légszivattyú sémáját és a berendezésen belüli nyomáseloszlást a 3— 79. ábra mutatja. Egyfokozatú gőzsugár légszivattyúban a nyomásnövekedés olyan nagy ( pki pK = 20..30), hogy gyakorlatilag nem lehetséges a berendezés hatékony munkája. Ezért egy ilyen légszivattyú csak indító egységnek megfelelő, az üzemi légszivattyúk általában két-, esetenként háromfokozatúak. A fő légszivattyút többfokozatúra kell építeni. A korszerű kondenzációs berendezéseket újabban sorbakapcsolt vízgyűrűs vákuumszivattyúval és gőzsugár-légszivattyúval készítik.

192


3 1

2

4

p

p2

pki

3—79. ábra. Gőzsugár légszivattyú sémája és a nyomás alakulása a hossz mentén 1: szuperszonikus expanziós fúvóka; 2: keverő kamra; 3: gőz-levegő keverék bevezetés a kondenzátortól; 4: diffúzor

3.7.1.5. Az atomerőművi kondenzátorok üzemeltetési sajátosságai

A nedvesgőz-turbinák fajlagos gőzfogyasztása nagyobb, mint a korszerű paraméterekkel rendelkező turbináké, ezért az adott villamos teljesítőképességű atomerőművi turbinákhoz tartozó kondenzátorok lényegesen — 50..70 %-kal — nagyobbak, mint a hőerőművekben alkalmazottak. Tovább nő a kondenzátorok mérete, ha lassújáratú turbinákhoz tartoznak. Az atomerőművi turbinákhoz tartozó kondenzátorokat annak figyelembevételével kell méretezni, hogy nagy mennyiségű redukált gőz fogadására is alkalmasak legyenek. Erre üzemzavari, baleseti helyzetekben és indításnál van szükség. A nedvesgőzturbinák kondenzátorait a teljes frissgőzmennyiség mintegy 60 %-ára tervezik. A turbina megkerülésével kondenzátorba jutó gőzt egy speciális redukáló berendezésen kell átvezetni, ahol jelentősen csökken nyomása és hőmérséklete. Ez a gőz kissé (10..20 °C-kal) túlhevített állapotban jut a kondenzátorba. Az atomerőművekben alkalmazott tisztítási eljárások kiválasztása több tényező függvénye. Nehézséget okoz e tekintetben az atomerőmű alaperőmű jellege, minthogy a tisztítás miatti leállás, ill. teljesítménycsökkentés kevésbé megengedhető, mint egy hagyományos erőműben. Ezért az atomerőművekben különösen nagy jelentősége van a folyamatos, üzemközbeni tisztítási eljárásoknak. Az algásodás megakadályozására hagyományos erőművekben adagolt klór- vagy rézvegyületek az atomerőművi kondenzátoroknál nem alkalmazhatók. A nedvesgőz-turbinákban a lejátszódó kis hőesés miatt a kondenzátornyomás (vákuum) ugyanakkora romlása relatíve nagyobb hatásfokromlást okoz, mint a magas

193


frissgőz paraméterű turbinák esetében. Mindez bizonyos mértékig az üzemvitellel kapcsolatos követelményekre is kihat. A felületi kondenzátort veszélyes kitenni durva hőmérsékleti hatásoknak. Vízoldalon üres kondenzátort teljes gőzoldali terheléssel üzemeltetni nem szabad. A túlhevített gőz bebocsátása és a vákuum nagymértékű lerontása főleg nagy — így atomerőművi — kondenzátoroknál okozhat problémákat.

3.7.2. Az erőmű vízellátása A víz igen fontos alapanyag a hőerőmű üzemének fenntartásához. Az erőművek hőkörfolyamatának közvetítő közege-általában a víz. Mint közvetítő közeg az erőmű üzemeltetésének fontos tényezője, ilyen tekintetben azonban a vízzel kapcsolatos problémák leginkább a víz termodinamikai, valamint kémiai tulajdonságaiból adódnak. (A vízkezelő eljárásokra a 3.9.2. szakaszban részletesen kitérünk.) Mennyiségi szempontból sokkal jelentősebb a víznek hűtőközegként való alkalmazása. Legtöbb hűtővíz kondenzációs erőműben a turbinából kiáramló gőz lecsapására, más szóval a hőkörfolyamat alsó hőfokszintjén elvonandó hőmennyiség elszállítására szükséges. Kell ezenkívül ugyancsak nem elhanyagolható mennyiségű hűtővíz a generátor körléghűtőjének, vagy hidrogénhűtőjének, a turbina olajhűtőjének és a nagyobb villamos motorok csapágyainak, esetleg hűtőjének hűtésére. Széntüzelésű erőművek vízfelhasználási igényének harmadik, ugyancsak igen nagymennyiséget jelentő forrása a salak- és pernyeeltávolítás vízszükséglete. Szükséges ezenkívül víz használati melegvízként, ivóvízként, öntözésre, tűzoltásra stb. Ez utóbbi célokra használt víz mennyisége azonban a korábbiakban felsoroltakhoz képest alárendelt jelentőségű. Az erőmű üzeméhez szükséges vízmennyiség ismerete a tervezésnél a vízellátó berendezések, elsősorban szivattyúk és csővezetékek méretezéséhez, valamint a víznyerési helyek: kutak, források, felszíni vízfolyások megválasztásához fontos. A vízellátó berendezések beruházási költsége-különösen vízben szegény helyeken- igen jelentős, kedvezőtlen körülmények között az erőmű összes beruházási költségének 10 %-át is meghaladhatja. Ezért a méretezés alapjául szolgáló vízmennyiség túl nagyra való választása erősen megdrágíthatja az erőművet. A túl kis értékben megszabott vízmennyiség viszont, az erőmű teljesítőképességének korlátozását vonhatja maga után, esetleg nagy károkat okozó meghibásodásokra vezethet. Az elmondott két ellentétes hatás következtében komoly érdek fűződik ahhoz, hogy a vízellátó berendezések megválasztásának alapjául szolgáló vízmennyiség értéke elegendő pontossággal legyen meghatározva. Az erőmű vízszükségletét meghatározó jellemző értékek általában jól kijelölhetők, rendszerint az sem ütközik akadályba, hogy e jellemzők alapján viszonylag egyszerű matematikai formulákkal a vízmennyiség pontosan megállapítható legyen. Nehézséget jelent viszont, hogy a jellemző értékek legtöbbje igen nagy határok között ingadozik (pl. az erőmű terhelése, a szén fűtőértéke és hamutartalma, a környező levegő hőmérséklete és nedvességtartalma stb.), ennek következtében a vízigény sem határozható meg egyetlen értékkel, hanem az is széles határok között változhat. A vízszükségletet befolyásoló tényezők közül vannak olyanok, amelyek az év folyamán szabályos változást mutatnak (pl. a levegőhőmérséklet évi változása, a nyári

194


nagyrevíziók rendszeressége stb.) és vannak olyanok, amelyeknek nagysága véletlenszerűen ingadozik (pl. az erőmű teljesítőképességének változása a váratlan gépmeghibásodások miatt, az eltüzelt szén fűtőértékének és hamutartalmának ingadozása stb.). Ennek következtében az erőmű vízszükségletének időbeni lefutása is egy legvalószínűbb értéksorral, és az ahhoz képest várható ingadozás nagyságával jellemezhető csak. Jellemezhető ezen kívül a vízigény annak tartamdiagramjával is, ennek hibája viszont, hogy nem tesz különbséget az előre meghatározható, és a véletlen hatások között. A vízellátáshoz tartozó berendezések csak meghatározott vízmennyiség alapulvételével méretezhetők. Ezt a mértékadó értéket a gazdaságossági kihatások tudatos, vagy tudat alatti mérlegelésével választják ki a tartamdiagramból. Minthogy az üzembiztonsági szempontok a mérlegelésnél általában nagyobb súllyal esnek latba, mint a beruházási és üzemköltségek, a mértékadó vízmennyiséget a kis előfordulási valószínűségű vízigények tartományában választják meg, különösen akkor, ha a vizsgált berendezés elégtelen teljesítőképességére az erőmű nagyon érzékeny. A mértékadó vízmennyiség kisebb lehet azoknál a berendezéseknél, amelyeknek hiánya nem okoz azonnal korlátozást az erőmű teljesítőképességében. Hasonlóképpen csökkenthető a méretezési vízmennyiség, ha az ellátó berendezés és a felhasználási hely közé tárolót építünk. A fentiek alapján jellemző vízigényként az évi átlagos, évszaki átlagos, napi átlagos stb. vízmennyiségeket szokás leginkább megadni azzal, hogy a legrövidebb időszakra vonatkoztatott átlagok a megfelelő időtartammal várható egyhuzamban tartó kedvezőtlen körülményeket veszik figyelembe. Ennek következtében az átlagos vízmennyiség annál nagyobb, mennél rövidebb idő átlagára vonatkozik az. A későbbiekben — az egyes vízveszteségi helyek, és mennyiségek részletes ismertetésénél — minden esetben rögzítjük, hogy a meghatározott vízmennyiség milyen berendezés méretezéséhez szükséges, és hogy a gyakorlat szerint hogyan választják ki a mértékadó vízmennyiséget. Minthogy a vízellátó berendezések beruházási költsége jelentős, azok tervezésénél, és üzemeltetésénél egyik alapvető célkitűzés a vízzel való takarékoskodás. A víz — legalábbis az édesvíz — egyébként is világszerte egyre inkább hiánycikké válik, ezért az erőmű legtöbb helyen zárt körfolyamatban használja, mikor is csak az elkerülhetetlen veszteségek pótlásáról kell gondoskodni. A vízveszteségek jellegzetes forrásai a következők:

– a hőkörfolyamat vesztesége (póttápvíz); – a hűtőkörfolyamatok vesztesége (hűtőpótvíz); – a salakeltávolítás vízvesztesége; – egyéb vízigények. 3.7.2.1. A hőkörfolyamat vízvesztesége

A hőkörfolyamatban keringő víz mennyisége az erőmű egyik igen jellemző adata. Nagysága a jelenleg korszerűnek ítélt erőművekben 3..4 kg/Wh között van, és az erőművek korszerűsödésével egyre csökken. A körfolyamatban egy időben jelenlevő vízmennyiség, tehát az a mennyiség , amely az erőmű indulásakor a berendezések feltöltéséhez szükséges, körülbelül 40..50 perc alatti gőzfogyasztásnak felel meg, és az

195


ugyancsak csökkenő tendenciát mutat. Ebből a mennyiségből 20..30 percnyi tartalék jellegű, tehát végszükség esetén a teljes mennyiségből ennyi elfogyasztható. A körfolyamatban levő víz minőségével szemben az erőmű biztonsága érdekében igen szigorú követelményeket támasztanak. Ezt a kérdéskört részletesen a 3.8. alfejezet tárgyalja. Az üzembiztonság fokozása, a vízkezelési költségek csökkentése és a körfolyamat minőségellenőrzésének jobb kézbenntarthatósága érdekében komoly gondot kell fordítani a vízveszteségek csökkentésére a tervezésnél és az üzemeltetésnél egyaránt. A hőkörfolyamat veszteségei közül — normális üzemeltetési viszonyok között — legjelentősebb a kazán lebocsátási vesztesége, amivel a rendszerbe jutó és távozó sómennyiség egyensúlyát biztosítjuk. A kazánlelúgozás korszerű nagynyomású erőműben a kazán gőzfejlesztő kapacitásának 0,5 %-a alatt van. Kisebb nyomású, régebbi, nem korszerű vízelőkészítéssel rendelkező erőműben viszont nem ritka a 2..3 %-ot meghaladó leiszapolási mennyiség sem. A vízveszteség forrásának másik csoportja a pipagőzök formájában távozó gőzmennyiség. Ilyen pl. a termikus gáztalanítóból a gázokkal együtt távozó gőz, a kondenzátor légszivattyújának kondenzátorából a levegőt kísérő gőz, a gőzturbina tömszelencéinek zárógőze stb. Ezek állandó jellegűek ugyan, de a mennyiségük a berendezések helyes kialakítása, és megfelelő üzemvitel esetén kicsi. Korábban egyes erőművekben a gáztalanítóból eltávozó gőzmennyiség jelentős volt, mert a gáztalanítás csak ebben az esetben volt megfelelő. Újabb, tökéletesebb gáztalanítókonstrukciók bevezetése, ill. a gáztalanító után párahűtő alkalmazása ezt a veszteségi forrást is igen kis értékre szorította. A pipagőzök formájában távozó gőzmennyiség, ezért korszerű erőműben mindössze 0,1..0.2 % körül van. A vízveszteségek harmadik csoportját az erőműleállások alkalmával elvesző vízmennyiség adhatja. Leállások különösen gyakoriak az új erőmű próbaüzeme idején, valamint a régi, nagy hőfogyasztású, naponta induló csúcserőművekben. Egy-egy leállás esetén rendszerint el kell engedni a blokk teljes vízmennyiségét, amely — mint az előbbiekben említettük — 40..50 percnyi fejlesztett mennyiségnek felel meg. Induláskor a blokk feltöltése rövid idő alatt célszerű, ez nagy terhelést jelent a pótvízellátó berendezésekre. A berendezések igénybevétele víztárolók beiktatásával csökkenthető. A tárolóban, vagy a berendezésekből leálláskor lebocsátott vizet helyezik el, vagy pedig a körfolyamatba közvetlenül betáplálható minőségű, pl. teljesen sótalanított vizet tárolnak. Az eddigiekben felsorolt veszteségek az üzemeltetés során elkerülhetetlenek, bár gondos tervezés és üzemeltetés esetén alacsony értéken tarthatók. Vannak azonban olyan veszteségek is, amelyek a hibás üzemeltetés, ill. a berendezések nem kielégítő megoldása, ill. karbantartása következtében lépnek fel (elsősorban a nem tökéletesen elzárt, vagy nem tökéletesen elzárható víztelenítő vezetékeken át a csatornába elszökő vizek). Helytelenül vezetett üzemben a vízveszteség zömét az ilyen jellegű veszteség alkotja. Ebbe a csoportba sorolható a gyűjtősínes erőművekben az üzemen kívül álló berendezések felé a nem tökéletesen záró tolózárakon átáramló gőz és víz is. Hazai erőművekben tényadatok szerint a póttápvíz-szükséglet átlagosan mintegy 3 %, a vízveszteségek tekintetében megállapodott erőműveket figyelembe véve. Újabb erőműveinkben ennél lényegesen kisebb. Az induló erőművek vízigénye kezdetben nagyobb, az első év átlagában 5..6 % érték szokásos. A kezdőjellemzők növekedésével

196


ez a veszteség a biztonság növelése érdekében fokozatosan kisebb lesz. Irodalmi adatok új erőművekre általában 1 % alatti vízveszteségről számolnak be, szuperkritikus kazánoknál pedig olyan gondosan terveznek és üzemeltetnek, hogy a vízveszteséget sikerül 0,5 % alatt tartani. A fent megadott átlagértékekhez képest a tényleges értékek időben nagymértékben ingadoznak. Tényadatok szerint a középértékektől való eltérések négyzetes átlagértéke, a szórás, ugyancsak a keringetett mennyiségekre vonatkoztatva kereken 1 %. Hazai kondenzációs erőművekre a póttápvíz-igény tartóssági diagramját a 3—80. ábra mutatja, amely 1 % szórásérték és 3 % átlagérték figyelembevételével készült. Ezen a diagramon a póttápvíz-igény relatív, a kazán gőzfejlesztő képességére vonatkoztatott értékét tüntettük fel. A tartóssági diagram kissé aszimmetrikus a középértékhez képest, éspedig a középértéknél kisebb értékek gyakorisága nagyobb, viszont kis gyakorisággal igen nagy vízigények is előfordulnak.

relatív póttápvíz-igény, %

7,5 6,0 4,5 3,0 1,5

0

valószínűség, %

100

3—80. ábra. Kondenzációs erőmű póttápvíz-igényének tartamdiagramja

A póttápvíz-igény mértékadó nagysága a vízelőkészítő berendezések nagyságának és a víznyerőhely kapacitásának megválasztásához szükséges. A vízlágyító berendezést legfeljebb 5 % pótvízigény felvételével szokás méretezni a kezdeti nagyobb vízveszteségekre tekintettel, éspedig úgy, hogy egy-egy berendezéselem karbantartása, vagy regenerálása esetén is biztosítható legyen a fent megadott pótvízmennyiség előállítása. Kivételt képez — ha ilyen van — a mészreaktor, melyet esetleg 6..8 %-ra mérteznek tartalék nélkül. Ha az előkészített víz elgőzölögtetőn keresztül jut a körfolyamatba, a blokkonkénti evaporátorokat kondenzációs erőművekben kb. 3 % üzemi gazdaságos érték figyelembevételével méretezik úgy, hogy szükség esetén (kalorikusan gazdaságtalanabb módon) 6..8 % pótvízmennyiség is előkészíthető legyen termikusan. Ha központi evaporátorállomás készül, annak teljesítőképességét kb. 5 % pótvízigény figyelembevételével szokták méretezni. A víznyerőhely kapacitásának megválasztásánál — ha ugyanaz a víznyerőhely az erőmű más vízigényének 197


kielégítésére is létesül — 5 %-kal szokás a póttápvíz-igényt felvenni. Ha minőségi követelmények miatt a póttápvizet teljesen független forrásból nyerik, 8..10 %-ra választják a méretezés alapjául szolgáló mennyiséget. Az eddig elmondottak kondenzációs erőműre vonatkoznak. Hőszolgáltató erőműben a hőkörfolyamat vesztesége jóval nagyobb is lehet annak következtében, hogy a gőzfogyasztók a csapadékot részben vagy egészben nem adják vissza az erőműnek. Szélső estben a vízveszteség a kazánban fejlesztett gőz 65..75 %-át is elérheti (többet azért nem, mert a pótvizet előmelegítő gőzök csapadékát mindig vissza lehet nyerni). Hőszolgáltató erőmű tervezésének előkészítésékor a gőzfogyasztó üzem technológiáját is tanulmányozva gondos vizsgálatot kell végezni a vissza nem adott csapadék mennyiségének megállapítására és a méretezés alapjául szolgáló vízveszteséget lehetőség szerint a várható vízigények tartóssági diagramja alapján kell megválasztani úgy, hogy az 5 %-nál kisebb tartósságú nagy vízigényeket figyelmen kívül hagyjuk. 3.7.2.2. A hűtőkörfolyamat vízveszteségei

Az erőmű a legnagyobb vízmennyiséget különböző hűtési célokra használja. (Az egyes hűtési módokkal a későbbiekben részletesen foglakozunk.) Ezek közül kiemelkedően nagy a kondenzátor hűtővízmennyisége, viszonylag kisebb a körléghűtő (vagy hidrogénhűtő), a turbina-olajhűtő és a csapágyhűtések vízigénye. A kondenzátoron átáramló vízmennyiség nagyságát esetenként gazdaságossági számítással határozzák meg, amelyben figyelembe veszik a vízmennyiség növelésével a turbinánál jelentkező hasznot, ill. a nagyobb vízmennyiségek esetén a beruházási költség, a szivattyúzási munka növekedését. A hűtővízmennyiségben tartalékot előirányozni nem szabad, mert az semmiféle előnnyel nem jár, sőt, kárt okoz. Az optimális vízmennyiségnél nagyobb értékkel való üzemeltetés ui. állandó üzemköltség többletet okoz. A ritkán előforduló üzemzavarok esetére-minthogy a vízellátó berendezések egyes elemeinek, mint pl. szivattyúknak, csatornáknak, csővezetékeknek üzembiztonsága igen nagy- csupán arról kell gondoskodni, hogy minden üzemben levő gép kondenzátora legalább fél vízmennyiséget kapjon, mert így a gép teljes leállása, vagyis a jelentős teljesítőképesség-kiesés elkerülhető. A hűtéshez szükséges — nagyobb kondenzációs erőművekben kisebb folyók teljes vízhozamát kitevő — vízmennyiség sok esetben nem biztosítható. A hűtővizet ekkor zárt körfolyamatban kell keringetni, amely esetben vízigényként csak a hűtőkörfolyamat veszteségei jelentkeznek. A hűtőrendszer vízveszteségei az alábbiak szerint csoportosíthatók: a) a hűtés következtében fellépő, ún. hasznos párolgás; b) természetes párolgás (hűtőtónál); c) lebocsátás; d) elszivárgás (hűtőtónál); e) szélveszteség vagy szóródási veszteség (hűtőtoronynál vagy szóróhűtőnél). 3.7.2.2.1. HASZNOS PÁROLGÁS

A hűtővizet visszahűtő berendezések közül a nedves hűtőtorony, a szóróhűtő, és a hűtőtó a lehűtendő vizet közvetlenül nagy felületen hozza érintkezésbe a környezet levegőjével. Az érintkezési felületen a hő részben konvekció, részben pedig párolgás

198


útján megy át a vízből a levegőbe. A párolgás tehát ezeknél a berendezéseknél szorosan a hőátadáshoz tartozik. Az elpárolgó víz mennyisége a konvekció és a párolgás következtében távozó hő részarányának ismeretében számítható. A viszonyok számszerűleg leginkább hűtőtornyokban követhetők, ahol a hőátadási folyamat méréssel ellenőrizhető, főleg pedig a hűtésben résztvevő levegő mennyiség elegendő pontossággal meghatározható. Különböző meteorológiai viszonyok között végzett megfigyelések alapján megállapítható, hogy nagy levegőhőmérsékletek esetén, amikor a levegő relatív nedvességtartalma kicsi, a konvekció nulla, vagy éppen negatív, ami azt jelenti, hogy a levegő hőmérséklete a hűtővízzel való érintkezés folytán nem növekszik, hanem esetleg csökken. Ekkor a hűtővízből elvonandó hő teljes egészében párolgás útján távozik, sőt a levegő lehűlése folytán felszabaduló hő is hozzájárul a párolgás növekedéséhez. Ha ismerjük a párolgás útján távozó hőmennyiséget, a vízpárolgási hője ismeretében az elpárolgó mennyiség is számolható. Ha a konvekció nulla, a kondenzátor hűtővizéből elpárolgó mennyiség beláthatóan azonos a kondenzátorban lecsapott gőzmennyiséggel, természetesen figyelembe véve, hogy a kondenzátorba jutó gőz már mintegy 10 % nedvességet tartalmaz. Ha ehhez az elpárolgó mennyiséghez az olajhűtőből és a körléghűtőből (hidrogénhűtőből) elvont hő miatti párolgást is hozzáadjuk, mintegy 3 % növekedést kapunk. Mindent egybevetve tehát nulla konvekciónál az elpárolgó vízmennyiség a kondenzátorra jutó gőzmennyiségnek 92..94 %-a. Minthogy hűtőtoronynál nyári időben a konvekció negatív is lehet , úgy szokták a hűtőtorony maximális vízveszteségét felvenni, hogy az megegyezik a kondenzátorba jutó gőzmennyiséggel. Hidegebb levegőhőmérsékletek esetén a hűtőtoronyban konvekció útján távozó hő lényegesen nő. Ezt a hatást még fokozza az is, hogy hidegebb időben a levegő relatív nedvességtartalma nagy. Számszerűen: 0 °C környékén a hőnek csak 50.. 55 %-a távozik párolgás útján, ennek megfelelően a párolgási veszteség is csak mintegy fele az előbbiek szerint megadott maximális értéknek. Hűtőtónál a hőleadás következtében fellépő párolgás a természetes párolgásra szuperponálva jelentkezik. Ha tekintetbe vesszük azt a körülményt, hogy a tó felületével érintkező levegő akkor is nagymértékben telítődik párával, ha a tóba nem viszünk hőt, közvetlenül is érzékelhetjük, hogy a tóhűtés esetében a konvekciónak nagyobbnak kell lennie, mint a hűtőtoronynál. Így a természetes párolgáson túl a hűtés következtében fellépő párolgástöbblet a hűtőtóban minden időszakban kisebb, mint a hűtőtoronyban. A maximális hasznos párolgás a kondenzátorba menő gőzmennyiségnek kb. 60 %-a, a minimális pedig annak kb. 35 %-a. A tóhűtésnél jelentkező párolgási veszteség természetesen nem határozható meg olyan pontosan, mint toronyhűtés esetében minthogy itt nincs elegendő pontosságú mérési lehetőség; az előbbiekben megadott számértékek a szovjet tapasztalatok alapján nyert tájékoztató jellegű adatoknak tekinthetők. Még sokkal bizonytalanabb a szóróhűtők párolgási veszteségének megállapítása. A veszteség minden bizonnyal a hűtőtoronyra, és a hűtőtóra vonatkozó veszteségi értékek közé esik. A biztonság érdekében célszerű a veszteséget a hűtőtoronnyal azonos módon felvenni. Az előbbiek szerint a hasznos párolgás nagysága lényegesen függ a környező levegő hőmérsékletétől, és így nyáron nagyobb, mint télen. Ennek következtében a tervezésnél figyelembe veendő pótvízmennyiség függ attól, hogy milyen hosszú időszak vízveszteségeinek kiegyenlítésére van lehetőség akár a hűtőtóban, akár valamilyen

199


tározómedencében. A lehetséges tározási idő csökkentésével egyre szélsőségesebb meteorológiai viszonyokat kell feltételezni, ennek megfelelően nagyobb hasznos párolgással kell számolni. 3.7.2.2.2. TERMÉSZETES PÁROLGÁS

Hűtőtavas üzem esetén a hűtőkörfolyamat veszteségei közé soroljuk a tó természetes párolgási veszteségét. Ez a párolgási veszteség akkor is fellépne, ha a tavat nem használnák hűtőtóként. Ha a tó egyúttal tározótó is, vagyis részben a vízellátás biztonsági céljait szolgálja, ezt a veszteséget a vízforrás veszteségei közé is szokták néha sorolni. A természetes párolgás mértéke függ a levegő hőmérsékletétől, és relatív nedvességtartalmától, a szélsebességtől, és a tófelület nagyságától, mely utóbbival egyenesen arányos. Általában azzal a vízszintcsökkenéssel szokták kifejezni, amely meghatározott időszakban a természetes párolgás következtében pótlás hiányában előállna. Magyarországi viszonyok között a természetes párolgás sokévi átlag alapján számítva: H p,a = 690 mm/a. Ez az érték változtatás nélkül alkalmazható a méretezés alapjaként sokéves vízigényt kiegyenlítő tározó esetén. Rövidebb időre létesített tározásnál ennél nagyobb értéket kell figyelembe venni, miután az egyes években jelentkező párolgás meghaladhatja a fenti átlagértékeket. Több év párolgási adatait egymással összevetve adódik, hogy egyéves tározás esetén a fenti értékhez képest kb. 30 %-kal nagyobb párolgást kell feltételezni. Hasonló meggondolások alapján még nagyobb a mértékadó természetes párolgás, ha a tározás időtartama kisebb. Magyarországi átlagos viszonyokat feltételezve az alábbi értékek használatosak: éves: H p,a = 900 mm/a; negyedéves: H p,q = 1700 mm/a; havi: H p,h = 2050 mm/a; Egy hónapnál rövidebb időtartamra épített szabad felszínű tározónak nincs gyakorlati jelentősége. A fenti fajlagos adatok felhasználásával a természetes párolgás következtében fellépő vízveszteség a következőképpen számolható:

Vp =

Ató ⋅ H p , m3/h, 8, 76

(3.156)

ahol Ató a tófelület nagysága, km2. 3.7.2.2.3. LEBOCSÁTÁS

A visszahűtő berendezésben körforgalomban levő víz sótartalma, keménysége növekszik a párolgási veszteségek következtében. A besűrűsödés a kondenzátorban lerakódást okozhat, csatornákban betonkorróziót idézhet elő, vagy más üzemi kellemetlenséget vonhat maga után, ezért a megengedhető besűrűsödésnek határértéke van. A meghatározott mértékű besűrűsödés oly módon biztosítható, hogy a forgatott vízmennyiség egy részét lebocsátjuk, és azt kisebb sótartalmú pótvízzel pótoljuk. Egyensúly akkor áll be, ha a lebocsátással együtt távozó sómennyiség a teljes hűtőpótvíz-mennyiséggel együtt bevitt sómennyiséggel azonos. Az egyensúlyt kifejező egyenlet:

200


Vle ⋅ C só,max = (Vp,h + Vp,t + Vle ) ⋅ C só,hp ,

(3.157)

mely összefüggésben

Vle a lebocsátandó vízmennyiség, Vp,h a hasznos párolgással elvitt vízmennyiség, Vp,t a természetes párolgással elvitt vízmennyiség,

C só,max a hűtővízben megengedhető maximális sókoncentráció, C só,hp a hűtőpótvíz sókoncentrációja. A (3.157) egyenletből a lebocsátandó víz mennyisége: Vle =

Vp,h + Vp,t . C só,max −1 C só

(3.158)

A körfolyamatból víz formájában távozó egyéb veszteségek, mint pl. a későbbiekben tárgyalandó szélveszteség, elszivárgási veszteség, az elméletileg lebocsátandó mennyiségből levonandó, és valójában csak az így adódó maradékot kell lebocsátani. Ezek a veszteségek ui. éppúgy sót visznek el a rendszerből, mint a lebocsátás. Meg kell jegyeznünk, hogy a bekoncentrálódásra elmondottak csak olyan sókra vonatkoznak, amelyek a hűtőkörfolyamatban oldatban maradnak (pl. szulfátkeménység). Lényegesen eltérnek a viszonyok akkor, ha a körfolyamatban olyan mértékű kiválások, oldódások következnek be, amelyek nagymértékben befolyásolják a víz koncentrációját. Ez az eset áll elő hűtőtavaknal a karbonátkeménységgel kapcsolatban. A karbonátkeménység ui. nem koncentrálódik be, hanem a vízben mindenkor oldott szabad szénsav mennyiségétől függő állandósult értékű marad. Emiatt a karbonátkeménység csökkentésére nincs mód, pl. lágyítás útján, mert a környező talajból a szabad szénsavhoz tartozó értéket a víz kioldja. Így a kondenzátorban bekövetkező kiválás szempontjából döntő szerepet játszó karbonátkeménység tóhűtés esetén lebocsátással nem szabályozható. 3.7.2.2.4. ELSZIVÁRGÁSI VESZTESÉG

Elszivárgási veszteség hűtőtónál és természetes altalajjal rendelkező tározómedencénél jelentkezik. Néha az elszivárgási veszteséget — ugyanúgy, mint egyes esetekben a természetes párolgást — nem a hűtőkörfolyamat veszteségeihez, hanem a vízellátó berendezések saját veszteségeihez sorolják. Az elszivárgási veszteség lényegesen függ a tározótér altalajának geológiai adottságokból meghatározható vízzáróképességétől, továbbá a gát kiképzésétől. A tározó viszonyainak sokfélesége miatt általános érvényű irányszámokat nem lehet megadni, és azt esetenként elvégzendő vízáteresztőképesség-vizsgálatok útján kell megállapítani. Kedvező geológiai feltételek mellett a felületegységre vonatkoztatott fajlagos elszivárgás 0..0,5 mm/d, átlagos viszonyok között 2 mm/d. Ha az elszivárgás 3 mm/d értéknél, nagyobb akkor a geológiai viszonyok hűtőtó, vagy tározómedence létesítése szempontjából kedvezőtlennek minősíthetők. Az elszivárgási veszteséget arányosnak szokták feltételezni a hűtőtó, vagy tározótó felületével; ekkor az alábbi képlettel fejezik ki:

201


Vsziv =

ω ⋅ Ató , m3/h, 0, 024

(3.159)

ahol

ω az elszivárgási veszteség tófelületre fajlagosított értéke mm/d egységben, Ató a tó felülete km2 egységben. A valóságban a felülettel való arányosítás csak igen durva közelítésnek tekinthető, és a tó részletes tervezésénél az elszivárgási értékét a különböző elszivárgási utak ellenállásának, hosszának, a tározóban levő víz statikus nyomásának figyelembevételével számítják ki. Az ilyen számítások vetnek fényt arra is, hogy milyen szivárgást gátló létesítmények építése szükséges. Szóródási (cseppelragadási) veszteség A szóródási (cseppelragadási) veszteség, vagy más szóhasználat szerint szélveszteség a hűtésben részt vevő levegővel elragadott vízcseppek összessége. Nedves hűtőtorony, vagy szóróhűtő alkalmazása esetén jelentkezik. A hűtőtorony szóródási vesztesége a hűtőtorony konstrukciójától függ, és annál nagyobb minél, minél nagyobb a hűtőfelületekről eltávozó levegő sebessége, és mennél finomabb a víz porlasztása. A vízveszteséget lehet csökkenteni ún. cseppleválasztók alkalmazásával. Új típusú hűtőtornyok szóródási veszteségét gyakorlati számításoknál a forgatott hűtővízmennyiség 0,3 %-ára szokták felvenni. A szélveszteség csökkentése nem csak azért fontos, hogy kevesebb víz pótlásáról kelljen gondoskodni. Ez a szempont csak akkor lehet döntő, ha mennyisége nagyobb a lebocsátandó mennyiségnél. Ennél nagyobb hátrány jelentkezik a hűtőtorony hűtőhatásában. A hűtőtoronyból cseppek formájában távozó víz ui. igen gyakran visszahull, és belekeveredik a hűtőtoronyba jutó levegőbe, és annak nedvességtartalmát, ezzel a hűtőtorony hűtőképességét rontja. Egy másik kedvezőtlen jelenség téli fagyok idején jelentkezik, amikor a cseppek a környező tárgyakat, elsősorban a közlekedési utakat eljegesítik, és balesetek forrásai lehetnek. A szóróhűtők szóródási vesztesége általában (nem túlságosan nagy medencenagyság esetén), jóval meghaladja a hűtőtornyokét. Nagysága erősen függ a szélsebességtől, és nem körszimmetrikus medencéknél a széliránytól is. Nagyságát a forgatott vízmennyiség 1..2 %-ára szokták felvenni, amely érték természetesen nagy szélsebességeknél lép fel. 3.7.2.2.5. A

SALAK ÉS PERNYEELTÁVOLÍTÁS VÍZIGÉNYE

Szénportüzelésű erőműben, különösen gyenge minőségű szenek használata esetén, jelentős mennyiségű vizet igényel a salak, és pernyeeltávolító rendszer. Az eltávolítandó salak és pernye mennyiségén kívül igen jelentős befolyást gyakorol természetesen a választott eltávolítási rendszer is (lásd a 3.5.2.3. pontot). A vízszükséglet csökkentése érdekében a hidraulikus salak- és pernyeeltávolítási rendszerek lehetőleg zárt körfolyamatban dolgoznak oly módon, hogy a salaktérről a vizet visszanyerik, és újra felhasználják, így csak a körfolyamat veszteségeit kel pótolni. A tervezésnél a salak és pernye eltávolításához szükséges fajlagos (a salak és pernyemennyiségre vonatkoztatott) vízmennyiségeket ( x v ) a 3—4. táblázatban szereplő értékekre szokás felvenni.

202

KONDENZÁCIÓS ÉS HŰTÉSI RENDSZEREK. VÍZELLÁTÁS 3—4. táblázat. Salakeltávolítási módszerek fajlagos vízigényei visszaforgatás nélkül visszaforgatással kg víz/kg salak 10 3 7 2,5 1 – 0,3 – 0,25 –

Salakeltávolítási rendszer kisnyomású víz nagynyomású víz kényszeradagolású hidraulikus mechanikus (szalag, csille) pneumatikus (lerakáshoz)

Visszaforgatás esetén szokás megadni a visszaforgatási hányadot ( v vf ) , amely a visszaforgatott vízmennyiség aránya a teljes vízmennyiséghez (pl. kisnyomású vízzel végzett salakeltávolításnál 0,7 kg/kg). A salak és pernyeeltávolításhoz szükséges vízmennyiség (Vs+ p ) a következő képlet szerint számítható: Vs+ p =

PBTax v νBT ( 1 − v vf ) , η ⋅ Hü

(3.160)

ahol

a a szén hamutartalma, νBT az erőmű kihasználási tényezője a beépített teljesítőképességre vonatkoztatva, 3.7.2.2.6. EGYÉB VÍZFOGYASZTÁSOK

Ide tartoznak az ivóvíz, a használati víz, öntözővíz, tűzoltóvíz, valamint a vízelosztó hálózatveszteségei stb. Kondenzációs erőművekben az ilyen jellegű vízfogyasztó alárendelt jelentőségű, minthogy a mennyisége a többi vízfogyasztáshoz képest kicsi. Aránylag nagyobb a jelentősége hőszolgáltató erőművekben. Kondenzációs erőművekben elegendő az a durva közelítés, hogy az egyéb vízfogyasztást az erőmű beépített teljesítőképességével vesszük arányosnak, az arányossági tényező közelítő nagysága 0,05 t/h MW. Hőszolgáltató erőművekben viszont, ha ez a vízveszteség az összes vízveszteségnek nagyobb része, szükséges, hogy az erőműben dolgozók létszámából kiindulva az épületgépészeti normatívák szerint állapítsuk meg az ivó- és haszonvíz-szükségleteket; ezenkívül külön számolni kell az öntözési vízszükségletet az öntözendő parkosított terület figyelembevételével, valamint a hőhálózat veszteségeit is. 3.7.2.2.7. A VÍZVESZTESÉGEK ÖSSZEGEZŐDÉSE

Az erőművek vízellátása a legtöbb esetben jelentős beruházási költséget igényel, ezért komoly érdek fűződik ahhoz, hogy a vízellátás kellő biztonsága mellett az erőmű a vízzel a legmesszebbmenően takarékoskodjék. Ennek megfelelően az előzőkben egyenként tárgyalt vízszükségletek összegezésénél az alábbi szempontokat kell figyelembe venni. A hűtőpótvíz gyűjtőnév alatt felsorolt vízveszteségek közül a hasznos párolgás, a természetes párolgás, az elszivárgás, és a szélveszteség teljes értékű veszteséget jelent. A lebocsátási veszteség elméletileg meghatározott értékéből azonban, mint már említettük, hűtőtorony esetén levonandó a szélveszteség, hűtőtó esetén pedig az elszivárgás értéke, minthogy veszteségek útján bekoncentrálódott víz távozik. Széntüzelésű erőműben a fentiek figyelembevétele után megmaradó lebocsátási mennyiség még mindig nem jelent veszteséget, mert felhasználható salakeltávolításra. 203


Az erőmű viszonylag jelentős mennyiségű csapágyhűtővizet igényel. Hűtőtornyos erőműben, ahol a hűtőpótvizet lágyítják, a hűtőkörfolyamat pótvizét használják először csapágyhűtésre, és az innen összegyűjtött víz kerül be a körfolyamatba; itt tehát a csapágyhűtő víz a vízigényben külön nem jelentkezik. Hűtőtavas üzemben a felmelegedett csapágyhűtővizet, vagy visszavezetik a tóba, vagy- ami széntüzelésű erőműben még gyakoribb-, felhasználják salakeltávolításra. A körléghűtőt és a turbina olajhűtőjét hűtővízoldalon általában párhuzamosan kapcsolják kondenzátorral, előfordul azonban, főleg, ha a hűtővíz-hőmérséklet igen nagy, ezeket a víztárolóba menő nyers vízzel hűtik, tehát nem zárt körfolyamatban. Az erőműben elveszett víz egy része előkészített lágyított víz formájában pótlandó. Mindenkor előkészítik a kazánpótvizet, és gyakran a hűtőtornyos üzem pótvizét. A vízelőkészítő műben a visszaöblítések, átmosások következtében mintegy 6 % hulladékvíz keletkezik, amely szintén felhasználható salakeltávolításra, ha pedig salakeltávolítási igény nincs, ezt a veszteséget is figyelembe kell venni a biztosítandó vízigény meghatározásánál. 3.7.2.3. A vízigények kielégítése

Az erőmű vízigényeit a föld felszíne alá szivárgott és különböző talajrétegekben tárolt csapadékvizekből, földfeletti természetes vízfolyásokból vagy tavakból lehet kielégíteni. A továbbiakban röviden áttekintjük e víznyerőhelyeknek az erőmű vízellátása szempontjából fontosabb tulajdonságait, úgymint vízszolgáltató képesség, vízhozam ingadozás, vízkivételi módok, szennyeződések stb. 3.7.2.3.1. FORRÁSOK

Forrásnak nevezzük a föld alá szivárgott víz természetes utón, mesterséges beavatkozás nélküli felszínre jutását. A források vízhozama, a vízhozam ingadozása és főleg a víz kémiai összetétele nagymértékben függ a tárolóközet jellegétől. Ha a vizet tároló réteg tömött (gárnit, andezit, bazalt, agyag, pala stb.), ill. áteresztő, porózus szerkezetű (homokkó, kavics, homok, lösz stb.), akkor a forrás vízhozama aránylag kicsi, és erősen függ a csapadékviszonyoktól. Az ilyen források az erőmű szempontjából megbízhatatlanok, víznyerőhelyként nem vehetők számításba. Az erőmű vízellátására megfelelőbbek azok a források, melyek üreges, járatos kőzetekben (mészkő, dolomit) tárolódnak. A felhasználás szempontjából nagy jelentőségű a víz kémiai összetétele, oldott ásványianyag-tartalma. A források vize a talajon keresztül vándorolva számtalan vegyi átalakuláson megy keresztül, melyek közül a legfontosabb a szén-dioxid tartalom változása. A talajon keresztül szivárgó víz ezen kívül a rothadó növényi részekből magába old még ammóniát, egyéb nitrogén-vegyületeket és humusz-savakat. A forrásvíz oxigén-tartalma a benne végbemenő bomlási, oxidációs folyamatok következtében alacsony. A talajvíz a talajból különféle sókat is kiold, ezt az oldási folyamatot a szén-dioxid tartalom is elősegíti, mert az a rosszul oldódó sókat jobban oldódókká alakítja (pl. a kalcium-, magnézium- és vas-karbonátokat hidrogénkarbonátokká). 3.7.2.3.2. KUTAK

A kutak a földfelszín alatt összegyűlt víz felszínre hozására alkalmas mesterséges létesítmények. A kutaknak három fő csoportja van aszerint, hogy mely réteg vizének

204


kiemelésére létesültek. Így beszélünk talavíz-, karszt- és artézi kútról. A vízadó rétegtől függetlenül a kialakítás alapján megkülönböztetünk aknás, csöves és csápos kutakat. A talajvízkutak jellemzője, hogy azokból a vizet csak energiabefektetés révén (szivattyúzás) lehet kiemelni. A talajvízkutak vízhozama nem nagy és erősen függ a csapadékviszonyoktól. Erőmű vízellátását talajvízkútra alapozni nem célszerű, elsősorban mint kiegészítő vízforrás jöhet számításba. A kutak másik jellemző csoportját a karsztkutak alkotják. A karsztvíz a hordozókőzet üregeiben és járataiban helyezkedik el. A víz kiemeléséhez aknákat vagy furatokat létesítve próbálják meg eltalálni a földalatti víztárolókat. A felszínre hozás általában búvárszivattyúkkal lehetséges, így a mennyiség is erősen korlátozott. A vízszolgáltató képesség megbízhatóságának javítására mesterséges tárolókat is kialakíthatnak a karsztvízszint alatti kőzetben. Karsztvíz kiemelésénél megfelelő körültekintéssel kell eljárni, nehogy megbontsuk a kút környékének természetes vízháztartását. Az artézi kutakat az jellemzi, hogy a víz két vízzáró réteg között helyezkedik el. A vízzáró rétegek között a nyomás az atmoszférikusnál nagyobb, esetenként annyira, hogy a víz szivattyúzás nélkül is a felszínre jut. Vízhozam szempontjából ezek jelentősége sem túlzottan nagy. Előnyük a talajvízkutakkal szemben, hogy csapadékszegény időben is rendelkezésre állnak. Nagyobb vízigények esetén a kutak számának növelése nehogy javít, hanem inkább — a kutak egymásrahatásának következtében — ront azok megbízhatóságán. A kutak vízminőségére ugyanazok jellemzők, mint a források vizére. 3.7.2.3.3. FELSZÍNI VÍZFOLYÁSOK

Az erőmű vízellátása leggyakrabban felszíni vízfolyásra alapozott. Ennek oka a vízfolyásokból való vízbeszerzés műszaki egyszerűségében és az ellátás nagy megbízhatóságában rejlik. A vízkivétel viszonylag kis beruházási költséggel oldható, a szivattyúzáshoz — a kis nyomáskülönbségek miatt — nem szükséges túlzottan nagy energiafelhasználás. A vízellátás biztonságát javítja annak jó tervezhetősége, hiszen a felszíni vízfolyásokra vonatkozólag sokévi megfigyelési adat áll rendelkezésre. A felszíni vizek kémiai összetétele hasonló az azokat tápláló talajvíz összetételéhez. A felszíni vízben azonban több a lebegő, szilárd szennyeződés és szerves anyag. Szerves anyag részben a vízgyűjtő területről, részben pedig a lakó- és iparterületek szennyvizéből ered. Ennek következtében a felszíni vizek összetétele messzemenően el is térhet a talajvíz összetételétől. A vízben oldott levegő mennyisége viszont lényegesen nagyobb, mint a talajvízé. Az vízben oldott oxigén, a nagyfény hatására végbemenő fotokémiai és biológia folyamatok következtében a szervesanyag-tartalom csökken. Ezt a vizek öntisztulásának nevezzük. A felszíni vízfolyások kedvezőtlen tulajdonsága, hogy vízhozamuk igen nagy határok között ingadozik. Ez mindaddig nem jelent gondot, amíg az erőmű legnagyobb vízigénye meg nem haladja a folyó legkisebb vízhozamát. Ellenkező esetben megfelelő tározó kiépítéséről kell gondoskodni. A tározó alkalmazásának előnye nem csak az, hogy kis vízhozamú időszakban is lehetővé teszi a vízigények kielégítését, hanem segít kiegyenlíteni a vízhozam időbeni változásait.

205


Vízmennyiség, V

A víztározók méretezésének egyik legegyszerűbb módját a 3—81. ábra kapcsán mutatjuk be. Az ábrán feltüntetett vízmennyiség-görbe a vízfolyásban lefolyó vízmennyiséget halmozva tünteti fel, azaz az abszcissza tengely bármely pontjához tartozó ordináta érték a vizsgált időszak kezdete óta lefolyt összes vízmennyiséget adja. A görbe bármely két pontját összekötő egyenes iránytangense pedig a két időpont közötti átlagos vízhozam értékét adja.

V2

B V1

A

α

α

α Átlagos vízhozam: V = tgα

Eltelt idő, t

3—81. ábra. Teljes kiegyenlítésű tározó nagyságának meghatározása

A rendelkezésre álló teljes időtartamra vonatkozó görbe két végpontját összekötő egyes iránytangense — kellően hosszú megfigyelési időszak — a vízfolyás átlagos vízhozamát adja. A maximális vízmennyiség, melyet állandónak feltételezett vízsugárban a folyóból tartósan ki lehet venni, ezt az értéket természetesen nem haladhatja meg, bármilyen nagy tározót is építünk. A 3—81. ábrából meghatározhatjuk, hogy az állandó, átlagos vízhozamnak megfelelő mennyiség kivételének biztosításához az adott időszakban milyen nagyságú tározó beépítése szükséges. Amennyiben a vízmennyiség-görbéhez megrajzoljuk az érintőket, úgy a két szélső pont közötti ordinátaszakasz éppen a keresett tározótérfogatot adja. Ez könnyen belátható, hiszen a két szélső érték (A és B pont) közötti időben éppen V1 mennyiség folyt le, V2 pedig a tárolóból pótlandó, ha az átlagnak megfelelő vízhozamot folyamatosan elfogyasztottuk. A kimerítési időszak végét jelző B pont után viszont a tározó már ismételten tölthető, mivel a vízhozam meghaladja a fogyasztást. A vízellátás biztosítottságának természetesen az a feltétele, hogy a kimerítési időszak kezdetén (A pont) a tároló tele volt.

206


vízhozam

Abban az esetben, ha az igényelt vízmennyiség kisebb az átlagosnál, a tározó térfogatát egy másfajta módszerrel is meghatározhatjuk. Ehhez induljunk a vízhozam tartamdiagramjából, melyet a 3—82. ábra mutat. Mivel a felszíni vízfolyás áramlását nem zárhatjuk el a tározóból valamekkora mennyiséget folyamatosan le kell eresztenünk és a tározó nagyságát ennek figyelembevételével kell megállapítanunk. A 3—82. ábrán a vonalkázott terület épp a szükséges tározónagysággal arányos.

V Vigény minimális áteresztés

Vmin

szükséges tározótérfogat időtartam 3—82. ábra. Víztározó nagyságának meghatározása a vízhozam tartamdiagramja alapján

Abban az esetben, ha a felhasznált vízmennyiség az átlagos vízhozamnál kisebb, a szükséges — részleges kiegyenlítésű — tározó nagyságát szintén érintő szerkesztésével határozhatjuk meg. Az érintő iránytangense most a felhasznált vízmennysigének megfelelően választandó meg, azaz a 3—83. ábra jelöléseivel Vigény = tg α . A tározó térfogatát most az a legnagyobb ordinátaszakasz határozza meg, ami két egymást követő felső és alsó érintő között található.

207

Vízmennyiség, V


V2 αmin Legkisebb vízhozam: Vmin = tgαmin V1

α Igényelt vízáram: Vigény = tgα

Eltelt idő, t

3—83. ábra. Részleges kiegyenlítésű víztározó nagyságának meghatározása a vízmennyiség-görbe alapján

A tározótérfogat e szerkesztéssel annál kisebbre adódik, minél kisebb a kielégítendő vízigény. Nem szükséges tározót építeni, ha az igényelt vízmennyiség kisebb, mint a vízfolyás legkisebb hozama (Vmin ) . Ez a módszer akkor lenne teljesen korrekt, ha a tározó térfogatának meghatározására szolgáló adatsor kellően nagy ahhoz, hogy a szélsőségesen alacsony vízhozamokat tényleges előfordulási gyakoriságuknak megfelelően tüntesse fel. Ehhez legalább 100 éves összefüggő adatsor szükséges, ez azonban a gyakorlatban nem mindig áll rendelkezésre. A 3—83. ábra szerinti szerkesztés a tározó térfogatára két értéket (V1, V2 ) ad, melyek közül a nagyobbat tekintjük az alkalmazandó tározó nagyságnak. Valószínű, hogy jóval hosszabb adatsort vizsgálva ennél nagyobb tározótérfogat is kiadódhat. A méretezés pontosításához más módszereket, nevezetesen a valószínűség-elméletet kell segítségül hívnunk. Ennek ismeretése azonban meghaladja e jegyzet kereteit.

3.7.3. Hűtési rendszerek Az erőmű vízellátáshoz felhasználható vízforrás(ok) vízadóképessége már meghatározza a kondenzátorok hűtésére alkalmazható rendszer kialakítását. Ettől függően a hűtővízrendszer elvi felépítése is különbözik az egyes hűtési módok szerint. A különböző hűtési módoknak vannak ugyan azonos elemei, rendszer mint egész azonban az egyes műtárgyak kiválasztásában, telepítésében, üzemeltetésében stb.

208


alapvetően eltérő szempontok érvényesítését kívánja. Az erőművek hűtési rendszerei alapvetően két csoportra oszthatók:

– frissvizes, ill. közvetlen léghűtéses, valamint – visszahűtéses rendszerekre. A frissvizes, ill. a közvetlen léghűtéses rendszerek esetében a kondenzátor hűtőközegét a természetes vízfolyás (bő vízhozamú folyó vagy tenger), ill. a környezeti levegő biztosítja. A visszahűtéses rendszereknél a kondenzátor hűtőközege minden esetben víz, melyet — miután a kondenzátorban felmelegedett — valamilyen módszerrel ismét visszahűtünk. A visszahűtés alapján megkülönböztetünk

– hűtőtavas (szóróhűtővel kialakított vagy anélküli), – nedves hűtőtornyos, – száraz hűtőtornyos keverő kondenzátoros (HELLER—FORGÓ-rendszerű), – száraz/nedves (kombinált vagy hibrid) hűtőtornyos hűtési rendszereket. Egyes esetekben a hűtési rendszer az előbbiekben felsorolt módszerek kombinációja is lehet. A frissvizes hűtés pl. kombinálható nedves hűtőtoronnyal, ha a folyó vízhozama kisebb, mint azt a teljes mértékű frissvízhűtés kívánná. Hasonlóképpen kombinálható a nedves és száraz hűtőtornyos rendszer is a hűtési célokra rendelkezésre álló vízmennyiség függvényében. A legnagyobb vízigényt nyilván a frissvízhűtés jelenti, majd ezt követi a hűtőtavas és a nedves hűtőtornyos hűtés a sort pedig a nedves/száraz és száraz hűtőtornyos rendszer. 3.7.3.1. Frissvízhűtés

Frissvízhűtés esetén nagy vízhozamú folyóból vagy tengerből nyerjük a kondenzátorokhoz hűtéséhez szükséges hűtővizet. Folyóvizek esetén a hűtési célra kivehető mennyiség korlátozott. Amennyiben nem alkalmazunk tározót, akkor a kivehető mennyiség a vízhozam kb. 30..35 %-a. A korlátozásra azért van szükség, hogy a visszaengedett felmelegedett hűtővíz termikus szennyezéssel ne bontsa meg a folyó élővilágának egyensúlyát, ne zavarja a hajózást és megfelelő módon el tudjon keveredni a folyó fő áramával. Duzzasztógát és tározó alkalmazásával a kivehető mennyiség növelhető (kb. a vízhozam 70..80 %-ra). A frissvízhűtésű rendszerekben az erőművek rendezett terepszintje általában magasabban van, mint a víznyerőhelyként felhasznált vízfolyás vízszintje. Ezt a szintkülönbséget árvízvédelem, a csapadékvizek elvezethetősége stb. indokolja. Előfordulhat azonban olyan eset is, amikor a hűtővíz természetes (gravitációs) módon jut el a kondenzátorokig, akár állandóan, akár magas vízállasok idején. A folyóvizet felhasználása — szennyezettségének mértékétől függően — előtt tisztítani kell. A tisztítás módja jelentősen befolyásolj a hűtővízrendszer elemeit és azok sorrendjét. Ha a szennyezettség más a kivétel előtt eltávolítható, akkor a hűtővízszivattyúk közvetlenül a kondenzátorokba szállíthatják a vizet. Ha erre nincs mód, akkor a vizet a kivétel után ülepíteni és szűrni kell. A kondenzátorban felmelegedett vizet vissza kell vezetni a folyóba. Az esetek többségében a felmelegedett víznek a

209


visszaengedés előtt akkor a helyzeti energiája, hogy azt érdemes és gazdaságos egy vízturbina beépítésével hasznosítani. A frissvízhűtésű rendszer egyes elemeinek és műtárgyainak egymással való kapcsolata a következő lehet. a) Ülepítés a vízkivétel előtt – mechanikus szűrő gravitációs átáramlással – vízkivételi szivattyú – csővezeték – kondenzátor – felmelegedett vizet elvezető cső vagy csatorna – rekuperációs turbina vagy energiatörő (3— 84. ábra). b) Vízkivételi szivattyúk – ülepítő medence – mechanikus szűrő gravitációs átáramlással – gravitációs csatorna – hűtővíz szivattyú – felmelegedett vizet elvezető cső vagy csatorna – rekuperációs turbina vagy energiatörő (3— 85. ábra). c) Vízkivételi szivattyúk – nyomás alatti mechanikus szűrő – nyomás alatti csővezeték – felmelegedett vizet elvezető cső vagy csatorna – rekuperációs turbina vagy energiatörő (3—86. ábra).

1

2

3

4

5

6

7 8

9

3—84. ábra. Frissvízhűtésű rendszer folyamatábrája (a) 1: folyó; 2: előülepítő; 3: szalagszűrő; 4: vízkivételi szivattyú; 5: hűtővízvezeték 6: kondenzátor; 7: melegvízvezeték; 8: melegvízcsatorna; 9: rekuperációs turbina vagy energiatörő

8 1

2

4

3

5

6 7

9

10 11

3—85. ábra. Frissvízhűtésű rendszer folyamatábrája (b) 1: folyó; 2: vízkivételi szivattyú; 3: ülepítő medence; 4: iszapelvezetés; 5: dobszűrő 6: gravitációs csatorna; 7: hűtővíz szivattyú; 8: kondenzátor; 9: melegvíz vezeték; 10: melegvíz csatorna; 11: rekuperációs turbina vagy energiatörő

210


1

2

3

4

5

6 7 8

3—86. ábra. Frissvízhűtésű rendszer folyamatábrája (c) 1: folyó; 2: vízkivételi szivattyú; 3: nyomás alatti szűrő; 4: hűtővíz csővezeték; 5: kondenzátor; 6: melegvíz vezeték; 7: melegvíz csatorna; 8: rekuperációs turbina vagy energiatörő

Ezek a folyamatábrák csak jellemző példák. A helyi adottságoknak megfelelően ezek variációi és kombinációi is előfordulhatnak. Egyedileg, gondos mérlegelés alapján döntendő el, hogy milyen elemekből és ezeknek milyen kapcsolásával épüljön a hűtővízrendszer. A legfontosabb szempontok a következők: Amennyiben a folyóvíz lebegő hordalék és iszaptartalma nagy, akkor a víz nem vezethető közvetlenül a kondenzátorba, az úszó szennyeződést leválasztó mechanikus szűrőn (gereb) kívül ülepítőt is kell létesíteni. Ha a mederviszonyok megengedik, akkor az ülepítést célszerű magában a folyóban elvégezni (holtághoz való csatlakozással, kotorható, megfelelő hosszúságú üzemvízcsatorna kialakításával). Ezek hiányában az ülepítésre medencét kell létesíteni. A vízkiemelő szivattyúk e medencékbe nyomják a vizet, innen egy újabb szivattyú szállítja a kondenzátorokhoz az ülepített hűtővizet. A kisebb méretű úszó szennyeződések leválasztására, melyeket a gereb átenged, külön szűrők beépítése is szükségessé válhat. A szűrő beépítési helye az ülepítéstől függ. A folyóból kivett víz vagy nyomás alatti csővezetéken vagy gravitációs csatornán keresztül juthat el a kondenzátorba. Ha nincs szükség ülepítésre vagy az még a vízkivétel előtt megoldható, akkor a vízkivételi mű és a kondenzátor között nyomás alatti csővezeték alkalmazható. A nagy teljesítőképességű frissvízhűtésű blokkok hűtővízigénye igen tekintélyes. A magyar VER-ben nagyszámban üzemelő 215 MW-os blokkok esetén ez a mennyiség 5,5..9,2 m3/s kondenzátoronként, azaz pl. a Tisza II. erőmű 4 blokkja esetében ez 22..37 m3/s. Ekkora vízmennyiség — mely egy kisebb folyó teljes vízhozamával is felérhet —mozgatása, kezelése sok műszaki problémát vet fel és költséges műtárgyak és berendezések alkalmazását igényli. Az egész erőmű tervezésén belül ezért a hűtővízrendszer tervezése külön komplex feladat. A figyelembe veendő legfontosabb szempontok a következők:

– a beruházási és üzemköltség (vízhasználati díj, energiafelhasználás, személyzeti és karbantartási költségek); – a rendszer alkalmassága többféle feladat ellátására; – könnyen áttekinthető és optimálisan egyszerű felépítés; – zavartalan illeszkedés az erőmű általános tervébe; – alkalmazkodóképesség a változó üzemállapotokhoz; – üzembiztonság, megbízhatóság. 211


A gyakorlati kivitel szempontjából mindig egyedileg, minden körülményt mérlegelve kell megtervezni az egyes erőművek hűtővízrendszerét. Ennek ellenére vannak olyan általános elvek, melyek minden tervezési folyamat során alkalmazhatók. 1. Célszerű az erőművi blokkokkal azonos számú vízkivételi szivattyút beépíteni. Kevésszámú, de nagyteljesítményű blokk esetén két szivattyú is tartozhat egy blokkhoz. 2. A vízkivételi tervezésénél törekedni kell a minél kevesebb vízzáró felületre és minél kisebb alapterületre. A szivattyúk függőleges tengelyű gépek (szárnylapátos vagy félaxiális) legyenek. 3. Ha a kondenzátorok és a vízkivételi mű közötti távolság kicsi, akkor minden egyes kondenzátorhoz célszerű külön-külön hűtővíz-vezetéket kiépíteni. A távolság növekedésével növekszik a csővezeték költsége is, ilyenkor több gépnek lehet közös csővezetéke. Hosszú, különálló vezetéket csak különösen indokolt esetben (pl. hidraulikailag jelentős mértékben és kiküszöbölhetetlenül különböző kondenzátorok) érdemes létesíteni. 4. A gravitációs csatornákat — tisztítás, karbantartás, váratlan meghibásodás — miatt ikerszelvényesre kell készíteni. 5. Kétlépcsős szivattyúzás esetén (3—85. ábra) egy blokkhoz két félteljesítményű vagy egy teljes teljesítményű szivattyú építendő be. A 3—87. ábra egy egylépcsős hűtővízrendszer elrendezési rajzát mutatja. A vízkivétel és az erőmű nagy távolsága miatt két-két egység csővezetéke közös, melyre két-két hűtővízszivattyú dolgozik. A melegvíz csatorna ikerszelvényes. A 3—88. ábrán egy olyan hűtővízrendszer látható, ahol a vízkivétel utáni ülepítés miatt kétlépcsős szivattyúzás szükséges. Ennek megfelelően mind a hideg-, mind a melegvíz gravitációs csatornákban áramlik.

rekuperációs turbina ikerszelvényes melegvíz csatorna gát folyó hidegvíz csővezeték vízkivételi mű

3—87. ábra. Egylépcsős vízkivételi mű elrendezési rajza

212


hidegvíz csatorna

dobszűrők

melegvíz csatorna

kondenzátor hűtővízszivattyúk rekuperációs turbina ülepítő medence

vízkivételi mű folyó

3—88. ábra. Kétlépcsős vízkivételi mű elrendezési rajza

A frissvízhűtéses rendszerek üzemeltetésénél különös gondot kell fordítani az ülepítőmendence időszakos kotrására, a felgyülemlett iszap eltávolítására. A szűrők esetében gondoskodni a kell a folyamatos üzemeltetésről, a szűrőkre tapadó szennyeződés állandó eltávolításáról. 3.7.3.2. Közvetlen léghűtés

A közvetlen léghűtéses kondenzátorok hűtőközege a levegő, melyet ventilátorral áramoltatunk a bordázott hűtőfelület mentén. Egy ilyen berendezés kialakítását mutatja a 3—89. ábra. A közvetlen léghűtés egyetlen előnyös tulajdonsága, hogy nem igényel hűtővizet. Emellett számos hátrányos tulajdonsággal rendelkezik. Mivel tökéletes — szivárgásmentes — csőcsatlakozás nincs, óhatatlanul jelentős mennyiségű levegő szivárog be a kondenzációs térbe, melynek a hőátadásra gyakorolt káros hatását a 3.7.1.2.1. alpontban már bemutattuk. Tekintve, hogy a hűtőközeg gáznemű a hőátviteli tényező értéke messze elmarad a vízhűtéses kondenzátorok értékétől. További komoly üzemviteli problémát jelent, hogy a meglehetősen nagy térfogatáramú kondenzálandó gőzmennyiséget milyen úton juttassák el a kondenzátorba. Kis átmérőjű csővezeték nagy áramlási sebességet, így nagy áramlási ellenállást eredményez, a nagy csőátmérő pedig a beruházási költségeket emeli meg. Mindezen hátrányos tulajdonságok következtében a közvetlen légkondenzátorok

213


csekély jelentőséggel rendelkeznek és komolyabb térhódításukra a jövőben sem lehet számítani.

gőz belépés levegő elszívás

ventilátor csapadék elvezetés csapadékgyűjtő csatorna 3—89. ábra. Közvetlen léghűtésű kondenzátor szerkezeti kialakítása

3.7.3.3. Hűtőtavas hűtés

A visszahűtő berendezések egyik — kevésbé — elterjedt típusa a hűtőtó. A nagyteljesítményű erőművek telepítése során két fontos tényezőt kell figyelembe venni, az egyik a tüzelőanyag a másik a hűtővízellátás. Nagyon ritkán fordul elő, hogy a tüzelőanyag bázis nagy vízhozamú természetes vízfolyás közelében található. Annak érdekében, hogy a frissvízhűtéssel közel azonos jellemzőjű hűtővíz álljon rendelkezésre, kézenfekvő megoldás a hűtőtó létesítése. Hűtőtó létesítése pusztán erőművi hűtővízellátás céljára nem minden esetben gazdaságos, ezért érdemes arra törekedni, hogy e nagyméretű tavakat más célokra (mezőgazdasági öntözési rendszerek, halgazdaságok) is hasznosítsák. A hűtőtó a hőt a levegővel érintkező felületén adja át. A hűtőtavak méretezése, hűtőképességének meghatározása meglehetősen összetett feladat, mivel számtalan olyan tényezőt kell figyelembe venni melyek érték csak — meglehetősen pontatlanul — becsülni tudjuk. A tóba kerülő hűtővíz hőjét két folyamat során adja le. Az egyik a víz és a levegő között végbemenő hőtranszport. Természetesen ez csak akkor vezet hűtéshez, ha a tó vize melegebb, mint az a felette áramló levegő. A másik — domináns — transzportfolyamat a párolgás. Mikor is a víz egy részének elpárologtatásához a hőt von el a tó teljes víztömegéből. 214


A hűtőtó hűtőképességét az adott összes felület mellett az áramlási viszonyok javításával, ill. kiegészítő hűtőberendezés, ún. szóróhűtő alkalmazásával lehet fokozni. Annak érdekében, hogy a hűtésben minél nagyobb vízfelület vegyen részt és ezzel a víz körülfordulási ideje is megnövekedjék, a tavon belüli áramlást terelőgátakkal irányítják. A 3—90. ábra a) részlete a tározás nélküli hűtőtó gátrendszerének jellegzetes alakját, a b) részlet pedig egy völgyzárógáttal kiképzett, rendszerint tározásra használt tó terelőgátjait szemlélteti. 7

3

7

5

3

3

2 4

5

3

1

4 1 3—90. ábra. Áramlás irányítása a hűtőtóban 1: erőművi blokkok; 2: ülepítő medence; 3: terelőgát; 4: vízkivételi; 5: melegvíz visszavezetés; 6: vízpótlás

A tapasztalati irányelvek szerint a hűtő aktív (hűtésben résztvevő) felületét úgy kell kialakítani, hogy 1 MW erőművi teljesítőképességre kb. 0,01 km2 (1 ha) hűtőfelület essen. A nagy teljesítőképességű erőművekhez tartozó hűtőtavak felülete általában 20..30 km2. A hűtőtó felületnagyságának pontos meghatározása mindig gazdaságossági számítás alapján végzendő el. Az eredmény a fenti irányszámtól akár jelentős mértékben is eltérhet. A hűtőtavas hűtővízrendszer elvi felépítése hasonló a frissvízhűtésű rendszerekhez, de bizonyos elemek elmaradhatnak. A folyamat és a kapcsolási vázlat tehát egyszerűbb. A folyamat szempontjából legfontosabb különbség, hogy a tóból kivett hűtővíz gyakorlatilag hordalékmentes, így külön ülepítő beépítése nem szükséges. A tóban uralkodó kis áramlási sebességek miatt a hordalék már magában a tóban kiülepedik. A helyszíni elrendezés szempontjából a hűtőtó kedvezőbb a frissvízhűtésnél, mivel erőmű épülete a tóhoz közel, esetleg közvetlenül a partra telepíthető.

215


Gyakran előfordul, hogy a hűtőtavat kis vízhozamú folyóra telepítik, s az nem fedezi a teljes hűtővíz-szükségletet, csupán a tó veszteségeit. Ha ilyenkor a vízfolyás völgyét alakítjuk ki tóvá, akkor folyó átfolyik a tavon és hordaléka kiülepedik a tóban. Ezt esetenként kotrással el kell távolítani. Ha ellenben kisebb vízkivételi művel veszik ki a tó veszteségeinek pótlására szolgáló vizet a vízfolyásból, akkor célszerű kisebb előülepítő medencét létesíteni, mivel ebben az esetben csak ennek kotrásáról kell gondoskodni és a hűtőtó méretének meghatározásakor nem kell feltöltődéssel számolni. A hűtőtó hűtőképessége szóróhűtő alkalmazásával fokozható. A szóróhűtők azáltal hűtenek, hogy vízfelület felett elhelyezett porlasztó-fúvókákkal szétszórják vizet, mely apró cseppekre bomlik. A levegővel való érintkezés felületét ezáltal megnövelve a hűtés, mind a konvektív hőleadás, mind a párolgás sokkal intenzívebb. A szóróhűtő előnye a kis beruházási költéség, hátránya, hogy jó hűtőteljesítményt nem lehet vele elérni, a vízvesztesége és az energiaigénye is nagy. A szóróhűtő a vizet közepes nagyságú cseppekre bontja. A túl kis cseppeket ui. elragadja a szél, míg a nagyobb cseppek nagyobb fajlagos felületük okán lehűlés nélkül visszahullnak. A szóróhűtő e kedvezőtlen tulajdonságai miatt nem tudott teret hódítani mint önálló hűtőrendszer, csupán kiegészítő hűtőberendezésként alkalmazzák — elvétve — hűtőtavaknál. 3.7.3.3.1. A

HŰTŐTAVAK LÉTESÍTÉSI ÉS ÜZEMELTETÉSI KÉRDÉSEI

A hűtőtavas hűtési rendszer kialakításakor az alábbi követelményeket szükséges betartani:

– A hűtőtavakat úgy kell tervezni és üzemeltetni, hogy a frissvízhűtéses rendszerrel közel azonos belépő hűtővíz hőmérsékletet biztosítson. – A hűtővízből kivett víz minősége olyan legyen, hogy ne okozza a kondenzátorok elkövesedését, eliszaposodást vagy elrakódását. – A téli időszakban a víz hőmérsékletének megfelelő értéken tartása érdekében rendelkezzen visszakeverési lehetőséggel. A megfelelő hőmérsékletű és minőségű hűtővíz biztosítása érdekében az üzemeltetés során az alábbi feladatokat kell folyamatosan elvégezni:

– Rendszeresen ellenőrizni kell a hűtőtó hidrotermikus paramétereit, vagyis a ki- és belépő hűtővíz hőmérsékleteket. – Ellenőrizni kell a hűtőtó áramlási viszonyait és medermélységét; gondoskodni kell az időszakos kotrásról. – A hozzá- és elfolyások szabályozásával biztosítani kell a vízszint közel állandó értéken tartását. – Ellenőrizni kell a hűtőtó hidrobiológiai egyensúlyát. – Időközönként ellenőrizni kell a belépő hűtővíz minőségét (szervetlen- és szervesanyag-tartalom). Szükség esetén vízkezelési eljárásokat kell alkalmazni. – Különös gondot kell fordítani a megfelelő vízutánpótlásra, elkerülendő sókoncentráció túlzott mértékű megnövekedését, ezáltal a tó élővilágának teljes kipusztulását. A hűtőtó vízmennyiségének és a víz sókoncentrációjának változását a 3—91. ábra szerinti vázlat alapján vizsgáljuk. A tóban lévő vízmennyiség időbeli változása a

216


dmtó = dt

∑ mbe − ∑ mki

(3.161)

instacionárius mérlegegyenlettel írható le. Feltételezve, hogy a hűtőtóban lévő dmtó vízmennyiség az időben állandó = 0 , stacionárius mérlegegyenleteket dt írhatunk fel. Az első mérlegegyenlet a víz tömegmérlege:

(

)

mt,be + mcs = mt,ki + mp + msz + me .

(3.162)

Meg kell jegyezni, hogy az erőművi vízfelhasználást jellemző me mennyiség a tó és az erőmű közötti teljes vízforgalom eredője, így lehet pozitív (kivételi többlet), de negatív (beeresztési többlet) előjelű is.

csapadék (cs)

összes párolgás (p)

belépő vízáram (t,be)

erőművi vízfelhasználás (e)

kilépő vízáram (t,ki)

szivárgások (sz) 3—91. ábra. A hűtőtó vízáramai

A sótartalomra vonatkozó mérlegegyenlet felírásakor azt kell figyelembe venni, hogy sem a csapadékvíz, sem a párolgással távozó vízmennyiség nem tartalmaz sókat. Ennek megfelelően a tó sómérlegét az mt,be ⋅ C be = ( mt,ki + msz + me ) ⋅ C tó

(3.163)

egyenlet írja le. A (3.162) és (3.163) egyenletek alapján felírható, hogy az adott sókoncentráció fenntartásához szükséges — természetes vífolyásból származó — vízmennyiség

mt,be = ( mp − mcs )

1 C 1 − be C tó

(3.164)

szerint számítandó. Annak érdekében, hogy a sókoncentráció ne lépje túl a megengedett maximális (C tó,max ) értéket, a minimálisan biztosítandó pótvízmennyiséget a

mt,be ≥ ( mp − mcs )

1 C be 1− C tó,max

(3.165)

kifejezéssel határozzuk meg. Az összes elpárolgó vízmennyiség, amint azt korábban a 3.7.2.2. pontban ismertettük, két folyamatból származik, a hasznos ( mp,h ) és a

217


természetes ( mp,t ) párolgásból. Ezek összegzésénél azonban figyelemmel kell lenni arra, hogy a természetes párolgás természeti körülmények között meghatározott érték, a hűtőtó feletti levegő páratartalma pedig ennél nagyobb, így

mp ≤ mp,t + mp,h .

(3.166)

Magyarországi viszonyok között a természetes párolgás éves átlagértéke az éves csapadékmennyiség kb. 1,2..1,3-ed szerese. Rövidebb, nyári időszakot tekintve ez azonban a többszöröse is lehet. A hűtőtóból kivett víz minőségével szemben különösebb követelményeket nem támasztunk. A kondenzációs berendezés biztonságos üzeméhez az szükséges, hogy a hűtővíz keringési útvonala lerakódásoktól mentes legyen. Ezt a víz karbonátkeménységének csökkentésével érhetjük el. Szintén korlátozni kell a víz lebegőanyag és vastartalmát. A kondenzátor csövekben képződő szerves lerakódásokat a víz időszakos klórozásával szüntethetjük meg. A vas és beton műtárgyakkal szembeni agresszív viselkedést válthat ki a túlzottan nagy szulfát és klorid tartalom. 3.7.3.4. Nedves hűtőtornyos hűtés

Amennyiben a folyamatosan rendelkezésre álló természetes vízfolyás vízhozama olyan csekély, hogy hűtőtó sem létesíthető, akkor a hűtővizet félig vagy teljesen zárt körfolyamatban kell tartanunk és folyamatosan gondoskodnunk kell annak visszahűtéséről, ill. az elvesző mennyiség pótlásáról. A leggyakrabban alkalmazott visszahűtő berendezés a nedves hűtőtorony. A nedves hűtőtorony előnye, hogy kicsi a helyszükséglete, így bárhol alkalmazható. A kívánt hűtőhatás elérése érdekében a lehűtendő vizet a lehetséges legnagyobb felületen érintkezésbe kell hozni az áramló levegővel. A nagy vízfelületet a csepegtető szerkezet hozza létre azáltal, hogy a vizet apró cseppekre bontja vagy vékony filmet képez. Ahogy azt a keverőkondenzátorok kapcsán megjegyeztük, a filmhűtés hőtechnikailag sokkal kedvezőbb, mint a cseppes hűtés. A hőelvonás két, egyidejűleg lejátszódó transzportfolyamat, konvektív hőátadás és párolgás révén jön létre. A hőelvonás legnagyobb hányada az elpárolgás útján megy végbe. Az elpárologtatott víz mennyisége a kondenzátoron keresztüláramló víz mennyiségének mintegy 3 %, ill. abszolút értékét tekintve nagyjából megegyezik a kondenzátorba jutó gőzáram értékével. Látható tehát, hogy a nedves hűtőtornyok vízigénye is jelentős értéket képvisel az erőmű vízigényein belül. 3.7.3.4.1. A

NEDVES HŰTŐTORNYOK SZERKEZETI KIALAKÍTÁSA

A nedves hűtőtornyokat a hűtőlevegő áramlásának módja alapján két nagy csoportba soroljuk:

– mesterséges szellőztetésű vagy ventilátoros hűtőtornyok (3—92. ábra); – természetes szellőzésű hűtőtornyok (3—93. ábra). A víz és a levegő egymáshoz képesti áramlási iránya alapján megkülönböztetünk

– ellenáramú (3—94. ábra (a)); – kereszt-ellenáramú (3—94. ábra (b)); – keresztáramú (3—94. ábra (c));

218


hűtőtornyokat. A mesterséges szellőztetésű tornyok esetében a ventilátor helyzetétől függően beszélhetünk

– nyomóventilátoros és – szívóventilátoros rendszerekről. Hazánkban a mesterséges szellőzésű hűtőtornyok szívóventilátoros szerkezetűek, mert így kedvezőbb a nagyméretű szellőzőgép elhelyezése. A nyomóventilátoros kialakítás előnye a kisebb dinamikus rázási igénybevétel, hátránya, hogy a nedves környezet miatt gondos tömítésre van szükség. A hűtőtornyokkal szembeni alapvető követelmény, hogy az adott légállapot mellett a hűtővizet az elérhető legalacsonyabb hőmérsékletre hűtse vissza. A hűtőképességet a beépített hűtőfelület nagysága és kialakításának módja szabja meg. A felület növelésével csökkenthető a visszahűtött víz hőmérséklete, ugyanakkor ez együtt jár a beruházási és üzemeltetési költségek növekedésével. A vízgőz körfolyamat hatásfokának növekedéséből származó többletbevétel áll szemben a hűtőtorony beruházási és üzemeltetési költségeivel. Ebből is látható, hogy a hűtőtorony méretének megválasztása komoly műszaki-gazdasági optimáló számítások elvégzését igényli. Ugyancsak hasonló problémát vet fel a hűtőtorony szellőzési módjának megválasztása. A természetes szellőzésű hűtőtorony beruházási költsége nagyobb, üzemeltetési költsége viszont kisebb, mint a mesterséges szellőztetésű toronyé. A hűtőtorony beruházási és fenntartási költségei tehát annak szerkezeti kialakításától és a felhasznált anyagoktól (hűtőtorony betét, építőanyagok stb.) függ. A hűtőtorony feladata a hűtőszerkezet (vízporlasztó szerkezet és hűtőtorony betét) tartása, a víz egyenletes elosztása, valamint levegőáramlás létrehozása, fenntartása és határolása. A szerkezet kialakítási módját és a felhasznált anyagok megválasztását az önsúlyból, a betét súlyából valamint a szélterhelésből származó szilárdsági igény, másrészt a nedves-párás atmoszférával együtt járó korróziós jelenségek határozzák meg. A jó hűtés érdekében lényeges az áramlástanilag helyes kialakítás, az elegendően nagy légbeszívó keresztmetszet, a kilépő nedves levegő visszaszívásának elkerülése. Ebből a szempontból vizsgálva a keresztáramú hűtőtorony rendelkezik — alacsony építési magassága miatt — azzal a hátrányos tulajdonsággal, hogy fokozottan fennáll a visszaszívás lehetősége, melyet megfelelő elrendezéssel el lehet kerülni. A hűtőtornyokat a jó levegőellátás érdekében más épületektől távol kell elhelyezni.

219


felmelegedett nedves levegő

ventilátor cseppleválasztó betét

hűtővíz belépés

porlasztó fúvókák

hűtőtorony betét

hűtővíz kilépés

hűtőlevegő belépés

3—92. ábra. Mesterséges szellőztetésű nedves hűtőtorony

A természetes szellőzésű hűtőtornyok a kellő huzat biztosítása érdekében magas építésűek (50..170 m között). Alakjuk lehet forgási hiperboloid, csonkagúla vagy henger. Leggyakoribb a monolitikus építésű vasbetonszerkezet, hiperboloid alakkal (3— 93. ábra). A hiperboloid forma előnye a héjszerkezetből adódó nagyobb szilárdság és ebből következően kisebb anyagfelhasználás (az azonos nagyságú hengeres torony anyagának kb. fele); ellenállóbb a szélnyomással szemben, a szél hatása nem befolyásolja túlzott mértékben a hűtőhatást, egyenletesebb a huzat elosztása. A mesterséges szellőztetésű hűtőtornyokban alkalmazható ventilátorok legfeljebb 10..15 m átmérőjéből következően e berendezésekből többet kell építeni. Az elhelyezésnél az egymás melletti cellás építési mód szokásos, egy- vagy kétsoros elrendezéssel. Mind a természetes, mind pedig a mesterséges szellőzésű hűtőtornyokban a vízelosztás lehet nyitott vagy zárt. A nyitott rendszerű vízelosztás fa vagy vasbeton elosztóvályúkban juttatja el a vizet a kívánt helyre és innen tányéros vízszórrással kerül a víz a hűtőbetétre. A zárt rendszerben a víz fém- vagy cementcsövekben túlnyomással jut el a porlasztó fúvókákhoz, melyek lefelé vagy oldalra permetezik be azt. A cseppveszteséget mind természetes, mind pedig mesterséges szellőzésű hűtőtornyokban cseppleválasztó zsaluk beépítésével csökkentik. E zsalu szerkezeti

220


kialakítását szemlélteti a 3—95. ábra. A cseppveszteség ennek beépítésével a teljes hűtővízáram 0,02 %-a alá szorítható.

cseppleválasztó betét


porlasztó fúvókák hűtőtorony betét


3—93. ábra. Természetes szellőzésű nedves hűtőtorony

A hűtőbetét hordására vagy külön tartószerkezetet építenek, vagy magára a hűtőtorony építményre függesztik fel. A betétek anyagaként régebben kizárólag fát használtak, ami nagyon hamar tönkrement. Folyamatos üzem esetén 6..8 év, míg szakaszos üzem esetén 2..3 év telt el a betétek teljes cseréje között. Ma már műanyag, ill. cementlapokat alkalmaznak. Hazánkban (a dorogi erőműben) kikísérletezett keresztáramú vízfilmes hűtőtoronyban hűtőbetétként üvegtáblákat alkalmaztak. A táblákat gumiágyban rögzítették a helyükre és középüknél gumi alátámasztást kaptak rezgéscsillapításként. Gondosan ügyeltek az üvegtáblák gyártási hőfeszültségének minimális értéken tartására, így csökkentve a táblák törését.

221


a)

b)

c)

3—94. ábra. A mesterséges szellőztetésű hűtőtornyok típusai a: ellenáramú; b: kereszt-ellenáramú; c: keresztáramú

3—95. ábra. Cseppleválasztó szerkezete A levegőben maradó cseppes víztartalom kevesebb, mint a teljes hűtővízáram 0,02 %-a 3.7.3.4.2. NEDVES HŰTŐTORNYOK MŰSZAKI-GAZDASÁGOSSÁGI MUTATÓI

A hűtőtornyok műszaki-gazdaságossági szempontjainak megítélése a hűtőtoronyra jellemző műszaki és gazdasági paraméterek értékein keresztül történhet. A véleményalkotásra alkalmas mutatók a következők lehetnek:

– a hűtőtoronyból távozó lehűtött víz és a levegő hűlési határhőmérséklete közötti különbség;

222


– a hűtőtorony cseppvesztesége; – a hűtőtorony fajlagos beruházási költsége; – egységnyi hűtőfelületre vonatkoztatott hűtőteljesítmény; – egységnyi térfogatra vonatkoztatott hűtőteljesítmény; – fajlagos ventilátor és szivattyú energiaszükséglet; – karbantartási költségre eső hűtőteljesítmény. A hűtőtorony hatásosságának megítélésére alkalmazott egyik mutató az ún. jósági fok a 3—97. ábra jelöléseivel:

Ψ=

thv2 − thv1 thv2 − tl,HHH

(3.167)

A visszahűtés elméleti határhőmérséklete, végtelen nagy hűtőfelület ( Ah ) beépítése esetén a nedves levegő hűlési határhőmérséklete lenne, azaz

Ah → ∞ ⇒ thv1 → tl,HHH , ebből pedig az következik, hogy ebben az esetben a jósági fok tart az egységhez Ah → ∞ ⇒ Ψ → 1 .

Mint látható ez a mutatószám igen hasonlatos a hőcserélőknél alkalmazott BOŠNJAKOVIC-féle Φ hatásossághoz. A hűtőfelület hatásosságára, a hűtőtornyon belüli hőátadási viszonyokra jellemző az egységnyi hűtőfelületre vonatkoztatott hűtőteljesítmény

q A,h =

cp,hv ⋅ mhv ( thv2 − thv1 ) , W/(m2·K). Ah ⋅ Thv1

(3.168)

Hasonló jellemző az egységnyi térfogatra vonatkoztatott hűtőteljesítmény q V,h =

c p,hv ⋅ mhv ( thv2 − thv1 ) , W/(m3·K), Vtorony ⋅ Thv1

(3.169)

ahol a vonatkoztatási térfogat a torony teljes térfogata (kürtő, víztér, vízelosztó szerkezet, hűtőbetét stb. térfogatának összege). A beruházási költségre fajlagosított hűtőteljesítmény:

q B,h =

cp,hv ⋅ mhv ( thv2 − thv1 ) W ⋅ a , , α ⋅ BHT ⋅ Thv1 Ft ⋅ K

(3.170)

ahol α a leírási hányad, BHT a hűtőtorony nominális beruházási költsége. A ventilátor- és szivattyúteljesítményre eső fajlagos hűtőteljesítmény:

q v + sz,h =

cp,hv ⋅ mhv ( thv2 − thv1 ) , 1/K ( Pv + Psz ) ⋅ Thv1

(3.171)

ahol

Pv a mesterséges szellőztetésű hűtőtornyoknál alkalmazott ventilátor teljesítménye, Psz a toronyhoz kapcsolódó hűtővíz-szivattyú(k) teljesítménye.

223


Az éves karbantartási költségre vonatkoztatott hűtőteljesítmény: q TMK,h =

c p,hv ⋅ mhv ( thv2 − thv1 ) W ⋅ a , , C TMK,HT ⋅ Thv1 Ft ⋅ K

(3.172)

ahol C TMK,HT a hűtőtorony éves karbantartási költsége Ft/a egységben. A hűtőtornyok gazdaságossági „ jóságát” a költségmutatók együttesen határozzák meg. Ennek érdekében először is számítsuk át az üzemköltséget reprezentáló mutató ( q v + sz,h ) értékét a másik két mutatónak megfelelő mértékegységűvé. Ezt a kihasználási óraszám figyelembevételével a

( τHT )

és

q (a) v + sz,h =

felhasznált

villamos

energia

árának

cp,hv ⋅ mhv ( thv2 − thv1 ) ( Pv + Psz ) ⋅ τHT ⋅ kE ⋅ Thv1

( kE )

(3.173)

összefüggés szerint tesszük. A gazdaságossági mutató tehát q h = q B,h + q TMK,h + q (a) v + sz,h

(3.174)

egyenlet szerint számítandó. A sorrendet ennek értéke alapján állíthatjuk fel, azaz minél nagyobb q h értéke, annál „ jobb” a hűtőtorony. 3.7.3.4.3. A

NEDVES HŰTŐTORNYOK HŐTECHNIKAI MÉRETEZÉSE

A nedves hűtőtornyok méretezésének elméletét FRIEDRICH MERKEL fektette le. Az ő eredményeit fejlesztette tovább KOCH. A méretezés során — ami végeredményében a hűtőfelület nagyságának meghatározását jelenti — abból indulunk ki, hogy a nedves levegő és a szabad vízfelszín között egyidejűleg két transzportfolyamat, hőtranszport (konvektív hőátadás a víz és levegő között) és anyagtranszport (párolgás) megy végbe. E két folyamatot a 3—96. ábrán látható módon a nedves levegő entalpia—koncentráció (h—x) diagramjában szemléltethetjük. A vizet, mivel a diagram levegőre vonatkozik, a ϕ = 1 telített légállapottal helyettesítjük. A két transzportfolyamatot a két vastag vonal jeleníti meg. A levegő melegszik és nedvesedik, miközben a víz lehűl. A levegő által felvett hőmennyiség: dQl = mlcp,ldtl + mlrdx l = mldhl ,

(3.175)

ahol r a levegőben lévő vízgőz párolgáshője, hl a nedves levegő entalpiája. A hűtővíz által leadott hőmennyiség: dQhv = mhvcp,hvdthv .

(3.176)

Az elemi vízfelületen keresztül leadott konvektív hőáram a dQk = α ( thv − tl ) dAh ,

(3.177)

míg a párolgásból származó hőáram a dQp = σr ( x s − x l ) dAh

(3.178)

egyenlettel írható fel, ahol σ a párolgási tényező kg/(m2·s) egységben, x s a telített állapotú nedves levegő (tkp. a víz) abszolút nedvességtartalma. Azzal a feltételezéssel élve, hogy a hűtőtornyon belüli folyamat adiabatikus, e hőmennyiségek egymással egyenlők, azaz 224


dQl = dQhv = dQk + dQp ,

(3.179)

mldhl = mhvcp,hvdthv = [ α ( thv − tl ) + σr ( x s − x l ) ] dAh

(3.180)

vagyis az egyenlethez jutunk. Bevezetve a cp,nl = cp,l + x ⋅ cp,g a nedves levegő fajhőt, az egyenletet átrendezve és felhasználva, hogy a levegő-víz közegpárosra az ún. LEWISszám Le =

α = 1. σ ⋅ cp,nl

(3.181)

Ebben az esetben a hőmérleget kifejező egyenlet az alábbi alakot ölti: mhvc p,hvdthv = σ [ cp,nl ( thv − tl ) + r ( x s − x l ) ] dAh .

(3.182)

A szögletes zárójelen belüli kifejezést megfelelően csoportosítva mhvc p,hvdthv = σ [ ( cp,nlthv + rx s ) + ( cp,nltl + rx l ) ] dAh ,

(3.183)

továbbá figyelembe véve, hogy a szögletes zárójelen belüli első kerek zárójelben lévő érték a telített levegő entalpiája a víz hőmérsékletén: hhv ; míg a második szögletes zárójelben lévő tag a levegő entalpiája: hl . E jelölésekkel a nedves hűtőtornyok méretezésének MERKEL—féle alapegyenlete:

mhvcp,hvdthv = σ ( hhv + hl ) dAh ,

(3.184)

c dt σdAh = p,hv hv . mhv hhv − hl

(3.185)

ill. átrendezett formában

Az egyenlet mindkét oldalát a megfelelő határok között integrálva a szükséges beépítendő felület nagyságát a

σAh = mhv

thv2

∫ thv1

cp,hvdthv hhv − hl

(3.186)

integrál kiszámításával határozhatjuk meg. A MERKEL—féle összefüggés lényegében azt fejezi ki, hogy a víz által leadott hő arányos a víz és a levegő érintkezési határfelületével és a levegő entalpianövekedésével, amennyiben az felmelegszik a víz hőmérsékletére és vízgőzzel telítődik. Ez a megfogalmazás meglehetősen leegyszerűsíti a hűtőtornyon belüli transzportfolyamatokat. Ennek ellenére elegendően pontos közelítés.

225


a hűtőtoronyból kilépő levegő állapota

a levegő melegszik és nedvesedik

h

? =1 thv2

tl2 tl1

thv1

a hűtővíz lehűl

tl,HHH

hűtővíz thv2 tl2

a hűtőtoronyba belépő levegő állapota

thv, xs

tl, xl

dAh

tl1 levegő thv1 x 3—96. ábra. Segédábra a MERKEL—féle egyenlet levezetéséhez

A (3.186) integrálegyenlet értékének meghatározása meglehetősen nehézkes feladat, ezért a hűtőtorony gyártók általában méretezési segédleteket, méretezési diagramokat bocsátanak az üzemeltetők rendelkezésére. A méretezésnek ezt a módját — a 3— 92. ábra szerinti kialakítású mesterséges szellőztetésű hűtőtoronyra — a 3—97. ábra kapcsán mutatjuk be. Ezen a diagramon a szükséges hűtőfelület nagyság relatív méretét állapíthatjuk egy kiválasztott alapállapothoz képest. A 3—97. ábrához tartozó méretezési alapállapot gyártó által megadott (bázis) jellemzői a következők:

– a hűtővízáram: Vhv,bázis = 1000 m3/h; – a nedves levegő hűlési határhőmérséklete: tl,HHH,bázis = 17 °C; – a visszahűtés mértéke: ∆thv,bázis = 12 °C; – hűtési hőfokrés: ∆tl,bázis = 5 °C; – az ehhez szükséges hűtőfelület: Ah,bázis = 100 m2.

226

(Ah/Ah,bázis)

relatív felület korrekciós tényezője (k),


1,6

thv2

1,4

thv1

Ah tl,HHH ∆thv=thv2-thv1

1,2 1,0

tl,HHH

0,8

∆tl=thv1-tl,HHH 0,6

6

8

10

12

14

16

14 15 16 17 18 19 20 3

4

5

6

7

8

tl,HHH

18

20 ∆thv

∆tl

3—97. ábra. Mesterséges szellőztetésű nedves hűtőtorony méretezési diagramja (GEA)

A tényleges viszonyokhoz szükséges hűtőfelület nagyságát úgy kapjuk meg, hogy a relatív felületre vonatkozó korrekciós tényezők értékét az egyes méretezési jellemzők megfelelő értékénél leolvassuk, majd a bázisérték alapján a

Ah = Ah,bázis ⋅

Vhv Vhv,bázis

⋅ k∆thv ⋅ ktl,HHH ⋅ k∆tl

(3.187)

egyenlettel kiszámítjuk a tényleges felületnagyságot. A nedves hűtőtornyok további vizsgálatához vezessük a λ=

ml mhv

(3.188)

levegőértéket. A levegőérték szempontjából a természetes és mesterséges szellőzésű tornyok alapvetően különböznek egymástól. Természetes szellőzésű tornyoknál a légáramlást (huzatot) a levegő sűrűségkülönbségéből származó felhajtóerő idézi elő, mely H magasságú kürtő esetén ∆pf = ( ρl1 − ρl2 ) gH

(3.189)

nyomáskülönbséget jelent, ahol az „l1” index a belépő, az „l2” a kilépő levegőre vonatkozik. A hűtőtorony légellenállása pedig

227


∆pHT = ( 1 + ξHT )

ρl1 + ρl2 2 wl , 4g

(3.190)

ahol ξHT a hűtőtorony ellenállás-tényezője, w l a hűtőlevegő áramlási sebessége. Egyensúlyi állapotban

∆pf = ∆pHT ,

(3.191)

2gH 2 ( ρl1 − ρl2 ) , ⋅ 1 + ξHT ρl1 + ρl2

(3.192)

az ekkor kialakuló légsebesség

wl = ill. ebből a levegőértéket kifejezve

λ=

AHTw l ( ρl1 − ρl2 ) A = HT 2mhv mhv

ρ2 − ρ2l2 2gH , ⋅ l1 1 + ξHT 2

(3.193)

ahol AHT a hűtőtorony hasznos (permetezett) keresztmetszete. Mint látható a levegőérték — adott toronynál és a hűtővízmennyiségnél — erőteljesen függ a levegő hőmérsékletétől, ill. felmelegedésétől. Mesterséges szellőzésű hűtőtornyoknál a ventilátorok szállítóképessége határozza meg a levegőértéket, ami — jó közelítéssel — független a levegő és a víz hőmérsékletétől. A hűtőtornyok vízoldali viszonyaira jellemző az ún. esősűrűség, mely a hasznos (permetezett) keresztmetszet egységére jutó vízáram z =

mhv . AHT

(3.194)

Az esősűrűség és a levegőérték ismeretében a légsebesség meghatározható a wl = z

2⋅λ ρl1 + ρl2

(3.195)

egyenlettel. A méretezési egyenletek két, csak igen nagy bizonytalansággal meghatározható tényező szerepel. Ez a párolgási tényező ( σ ) és a víz-levegő fázisérintkezési felülete, vagyis a tényleges hűtőfelület ( Ah ) . Ez utóbbi filmhűtés esetén jó közelítéssel megegyezik a betét hasznos felületével, cseppes porlasztásnál a vízcseppek átmérőjét önkényesen 3 mm-re veszik fel. A hűtőtornyok hűtőképessége természetesen függ a terheléstől. A mérési eredmények alapján azt a következtetést vonhatjuk le, hogy azonos mértékű túlterhelés, ill. terheléscsökkenés nagyobb mértékben növeli a víz hőmérsékletét, mint amennyire csökkenti. A hőmérsékletváltozás egyik esetben sem jelentős, pl. 60 % terhelésnövekedéshez 3 °C kilépő vízhőmérséklet növekedés társul. A levegő hőmérsékletének függvényében a természetes szellőzésű tornyoknál erőteljesen, a mesterséges szellőztetésűeknél mérsékeltebben változik a hűtött víz hőmérséklete, a levegő relatív nedvességtartalmát állandónak tekintve. Ezt a kapcsolatot szemlélteti a 3—98. ábra. A változások jellege alapvetően — névleges terhelés mellett — alapvetően a levegőáram változásától függ. Míg mesterséges szellőztetésű tornyoknál ez a ventilátor üzeme miatt állandónak tekinthető, addig 228


természetes szellőzésű tornyok esetében a huzat és így a légáram a léghőmérséklet csökkenésével nő.

a hűtővíz hőmérséklete, thv1, °C

35 természetes

30 tervezési határpont

mesterséges

25 20 15

0

5

10 15 20 25 30 a hűtőlevegő száraz hőmérséklete, tl, °C

3—98. ábra. Természetes és mesterséges szellőzésű hűtőtornyokban visszahűtött víz hőmérsékletének változása a levegő (száraz) hőmérsékletének függvényében (A levegő relatív páratartalma 70 %, a hűtővízre: ∆thv = 10 °C)

A természetes és a mesterséges szellőzésű torony közötti választást tehát levegőhőmérséklet, vagyis az adott terület időjárási viszonyai befolyásolják. Száraz és meleg viszonyok között a mesterséges, míg nedves és hűvös klíma esetén a természetes szellőzésű tornyok alkalmazása kerül előtérbe. Amennyiben a hűtővíz visszahűtési hőmérsékletével a lehető legjobban meg akarjuk közelíteni az elméleti határértéket, a levegő hűlési határhőmérsékletét, akkor csak mesterséges szellőzésű hűtőtorony alkalmazása kerülhet szóba, mert azonos hűtési viszonyok elérése érdekében a természetes szellőzésű torony méretei igen nagyra adódnának, ami a beruházási költségek túlzott növekedésével járna. 3.7.3.4.4. A

NEDVES HŰTŐTORNYOK ÜZEMELTETÉSI KÉRDÉSEI

A hűtővízrendszer vízvesztesége a teljes belépő hűtővízáramra ( mhv ) vonatkoztatva természetes szellőzésű tornyok esetében 1..3 %, míg mesterséges szellőztetésű tornyoknál 2..4 % között ingadozik. Ennek döntő része a párolgás útján eltávozó mennyiség, ebből következik, hogy a maradó vízmennyiségben a sókoncentráció folyamatosan növekszik. Ennek csökkentése érdekében

– a hűtőpótvizet lágyítani kell, – gondoskodni kell a besűrűsödött víz egy részének időnkénti elvezetéséről, – esetenként előfordulhat a hűtővíz folyamatos kezelése. Az algásodás ellen — ami kellemetlen, nehezen eltávolítható lerakódásokat, így hűtőteljesítmény csökkenést okoz — klórmész, trinátrium-foszfát vagy rézgálic időszakos adagolásával védekezhetünk.

229


A fagyvédelem a nedves hűtőtornyok üzemeltetésének egyik központi kérdése. A hűtőtornyokat hőtechnikailag a nyári üzemállapotra méretezik. Télen, amikor a levegő hőmérséklete alacsony, a természetes szellőzésű tornyokban nagyobb lesz a huzat, a mesterséges szellőztetésű tornyok ventilátorai több levegőt szállítanak. Ennek következtében téli üzemben a levegőbevezetés környékén nagy jégtáblák képződhetnek, amelyek lezárhatják a levegő útját, vagy súlyuknál fogva veszélyeztethetik a szerkezet szilárdságát. A fagyveszély ellen vízszabályozással, egyes szektorok hűtővízoldali kizárásával (ui. a vízbevezetés szempontjából a torony részekre van osztva) vagy a levegőbeáramlási keresztmetszetek csökkentésével lehet. Mesterséges szellőztetésű tornyoknál a ventilátorok kikapcsolása vagy fordulatszámuk változtatása jelent beavatkozási lehetőséget. A már kialakult jegesedést leolvasztó berendezésekkel (gőzös vagy melegvizes) lehet eltávolítani. Mindent meg kell tenni hűtőbetét befagyásának, ill. eljegesedésének elkerülése érdekében, ugyanis a betét leszakadása komoly veszteséget (beruházás a pótlás miatt, kiesett bevételek) jelent. A téli üzemállapotban — eljegesedés formájában — komoly veszélyt jelenthet a közutakra nézve a nedves hűtőtoronyból kilépő telített állapotú levegő. A hűtővízszivattyú munkapontját úgy kell beállítani, hogy a lehető legkevesebb energiafelhasználás mellett a torony a lehető legnagyobb jósági fokkal üzemeljen. Téli üzemben részleges recirkuláció is lehetséges. A ventilátorok üzemeltetésénél nagy gondot kell fordítani a rezgésviszonyok alapos vizsgálatára és a káros rezgések megszüntetésére. 3.7.3.5. Közvetett léghűtés. A Heller-Forgó-féle száraz hűtőtorony

Azokon az erőművi telephelyeken, ahol nem biztosítható megfelelő vízmennyiség nedves hűtőtornyos hűtésre, olyan kondenzációs berendezést kell üzembe állítani, ami a hűtésre — közvetlen vagy közvetett módon — levegőt használ. A közvetlen légkondenzátorok korábban említett hátrányos tulajdonságaik miatt nem tudtak teret hódítani. A közvetett léghűtéses rendszerekben a kondenzátor hűtőközege továbbra is víz, viszont ennek visszahűtése zárt rendszerben, vízveszteségektől mentesen, levegővel történik. Ilyen rendszer az elsőként Magyarországon kifejlesztett HELLER— FORGÓ-féle közvetett légkondenzációs hűtőrendszer, melynek elvi kapcsolását a 3— 99. ábra mutatja. A rendszer kapcsolása és a keverő kondenzátor alkalmazása HELLER LÁSZLÓ, míg a hűtővíz visszahűtését végző apróbordás hőcserélő megalkotása FORGÓ LÁSZLÓ nevéhez fűződik. A nedves hűtőtornyos rendszerekkel összehasonlítva a következő jellegzetességet figyelhetjük meg: az eddig vizsgált hűtési rendszerekben kivétel nélkül felületi kondenzátorokat alkalmaztak, míg ennél a rendszernél keverő kondenzátort. Ennek magyarázata a következő. A HELLER—FORGÓ-féle rendszerben a hűtővíz zárt körben kering, vízveszteség gyakorlatilag — eltekintve a szivárgásoktól — nem lép fel. Ez a tény lehetővé teszi, hogy hűtővíz is tápvíz minőségű legyen. Szintén a keverő kondenzátor alkalmazása mellett szól az is, hogy amíg nedves hűtőtornyoknál a hűtővíz hőmérséklete jóval alacsonyabb lehet a hűtőlevegő (száraz) hőmérsékleténél, addig ebben az esetben a hűtővíz felületi hűtése miatt annak — hűtőtoronyból — kilépő hőmérséklete mindenképpen magasabb lesz, mint a levegő (száraz) hőmérséklete. Annak érdekében, hogy a kondenzátoron belül újabb hőfoklépcső lépjen be a hőelvonási folyamatba, célszerűen keverőkondenzátort alkalmazunk, ahol ilyen

230


hőfokrés — elméletileg — nincs. A tapasztalat szerint azonban kb. 0..0,3 °C értékű hőmérsékletkülönbséggel kell számolni. A keverőkondenzátorok csapadékvize már a kondenzátoron belül kétfelé ágazik. Az egyik rész a kondenzátoron belüli gáztalanítás után a kondenzátum szivattyún keresztül a tápvízelőmelegítő rendszer felé, míg a másik része a hűtővíz szivattyún keresztül a hűtőtorony hőcserélőibe kerül. A hűtőtorony rendszerint keresztellenáramú kapcsolású. Az egész hűtővízrendszer nyomásviszonyait megszabja az a tény, hogy a levegőbeszívás elkerülése végett a hűtőelemek legmagasabb pontjában is túlnyomást kell tartani. A hűtővíz és kondenzátor közötti nyomáskülönbséget célszerű egy rekuperációs vízturbinán keresztül hasznosítani. A turbina rendszerint a szivattyúval és a szivattyút hajtó motorral közös tengelyen helyezkedik el. A vízturbina rendkívül egyszerű kivitelű berendezés. gáztalanító fűtőgőz belépés gőz belépés

vízfilmes keverő kondenzátor gáztalanító oszlop rekuperációs vízturbina hűtővíz kilépés

apróbordás hőcserélő

hűtővíz belépés kondenzátum szivattyú

hűtővíz szivattyú 3—99. ábra. A HELLER—FORGÓ-féle hűtési rendszer elvi kapcsolása

A hűtőtorony készülhet hengeres vagy hiperbolikus kivitelben. Korábban említett kedvező tulajdonságai miatt a hiperbolikus alakot részesítik előnyben. A hűtőtorony levegőellátása természetes vagy mesterséges szellőzéssel valósítható meg. A nedves hűtőtornyokkal összehasonlítva ebben az esetben a hűtőlevegő mindenképpen felmelegszik, hiszen a hőátadás csak konvektív úton megy végbe, így a megfelelő felhajtóerő (huzat) mindig biztosított, tehát a természetes szellőzés gazdaságosabb, így gyakoribb megoldás. A hűtőtorony kerülete mentén elhelyezett FORGÓ-féle apróbordás hőcserélők 99,5 %os tisztaságú alumíniumból készülnek. Az alumínium alkalmazása a jó hővezetőképességet, míg az apróbordás kivitel a jó hőátadást biztosítja azáltal, hogy nem engedi kialakulni a hőátadást rontó levegő határréteget. Ezek a hőcserélők vízoldalon egymástól függetleníthető csoportokat — szektorokat — képeznek, melyek ki, ill. bekapcsolásával a hűtőteljesítmény változtatható. A hűtőtorony alatt megfelelő

231


tárolótartályról is gondoskodni kell, melybe a kiiktatott szektor — költségesen kezelt — hűtővize leereszthető. Az oxigénfertőzés elkerülése érdekében e tartályban semleges — általában nitrogén — atmoszférát tartanak fenn. A hűtőtorony hűtőteljesítményének szabályozására maximális terhelés esetén is csak akkor van szükség, ha a hűtőlevegő hőmérséklete alacsonyabb a méretezési értéknél. Ebben az esetben — határvákuum elkerülése érdekében — a hűtőtorony teljesítményét csökkenteni kell. Magasabb hőmérsékletnél az egyensúlyi állapot önmagától beáll, azon külső beavatkozással nem lehet változtatni. Részterhelésen főleg a fagypont körüli léghőmérsékleteknél kell a hűtőtorony teljesítményét csökkenteni, mert a túlzott hűtés fagyveszéllyel járhat. A szabályozásra (teljesítmény-csökkentésre) az alábbi lehetőségek kínálkoznak:

– egyes szektorok lekapcsolása; – a hűtőlevegő mennyiségének változtatása (huzatrontás); – a keringetett vízmennyiség változtatása. Az egyes szektorok vízoldali kizárásának következménye, hogy az üzemben maradó szektorokban megemelkedik a víz hőmérséklete és ennek következtében emelkedik a kondenzátornyomás. A szektorok lekapcsolása miatt az átáramló levegő mennyisége az üzemben maradó szektorokban is csökkeni fog, mivel a lekapcsolt szektorokon keresztül belépő hideg levegő a huzatot csökkenti. A levegőmennyiség változtatása a hűtőelemek belépő keresztmetszeténél kialakított zsaluzat segítségével lehetséges. A lezárt levegőáramlási keresztmetszetek mögötti szektorok nem vesznek részt a hűtésben, így csökkentve a hűtőteljesítményt. A keringő víz mennyiségének változtatása a szivattyúk és a vízturbinák szabályozásával lehetséges. Két párhuzamosan járó géppel nagyobb a szabályozási tartomány. Mindezek alapján a nedves hűtőtornyos hűtési rendszerekkel összehasonlítva a HELLER—FORGÓ-féle hűtőrendszer előnyeit a következőben foglalhatjuk össze:

– A hűtővíz teljesen zárt rendszerben kering, vízvesztesége — gyakorlatilag — nincs. Külön előny, hogy a hűtővíz nyomása az atmoszférikusnál nagyobb, így a tömörtelenségek, szivárgások könnyen felismerhetők. Az igen kis vízfogyasztás miatt az erőmű telephelyének megválasztása függetleníthető a vízbeszerzési lehetőségektől. Ez különösen bányára telepített, alacsony fűtőértékű szénnel üzemelő (pl. hazánkban a Mátrai Erőmű), fogyasztói súlypontra, valamint száraz, sivatagos vidékre telepített erőműveknél jelent előnyt. – Elmaradnak a hűtővíz beszerzés és előkészítés berendezései és költségei. – A keverőkondenzátor lényegesen egyszerűbb és kisebb, mint az azonos gőzmennyiségre épült felületi kondenzátor, így beruházási költsége is lényegesen alacsonyabb. A tápvíz minőségű hűtővíz közvetlenül érintkezik a kondenzálódó gőzzel, így elmarad a hőátadó felület elpiszkolódása és a tisztítás igénye. – A légkondenzátorból száraz levegő lép ki, így a párafelhő képződést és annak hátrányait (pl. télen az utak felfagyása) nem jelentkeznek. – A hűtőrendszer minden berendezése és folyamata automatizálható.

232


Természetesen az előnyök mellett hátrányos tulajdonságai is vannak e rendszernek, mégpedig a következők:

– A beépített hűtőfelület nagyságának ésszerű értékei mellett az elérhető kondenzátornyomás magasabb, mint más hűtőrendszereknél, ezért a körfolyamat hatásfoka — egyébként azonos paraméterek mellett — alacsonyabb. – Az apróbordás alumínium hőcserélők beruházási költsége igen nagy. Ez a tény a hűtőfelület növelésének, így kondenzátornyomás csökkentésének gazdaságossági szempontból hamar korlátot szab. – A fagyás okozta károk elkerülése különleges berendezések beépítését igényli. – A hűtőtorony hűtőképessége a szél hatására nagyobb mértékben változik, mint a nedves hűtőtoronyé.

3.7.3.6. Száraz/nedves kombinált (hibrid) hűtőtornyos rendszerek

Egyes esetekben szükséges lehet, hogy együttesen használjuk ki a nedves és a száraz hűtőtornyok nyújtotta előnyöket, azok hátrányos tulajdonságainak kiküszöbölése érdekében. E hátrányok nedves hűtőtornyoknál a kilépő hűtőlevegő nagy nedvességtartalmából, míg száraz hűtőtornyoknál a lehűtött hűtővíz magas hőmérsékletéből adódnak. A nedves hűtőtornyokból kilépő — közel telített állapotú — nedves levegő nedvességtartalma téli körülmények között sok kellemetlenséget okozhat az erőmű környezetében. A kicsapódó víz ráfagyhat az utakra, a növényzetre és a villamos vezetékekre, veszélyeztetve ezáltal az emberek biztonságát és testi épségét, ill. a villamosenergia-szolgáltatás zavartalanságát. Ezen kellemetlen folyamatok elkerülése érdekében a hűtőlevegőt a toronyból való kilépése előtt szárítani kell. A szárítás a relatív nedvességtartalom csökkenése melletti felmelegedést jelent. Ezt úgy érik el, hogy a kondenzátor felől érkező felmelegedett hűtővizet először egy felületi hőcserélőn vezetik keresztül, ahol a környezeti állapotú levegőt felmelegítve lehűl, majd ezután kerül a tényleges nedves hűtőrészbe. A nedves hűtőrész felől érkező telített állapotú levegő a toronyban összekeveredik a felületi hőcserélők felől érkező száraz meleg levegővel, a kilépő légállapot e két állapot keveredéséből meghatározható. A berendezés elvi kialakítását a 3—100. ábra szemlélteti.

233



ventilátor felületi hőcserélő

telített állapotú levegő forró, száraz levegő

cseppleválasztó betét porlasztó fúvókák hűtővíz belépés

hűtőtorony betét


hűtőlevegő belépés

3—100. ábra. Mesterséges szellőztetésű száraz/nedves kombinált hűtőtorony

A kombináció egy másik lehetséges módja, amikor az eredetileg száraz hűtőtorony hűtőképességét — magas külső léghőmérséklet időszakában — növeljük azáltal, hogy a hőelvonást részben párolgás útján valósítjuk meg. Ezt kétféleképpen is megtehetjük. Az egyik lehetőség szerint a száraz hűtőtorony hűtőlevegőjét a hűtőtoronyba való beszívás előtt nedvesítjük, tkp. kívülről vizet porlasztunk a hűtőelemekre. Ezt előnedvesítő eljárásnak nevezzük. A vízporlasztó rendszert úgy kell megtervezni, hogy ne maradjon víz a hűtőbordákon, elkerülendő azok korrózióját. A módszer hatásosságának megítélésére az effektív léghőmérséklet szolgál. Ez az a hőmérséklet, mellyel előnedvesítés nélkül ugyanazt a hűtővíz kilépő hőmérsékletet érnénk, mint adott körülmények mellett a nedvesítéssel. Az effektív léghőmérséklet a környezeti levegő hőmérsékletének és relatív páratartalmának függvénye (minél szárazabb a környezeti levegő, annál több hő vonható el párolgás útján, annál kisebb lesz az effektív léghőmérséklet). Ezt a függvénykapcsolatot szemlélteti a 3—101. ábra.

234


relatív páratartalom

a hűtőlevegő effektív hőmérséklete, °C

50

60 % 40

40 % 20 %

30

20

10

0

10

20 30 40 50 a környezeti állapotú levegő hőmérséklete, °C

3—101. ábra. A hűtőfelület előnedvesítésével elérhető effektív léghőmérséklet a környezeti levegő hőmérsékletének és relatív páratartalmának függvényében (GEA)

A száraz hűtőtornyok hűtőképességet növelhetjük azáltal, hogy folyamatosan vizet permetezünk a hűtőfelületre a tornyon belül. Ezt a módszert esőztető rendszernek, vagy evaporatív (párologtatásos) kiegészítő hűtésnek nevezik. Az esőztető hűtővíz nyitott körben kering, a párolgás és cseppelragadás miatti vízveszteségek pótlásáról folyamatosan gondoskodni kell. A berendezés sémáját a 3—102. ábra mutatja. Az eddig bemutatott száraz/nedves hűtési kombinációkat kivétel nélkül mesterséges szellőztetésű tornyok esetében alkalmazzák.

235



ventilátor cseppleválasztó betét esőztető fúvókák



apróbordás felületi hőcserélő hűtőlevegő belépés

3—102. ábra. Mesterséges szellőztetésű evaporatív hűtéssel kiegészített száraz hűtőtorony

3.7.3.7. A hűtőrendszerek egyéb elemei

A hűtővízrendszerek tervezése és kivitelezési döntően vízépítési feladat, vannak azonban olyan kérdések melyek a berendezés gépészeti funkcióival vannak összefüggésben. A következőben rövid áttekintést adunk ezekről. Folyami vízkivételi művet meredek partszakaszú helyhez kell telepíteni és hasonlóképpen kell eljárni hűtőtónál is. Folyam esetén a meredek partszakasznál a sodorvonal közel van a parthoz és nem kell tartani a vízkivételi mű előtti partszakasz feltöltődésétől. Lapos keresztszelvényű hűtő esetén, amikor a vízszint erősen ingadozik, egy földbe mélyített csatornával vezethetjük a vizet a vízkivételi műhöz. A vízkiemelő szivattyúk az esetek többségében függőleges tengelyű szárnylapátos vagy félaxiális gépek. A függőleges tengellyel kis épületméretek érhetők el, viszont hátrányuk e szivattyútípusoknak, hogy kavitációs tulajdonságaik kedvezőtlenek, emiatt hozzáfolyást igényelnek. Amennyiben nagy nyomáskülönbséget kell a vízkiemelő szivattyúknak áthidalni — rossz helyre települt az erőmű —, akkor vízszintes tengelyű, csigaházas szivattyúkat kell alkalmazni. Gondoskodni kell a szivattyúakna olyan kialakításáról, ami perdületmentes vízbelépést garantál.

236

TÁPVÍZELŐMELEGÍTÉS, TÁPVÍZRENDSZER

A visszatérő meleg hűtővíz hasznosítható esése a legtöbb esetben kicsi, így ennek energetikai hasznosítására gyorsjárású rekuperációs turbinák jöhetnek számításba, azaz elsősorban függőleges tengelyű KAPLAN-, s ritkábban FRANCIS-rendszerű turbinák, ill. — a beruházási költségek csökkentése és az áramlási viszonyok javítása érdekében — vízszintes tengelyű csőturbinák. (A beépített rekuperációs turbinákat sok esetben nem üzemeltetik.)

3.8. Tápvízelőmelegítés, tápvízrendszer

3.8.1. A tápvízelőmelegítés elmélete A gőzkörfolyamatok összefoglaló ismertetésével kapcsolatban a 3.2.3. szakaszban már említést tettünk a termikus hatásfok növelési lehetőségeiről. Amint ugyanebben a szakaszban kimutattuk, a hatásfokjavítás egyik módja, ha az alacsony hőmérsékletszinten történő hőközlést (a vízmelegítést vagy annak egy részét) elhagyjuk, helyette beiktatjuk a tápvíznek a turbinából kivett gőzzel, regeneratív úton való előmelegítését. A kondenzátorból kilépő tápvíz regeneratív előmelegítésére elvileg két út lehetséges: 1.a turbinában expandáló gőzt — az expanziót megszakítva — kivezetjük a turbinából és felületi előmelegítőn keresztül történő hőátadás útján felhasználjuk a tápvíz előmelegítésére, majd újra visszavisszük a turbinába. Ennél a módszernél tehát mind a turbinafokozatokon, mind pedig az egyes előmelegítőkön ugyanaz a gőzmennyiség halad át. 2.a turbinából az expandáló gőz egy részét kivesszük és azt kondenzálva (túlhevített gőz esetén először lehűtve) melegítjük elő keverő vagy felületi hőcserélőben a tápvizet. A felületi hőcserélőből kilépő csapadékot megfelelő módon a tápvízáramba visszajuttatjuk. A turbinában tehát változó, egyre csökkenő mennyiségű gőz áramlik keresztül. Az első módszer a gyakorlatban nem alkalmazható. Minthogy azonban a tápvízelőmelegítés termodinamikai tulajdonságainak tanulmányozására alkalmasabb, mint a második módszer, röviden ismertetjük. Mielőtt azonban megkezdenénk vizsgálatainkat, egy új fogalmat, a tökéletes előmelegítés fogalmát kell definiálnunk! A tápvízelőmelegítést tökéletesnek tekintjük, ha annak végén a tápvíz hőmérséklete a kazánból kilépő gőz nyomásához tartozó telítési hőmérséklettel azonos. A tökéletes előmelegítés feltételezi, hogy az veszteségmentes körfolyamatban történik és a körfolyamatot felépítő berendezések is idealizáltak (pl. a felületi hőcserélők végtelen nagy felülettel rendelkeznek). Ebből következően e vizsgálatoknak csak elvi jelentőségük van, azonban kellőképpen rávilágítanak a tápvízelőmelegítés jellemző tulajdonságaira. Az itt levont következtetéseink és megállapításaink alapján ítélhetjük meg a valós körülmények között kialakított tápvízelőmelegítő rendszer jóságát és célszerűségét.

237


3.8.1.1. Tökéletes előmelegítés a teljes gőzmennyiséggel

Ebben az esetben a turbinában munkát végző állandó mennyiségű gőzt az egyik turbinafokozatból a másikba való átvezetése közben felületi hőcserélőn vezetjük keresztül, miközben hőjének egy részét leadja az áramló tápvíznek. A turbinába így csökkenő hőtartalmú (entalpiájú) — telített vagy nedves gőz esetén növekvő nedvességtartalmú — gőz kerül vissza. A három előmelegítő fokozat esetére a körfolyamat kapcsolását a 3—103. ábra, míg a körfolyamat T—s diagrambeli képét a 3— 104. ábra szemlélteti.

7

6

8

9

5

15 4

11

10

14 3 13 2

1

Hőmérséklet, T

3—103. ábra. A turbinában áramló állandó mennyiségű gőzzel fűtött tápvízelőmelegítők kapcsolása

7 5,6

15

4

T10=T3

10

13

T8=T5 T9=T4

9

14

3

8

1,2 12

11

D

F

C

B

E

A

Fajlagos entrópia, s

3—104. ábra. A 3—103. ábra szerinti kapcsolása vázlathoz tartozó körfolyamat T—s diagramja

238


A körfolyamat által szolgáltatott hasznos munkát a (1,2-7-12-1,2) terület jelzi, az előmelegítés nélküli körfolyamatba bevitt hőnek az (A-D-1,2-7-12-A) terület, míg a kondenzátorban elvontnak az (A-D-1,2-12-A) terület felel meg. A veszteségmentes körfolyamat hatásfoka tehát területarányokkal ηid =

( 1, 2 − 7 − 12 − 1, 2 ) . ( A − D − 1, 2 − 7 − 12 − A )

(3.196)

Amennyiben a teljes gőzmennyiséget a turbinából kivezetjük és végtelen nagy felületű hőcserélőben előmelegítésre hasznosítjuk, akkor az egyes előmelegítőkből kilépő tápvíz hőmérséklete az előmelegítőt fűtő gőz telítési hőmérsékletével lesz azonos. Ennek segítségével magyarázhatjuk a berajzolt „lépcsőzetes” expanzióvonalat. A „lépcsők” megszerkesztéséhez az előmelegítő hőmérlegét használjuk fel, azaz mtv ( htv,ki − htv,be ) = mg ( hg,be − hg,ki ) .

(3.197)

Tekintve hogy a gőz és a tápvíz tömegárama azonos, így a fenti egyenlet

htv,ki − htv,be = hg,be − hg,ki

(3.198)

alakot ölti. Alkalmazva ezt a kondenzátor után közvetlenül következő előmelegítőre:

h3 − h1,2 = h10 − h13

(3.199)

egyenletet írhatjuk fel. Mivel minden egyes állapotváltozás reverzibilis volt, így a tápvíz által felvett és a gőz által leadott hőmennyiséget is szemléltethetjük területekkel, melyek természetesen azonos nagyságúak. A 3—104. ábrán e két területet vonalkázással jelöltük. A víz által felvett hőnek az (F-D-1,2-3-F), míg a gőz által leadott hőnek az (E-B-13-10-E) terület felel meg. Növeljük minden határon túl az előmelegítők számát! Ha a 3—105. ábra szerint a 3— 104. ábrából átvett, valós körfolyamatot jelentő (1,2-7-…-11-1,2) körfolyamatot elemi részekre bontjuk úgy, hogy minden egyes elemi ciklusban a tápvíz felmelegítése azonos hőmérsékletkülönbség mellett menjen végbe, akkor a (7-8-9-10-13-11) töröttvonal egy végtelen sok „lépcsőből” álló töröttvonalba megy át. Ezt a vonalat most már egy folytonos vonallal helyettesítve rajzolhatjuk meg, de nem feledkezünk meg arról, hogy a gőz hőleadása állandó nyomáson és hőmérsékleten megy végbe. Ennek megfelelően a gőz hőleadását jelképező (h-i) vonalnak nem az ábrán berajzolt helyzetűnek, hanem vízszintesnek kellene lennie. Azonban ha a fokozatszám minden határon túl nő, akkor a berajzolt hőmérsékletlépcsőre is igaz lesz, hogy dT → 0 , így az ábra szerinti közelítő ábrázolás megfelelő. Az előmelegítés hőmérlege entrópiákkal felírva: Tk−g ⋅ ∆stv = Th ⋅ ∆sg .

(3.200)

A tápvíz termodinamikai átlaghőmérséklete a Tg = Tk + dT figyelembevételével

Ttv = Tk-g =

Tk + dT − Tk . T + dT ln k Tk

(3.201)

Tekintve, hogy

Tk = Ti és Tg = Th ,

(3.202)

Th = Tk + dT ,

(3.203)

felírható, hogy

239


vagyis a (3.200) egyenlet szerinti hőmérleg

Tk + dT − Tk ⋅ ∆stv = (Tk + dT ) ⋅ ∆sg Tk + dT ln Tk

(3.204)

alakot ölti. A dT → 0 határátmenettel a kifejezés

Tk ⋅ ∆stv = Tk ⋅ ∆sg ,

(3.205)

∆stv = ∆sg

(3.206)

ill.

Hőmérséklet, T

formában írható fel, azaz a gőz fajlagos entrópiájának csökkenése megegyezik a tápvíz fajlagos entrópiájának növekedésével, vagyis a (g-k) szakasz párhuzamos az (i-h) szakasszal. Ez az állítás igaz bármely T hőmérsékletre, így az (5-3) vonal kongruens (párhuzamos) az (1,2-3’) vonallal.

3

3’

k

h

g

T+dT T

i

1,2 a

4

5

qtv

qg

∆sg

∆stv D

C

B

A


3—105. ábra. Állandó gőzmennyiséggel végzett, végtelen sok fokozatú ideális tápvízelőmelegítés

A telített gőzös, végtelen sok fokozatú ideális tápvízelőmelegítés esetében a kazánba lépő tápvíz hőmérséklete megegyezik az azt elhagyó gőz nyomásához tartozó telítési hőmérséklettel. Ebben az esetben a turbinából az expanzió közben kivezetett gőz által leadott hőmennyiség az (A-B-5-3-4-A) területtel, míg a tápvíz által felvett hőmennyiség a (C-D-1,2-3’-C) területtel arányos, így a körfolyamat hasznos munkája az (5-1,2-3’-3-5) területnek felel meg és ez azonos a CARNOT-körfolyamat munkájának megfelelő (4-a-3’-3-4) területtel. Ezt beláthatjuk a következőképpen is. Tekintve, hogy az (1,2-3’) és az (5-3) vonalak párhuzamosak, ebből következik, hogy a (3’-3), az (a-4) és az (1,2-5) szakaszok azonos hosszúságúak, azaz az (a-3’-3-4) pontok által

240


meghatározott CARNOT-körfolyamatba bevezetendő és elvezetendő hőmennyiség azonos az előmelegítéses körfolyamat megfelelő hőmennyiségeivel. Mindebből az következik, hogy a végtelen sok fokozatban, teljes gőzárammal végzett ideális tápvízelőmelegítéses, telített gőzös körfolyamat hatásfoka megegyezik az azonos hőmérséklethatárok között dolgozó CARNOT-körfolyamat hatásfokával. Az előmelegítéses körfolyamatot vizsgálva megállapíthatjuk, hogy az egységnyi mennyiségű közeg által végzett munka — az eredeti, előmelegítés nélküli telített gőzös körfolyamathoz képest — az (3-4-5-3)=(3’-A-1,2-3’) területtel csökkent, tehát ugyanazon teljesítmény eléréséhez több gőzre van szükség. A körfolyamat hatásfoka mégis nőtt, mivel a bevezetendő hőmennyiség a (C-D-1,2-3’-C) területnek megfelelő értékkel csökkent és ez jóval nagyobb, mint a munkának megfelelő terület csökkenése. A hatásfokjavulás magyarázatát megfogalmazhatjuk másképp is: a hőbevezetés termodinamikai középhőmérséklete — a folyadékmelegítési (1,2-3’) szakasz elhagyása miatt — emelkedett, miközben a hőelvonás hőmérséklete változatlan maradt. A tápvízelőmelegítésnek ezt a módját a gyakorlatban sohasem alkalmazták és nem is fogják a bonyolult és nehézkes szerkezeti megoldás, a túlzottan nagy áramlási ellenállás és a gőz erőteljes nedvesedése miatt. 3.8.1.2. Tökéletes előmelegítés csapolt gőzzel

Az állandó mennyiségű gőzzel végzett előmelegítés helyett a valóságban mindig a turbinából kivett csapolt gőzzel végezzük el a tápvíz regeneratív előmelegítését. Az ideális rendszer elméleti számítása céljából feltételezzük, hogy a turbinát végtelen sok helyen csapoljuk meg. Valóságban természetesen véges számú, általában 4..10 fokozatot alkalmaznak. Az egyes fokozatokban elvett gőz hőtartalmát az előmelegítőben átadja a felmelegítendő tápvíznek. Annak érdekében, hogy az előmelegítés ideális legyen, annak a következő feltételeket kell kielégítenie:

– az alkalmazott hőcserélők végtelen nagy felülettel kell rendelkezzenek; – a fűtőgőz csapadékának vissza kell kerülnie a fő tápvízáramba; – a szivattyúzási folyamatoknak reverzibilisnek kell lenniük. Ezen követelmények kétféleképpen elégíthetők ki, mégpedig az alkalmazott hőcserélő típusától függően. Ez a típus lehet keverő hőcserélő (3—106. ábra), ahol az előmelegítőből kilépő tápvíz megfelelő nyomását szivattyúval biztosítjuk vagy végtelen nagy hőátadó felülettel kialakított felületi hőcserélő, ahol a kondenzátumot szivattyú segítségével előrekeverjük a fő tápvízáramba (3—107. ábra). E két berendezés termodinamikailag egymással egyenértékű. Tekintve, hogy a felületi előmelegítők tápvízelőmelegítőként való alkalmazása szinte kizárólagos, a továbbiakban vizsgálataink jelentős részét is e típus alkalmazásával fogjuk elvégezni.

241


fűtőgőz

tápvíz kilépés A= ∞

tápvíz kilépés

tápvíz belépés

fűtőgőz tápvíz belépés 3—107. ábra. Ideális felületi előmelegítő

3—106. ábra. Keverő előmelegítő

Először is vizsgáljuk meg véges számú előmelegítő fokozat hatását. A körfolyamat kapcsolási vázlatát a 3—108. ábra, míg T—s diagramját, melynek jobb oldalán a turbinában áramló és az előmelegítésre elvett gőzmennyiségeket is feltüntettük a 3— 109. ábra mutatja. Írjuk fel ismét a kondenzátor után közvetlenül következő előmelegítő hőmérlegét: ( m7 − m8 − m9 − m10 ) ( h3 − h1,2 ) = m10 ( h10 − h3 ) ,

(3.207)

m11 = m7 − m8 − m9 − m10

(3.208)

mivel Ebben a formában a hőmérleg nem közöl elegendő információt annak hatásáról ezért írjuk fel azt most hőmérsékletekkel és entrópiákkal. Ebben az esetben a turbinából kivett gőz által leadott hőmennyiség

m10T10 ( s10 − s3 ) ,

(3.209)

míg a tápvíz által felvett hőmennyiség ( m7 − m8 − m9 − m10 )T1,2−3 ( s3 − s1,2 )

(3.210)

formában írható fel. E két mennyiség — adiabatikus hőátvitelt feltételezve — egymással egyenlő, azaz m10T10 ( s10 − s3 ) = ( m7 − m8 − m9 − m10 )T1,2−3 ( s3 − s1,2 ) .

242

(3.211)


7

11

6

8

9

10 2

5

4

1

3

Hőmérséklet, T

3—108. ábra. Háromfokozatú megcsapolásos tápvízelőmelegítő rendszer kapcsolása

m7

7 5,6 4 3 1,2

8 9

T8=T5 T9=T4 T10=T3

10 11 m11


m10

m9

m8

Gőzmennyiség, m

3—109. ábra. A 3—108. ábra szerinti kapcsolás T—s és T— m diagramja

Növeljük minden határon túl az előmelegítő fokozatok számát. Ebben az esetben T— s és T − m diagramokat a 3—110. ábra mutatja. A turbinába a 7 pontnál belépő gőzmennyiségből egymáshoz végtelen közel lévő megcsapolások útján, előmelegítés céljára gőzt veszünk el olyan módon, hogy a h pontban a teljes, m7 gőzmennyiség helyett már csak m + dm mennyiség áramlik. E helyen a turbinából dm mennyiségű gőzt veszünk el előmelegítés céljára. Egy tetszőleges előmelegítőre a következő egyenleteket írhatjuk fel. Az m mennyiségű tápvíz felmelegítéséhez szükséges hőteljesítmény a (G-K-k-g-G) területnek megfelelő fajlagos hőmennyiség és a tömegáram szorzataként írható fel, azaz

1 Qtv = mTd∆s + mdTd∆s . 2

(3.212)

243


A másodrendűen kicsiny mennyiség elhanyagolásával Qtv ≅ mTd∆s .

(3.213)

Ezt a hőmennyiséget kell fedezni a kondenzálódó dm mennyiségű gőznek, azaz Qg = −dmT ∆s .

(3.214)

Az egyenletben szereplő negatív előjelnek az a magyarázata, hogy a gőz hőleadása entrópiacsökkenéssel jár, így a ∆s kifejezés értéke értelemszerűen negatív ( ∆s = sh − sk ) . A tápvíz felmelegedése pedig entrópianövekedéssel járó folyamat, így d∆s értelemszerűen pozitív mennyiség. Adiabatikus hőátvitelt feltételezve felírhatjuk, hogy a (3.213) és (3.214) mennyiségek egymással egyenlők, azaz mTd∆s = −dmT ∆s ,

(3.215)

mTd∆s + dmT ∆s = 0

(3.216)

ami átrendezve alakban is felírható. A T ≠ 0 hőmérsékletértékkel mindkét oldalt elosztva kapjuk, hogy md∆s + dm ∆s = 0

(3.217)

Ez a kifejezés pedig nem más, mint a d ( m ⋅ ∆s ) = 0

(3.218)

differenciálási függvényutasítás kifejtett formája. Ebből következik, hogy m ⋅ ∆s = S = állandó ,

(3.219)

vagyis a körfolyamat minden, azonos izotermán lévő pontjában az entrópiaáramkülönbség azonos. Ebből az következik, hogy m7∆s7 = m11∆s11 = ( m7 − me ) ∆s11

244

(3.220)

Hőmérséklet, T


T T7 h i

k T11

1,2

7 m + dm

g

T+dT T

m7

11

m

dm

m e

∆s7

d∆s K G ∆s


Gőzmennyiség, m

∆s11 3—110. ábra. A végtelen sok fokozatú megcsapolásos tápvízelőmelegítés egy fokozatának számításához szükséges T—s és T— m diagram

Ennek felhasználásával a körfolyamatba bevezetett hő Qbe = m7∆s7T7 ,

(3.221)

Qel = m11∆s11T11 = m7∆s7T11 .

(3.222)

az elvezetett hő

Ennek megfelelően a körfolyamat termikus hatásfoka η=

Qbe − Qel T − T11 T = 7 = 1 − 11 , T7 T7 Qbe

(3.223)

ami nem más, mint az adott hőmérséklethatárok között működő reverzibilis CARNOTkorfolyamat hatásfoka. Megállapíthatjuk tehát, hogy a végtelen sok fokozatú megcsapolásos tápvízelőmelegítéssel rendelkező telített gőzös körfolyamat hatásfoka egyenlő az állandó mennyiségű gőzzel végtelen sok fokozatban előmelegítő körfolyamat hatásfokával és mindkettő egyenlő a CARNOT-hatásfokkal. A körfolyamatok lefolyásában azonban jelentős különbség van, mert míg az állandó mennyiségű gőzzel való előmelegítésnél mind a tömegáram, mind pedig az entrópiakülönbség állandó, addig megcsapolásos előmelegítésnél már csak e kettő szorzata, azaz az entrópiaáramkülönbség állandó. Túlhevített gőz alkalmazása esetében ez a meggondolás már nem érvényes. Ennek oka az, hogy a túlhevített gőz a hőjét a tápvíznek ugyan állandó nyomáson, de minden esetben véges hőmérsékletkülönbséggel adja át, ezért a túlhevített gőzös körfolyamatoknál még ideális esetben sem kaphatjuk meg az azonos hőmérséklethatárhoz tartozó CARNOT-hatásfokértéket, hanem annál mindig kisebbet.

245


Mint láttuk, tökéletes — a kazánból kilépő gőz telítési hőmérsékletéig tartó — előmelegítéssel a telített gőzös körfolyamat hatásfoka elérheti a CARNOT-hatásfokot, ha az előmelegítés ennél kisebb mértékű, de szintén ideális (veszteségmentes), akkor a hatásfokértékek is természetszerűleg kisebbek. A hatásfok változásának jellegét a 3— 111. ábrán követhetjük nyomon. Ezen egy olyan telítettgőzös korfolyamat hatásfokát ábrázoltuk melynél a frissgőz nyomása 150 bar, a hozzá tartozó telítési hőmérséklet pedig 290,5 °C (563,64 K), a hőolevonás 0,05 bar nyomáson, azaz 32,89 °C (306,04 K) hőmérsékleten történt. Ebből következően az elérhető maximális hatásfok, ami nem más, mint a CARNOT-hatásfok ηmax = 1 −

306, 04 = 0, 457 563, 64

lenne. A 3—111. ábrán feltüntetett függvény jellege érvényes minden telített gőzös, ideális előmelegítéssel kialakított körfolyamatra.

Körfolyamat termikus hatásfoka

0,46 0,45 0,44 0,43 0,42 0,41 0,4 0,39 0,38 0,37 0

50

100

150 200 250 300 Előmelegítési véghőmérséklet, °C

3—111. ábra. Telített gőzös korfolyamat hatásfokának változása az előmelegítési hőmérséklet függvényében, ideális előmelegítésnél

Az összehasonlító vizsgálatokat nagyban megkönnyíti, ha az előmelegítés alkalmazásával elérhető hatásfokjavulást a körfolyamat kezdő- és végjellemzőitől függetlenül, relatív egységekben vizsgáljuk. Ennek érdekében vezessük be a relatív (viszonylagos) előmelegítés fogalmát, melyet a Θ :=

htv − htv,K htv,max − htv,K

(3.224)

összefüggéssel, valamint a relatív hatásfokjavulás fogalmát, melyet az Ω :=

η − ηalap ηCarnot − ηalap

(3.225)

módon számítunk ki. Ezekben az összefüggésekben htv a tápvíz entalpiája, mely előmelegítés nélküli esetben megegyezik a kondenzátorból kilépő csapadékvíz htv,K entalpiájával, ill. tökéletes előmelegítés esetén a frissgőz nyomásához tartozó telített 246


víz htv,max entalpiájával; η az előmelegítéses körfolyamat termikus hatásfoka, mely előmelegítés nélküli esetben egyenlő az alapkörfolyamat ηalap hatásfokával, míg

Relatív hatásfokjavulás, Ω

tökéletes előmelegítésnél az ηCarnot CARNOT-hatásfokkal. Mindkét relatív mennyiség értékkészlete a 0..1 tartományban található. A 0 érték az előmelegítés nélküli, míg az 1 érték a tökéletes előmelegítéssel rendelkező körfolyamat jelzője. A vizsgálatok azt mutatták, hogy kivétel nélkül, minden egyes telített gőzös körfolyamat ideális előmelegítését ugyanaz a görbe (3—112. ábra) jellemzi a relatív mennyiségekkel felépített koordináta-rendszerben.

1 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7 0,8 0,9 1 Relatív előmelegítés, Θ

3—112. ábra. Az ideális tápvízelőmelegítés jelleggörbéje a relatív egységek rendszerében

3.8.1.3. Nem ideális előmelegítés 3.8.1.3.1. EGYFOKOZATÚ ELŐMELEGÍTÉS

A valóságos viszonyok megismeréséhez közelebb jutunk, ha további vizsgálatainkat egy olyan modellen végezzük, mely kialakításában és jellemzőiben közelebb áll a megvalósított kapcsolásokhoz, mint az eddigi végtelen sok fokozatú ideális előmelegítéssel rendelkező körfolyamatok. Először is vizsgáljuk meg véges számú előmelegítő fokozat körfolyamatra gyakorolt hatását. A vizsgálatok egyszerűsége érdekében a körfolyamat egyéb részeit tekintsük veszteségmentesnek. További egyszerűsítésként maradjunk meg a telített gőzös körfolyamatnál, reverzibilis expanziónál és a szivattyúzási munkák elhanyagolásánál. Az elemzést kezdjük egy fokozat vizsgálatával, mely lehet felületi vagy keverő hőcserélő. A kapcsolási vázlatot a 3—113. ábra, míg a körfolyamat T—s diagramját a 3—114. ábra mutatja.

247


a)

5

b)

mfg

me 4 3

mfg

5

6

6

7

7

Φ

me

4

mtv 2

2 mtv

1

9 8

1

8

Hőmérséklet, T

3—113. ábra. Egyfokozatú felületi (a) és keverő (b) tápvízelőmelegítéssel kialakított telített gőzös körfolyamat kapcsolási vázlata

T5 4 8,9 3 ∆T

5

T8=T9=T6=Te,s T7

1,2 ∆stv,F

6 7

∆s5 ∆se

∆stv,K

Fajlagos entrópia, s 3—114. ábra. A 3—113. ábra szerinti előmelegítéses körfolyamat T—s diagramja (Az indexekben F felületi, K keverő hőcserélőre utal)

Vizsgáljuk először a felületi előmelegítést. A hőcserélő hőmérlege — adiabatikus hőátvitelt feltételezve —, mely egy entalpiaáram mérlegegyenlet a . ábra jelöléseivel: H2 + H6 = H8 + H3 ,

(3.226)

m2h2 + m6h6 = m8h8 + m3h3 .

(3.227)

ill. Felhasználva, hogy m2 = m3 = mtv és m6 = m8 = me , valamint mtv = mfg − me a hőmérleg az előző egyenletet átrendezve 248


mtv ( h3 − h2 ) = me ( h6 − h8 ) ,

(3.228)

ill. a frissgőz tömegáramával kifejezve

( mfg − mg )( h3 − h2 ) = me ( h6 − h8 )

(3.229)

formában is felírható, melyből a szükséges fűtőgőz tömegáram h3 − h2 , h6 − h8

(3.230)

h3 − h2 ( h6 − h8 ) + ( h3 − h2 )

(3.231)

me = mtv

ill. me = mfg

módon kiszámítható. A tápvíz által felvett hőteljesítmény azzal a feltételezéssel, hogy az (1,2-3) szakaszon az izobár fajhő állandónak tekinthető (vagy egy átlagértékkel helyettesíthető): Qtv = mtvcp,tv (T3 − T1,2 ) ,

(3.232)

ill. a tápvíz termodinamikai átlaghőmérsékletével és entrópiaváltozásával Qtv = mtv

T3 − T1,2 ( s3 − s1,2 ) = mtvTtv∆stv,F T ln 3 T1,2

(3.233)

A fűtőgőz által leadott hőáram tekintve, hogy izobár folyamatról van szó Qe = meTe,s ( s6 − s8 ) = meTe,s∆se

(3.234)

alakban is felírható. A két hőteljesítmény természetesen egymással egyenlő, azaz Qtv = Qe = Q .

(3.235)

A hőmérsékletek közötti összefüggést pedig a hőcserélő hatásosságával adhatjuk meg: Φ=

T3 − T1,2 . Te,s − T1,2

(3.236)

A hőcserélő hatásosságának ismeretében a szükséges fűtőgőz hőmérséklet meghatározható és tekintve, hogy telített gőzről van szó ez és az a tény, hogy a gőz turbinából származik (az állapotát jelző pont rajta van az expanzióvonalon) a gőz minden jellemzőjét meghatározza. Így tehát Te,s = T1,2 +

T3 − T1,2 Φ

(3.237)

ismeretében a gőzjellemzők is meghatározottak. A tápvízelőmelegítőben végbemenő irreverzibilis folyamat során az entrópiaáram-növekedés  1 1  ∆S irr,F = ∆S tv + ∆S g = Q  − Ttv Te,s 

(3.238)

szerint számítható, figyelembe véve, hogy a ∆S g mennyiség negatív, mivel a fűtőgőz entrópiája a folyamat során csökken. Felhasználva a Ttv -re és a Te,s -re vonatkozó

249


összefüggéseket az előző egyenlet most már egyváltozós — független változóként csak az előmelegítési véghőmérsékletet tartalmazó — függvényként írható fel ∆S irr,F

T    ln 3  T1,2 1   . = mtvcp,tv (T3 − T1,2 )  − T3 − T1,2  T3 − T1,2 T1,2 +   Φ 

(3.239)

A tápvízelőmelegítés hasznát, annak termikus hatásfokra gyakorolt hatása alapján ítélhetjük meg. Korábban már levezettük, hogy veszteséges körfolyamat hatásfoka  ∆S irr   Tel  1 + ∑ ∆S 0   η = 1− Tbe

(3.240)

módon számítható. Esetünkben az egyenletben szereplő mennyiségek a következők:

– a hőelvonás termodinamikai átlaghőmérséklete: Tel = T7 , h5 − h3 , azzal a s5 − s 3 közelítéssel élve, hogy a csapadékvíz előrekeverése miatt beálló entalpia és entrópiaváltozás elhanyagolható értékű, azaz h4 ≅ h3 , ill. s4 ≅ s3 ,

– a hőbevezetés termodinamikai átlaghőmérséklete: Tbe =

– az irreverzibilitás miatti összes entrópiaáram-növekedés elhanyagolásával: ∑ ∆S irr ≅ ∆S irr,F ,

az

előrekeverés

– a hőbevezetés során fellépő entrópiaáram-változás: ∆S 0 = ∆S5 = mfg ( s5 − s3 ) . A kifejezésekben szereplő h3 és s3 mennyiségek csak az előmelegítési véghőmérséklet függvényei, hiszen az előmelegítés után a tápvíz fajlagos entalpiája h3 = h1,2 + cp,tv (T3 − T1,2 ) ,

(3.241)

míg fajlagos entrópiája s3 = s1,2 + cp,tv ln

T3 . T1,2

(3.242)

Mindezeket figyelembe véve a termikus hatásfokra vonatkozó összefüggés rögzített kezdő- és végparaméterek mellett T       ln 3   T1,2 1     − − m c T T ( ) tv p ,tv 3 1,2  T − T  T3 − T1,2  3 1,2    T1,2 +     Φ    T1,2  1 +      T 3   mfg  s5 −  s1,2 + cp,tv ln    T1,2              η = 1− h5 − [ h1,2 + cp,tv (T3 − T1,2 ) ]  T  s5 −  s1,2 + cp,tv ln 3   T1,2 

250

(3.243)


egyváltozós függvény formájában írható fel. Bevezetve a ∆Te := T3 − T1,2

(3.244)

felmelegedési hőfoklépcsőt és a q :=

T3 T1,2

(3.245)

felmelegedési arányt, hatásfokra vonatkozó kifejezés egyszerűbb alakot ölt:       ln q  1    mtvcp,tv∆Te  − ∆Te    ∆Te   T1,2 +     Φ   T1,2  1 +   m5 [ s5 − ( s1,2 + cp,tv ln q ) ]         η = 1− . h5 − ( h1,2 + cp,tv∆Te ) s5 − ( s1,2 + cp,tv ln q )

(3.246)

Keverő előmelegítő alkalmazása esetén a fenti összefüggések továbbra is használhatók maradnak a következő eltérésekkel. Az előmelegítőből kilépő tápvíz hőmérséklete azonos a fűtőgőz telítési hőmérsékletével, azaz T3 = Te,s . Ebből következik — a szivattyúzás elhanyagolásával —, hogy h4 = h8 és s4 = s8 . Az előmelegítő hőmérlege (entalpiaáram mérlegegyenlete): H2 + H6 = H8 ,

(3.247)

( mfg − me ) h2 + meh6 = mfgh8 .

(3.248)

ill.

Ebből vagy a (3.231) egyenletből h3 = h8 helyettesítéssel a szükséges fűtőgőz tömegáram me = mfg

h8 − h2 h6 − h2

(3.249)

szerint számítható. A hőcserélőben bekövetkező irreverzibilitás miatti entrópiaáramnövekedés ∆S irr,K = mtvcp,tv (Te,s

T    ln e,s  T1,2  1  . − T1,2 )  − Te,s − T1,2 Te,s     

(3.250)

A körfolyamat termikus hatásfokára vonatkozó összefüggés pedig

251


η = 1−

  ln q 1    − mtvcp,tv∆Te   ∆Te Te,s    T1,2  1 +   m5 [ s5 − ( s1,2 + cp,tv ln q ) ]     

,

h5 − ( h1,2 + cp,tv∆Te ) s5 − ( s1,2 + cp,tv ln q )

(3.251)

amihez eljuthatunk közvetlenül a (3.246) egyenletből is Φ = 1 behelyettesítésével. Amint az az összefüggésekből látható, a nem ideális tápvízelőmelegítés két, ellentétes hatást gyakorol a körfolyamat termikus hatásfokára. Egyrészt a hőbevezetés termodinamikai átlaghőmérsékletének emelkedése révén növeli, míg az irreverzibilitás miatti veszteség okán csökkenti azt. E két ellentétes hatás eredményeképpen az egyfokozatú nem ideális tápvízelőmelegítés véghőmérsékletének lesz maximális hatásfokot eredményező optimális értéke. Az optimális értéket az előmelegítő kialakítása, vagyis annak hatásossága fogja meghatározni. Egy 75 bar kezdőnyomású reverzibilis expanzióval rendelkező körfolyamat esetére az előmelegítési véghőmérséklet és az előmelegítő hőcserélő hatásosságának függvényében a körfolyamat termikus hatásfokát a 3—115. ábra mutatja. A 3—116. ábrán a számítási eredményeket a relatív jellemzők ( Θ és Ω ) koordináta-rendszerében is feltüntettük. A továbbiakban eredményeinket a relatív jellemzők rendszerében fogjuk közölni. A valós előmelegítéshez tartozó görbék első, emelkedő szakaszának az a magyarázata, hogy ekkor a hőbevezetési középhőmérséklet növekedése miatti hatásfok javulás még nagyobb, mint a véges hőmérsékletkülönbséggel történő hőátvitel irreverzibilitása miatti csökkenés. A maximumot elérve az irreverzibilitás már erőteljesebb mértékben rontja a hatásfokot, mint amennyire a hőbevezetés középhőmérsékletének emelkedése javítaná. reverzibilis

0,46

Körfolyamat hatásfok

0,45 0,44 0,43 0,42 Φ=1 (keverő)

Φ=0,95

0,41

Φ=0,9

0,4

Φ=0,85

0,39 Φ=0,8 0,38 0

50

100

150 200 250 Előmelegítési véghőmérséklet, °C

3—115. ábra. Telített gőzös körfolyamat hatásfoka az előmelegítési paraméterek függvényében

252

300


reverzibilis


1 0,9 0,8 0,7 0,6

Φ=0,95

0,5 Φ=1 (keverő)

0,4

Φ=0,9 Φ=0,85

0,3 0,2 0,1

Φ=0,8

0 0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7 0,8 0,9 1 Relatív előmelegítés, Θ

3—116. ábra. Telített gőzös körfolyamat relatív hatásfokjavulása az előmelegítési paraméterek függvényében

Mindezek alapján felmerül a kérdés, hogy milyen paraméterekkel rendelkező előmelegítőt alkalmazzunk, van-e optimális értéke az előmelegítő hatásosságának? 3.8.1.3.2. FELÜLETI TÁPVÍZELŐMELEGÍTŐ OPTIMÁLIS KIALAKÍTÁSA

A tápvízelőmelegítő hőcserélőben fellépő irreverzibilitás miatt a körfolyamatban bekövetkező teljesítmény-veszteség Pv = Tel∆S irr = TelWtv (Ttv,ki

T    ln tv,ki  Ttv,be  1  , − Ttv,be )  − Ttv,ki − Ttv,be Te,s     

(3.252)

melyet reverzibilis előmelegítés esetén az eredőben ηT+ V hatásfokú berendezésekben (turbina, generátor és transzformátor) még értékesíthető villamos teljesítménnyé tudnánk alakítani. Ennek megfelelően az irreverzibilitás éves szinten C e,veszt = kKEτ csηT + VTelWtv (Ttv,ki

T    ln tv,ki  Ttv,be  1  , − Ttv,be )  − Ttv,ki − Ttv,be Te,s     

(3.253)

ill. az Y1 = kKEτcsηT + VTelWtv

(3.254)

állandó bevezetésével C e,veszt = Y1 (Ttv,ki

T    ln tv,ki  Ttv,be  1   − Ttv,be )  − Ttv,ki − Ttv,be Te,s     

(3.255)

253


veszteség-költséget (bevétel kiesést) jelent. A veszteség csökkentése érdekében a hőcserélő hatásosságát kell növelnünk, ami a kondenzációs hőcserélő hatásosságra vonatkozó Φ=

kA − W 1 − e tv

(3.256)

összefüggést figyelembe véve, valamint közelítésként feltételezve hogy mind a k hőátviteli tényező, mind pedig a tápvíz Wtv hőkapacitásárama állandónak tekinthető, a hőátadó felület növelését jelenti. Az adott hatásosság eléréséhez szükséges hőcserélő felület W A = − tv ln ( 1 − Φ ) . k

Felhasználva, hogy általános esetben Φ = A=

(3.257)

Ttv,ki − Ttv,be a fenti egyenlet Te,s − Ttv,be

Wtv Te,s − Ttv,be  ln   Te,s − Ttv,ki  k

(3.258)

alakban írható fel. Az előmelegítő költségterhe alapvetően a felülettel arányos beruházási költségekből származik. Kiszámítása a C e,felület = αafelületA ,

(3.259)

ahol α az annuitás, míg afelület a hőcserélő fajlagos beruházási költsége Ft/m2 egységben. A felületnagyságra vonatkozó összefüggést behelyettesítve a hőcserélő éves költségére C e,felület =

αafelületWtv Te,s − Ttv,be  ln   Te,s − Ttv,ki  k

(3.260)

adódik, melyet az Y2 =

αafelületWtv k

(3.261)

állandókat tartalmazó kifejezés bevezetésével T − Ttv,be  C e,felület = Y2 ln  e,s  Te,s − Ttv,ki 

(3.262)

alakban írhatunk fel. A gazdaságilag optimális előmelegítés megvalósításához előmelegítés miatti éves költségeket kell minimalizálni. Megjegyezzük, hogy az előmelegítő teljes beruházási költsége két, egy tápvízárammal és egy felülettel arányos részből tevődik össze: C e = αatvmtv + αafelületA .

(3.263)

A feladat tehát azon hatásosság és fűtőgőz telítési hőmérséklet meghatározása, melyek esetében rögzített tápvíz be- és kilépő hőmérsékletek mellett a C e = C e,veszt + C e,felület éves összköltség a legkisebb értéket éri el, azaz megoldandó a

254

(3.264)


  T −T dC e 1 1 = 0 = Y1 tv,ki 2 tv,be + Y2  −  dTe,s Te,s − Ttv,be Te,s − Ttv,ki  Te,s

(3.265)

egyenlet, mely átrendezve Y =

(T − Ttv,ki )(Te,s − Ttv,be ) Y2 = e,s 2 Y1 Te,s

(3.266)

alakban is felírható. Az αafelületWtv αafelület k Y = = kkKEτcsηT + VTel kKEτcsηT + VTelWtv

(3.267)

mennyiséget, mely erőműre és a hőcserélőre jellemző műszaki, gazdasági és környezeti jellemzőket tartalmaz gazdasági paraméternek nevezzük. Felhasználva, hogy q =

Ttv,ki Ttv,be

(3.268)

és Te,s = Ttv,be +

Ttv,ki − Ttv,be q − 1  = Ttv,be  1 +  Φ Φ  

(3.269)

a gazdasági paraméterre vonatkozó kifejezés

(

q −1 q −1 +1−q Φ Φ Y = 2 q −1 +1 Φ

(

)

)

(3.270)

formában írható fel. Ezen összefüggés alapján a gazdasági paraméter és a felmelegedési arány ismeretében az optimális hőcserélő hatásosság meghatározható, annak értéke alapján pedig a szükséges hőátadó felület. A Φopt = f (Y , q ) függvény értékeit a 3—117. ábra mutatja.

255


0,9 0,8 0,7 0,6 felmelegedési arány, q

Optimális hatásosság, Φopt

1

0,5 0,4 0,3

1,16 1,14 1,12 1,10 1,08 1,06 1,04 1,02

0,2 0,1 0

0,00001

0,0001

0,001

0,01 0,1 Gazdasági paraméter, Y

3—117. ábra. A hőcserélő hatásosságának gazdaságilag optimális értéke az Y gazdasági paraméter és a q felmelegedési arány függvényében

Az erőművi gyakorlatban a kondenzációs hőcserélőkön kívül ellenáramú kapcsolású berendezések fordulnak elő. Ebben az esetben — a levezetés mellőzésével — a gazdasági paraméter értéke a Y =

∆Tmax∆Tmin Tm,beTm,ki

(3.271)

egyenlet szerint meghatározott. Ebben az összefüggésben az „m” index a melegebb közeget jelenti, ∆Tmax és ∆Tmin a hőcserélő két végén mérhető hőmérsékletkülönbség. 3.8.1.3.3. TÖBBFOKOZATÚ ELŐMELEGÍTÉS

Korábban már láttuk, hogy az adott előmelegítési véghőmérséklet mellett a legnagyobb hatásfokot a végtelen sok fokozatú előmelegítés biztosítja. Valóságos viszonyok között mindig véges számú (4..10) megcsapolást alkalmaznak. Többfokozatú előmelegítés esetén elsődleges célunk a teljes előmelegítési hőmérsékletkülönbség elosztása az előmelegítő fokozatok között olyan módon, hogy az az adott körülmények mellett maximális értékű hatásfokot eredményezzen. Az egyszerűség kedvéért először vizsgáljuk a 3—118. ábra szerinti háromfokozatú megcsapolással kialakított körfolyamatot! A munkaközeg tömegáramok tényleges értéke helyett azok relatív értékével dolgozzunk a következő meggondolások szerint:

– a kazánból kilépő frissgőz tömegárama legyen egységnyi mfg = 1 , – az egyes előmelegítőkbe áramló gőzmennyiségek értékét vonatkoztassuk a m frissgőz mennyiségére: ei = e,i , mfg

256


– a

csapolási

gőzmennyiségek vonatkoztathatók a kondenzátorba me,i , ekkor mfg = 1 + ∑ ai gőzmennyiségre is: ai = mfg − ∑ me,i

– a két relatív csapolási gőzmennyiség között az e =

lépő

a e , ill. a = 1+a 1−e

összefüggés áll fenn.

7

11 a3

6

a2

8

a1

9

10 2

4

1

3

3—118. ábra. Keverő előmelegítőkkel felépített tápvízelőmelegítő rendszer. Segédábra az egyenlő entalpiakülönbségű fokozatbeosztás levezetéséhez

A körfolyamat termikus hatásfokát felírhatjuk η = 1−

( 1 − ∑ ei )( h11 − h1 ) q el , = 1− q be h7 − h6

(3.272)

h11 − h1 ( 1 + ∑ ai )( h7 − h6 )

(3.273)

ill. η = 1−

formában is, ahol a megfelelő hőáramok helyett a relatív tömegáramok alkalmazása miatt fajlagos hőmennyiségek állnak. Mindkét összefüggésből látható, hogy adott előmelegítési véghőmérséklet mellett maximális hatásfokot akkor érünk el, ha a

∑ ai

vagy

∑ ei

értékek szintén maximálisak. Annak érdekében, hogy az előmelegítők hőmérlegeit egyszerűen fel tudjuk írni, a csapolási gőzmennyiségeket vonatkoztassuk a kondenzátorba lépő gőz mennyiségére. Ez alapján az első — a kondenzátortól számított — előmelegítő hőmérlege: 1 ⋅ h2 + a1h10 = ( 1 + a1 ) h3 .

(3.274)

Ebből a csapolási gőzmennyiség a1 =

∆he,1 , h10 − h3

(3.275)

257


ahol

∆he,1 = h3 − h2

a

tápvíz

fajlagos

entalpiájának

növekedése

az

első

előmelegítőben. Hasonlóképpen a második előmelegítőre ( 1 + a1 ) ⋅ h3 + a2h9 = ( 1 + a1 + a2 ) h4 ,

(3.276)

melyből a szükséges fűtőgőz mennyiség: a2 = ( 1 + a1 )

∆he,2 ∆he,1  ∆he,2  . =  1 +  h9 − h4 h10 − h3  h9 − h4 

(3.277)

A harmadik fokozat esetén, a levezetés mellőzésével: ∆he,1  ∆he,2  ∆he,3  a3 =  1 + .   1 +  h10 − h3  h9 − h4  h8 − h5 

(3.278)

A körfolyamat termikus hatásfokának (3.273) összefüggésében szereplő 1 + ∑ ai kifejezés értéke ∆he,1 ∆he,1  ∆he,2  +  1 + +  h10 − h3  h10 − h3  h9 − h4 , ∆he,1  ∆he,2  ∆he,3    +  1 +   1 + h9 − h4  h8 − h5  h10 − h3 

1 + ∑ ai = 1 +

(3.279)

ill. átrendezve ∆he,1   ∆he,2   ∆he,3   1 + ∑ ai =  1 +  ⋅  1 +  ⋅  1 + . h10 − h3   h9 − h4   h8 − h5  

(3.280)

Amint látható, az egyenlet minden tényezőjében előfordul az egyes fokozatokban bekövetkező tápvíz és fűtőgőz entalpiaváltozás hányadosa. Az összefüggés egyszerűbb formában is felírhatóvá válik abban az esetben, ha feltételezzük, hogy az egyes fokozatokban a gőz azonos hőmennyiséget ad le. Ellenőrzésképpen nézzük meg mekkora hibát jelent ez a közelítés! Vizsgáljuk meg a fűtőgőz entalpiaváltozást a tápvíz kilépő entalpiájának függvényében néhány lehetséges esetre. A kapott eredményeket függvények formájában a 3—119. ábra szemlélteti. Az értékek alapján megállapítható, hogy az egyes esetekben a középértéktől való eltérés igen csekély, ±1,5 %-nál kevesebb. Az alkalmazott jelöléseinkkel tehát h10 − h 3 ≅ h9 − h 4 ≅ h8 − h 5 = ∆hg .

(3.281)

Jelölje a0 azt a csapolási gőzmennyiséget, mely egységnyi mennyiségű tápvíz entalpiájának egységnyi értékkel való megemeléséhez szükséges, akkor ∆hg állandósága miatt írhatjuk, hogy a0 =

258

1 . ∆hg

(3.282)

A fűtőgőz entalpiaváltozása, kJ/kg


1800

Paraméter a kezdőnyomás 45 bar

1750 55 bar

1700

75 bar

65 bar

1650 1600 1550 1500 1450 1750

1900

2050

2200

2350 2500 2650 2800 Előmelegítési végentalpia, kJ/kg

3—119. ábra. A fűtőgőz fajlagos entalpiaváltozása az előmelegítőből kilépő tápvíz entalpiájának és a frissgőz nyomásának függvényében telített gőzös körfolyamat esetén

Tetszőleges, megcsapolásos előmelegítéssel kialakított körfolyamat termikus hatásfokára akkor kapunk maximális értéket, ha az 1 + ∑ ai kifejezés értéke is maximális. Ehhez azonban ismernünk kell csapolási gőzmennyiségeket meghatározó fokozatbeosztást, azaz az egyes előmelegítőkben elérendő ∆he,i entalpiaváltozást. Tételezzünk fel egy olyan kétfokozatú előmelegítéses körfolyamatot, ahol a teljes ∆heΣ előmelegítésnek az első fokozatban β hányadát valósítjuk meg, azaz ∆he,1 = β∆heΣ .

(3.283)

Ebből következik, hogy a második fokozatban elért előmelegítés ∆he,2 = ( 1 − β ) ∆heΣ .

(3.284)

Az 1 + ∑ ai kifejezés értéke ebben az esetben 1 + ∑ ai = ( 1 + a0β∆heΣ ) ⋅  1 + a0 ( 1 − β ) ∆heΣ  .

(3.285)

Ez a kifejezés ott éri el a maximumát, ahol d ( 1 + ∑ ai ) = 0. dβ

(3.286)

A kijelölt műveleteket elvégezve és az egyenletet rendezve kapjuk, hogy β=

1 , 2

(3.287)

azaz a hatásfok akkor éri el legnagyobb értékét, ha az előmelegítést egyenlően osztjuk el a két fokozat között, következésképpen ∆he,1 = ∆he,2 =

∆heΣ . 2

(3.288)

259


Amennyiben közelítésképpen azt is feltételezzük, hogy a tápvíz fajhője is állandó, akkor a legnagyobb hatásfokot eredményező előmelegítés azonos felmelegedési hőfoklépcsővel ∆Te,1 = ∆Te,2 =

∆TeΣ 2

(3.289)

érhető el. Vizsgáljuk meg, hogyan változnak az előmelegítés viszonyai három fokozat alkalmazása esetében! Legyen β1 az összes előmelegítésből az első előmelegítőre jutó hányad: ∆he,1 = β1∆heΣ ,

(3.290)

hasonlóképpen a β2 második fokozat előmelegítése: ∆he,2 = β2∆heΣ ,

(3.291)

∆he,3 = ( 1 − β1 − β2 ) ∆heΣ .

(3.292)

akkor a harmadik fokozatban:

Az előbbiekben levezettük, hogy két fokozat között legkedvezőbb az egyenlő arányú felosztás, azaz a háromfokozatú előmelegítés esetében β1 = β2 kell legyen. Emiatt ∆he,3 = ( 1 − 2β1 ) ∆heΣ .

(3.293)

2 1 + ∑ ai = ( 1 + a0β1∆heΣ ) ⋅  1 + a0 ( 1 − 2β1 ) ∆heΣ  .

(3.294)

Mindezekből következően

Az egyenlet rendezése után annak β1 felírhatjuk, hogy

szerinti differenciálhányadosát képezve

d ( 1 + ∑ ai ) = 0 = 1 + β1 ( a0∆heΣ − 3 ) − 3β12a0∆heΣ , dβ1

(3.295)

mely egyenlet megoldása β1 = β2 =

1 . 3

(3.296)

A most ismertetett módszerhez hasonlóan levezethető az n fokozatú előmelegítés legkedvezőbb fokozatbeosztása is, és minden esetben azt fogjuk kapni, hogy a hatásfok akkor ér el maximális értéket, ha az egyes előmelegítési fokozatokra jutó entalpiakülönbségeket egyenlően osztjuk el, vagyis ∆he,i =

∆heΣ . n

(3.297)

Amennyiben élünk azzal a közelítéssel, hogy a tápvíz fajhőjét állandó értékűnek tekintjük, akkor az egy előmelegítő fokozatra jutó felmelegedési hőfoklépcső és a teljes előmelegítési hőfoklépcső között ∆Te,i =

260

∆TeΣ n

(3.298)


összefüggés áll fenn. Ezen közelítés hibáját a fajhő értékének változása alapján ítélhetjük meg. Feltételezve, hogy a tápvíz mindvégig telített, vagy telítési állapothoz közeli, vizsgáljuk meg a fajhő értékének változását a hőmérséklet függvényében. A 3— 120. ábra alapján látható, hogy az eltérés átlagértékre vonatkoztatott legkisebb értéke —7,4 %, míg legnagyobb értéke 27,5 %. Az optimális fokozatbeosztást numerikus számítással, közelítések alkalmazása nélkül megkeresve, azt az eredményt kaptuk, hogy a pontos értéket az állandó felmelegedési hőfoklépcső alkalmazása közelíti meg jobban. Ennek az a magyarázata, hogy ebben az esetben az alkalmazott két közelítés — a gőz által leadott hő és a fajhő állandósága — éppen ellentétes, azaz entalpiakülönbség állandóságából adódó hibát a fajhő állandó értékűnek tekintése jelentős részben kompenzálja. Az eddigiekből az következik, hogy az egyes előmelegítőkben áramló tápvíz m mennyiségek mértani sorozatot alkotnak, azaz tv,i +1 = áll . mtv,i 6000 Fajhő, J/(kg•K)

5800 5600 5400 5200 5000 4800 Átlag: 4513,37 J/(kg·K)

4600 4400 4200 4000 0

25

50

75

100

125

150 175 200 225 250 275 300 Hőmérséklet, °C

3—120. ábra. A telített víz fajhőjének változása a telítési hőmérséklet függvényében

A vizsgálatok tanulsága szerint az előmelegítési véghőmérséklet növekedésével az egyes előmelegítőkre jutó entalpiakülönbség változik, mégpedig a magasabb hőmérsékleten dolgozó előmelegítőkre jutó entalpiakülönbség a kisebb hőmérsékletűek rovására növekszik. Ellenőrző számítást végezve a levezetett egyenlő entalpiakülönbségű, egyenlő felmelegedési hőfoklépcsőjű, valamint a későbbiekben levezetésre kerülő azonos felmelegedési arányú fokozatbeosztással, a 3—121. ábrán ábrázoltuk az így elérhető hatásfokokat, valamint a numerikus számítás eredményeképpen kapott „legjobb” beosztással elért hatásfokokat. Az ábrára nézve megállapíthatjuk, hogy az egyes módszerek között érdemi hatásfokkülönbséget eredményező eltérés nincs. Az ábrán egy vonalnak látszó görbe valójában három görbe, ezért a maximumpont környezetét a 3—122. ábrán kinagyítva is ábrázoltuk.

261



0,44 0,43 0,42 0,41 0,4 0,39 0,38 0

25

50

75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 Előmelegítési véghőmérséklet, °C

3—121. ábra. Elérhető maximális hatásfok különféle fokozatbeosztással a . ábra szerinti kapcsolás esetére

0,434 0,43395 0,4339 0,43385 0,4338 0,43375 0,4337 0,43365 0,4336 0,43355 0,4335

∆Te,i=áll.

„legjobb” qi=áll.

∆he,i=áll.

210

215

220

225

230

235

3—122. ábra. A 3—121. ábra kinagyított részlete

A három lehetséges fokozatbeosztási módszer közül a legnagyobb hatásfokot eredményező előmelegítési véghőmérséklet közelében az azonos felmelegedési hőfoklépcsőjű beosztás közelíti meg legjobban a numerikus számításból származó eredményeket. Az egyenlő entalpiakülönbségű és egyenlő felmelegedési arányú beosztás közel azonos hatásfokot eredményez. Más kiinduló feltételezésekből természetesen más optimális fokozatbeosztás adódik. A következőkben egy, az előzőtől eltérő kiindulópontú módszert mutatunk be. Korábban már levezettük, hogy a körfolyamat termikus hatásfoka a hőbevezetés és hőelvezetés átlaghőmérsékletén kívül az irreverzibilitások miatt fellépő entrópiaáramnövekedéstől is függ, azaz

262


 ∆S irr   Tel  1 + ∑ ∆S 0   . η = 1− Tbe

(3.299)

Ebből következően a legkedvezőbb fokozatbeosztást meghatározhatjuk úgy is, hogy az összes irreverzibilitás miatti entrópiaáram-növekedést minimalizáljuk. A számítások egyszerűsítése érdekében elhanyagoljuk a csapadékhő-hasznosítás irreverzibilitásait. Vizsgáljuk a 3—123. ábra szerinti kétfokozatú előmelegítést! Ekkor az ábra jelöléseivel az egyes előmelegítők entrópiaáram-növekedései: ∆S irr,1

T    ln tv  Ttv,1 1   , = mtvcp,tv (Ttv − Ttv,1 )  − Ttv − Ttv,1  Ttv − Ttv,1 Ttv,1 +   Φ1 

∆S irr,2 = m tvcp,tv (Ttv,2

Te,s2 e2

Ttv,2

T   ln tv,2 1 Ttv − Ttv )  − Ttv,2 − Ttv T + Ttv,2 − Ttv tv  Φ2

Φ2

Te,s1 e1

Ttv

   .   

(3.300)

(3.301)

Φ1 Ttv,1

3—123. ábra. Kétfokozatú tápvízelőmelegítés modellje az azonos felmelegedési arányú fokozatbeosztás levezetéséhez

Amennyiben az előmelegítőket végtelen nagy felületűnek tekintjük, úgy Φ1 = Φ2 = 1 ,

(3.302)

ennek felhasználásával a teljes entrópiaáram-növekedés

∑ ∆Sirr

= ∆S irr,1 + ∆S irr,2 =

 T Ttv − Ttv,1 Ttv,2 Ttv,2 − Ttv  ,  = Wtv  ln tv − + ln −  Ttv,1  Ttv Ttv Ttv,2

(3.303)

átrendezve

∑ ∆Sirr

 T T − Ttv,1 Ttv,2 − Ttv  . = Wtv  ln tv,2 − tv −  Ttv,1  Ttv Ttv,2

A hatásfok maximumát ott kapjuk, ahol

(3.304)

∑ ∆Sirr → min , azaz

d ( ∑ ∆S irr ) Ttv,1 1 =0=− 2 + , dTtv Ttv,2 Ttv

(3.305)

263


ebből az optimális közbenső hőmérséklet Ttv = Ttv,1 ⋅ Ttv,2 .

(3.306)

Tetszőleges, n fokozatú előmelegítésre általánosítva, ahol Ttv,1 a tápvíz hőmérséklete az előmelegítés kezdetekor és Ttv,n az utolsó előmelegítőből való kilépéskor, az egyes előmelegítőkre jutó felmelegedési arány qi =

n

Ttv,n = Ttv,1

Ttv,i +1 . Ttv,i

(3.307)

Megállapíthatjuk tehát, hogy állandó mennyiségű tápvíz előmelegítése során akkor érünk el maximális hatásfokot, ha minden egyes előmelegítő fokozatban ugyanakkora arányban változik a tápvíz abszolút hőmérséklete, azaz a felmelegedési arány minden hőcserélőben azonos. Ebből az is következik, hogy minden egyes előmelegítőben azonos az irreverzibilitás miatti entrópiaáram-növekedés, azaz ∆S irr,1 = ∆S irr,2 = … = ∆S irr,i = … = ∆S irr,n ,

(3.308)

ugyanis ∆S irr,i

   q − 1 i  = Wtv  ln qi − qi − 1   1 +  Φ 

(3.309)

és feltételezve, hogy minden előmelegítő hőcserélő azonos hatásosságú Φ1 = Φ2 = … = Φi = … = Φn .

(3.310)

7

14 e3

e2

4 5,6

8

9

e1

3 10

2 11

12

1 13

3—124. ábra. Felületi hőcserélőkkel felépített, állandó tömegáramú tápvizet előmelegítő rendszer

Az előzőekben két fokozatra a csapadékhő-hasznosítás hatásának figyelmen kívül hagyásával levezett fokozat-beosztási módszert vizsgáljuk meg három előmelegítő alkalmazásának esetére. A berendezések kapcsolását a 3—124. ábra mutatja. Ebben az

264


esetben a csapadék hőtartalmát az alacsonyabb nyomású előmelegítőben hasznosítjuk, míg végül a teljes csapadékáram a kondenzátorba kerül. Más kapcsolásokat is megvalósíthatunk, de mindegyik lényege, hogy a csapadékok a kondenzátorba kerüljenek, biztosítandó az állandó tápvíz tömegáramot. Ennek megfelelően a kondenzátortól számított első előmelegítő hőmérlege: 1 ⋅ h2 + e1h10 + ( e2 + e3 ) h12 = 1 ⋅ h3 + ( e1 + e2 + e3 ) h13 ,

(3.311)

ill. átrendezett formában 1 ( h3 − h2 ) = e1 ( h10 − h13 ) + ( e2 + e3 )( h 12−h13 )

(3.312)

hasonlóképpen a második előmelegítőre 1 ⋅ h3 + e2h9 + e3h11 = 1 ⋅ h4 + ( e2 + e3 ) h12 ,

(3.313)

1 ( h4 − h3 ) = e2 ( h9 − h12 ) + e3 ( h 11−h12 )

(3.314)

1 ⋅ h4 + e3h8 = 1 ⋅ h5 + e3h11 ,

(3.315)

1 ( h5 − h4 ) = e3 ( h8 − h11 ) .

(3.316)

ill. végül a harmadikra ill. Az ilyen módon kialakított körfolyamat termikus hatásfoka η=

( h7 − h8 ) + ( 1 − e3 )( h8 − h9 ) + ( 1 − e2 − e3 )( h9 − h10 )

h7 − h6 ( 1 − e1 − e2 − e3 )( h10 − h14 ) − w sz + h7 − h6

+ ,

(3.317)

ahol w sz = ( h2 − h1 ) a fajlagos szivattyúzási munka. A hőmérlegekből kifejezhetők a csapolási gőzmennyiségek: e3 =

e2 = e1 =

( h4 − h3 ) − e3 ( h 11−h12 )

h9 − h12

h5 − h4 , h8 − h11

=

(3.318) h5 − h4 ( h −h ) h8 − h11 11 12 , h9 − h12

( h4 − h3 ) −

(3.319)

( h3 − h2 ) − ( e2 + e3 )( h 12−h13 )

= h10 − h13 h − h4    ( h4 − h3 ) − 5 ( h 11−h12 ) .(3.320) h − h4  h8 − h11 ( h3 − h2 ) −  + 5  ( h 12−h13 ) h9 − h12 h8 − h11      = h10 − h13

Alkalmazzuk ismét azt a közelítést, hogy a fűtőgőz egységnyi mennyisége által leadott hő a csapolási helytől függetlenül állandó, azaz h10 − h13 ≅ h9 − h12 ≅ h8 − h11 = ∆hg ,

(3.321)

265


továbbá tekintsük állandónak az előmelegítőkben hasznosítható csapadékvizek entalpiakülönbségét is, azaz h11 − h12 ≅ h12 − h13 = ∆hcs .

(3.322)

Az egyes előmelegítőkben bekövetkező tápvíz entalpiaváltozást jelölje ismét ∆he,i . Ebben az esetben a csapolási gőzmennyiségekre vonatkozó egyenletek e3 =

∆he,3 , ∆hg

∆he,3 ∆hcs ∆hg , ∆hg

(3.323)

∆he,2 − e2 =

∆he,3    ∆he,2 − ∆hcs  ∆hg ∆he,3    ∆h ∆he,1 −  +  ∆hg ∆hg  cs     e1 = ∆hg

(3.324)

(3.325)

Az első fokozatra jutó előmelegítés relatív értéke legyen β1 , ekkor ∆he,1 = β1∆heΣ

(3.326)

a második fokozatra jutó relatív előmelegítés β2 , így ∆he,2 = β2 ( 1 − β1 ) ∆heΣ ,

(3.327)

ebből következően a harmadik fokozatra ∆he,3 = [ 1 − β1 − β2 ( 1 − β1 ) ] ∆heΣ .

(3.328)

Tehát keressük a (3.317) egyenlet szerinti η = f ( β1, β2 ) kétváltozós függvény maximumát! A numerikus kiértékelést — az összehasonlíthatóság érdekében — a korábban is vizsgált 75 bar kezdőnyomású, 0,05 bar végnyomású, reverzibilis expanziójú telített gőzös körfolyamatra végeztük el. Az előmelegítőket végtelen nagy felületűnek tekintettük, azaz Φi = 1 . Az eredmények jellege ugyanez lenne más kezdő- és végnyomások esetén is. Megállapítható, hogy az előmelegítési véghőmérséklet növelésével a felmelegítés (az entalpiakülönbség) eltolódik a magasabb hőmérsékletű előmelegítőre. A kapott eredményeket elemezve azt mondhatjuk, hogy állandó tápvízáram előmelegítésekor — figyelembe véve a csapadékhő-hasznosítást is — akkor kapjuk a legnagyobb körfolyamat hatásfokot, ha az egyes előmelegítő fokozatokban közel azonos felmelegedési arányt valósítunk meg.

266



0,425 0,42 0,415 0,41 0,405 0,4 0,395 0,39 0,385 0,38 0,375 0

25

50

75

100

125

150

175 200 225 250 275 300 Előmelegítési véghőmérséklet, °C

3—125. ábra. Az optimális fokozatbeosztással elérhető maximális körfolyamat hatásfokok az előmelegítési véghőmérséklet függvényében a . ábra szerinti kapcsolás esetére

0,42175 0,4217 0,42165 0,4216 0,42155 0,4215 0,42145 0,4214 0,42135 0,4213 0,42125 0,4212 0,42115

„legjobb”

qi=áll.

∆Te,i=áll.

160

165

170

175

180

3—126. ábra. A 3—125. ábra kinagyított részlete

Az előző vizsgálathoz hasonlóan, ebben az esetben is elvégeztük az egyes fokozatbeosztási módszerek összehasonlítását. A körfolyamat termikus hatásfokát az előmelegítési véghőmérséklet és fokozatbeosztási módszer függvényében a 3—125. ábra, ill. a maximális hatásfok környezetének kinagyított részletét a 3—126. ábra szemlélteti. Az eredmények alapján azt a következtetést vonhatjuk le, hogy a legnagyobb hatásfokot eredményező fokozatbeosztás az előmelegítőrendszer felépítésének, a keletkező csapadékvizek elvezetési módjának függvénye. A 3—118. ábra szerinti keverő előmelegítős és a 3—124. ábra szerinti kaszkád kapcsolású felületi előmelegítőkkel kialakított tápvízrendszerrel elérhető körfolyamat hatásfokokat (3—122. ábra, ill. 3—126. ábra) vizsgálva a következőket állapíthatjuk 267


meg. Azonos előmelegítési véghőmérséklet mellett minden esetben a keverő előmelegítős kapcsolás eredményez magasabb körfolyamat hatásfokot. A kaszkád kapcsolású rendszer hatásfokának romlását a kondenzátorba kerülő, az előmelegítési véghőmérséklettel növekvő tömegáramú és entalpiájú csapadékvíz eredményezi. Ebből következik, hogy az előmelegítőkből kilépő csapadékvizek hőtartalmát megfelelő módon hasznosítani kell és el kell kerülni azok kondenzátorba vezetését. A legnagyobb hatásfokot eredményező fokozatbeosztás a valóságban az egyenlő hőmérséklet-(entalpia)különbségű („számtani”) és az azonos felmelegedési arányú („mértani”) beosztás közé esik. 3.8.1.3.4. OPTIMÁLIS FOKOZATSZÁM

A többfokozatú tápvízelőmelegítéses körfolyamatok hatásfokának alakulásából (lásd a 3—127. ábrát), levonhatjuk azt a következtetést, hogy az előmelegítő fokozatok számának növelésével a hatásfok javul, de a javulás mértéke egyre kisebb. Ebből az is következik, hogy az előmelegítők számának tisztán termodinamikai szempontból nincs felső korlátja (optimális értéke végtelen). Az optimális fokozatszámot tehát csak gazdasági szempontokat is figyelembe véve lehet meghatározni.


1 0,9 7 5

0,8 0,7 0,6

3

0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0

1 0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7 0,8 0,9 Relatív előmelegítés, Θ

20 15 13 11 9 Az előmelegítés fokozatszáma

reverzibilis

1

3—127. ábra. Többfokozatú előmelegítéssel kialakított gőzkörfolyamat relatív hatásfokjavulása a relatív előmelegítés és fokozatszám függvényében (az előmelegítőkre: Φ=1, a csapadékvizet előrekeverjük)

Az előmelegítők beépítése beruházási költséggel jár, melyet felbonthatunk egy tápvízárammal és egy felülettel arányos tagra. Egy előmelegítőre ez T − Ttv,be  C e,beruházás = αa tvm tv + αafelületA = αa tvmtv + Y2 ln  e,s   Te,s − Ttv,ki 

formában írható fel. Bevezetve az

268

(3.329)


Y3 = αatv

(3.330)

állandót a beruházási költségre vonatkozó kifejezés C e,beruházás = Y3mtv

Te,s − Ttv,be  + Y2 ln   = Y3mtv + Y2 ln  Te,s − Ttv,ki 

q −1 Φ (3.331) q −1 −q 1+ Φ

alakot ölti. Az optimális kihasználási tényező levezetése során már láttuk, hogy a hőcserélőben fellépő irreverzibilitás a körfolyamatban teljesítmény veszteségként jelentkezik, melynek költségét egy tetszőleges előmelegítőre a C e,veszt = Y1 (Ttv,ki

T      ln tv,ki   Ttv,be  q 1  1 −  (3.332)  = Y1  ln q − − Ttv,be )  − q − 1  Ttv,ki − Ttv,be Te,s   1 +  Φ   

egyenlettel írhatjuk fel. Az egyenletekből az látszik, hogy a fokozatszám növelésével az egy előmelegítőre jutó felmelegedési hányad csökken ( n → ∞ ⇒ q → 1 ) , ami azt jelenti, hogy a beruházási költség monoton növekszik, míg a veszteségköltség monoton csökken, tehát várhatóan a két költség összege valamely fokozatszámnál minimumot ér el. Azt a fokozatszámot tekintjük optimálisnak, ahol az előmelegítők beépítéséből adódó n

Ce =

∑ (C e,beruházás,i + C e,veszt,i )

(3.333)

i =1

eredő összes költség a legkisebb. Az optimális fokozatszám tehát számos tényező függvénye, melyek együttes hatását a . ábrán követhetjük nyomon. Ezen a diagramon a fokozatszám függvényében ábrázoltuk az előmelegítők beépítéséből adódó összes költséget, mégpedig a következő alapadatok felhasználásával:

– egy előmelegítőn átáramló átlagos tápvíz tömegáram: mtv = 100 kg/s; – a tápvíz átlagos fajhője: cp,tv 4,3 kJ/(kg·K); – az éves csúcskihasználási óraszám: τcs = 6000 h/a; – a villamosenergia-fejlesztésben résztvevő berendezések hatásfoka: ηT + V = 0,78; – a villamosenergia egységköltsége: kKE = 10 Ft/kWh; – a hőelvonás termodinamikai átlaghőmérséklete: Tel = 303 K; – az előmelegítők átlagos hatásossága: Φ = 0,85; – a felülettel arányos beruházási költség: Y2 = 5160000 Ft/a; – a tápvízárammal arányos beruházási költség: Y3 = 5000

Ft kg

a. s

269


A számítások során feltételeztük, hogy a tápvíz tömegáram állandó (átlagértékkel helyettesíthető), valamint az egyes előmelegítőkben a tápvíz felmelegedési aránya (q) azonos.

1050 Összes éves költség, M Ft/a

950

A görbék paramétere az előmelegítési véghőmérséklet.

850 750 650 550 450 350

250 °C 200 °C 150 °C

250 150 50

100 °C

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12 13 14 Fokozatszám

15

3—128. ábra. Az előmelegítőrendszer optimális fokozatszámának meghatározása

Adott környezeti és gazdasági paraméterek mellett az előmelegítési véghőmérséklet függvényében a 3—128. ábrán nyilakkal jelzett optimális fokozatszámok adódtak. A közölt eredmények egy kiválasztott állapotra érvényesek, megvizsgáltuk, hogy az egyes paraméterekben bekövetkező változások hogyan befolyásolták az optimális fokozatszám értékét; a számítások eredményeit a 3—5. táblázatban foglaltuk össze. 3—5. táblázat. Az előmelegítőrendszer fokozatszámának befolyásoló tényezői

Vizsgált paraméter

Az optimális fokozatszám értéke, ha a vizsgált paraméter értéke csökken (↓)

növekszik (↑)

kihasználási óraszám, τcs

(↓)

(↑)

előmelegítő kihasználási tényezője, Φ

(↑)

(↓)

villamosenergia egységköltség, kKE

(↓)

(↑)

beruházási költségek, Y2 és Y3

(↑)

(↓)

A valóságban természtesen nem lehet ilyen egyszerű modellel leírni az előmelegítőrendszer gazdasági viszonyait, a következők miatt

– nem azonos az egyes előmelegítőkön keresztüláramló tápvíz tömegárama, – nem azonos az egyes előmelegítők hatásossága, – nem azonos az egyes előmelegítőkre jutó felmelegedési arány,

270


– a közvetlen hőcserélő beruházási költségek mellett figyelembe kell venni az építészeti, csőszerelési, irányítástechnikai és egyéb járulékos költségeket, – a kihasználási óraszám az évek során tág határok között változhat, – az egyes költségképző tényezők ( kKE , Y2 , Y3 ) értéke és egymáshoz viszonyított aránya módosulhat. Mindenezen okok miatt az optimális fokozatszám értékét csak részeletes, mindenre kiterjedő műszaki-gazdasági számításokkal (hősémaszámítás és gazdaságossági számítás) lehet meghatározni. Az ismertetett egyszerűsített modell csupán e számítások alapjául szolgálhat. 3.8.1.3.5. A

TERMIKUSAN LEGKEDVEZŐBB ELŐMELEGÍTŐ-RENDSZER

Mint az az eddigiekből látható, a termodinamikailag legkedvezőbb megoldás a keverő előmelegítőkből álló előmelegítő-rendszer beépítése lenne. Ennek azonban kétségtelen termikus előnye mellett számos üzemviteli szempontból hátrányos tulajdonsága is van. Előnyök

A keverő előmelegítőben, ahol a víz és a gőz közvetlenül érintkezik egymással, a hőátadó felület gyakorlatilag végtelen nagynak, a kilépő hőfokrés pedig nullának tekinthető. Ezen felül a fűtőgőz csapadékának elvezetése, ill. veszteségmentes hasznosítása külön berendezés beépítése nélkül megoldott. A körfolyamat ilyen megoldása esetén nagyobb villamos teljesítményhez juthatunk, mint felületi előmelegítők alkalmazásával. A keverő előmelegítő beépítése előnyös a gáztalanítás (lásd: 3.9.1.4. pont) és a tápvízkezelés szempontjából. A gőz — a fűtőfelületek elmaradása következtében — kevesebb fémet oldhat. A keverő hőcserélők beépítése az elmaradó fűtőfelületek okán kisebb beruházási költséget is jelent. Hátrányok

A keverő előmelegítőt csak telített (vagy nedves) gőzzel szabad fűteni, mert túlhevített fűtőgőz esetében a keverő hőcserélőből kilépő tápvíz hőmérséklete mindenképpen meg fog egyezni a fűtőgőz nyomásához tartozó telítési hőmérséklettel, a gőz túlhevítési hője csak a belépő tápvíz egy részének elgőzölögtetésére fordítódhat. Túlhevített gőz keverő előmelegítőbe való bevezetése a körfolyamat egésze szempontjából is káros, mivel a gőz termodinamikai középhőmérsékletének emelkedése végett kevesebb gőzre van szükség, nő a kondenzátorban elvonandó hő mennyisége. Ezzel szemben felületi előmelegítőben külön lehet hasznosítani a túlhevítési és a kondenzációs hőt. 3.8.1.3.6. OPTIMÁLIS ELŐMELEGÍTÉSI VÉGHŐMÉRSÉKLET

A tápvízelőmelegítő-rendszer tervezésekor nem hagyhatjuk figyelmen kívül annak a gőzfejlesztő berendezésre (kazánra) gyakorolt hatását. Az előmelegítési véghőmérséklet növelése megváltoztatja a gőzfejlesztő berendezésen belüli hőmérséklet-viszonyokat, így a hőátvitelhez szükséges fűtőfelületek nagyságát is. A fűtőfelületek nagyságának változása a gőzfejlesztő berendezés beruházási költségeiben jelentkezik, ebből következően a tápvízelőmelegítés optimális véghőmérsékletét csak a gőzfejlesztő berendezésre gyakorolt hatások ismeretében lehet meghatározni.

271


A hőátvitelhez szükséges hőátvivő felület nagságát általános esetben a Q = kA∆tln

(3.334)

kifejezéből lehet meghatározni a hőteljesítmény, a hőátviteli tényező és a közegek közötti logaritmikus hőmérsékletkülönbség ismeretében, azaz A=

Q . k ∆tln

(3.335)

Vizsgáljuk meg először a tápvízelőmelegítési véghőmérséklet változtatásának egy atmoszférikus gőzkazán hőmérsékletviszonyaira gyakorolt hatását! A közegek hőmérsékletét az átadott hőteljesítmény függvényében a 3—129. ábrán követhetjük nyomon. Ezen az ábrán folytonos vonallal a növelt, míg pontvonallal az eredeti (kisebb) belépő tápvízhőmérsékletnél kialakuló hőmérsékleteloszlást tüntettük fel. Az ábrán és az összefüggésekben a + felsőindex a növelt tápvízhőmérsékletre utal. Állandó gőzteljesítmény.

t, °C 1400

tfg,max 1200 + ∆tln,E ∆tln, E

1000

800 + ∆tln,TH ∆tln, TH

∆tln,V

600 + ∆tln, V

400

+ ttve

200

ttv,s

tfg,ki

ttve

túlvízhevítés melegítés QTH = áll. QV+

elgőzölögtetés QE = áll.

QV Q +

Q

Q 3—129. ábra. Atmoszférikus gőzkazán hőmérsékletviszonyai különböző belépő tápvízhőmérsékleteknél

A vizsgálatnál feltételeztük, hogy a gőzteljesítmény, a legnagyobb és a kilépő füstgázhőmérséklet állandó. A tápvízelőmelegítési véghőmérséklet növelésének egyes felületszakaszokra gyakorolt hatását elemezve a következő megállapításokat tehetjük.

272


A vízmelegítő felületeknél egyrészt lényegesen csökken a közlendő hőteljesítmény (QV+ < QV ) , másrészt csökken a mértékadó (logaritmikus) hőmérsékletkülönbség is

( ∆tln+ ,V < ∆tln ,V ) .

A hőátviteli tényező értékét állandónak feltételezve

( kV+

≅ kV )

(kismértékben inkább csökken a tápvízhőmérséklet növekedtével), felírható a vízmelegítő felületek arányára, hogy + AV = AV

+ QV + ∆tln,V

QV ∆tln,V

≈ 1.

(3.336)

Az esetek többségében az egymást kompenzáló hatások eredőjeképpen a vízmelegítő felület lényegében nem változik, ill. kismértékű növekedés előfordulhat. A túlhevítő felületeknél az átviendő hőteljesítmény állandó gőzteljesítmény mellett állandó marad, míg a mértékadó (logaritmikus) hőmérsékletkülönbség jelentősen + csökken ( ∆tln,TH < ∆tln,TH ) , így a felületek aránya + QTH + ∆tln,TH

+ ATH = > 1, ATH QV,TH ∆tln,TH

(3.337)

vagyis a tápvízhőmérséklet növekedtével egyre nagyobb túlhevítő felület beépítése szükséges, feltételezve a hőátviteli tényező állandóságát. A valóságban ennek értéke is + kismértékben csökken ( kTH < kTH ) , így a felületnövekedés még erőteljesebb. Az újrahevítő felületekre — melyek a vízmelegítő és a túlhevítő felületszakaszok között helyezkednek el — ugyanazok a meggondolások érvényesek, mint a túlhevítő felületekre, vagyis a tápvízhőmérséklet növekedése itt is a felületnagyság növekedését fogja eredményezni a túlhevítő felületekre gyakorolt hatásnál is erőteljesebben, azaz + AÚH

AÚH

> 1.

(3.338)

Az elgőzölögtető felületek esetében sem a mértékadó (logaritmikus) hőmérsékletkülönbség, sem pedig a hőátviteli tényező értéke nem változik észrevehetően, így ebben az esetben nem szükséges a felületnagyság változtatása, azaz AE+ = 1. AE

(3.339)

Megjegyezzük, hogy a kazánnak e szakaszán a hőátvitel domináns formája a sugárzás, így a felületnagyság meghatározásában a sugárzásos hőtranszport jellemzőkön kívül a 4 Tfg4 − Ttv,s

(3.340)

különbségnek van döntő jelentősége, mely a tápvízhőmérséklet növekedésével együtt nagyon kis mértékben ugyan, de csökken.

273


Relatív felületnagyság, %

A 3—129. ábra alapján tett megállapítasainkat a 3—130. ábrán feltüntetett eredmények támasztják alá, melyen tápvízelőmelegítés véghőmérsékletének függvényében tüntettük fel egy kazán fűtőfelületeinek relatív változását állandó gőzteljesítmény mellett. Mindezek alapján levonható az a következtetés, hogy a tápvízhőmérséklet növekedésével a kazán túlhevítő és újrahevítő felületi jelentősen megnövekednek, lévén ezek a legdrágábbak, a tápvízhőmérséklet növelése a kazán teljes beruházási költségét is jelentősen megnöveli.

elgőzölögtető

125 léghevítő 100 vízmelegítő 75 túlhevítő 50 újrahevítő 25

150

175 225 250 Tápvízelőmelegítési véghőmérséklet, °C

3—130. ábra. Gőzkazán fűtőfelületeinek relatív változása a belépő tápvízhőmérséklet függvényében

A kazánfelületek növekedésének helyes megítéléséhez még további tényezőket is figyelembe kell venni. Az egyik az, hogy az előzőekben ismertetett gondolatmenetnél feltételeztük, hogy a kazán gőzteljesítménye állandó, így ebben az esetben a tápvízhőmérséklettel egyetemben jelentősen változik a kazán hőteljesítménye. Amennyiben a felületek nagyságának változását állandó hőteljesítmény mellett kívánjuk vizsgálni, úgy a . ábrán feltüntetett relatív felületváltozást a növekvő tápvízhőmérsékletek felé a hthg,ki − htve Q = + + Q hthg,ki − htve

(3.341)

aránynak megfelelően kell növelni (hthg,ki a kazánból kilépő túlhevített gőz, míg htve a kazánba lépő tápvíz fajlagos entalpiája). Mivel azonban a felületek változását leghelyesebb a blokk állandó villamos teljesítménye mellett vizsgálni, — figyelembe véve, hogy növekvő előmelegítési véghőmérséklethez növekvő körfolyamat termikus hatásfok ( η+ > η ) társul — következésképpen a felületeket növekvő tápvízhőmérsékletek felé haladva η η+ arányban csökkenteni kell. Állandó villamos teljesítménynél

274

(3.342)


mthg ( hthg,ki − htve ) η η P Q = +⋅ + = + ⋅ = 1, + + η P Q mthg ( hthg,ki − htve ) η+

(3.343)

ebből következően + mthg

mthg

=

hthg,ki − htve + hthg,ki − htve >1

⋅

η > 1, η+

(3.344)

<1

így a kazán összfelülete állandó blokkteljesítmény mellett a tápvízhőmérséklet növekedtével összességében nagyobb mértékben növekszik, mint az állandó gőzteljesítményre vonatkozó, a 3—130. ábrán feltüntett értékek. A tápvízelőmelegítési véghőmérséklet változása a fűtőfelületek nagyságán, így költségén kívül kihat a tüzelőanyagellátó-rendszer költségeire is. Azonos villamos teljesítmény mellett a nagyobb tápvízhőmérséklethez tartozó nagyobb termikus hatásfok okán csökken a tüzelőberendezések teljesítőképessége, így nagysága és költsége is. Mindent összevetve megállapíthatjuk, hogy növekvő véghőmérséklettel, azonos villamos teljesítmény mellett

tápvízelőmelegítési

– a kazán nyomás alatti túl- és újrahevítő felületei jelentős mértékben növekednek és e felületek jelentik a legnagyobb beruházási költséget, – a vízmelegítő felület kismértékben növekszik, – a levegő előmelegítő felület kismértékben csökken, – a besugárzott elgőzölögtető felület lényegében nem változik, – a tüzelőberendezés kisebb és olcsóbb. Mindebből az következik a gazdaságilag kedvezőbb a tápvízelőmelegítés véghőmérsékletét — atmoszférikus tűzterű gőzkazán esetében — a termodinamikailag optimálisnál kisebbre választani, így kismértékű hatásfokcsökkenés árán jelentős beruházási költség takarítható meg. A nyomás alatti tűzterű (feltöltött) kazánok felületviszonyait a tápvízhőmérséklet érdemben nem befolyásolja. ---------------------------------------------------3.8.1.4. Valóságos tápvízelőmelegítés

Az erőművi gyakorlatban az ideális tápvízelőmelegítés korábban említett feltételei nem teljesíthetők, mivel a tápvízelőmelegítés véghőmérséklete mindig kisebb, mint a frissgőznyomáshoz tartozó telítési hőmérséklet, a tápvízelőmelegítés fokozatszáma véges, a felületi tápvízelőmelegítők hőátadó felülete véges, keverő előmelegítőkből álló előmelegítő sort, annak kedvezőtlen üzemi tulajdonságai miatt nem alkalmaznak, az áramlási és hőveszteségek nem elhanyagolhatók,

275

TERMIKUS GÁZTALANÍTÁS ÉS VEGYI VÍZKEZELÉS

a szivattyúzási folyamatok irreverzibilisek, gyakran alkalmaznak újrahevítést, a gőz expanziója a turbinában szintén irreverzibilis, az előmelegítőt fűtő gőz gyakran túlhevített.

3.9. Termikus gáztalanítás és vegyi vízkezelés A hőerőművek üzemében a vízkezelés alapvető fontosságú. A vízkezelés feladatait lényegében két követelmény határozza meg: egyrészt a kazáncsövek falán, nyomottvizes atomerőműben a gőzfejlesztőben, a turbinalapátokon, valamint a hűtőrendszerben meg kell akadályozni a vízben és a gőzben lévő szennyeződések lerakódását, másrészt el kell kerülni a vízben oldott savaknak és aktív gázoknak a szerkezeti anyagokra gyakorolt káros hatását. E feladatokat a tápvíz folyamatos gáztalanításával és vegyszerezésével, valamint a körfolyamatba kívülről betáplált póttápvíz megfelelő vegyi előkészítésével tudjuk elvégezni.

3.9.1. Gáztalanítás Az erőművi tápvízben mindig jelen vannak oldott gázok, elsősorban oxigén és széndioxid, melyek az erőművi berendezéseket, különösen a nagy nyomáson és magas hőmérsékleten üzemelőket súlyos korrózióveszélynek teszik ki. Ezért mindent el kell követnünk, hogy ezeket az oldott gázokat a tápvízből eltávolítsuk, amit termikus vagy vegyi eljárások segítségével valósíthatunk meg. 3.9.1.1. A gáztartalom és a korrózió kapcsolata

Az erőművek szerkezeti elemeinek felületein akkor is lefolyhatnak korróziós folyamatok, ha a vízben nincsenek korrózióaktív gázok. A vízben oldott gázok azonban növelik a korrózió intenzitását. A kondenzátumban, ill. a tápvízben különböző gázok oldódhatnak, mindenek előtt oxigén és szén-dioxid, de nem hiányzik a nitrogén és az ammónia sem. Az oxigén és a szén-dioxid (szénsav) korrózióaktív, a nitrogén gyakorlatilag semleges, az ammónia hatása a feltételektől függően lehet hasznos és lehet káros is. Az ammónia-korrózióaktivitása alapvetően rézötvözetekkel (pl. kondenzátor hűtőcsövek anyagával) szemben nyilvánul meg, de csak oxigén jelenlétében. Emiatt az oxigénnek vízből történő eltávolítása nem csak az acélok oxidkorrózióját, hanem a sárgaréz ammóniakorrózióját is megakadályozza. A korróziós folyamatokkal részletesen foglalkozunk a következő szakaszban. Nagytisztaságú közegben — amilyen az erőművek tápvize is — bizonyos oxidtartalom kívánatos lehet a védő oxidfelület kialakítása céljából. Ehhez azonban meghatározott redoxpotenciálra (oxidációs-redukciós potenciálra) van szükség. A megengedett oxigéntartalom azonban nagyon kicsi.

276


3.9.1.2. A gázok bejutásának lehetőségei

Az erőművek körfolyamatában az oxigén a levegővel kerül a gőzbe, ill. a vízbe. Ez legkönnyebben a gőz- és vízrendszer vákuum alatti helyein, így a kondenzátorban, a csapadékszivattyú szívó oldalán, a vákuum alatti előmelegítőkben és gőzvezetékekben történhet meg. A vonatkozó kísérletek kimutatták, hogy a kondenzátorba jutó levegő elsősorban a turbinaház vízszintes osztósíkjának tömítetlenségein át jut be a gőzbe. A turbina csökkenő terhelésénél a bejutó levegő mennyisége rohamosan növekszik. Ennek oka elsősorban az, hogy a terhelés csökkenésével a turbinaház egyre nagyobb része kerül vákuum alá, következésképpen a nehezen tömíthető vízszintes osztósík egyre hosszabb darabján szökhet be levegő a turbina gőzterébe. Atomerőművi nedvesgőz-turbináknál a terhelésváltozás majdnem a teljes expanzió mentén együtt jár a gőznedvesség növekedésével, ill. csökkenésével — lekondenzálódással, ill. kipárolgással —, ami a gőz és a turbinaház fala közti hőcserét intenzívebbé, a hőmérsékletváltozásokat gyorsabbá és nagyobb mértékűvé teszi. A turbinaház falában kialakuló nagy hőmérséklet-különbségek jelentős vetemedéseket okozhatnak és megnövelhetik a réseket. Így pl. a ház felső és alsó részének 10 °C-os hőmérséklet-különbsége a résméreteket mintegy 10 %-kal változtatja meg. A vonatkozó vizsgálatok azt mutatják, hogy ezek a problémák elsősorban a nagynyomású házban jelentkeznek, ahol a nyomás még részterhelés esetében is nagyobb az atmoszférikusnál. Ezért bár az előzőekben vázolt jelenség növeli a nedvesgőz-turbináknál a levegő bejutás lehetőségét, de ez a növekedés nem jelentős. A tápvízbe a legtöbb oxigén a póttápvízzel kerül be. A nyersvíz a levegőből igen sok oxogént oldhat. A póttápvizet, tekintettel annak nagy oldott gáztartalmára csak előgáztalanítva lehet a körfolyamatba vezetni. Nagy hőmérsékleten, különösen 400 °C felett a vízgőzmolekulák disszociációjából is keletkezik oxigén, mégpedig a következő reakciók szerint 1

H2O → H2 + 2 O2 , 1

H2O → 2 H2 + OH, H2O → H + OH, H2O → H2 + O, H2O → 2H + O. A legtöbb bomlási reakció közben is oxigén szabadul. A kémiai víztisztítás során bikarbonátok és karbonátok jutnak a vízbe. A bikarbonátok és a legtöbb karbonát a víz kondenzátor utáni hőmérsékletemelkedésével egyre nagyobb mértékben bomlik, s ennek eredményeként szabad oxigén és széndioxid keletkezik. A leírtak miatt a kondenzvíz ill. tápvíz még akkor is tartalmaz oxigént és széndioxidot, ha a kondenzátorban tökéletes gáztalanítás valósult meg. A korrózió elkerülése érdekében ezeket a gázokat is el kell távolítani, ami a külön e célra beépített gáztalanítóval történik. 3.9.1.3. A gáztalanítás célja és elvi lehetőségei

Minthogy a vízben oldott gázok súlyos korróziós problémákat okozhatnak, a gáztalanítás elsődleges célja e gázok vízből történő eltávolítása. A gázok kémiai és

277


termikus módszerekkel távolíthatók el a vízből. A kémiai módszerek nagyon szelektívek a különböző gázokra, ezért gyakorlatilag csak az oxigén eltávolítására alkalmazzák. Az oxigénnel kölcsönhatást kialakítani tudó reagensek közül az atomerőmű szekunderkörében a hidrazin használható, mégpedig a termikus gáztalanítás kiegészítésére, a maradó mikromennyiségnyi oxigén eltávolítására. Az erőművekben rendszerint csak termikus gáztalanítót alkalmaznak, amely bármely oldott gázt képes eltávolítani a vízből. Nagy előnye a kémiai gáztalanítóval szemben — a szelektivitás hiányán túl —, hogy nem visz be a vízbe semmiféle adalékot. A termikus gáztalanító egyben a tápvízelőmelegítő rendszer egyik — keverő típusú — hőcserélője, amelyben a tápvíz felmelegszik a fűtőgőz telítési hőmérsékletéig. A fűtőgőzt általában a turbina egyik megcsapolásából vesszük. 3.9.1.4. A termikus gáztalanítás elméleti alapjai

A levegővel, vagy bármely más gázzal érintkező vízben oldott gázmennyiség (m) a DALTON-törvény alapján arányos a gáz víz fölötti parciális nyomásával (p). Ez természetesen igaz az oxigénre és a szén-dioxidra is. Így pl. az oxigénre :

mO2 = α O2 .pO2 , ahol α O2 az oxigén vízre vonatkozó abszorpciós tényezője, ami a víz hőmérsékletének emelésével csökken,

mO2 az egységnyi térfogatban oldott oxigén tömege. Az erőmű kondenzvíz és tápvíz traktusában a vízszint felett nem csak gáznemű oxigén van, hanem más gázok és vízgőz is. Ekkor az oxigén parciális nyomása a vízszint fölött:

pO2 = p − ∑ pg − pH2O , mely összefüggésben

p a vízszint fölötti teljes nyomás,

∑ pg

a keverékben lévő — oxigénen kívüli — egyéb gázok parciális nyomása;

pH2O a vízszint fölötti vízgőz parciális nyomása. Mindezek alapján a vízben oldott oxigéntartalom:

mO2 = α O2 ( p − ∑ pg − pH2O ) . A víz fölötti vízgőz, oxigén és levegő parciális nyomását a víz hőmérsékletének függvényében a 3—131. ábra mutatja atmoszférikus nyomás esetében.

278


1,0

18

0,9

4

16

0,8

14

0,7 2

12

0,6

1

10

0,5

8

0,4

6

0,3 3

4

0,2

2

gázok parciális nyomása, bar

a tápvízben oldott oxigén mennyisége, mg/kg

20

0,1

0

0 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

a tápvíz hőmérséklete, °C 3—131. ábra. A levegő, az oxigén és a vízgőz parciális nyomása és az oxigén oldhatósága a vízhőmérséklet függvényében atmoszférikus (1 bar) nyomáson. 1: oxigéntartalom a vízben; 2, 3, 4: a vízgőz, az oxigén és a levegő parciális nyomása

Az ábrából látható, hogy 100 °C vízhőmérséklet esetében az oxigén és levegő parciális nyomása nulla, s a vízgőz teszi ki a teljes nyomást, azaz pO2 = 0 és

pH2 0 = p . Ebben az esetben a vízben oldott oxigénmennyiség 0. Az α O2 és pO2 hőfokfüggésének ismeretében az mO2 hőfokfüggése meghatározható.

a tápvízben oldható oxigén mennyisége, mg/l

Ennek eredményét mutatja a 3—132. ábra a vízhőmérséklet függvényében a víztükör fölötti nyomás, ill. az ennek megfelelő telítési hőmérséklet mint paraméter mellett. 16 14 12

ts=100

10 8

90

6

80

4

60 50

2

70

0 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

a tápvíz hőmérséklete, °C 3—132. ábra. Oxigén oldhatósága vízben a víz hőmérsékletének függvényében a víztükör feletti levegőnyomásokon. (A levegő-nyomásgörbék paraméterei a vízgőz telítettségi nyomásainak felenek meg. A vízgőzmentes levegő 20,9 % oxigént tartalmaz.)

Hasonló görbék szerkeszthetők magasabb nyomásoknál is. Az ábrából megállapítható, hogy a folyadék gáz-oldóképessége miatt a gáztalanítás annál

279


tökéletesebb lehet, minél alacsonyabb hőmérsékleten végezzük azt el (tehát legjobb a kondenzátorban). Az ábrából látható, hogy a vízben oldott oxigénmennyiség igen gyorsan csökken a hőmérséklet növelésével és a forrásponton zérus értéket ér el. Ez azt jelenti, hogy a víz felforralásával kiűzhető belőle a teljes oxigénmennyiség. Ettől csak akkor van eltérés, ha a víz egyes részei — pl. kellő melegítés hiányban — nem érik el a forráspontot, vagy ha a gáztartalmú vizet zárt térben hevítjük. A pH2O = p feltétel csak forralással érhető el, ami bármely nyomáson elvégezhető. A folyamat gyorsítható a megfelelő hidrodinamikai feltételek biztosításával. A gáztalanítás programja tehát: felmelegítés forráspontig, további melegítés bizonyos gőzmennyiség folyamatos keletkezése érdekében és e gőzmennyiség gáztalanítóból történő elvezetése. A gőz elvezetése megakadályozza, hogy a vízből kilépő gáznak megengedettnél nagyobb parciális nyomása kialakuljon. A leírtakból látható, hogy a termikus gáztalanítás fizikai folyamata lényegében a diffúzió jelenségén alapul. A lassú diffúziós folyamat azonban különféle más folyamatokkal kapcsolva meggyorsítható. Ilyenek: porlasztás, buborékképzés, filmekre bontás és a desztilláció elvének alkalmazása. A diffúziót a FICK-törvény írja le: dq g = α gA (C1 − C 0 ) , dt ahol dq g az időegység alatt a folyadék és a gőz határán — az ún. fázishatáron — áthaladó dt gőz mennyisége, α g a gázátmeneti szám, ami a gáz minőségétől és a hőmérséklettől függő jellemző,

A a fázishatár szabad felülete, C1 a folyadékban mért tényleges gázkoncentráció, C 0 az egyensúlyi gázkoncentráció. A jó diffúziós hatás elérése érdekében a fázishatár növelésére kell törekedni (pl. porlasztással, buborékoltatás lyuggatott tálcákon vagy tányérokon). Az „egy elméleti tányéros” gáztalanítóban a forrásban lévő folyadékban a gáz- és a folyadékfázis között a HENRY—törvénynek megfelelő egyensúly uralkodik. A folyadékban maradó (C1 ) és a gőzfázisba jutott ( δ ⋅ β ⋅ C1 ) gázmennyiségek összege egyenlő a folyadékban eredetileg (belépéskor) oldott gázmennyiséggel (C 0 ):

C1 + δ ⋅ β ⋅ C1 = C 0 , ahol β a gáztalanítóhoz felhasznált gőz és a gáztalanítandó víz mennyiségi aránya; δ a megoszlási tényező, azaz a gőzfázisban és a folyadékfázisban gázkoncentrációk viszonyszáma, a ps , ts állapotjellemzők függvénye: A folyadékban maradó gázmennyiség:

C1 =

280

C0 . 1+δ⋅β

lévő


Több (n darab), egymással sorba kapcsolt tányér után a folyadékban maradó gázmennyiség:

Cn =

C0 . ( δ ⋅ β )n

3.9.1.5. Gáztalanító szerkezetek

A 3—132. ábrából láthatóan a folyadék gáz-oldóképességére való tekintettel a gáztalanítás annál tökéletesebb, minél alacsonyabb hőmérsékleten végezzük azt el, tehát a legjobb a kondenzátorban. Elméletileg a kondenzátor is alkalmas gáztalanításra, minthogy benne a víz apró cseppek formájában van jelen, így az oldott gázoknak kellően nagy fázisérintkezési felület és idő áll rendelkezésre a távozáshoz. Tény, hogy olyan finomságú vízelosztást, mint amilyen a kondenzátorban nem, nem találunk máshol a hősémában, mert ehhez az kellene, hogy a gáztalanító is akkora legyen, mint a kondenzátor. Jól épített kondenzátorban aláhűtés gyakorlatilag nem következik be, így a tömörtelenségeken át a kondenzátorba jutó gázok nem tudnak a csapadékvízbe oldódni. Ennek feltétele azonban, hogy a kondenzátor szerkezete tegye lehetővé egyrészt a turbinából jövő és igen kis gáztartalmú gőz gáztalanítását, másrészt a kondenzátorban esetlegesen felvett gázmennyiség ismét ki tudjon lépni a csapadékból. Ennek érdekében a kondenzátorban terelőlemezekkel a gáztalanítóhoz hasonló áramlási képet hoznak. Nem elegendő azonban a kondenzátort úgy építeni, hogy benne a gáztalanítás tökéletes legyen, hanem meg kell akadályozni azt is, hogy a már egyszer gáztalanított víz ismét gázokat oldjon magába. A gázbehatolás szempontjából érzékeny területek a következők: – a kondenzátor és csapadékszivattyú közötti vezeték, melyet kellő gondossággal el lehet készíteni gáztömören, – a csapadék- (főkondenzátum-) szivattyú tömszelencéje, melyet a szívó oldalon célszerű elhagyni, ill. kettős tömszelencével építeni, ahol is a két tömszelence között nagynyomású gáztalanított tápvíz található.

Szintén gázbetörés veszélyes hely az atmoszférikusnál alacsonyabb nyomású dolgozó valamennyi előmelegítő és hozzá tartozó csővezeték és szivattyú. Mivel ezeket a berendezéseket már nem lehet gáztalanítónak kiképezni, ezért legcélszerűbb, ha ezek csapadékvizeit a kondenzátorba vezetjük gáztalanítás céljából. Mint látható a vákuum alatti gáztalanítás, az elméletileg mellette szóló érvek ellenére komoly gyakorlati nehézségekkel jár. A gyakorlatban ezért az atmoszférikusnál nagyobb nyomáson történő gáztalanítás terjedt el, bár ez nehezebb feladat, mint vákuum gáztalanítás. A leghelyesebb a két módszer együttes alkalmazása, azaz a kondenzátorban a lehető legteljesebb mértékben gáztalanítunk, majd a táptartállyal egybeépített gáztalanítót, mint utó és biztonsági gáztalanítót tekintjük. Ennek azonban induláskor és rendkívüli üzemi helyzetekben alkalmasnak kell lenni a teljes tápvízmennyiség gáztalanítására. A gáztalanítás sikerességének legfontosabb feltétele, hogy a gáztalanítandó folyadékot (vizet) forrásponton tartsuk. A forrásponton lévő folyadékból akkor távozik a gáz, ha a felette lévő térben parciális nyomása kisebb, mint a folyadékfázisban. A kilépő gázrészecskéknek át kell törniük a felettük lévő

281


folyadékoszlopon és le kell győzniük a folyadék felületi feszültségét is. A felsorolt feltételek biztosítása érdekében a célszerű a folyadékot kis részecskékre bontani és gondoskodni kell arról is, hogy a kilépő gázok folyamatosan eltávozzanak. A forráspontot elvileg kétféleképpen érhetjük el. Az egyik módszer a kigőzölögtetés fojtás útján, a másik a keverő előmelegítőben történő melegítés. A két módszer közül — látszólag — az első kedvezőbb. Ennél a vizet felületi előmelegítőben — még a gáztalanítóba való lépése előtt — magasabb hőmérsékletre melegítik, mint amennyi a gáztalanítóban uralkodik, majd ezután nyomását fojtással csökkentik. A nyomás csökkenése után az oldott gázok a keletkező gőzzel együtt kilépnek a vízből. A módszer hátránya, hogy a gőz és a gáz szétválasztásához szükséges ellenáráramlás nem jön létre, ezért a hatás nem a kívánt mértékű. Mindemellett termodinamikai szempontból sem jó, mivel a tápvízelőmelegítés folyamatába egy ellentétes lépést is beiktat. A megvalósított gáztalanító szerkezetek felépítését a 3—133. ábra szemlélteti. Ebben a gáztalanítandó víz lyukasztott tálcákon csörgedezik lefelé, a fűtőgőz pedig keresztellenáramban felfelé áramlik. A gáztalanítás megvalósítható a porlasztásos módszerrel is. Ebben az esetben a vizet kis cseppekre bontják és ebbe a térbe vezetik be a fűtőgőzt. E módszer hátránya, hogy a fűtőgőz a cseppek a felületére kondenzálódik, így a gázrészecskéknek ezt a kondenzátumfilmet is át kell törniük.

6 5

7 10

3

8

2 9 1

4 12

11 3—133. ábra. A gáztalanító rendszer sémája 1: fűtőgőz a turbina megcsapolásából; 2: tartalék fűtőgőz; 3: gáztalanító oszlop; 4: táptartály; 5: páragőz elvezetés; 6: páragőz-hűtő; 7: gázelvezetés; 8: tápvíz a kisnyomású előmelegítőkből; 9: a páragőz-hűtő csapadékának elvezetése; 10: tápvíz hozzávezetés a kisnyomású előmelegítők megkerülésével; 11: tápszivattyú szívóvezeték; 12: utóforraló gőzvezetéke

A gáztalanító oszlop egyidejűleg keverő előmelegítő is, amelyben nem csak a fő kondenzátum áram felmelegedése megy végbe a turbinából elvett fűtőgőzzel, hanem más csapadékoké is (pl. a nagynyomású előmelegítőket fűtő gőz csapadékai). A párakondenzátorban megtörténik a gáztalanító oszlop felső részén elvezetett gőz-gáz keverék (minthogy az elvesztett gáz — levegő — bizonyos mennyiségű gőzt is magával

282


visz) szétválasztása, a gőz kondenzálása és a csapadék visszavezetése a rendszerbe, valamint a nemkondenzálódó gázok kibocsátása az atmoszférába vagy a légtelenítő tartályba. A légtelenítő tartályra különösen egykörös atomerőművekben lehet szükség, amelyeknél az elszívott levegő radioaktív izotópokat (hasadási termékeket) is tartalmazhat. A gáztalanító oszlopból alácsurgó tápvíz az oszlop alatt elhelyezett tartályba, az ún. táptartályba gyűlik össze, ahonnan a tápszivattyú szállítja azt el. A tápvízszivattyú számára biztosítani kell, hogy előtte bármely üzemállapotban megfelelő hozzáfolyás, megfelelő vízoszlop legyen. Különösen terhelésváltoztatás idején hosszabb-rövidebb ideig különbség lehet a tápvízszivattyú és a kondenzvízszivattyú által szállított vízforgalmak között. Emiatt az említett megfelelő tápszivattyú hozzáfolyás csak akkor garantálható bármely üzemi állapotban, ha a táptartály megfelelő puffernek tekinthető a tápvíz szempontjából, azaz a táptartály térfogata akkora, hogy a benne tárolt tápvíz mennyisége elegendő a tápvíz- és kondenzvízszivattyú forgalmak különbségének felvételére, ill. kibocsátására. A gáztalanítók a bennük uralkodó nyomás alapján lehetnek vákuum alatti, atmoszférikus és atmoszférikus feletti nyomású gáztalanítók. Külön vákuum alatti gáztalanítót nem építenek az erőművekbe, mert ilyennel a kondenzátor révén már rendelkeznek. Az atmoszférikus és az atmoszférikus feletti nyomású gáztalanítók szerkezeti felépítése gyakorlatilag nem tér el egymástól. A gáztalanító nyomását a szembeható tényezőket figyelembe vevő optimálással lehet kiválasztani. Kétkörös atomerőművek szekunderkörében 10 bar-nál nagyobb gáztalanító nyomás alkalmazása nem célszerű és nem alkalmaznak atmoszférikus gáztalanítókat sem. Általában 5..8 bar gáztalanító nyomás terjedt el. Atmoszférikus gáztalanítók csak az atomerőművek primerköri pótvíz-előkészítő rendszerébe kerülnek beépítésre. A gáztalanítóval szembeni legfontosabb követelmények a következők: 1. Lehetőleg jó vízporlasztást biztosítson, hogy a gőz megfelelően érintkezhessen az elporlasztott vízzel. 2. A gőz útjában kis ellenállások legyenek a tökéletes gáztalanítás és a kis nyomásesés érdekében. 3. A gáztalanító oszlop alatt lehetőleg nagytérfogatú tartály legyen, ami legalább 20..30 percnyi teljes terhelésű üzemre biztosít tartalék tápvizet. 4. Jó gázelvezetés legyen, hogy a kiválasztott levegőt biztosan el lehessen vezetni. 5. Zajmentes üzemet biztosítson. A rosszul méretezett gáztalanító a helytelen vízelosztás miatt dübörgő hangot ad és biztosan rosszul gáztalanít, mivel a hangot az okozza, hogy vízfüggöny képződik, amely a gáztalanítót helyenként lehűti, amivel hirtelen kondenzáció jár. Ezt a helyet a fűtőgőz gyorsan felmelegíti. A jelenségek periodikus változása eredményezi a dübörgő hangot. 6. A jó gáztalanítás alapfeltétele a pontos nyomás-, illetve hőfoktartás, ezért a fűtőgőzt mindenkor úgy kell szabályozni, hogy a megkívánt nyomás és hőmérsékletértéket mindig betartsuk. 7. Nem szabad a gáztalanítóra, mint előmelegítőre túlságosan nagy hőmérsékletemelést rábízni, törekedni kell arra, hogy a tápvizet közel a forráspont körül vezessük be a gáztalanítóba.

283


8. Meg kell akadályozni a táptartályban lévő gáztalanított víz ismételt gázfelvételét, ennek érdekében utóforralót célszerű beépíteni a táptartály vízszintje alá. A gáztalanító berendezés legfontosabb része a függőleges gáztalanító oszlop, amelyben az alul bevezetet fűtőgőz és a felül bevezetett tápvíz kereszt-ellenáramú áramlása valósul meg. Attól függően, hogy milyen módon oldják meg a gáztalanítandó víz és a fűtőgőz érintkezési felületének növelését, szórófejes (porlasztós), hártyás, vízsugaras és buborékoltató típusú gáztalanítókat különböztetünk meg. Lehetőség van a különböző típusok — pl. a vízsugaras és a buborékoltató típusok — kombinált alkalmazására is. A legelterjedtebbek a vízsugaras típusú gáztalanítók. Példaként egy ilyen gáztalanító oszlop egyszerűsített keresztmetszeti rajza látható a 3—134. ábrán. A gáztalanítandó víz felül lép be a legfelső perforált tálcára, majd az egymás alatt elhelyezett tálcákon keresztül mozog lefelé. Ezért e típust tálcás gáztalanítónak is nevezik. A tálcákon lévő lyukak kis (5..6 mm) átmérőjűek, ami a vízsugár elegendően finom cseppméreteit biztosítja.

284


vízbelépés

gőzbelépés

lyukasztott lemeztálca lefedett szektor nyitott szektor

3—134. ábra. Csörgedeztető tálcás gáztalanító

Két típusú tálca van: a) szabad áramlási keresztmetszet középen (3—134. ábra), b) szabad áramlási keresztmetszet a periférián. A lefelé mozgó víz a szemben áramló gőz kondenzációja révén telítési hőmérsékletig melegszik, megszabadul a gázoktól, majd a fűtőgőz kondenzátumával együtt alul a táptartályban összegyűlik. A leválasztott gázok — némi gőzzel együtt — az oszlop tetején hagyják el a gáztalanító oszlopot, majd a párakondenzátorba kerülnek.

285


3.9.1.6. A gáztalanítás paramétereinek megválasztása

Mint korábban rámutattunk, termikus gáztalanítást abban az esetben tudunk megvalósítani, ha a gáztalanítandó vizet forrásba hozzuk. Erre elvileg két lehetőség kínálkozik: vagy a gáztalanító nyomásához képest túlhevített vizet adagolunk a gáztalanítóba , melyet ott fojtunk és így az részben kigőzölög, vagy fűtjük a gáztalanítót és így érjük és a kívánt kigőzölgést. Ennek megfelelően vannak túlhevített víz és keverő (gőzfűtésű) rendszerű gáztalanítók. A túlhevített vízzel üzemelő gáztalanítókat nagy erőműveknél nem használják, számos hátrányos tulajdonságuk okán. Mindenekelőtt a víz fojtása jelent energetikai veszteséget. E típusú gáztalanítókba lehetetlen több, különböző paraméterű részáram (tápvíz, csapadékvizek stb.) gáztalanítása. Ugyanezen okokból viszont atomerőművekben jól használhatók a reaktor lefúvatott vizének gáztalanítására. Fő gáztalanítóként kizárólag keverő (gőzfűtésű) rendszerű berendezéseket alkalmaznak. Ezeket a gáztalanítókat nyomásuk szerint csoportosítjuk, mely lehet vákuum alatti, atmoszferikus, ill. túlnyomásos. Az erőművi technológiában vákuum alatti nyomáson üzemelő gáztalanítót ritkán alkalmaznak, mivel ilyen gáztalanítás már a kondenzátorban is van. Az atmoszférikus és a túlnyomásos gáztalanítók konstrukciós szempontból gyakorlatilag egyformák. Adott előmelegítési véghőmérsékletnél a gáztalanító nyomásának megválasztásától függ az előmelegítés kis- és nagynyomású előmelegítők közötti megoszlása, azaz a kisés a nagynyomású előmelegítők száma, ill. azok aránya. Az optimális gáztalanító nyomás kiválasztásánál ezt is figyelembe kell venni. Az alacsonyabb (az atmoszférikushoz közeli) gáztalanítási nyomás legfontosabb előnyei: – A táptartály kisebb nyomású, ezért lényegesen olcsóbb. – Kisebb hőmérsékletű tárolás esetében a táptartályt a tápszivattyúhoz való hozzáfolyás biztosítása érdekében nem kell olyan magasan elhelyezni, mint nagy hőmérsékletnél. – A tápszivattyú hidegebb tápvizet szállít, ami csökkenti a szivattyúzási munkát és a szerkezeti nehézségeket. – Kisebb hőfoknál a tápvíz pH értéke nagyobb, ami csökkenti a tápszivattyú korróziójának a lehetőségét. – A gáztalanítás kisebb hőmérsékleten egyszerűbb és gazdaságosabb.

Az alacsonyabb gáztalanítási nyomás alkalmazásának legfontosabb hátrányai: – Több nagynyomású előmelegítő alkalmazása válik szükségessé. – A nagynyomású előmelegítők drágábbak és üzembiztonságuk kisebb, mint a kisnyomásúaké. – A nagynyomású előmelegítők kapcsolása gyűjtősínes kapcsolásnál bonyodalmakra vezethet. (Ma már ez nem mértékadó szempont, mivel dominálnak a blokk kapcsolású erőművek.)

A nagyobb gáztalanítási nyomás alkalmazásának főbb előnyei:

286


– A nagyobb nyomás alkalmazásával nő a telítési hőmérséklet, így csökken az abszorpciós tényező, fokozottabb a deszorbeálódás. A magasabb hőmérséklet elősegíti a bikarbonátok teljesebb bomlását [ 2NaHCO3 = Na2CO3 + H2O + CO2 ] , valamint a primer, ill. az előbbi úton keletkezett karbonátok hidrolízisét [ Na2CO2 + H2O = 2NaOH + CO2 ] . E folyamatok során szén-dioxid keletkezik, mely eltávolítható, s ezzel a tápvízrendszer további korróziója csökken. – Nagynyomású előmelegítő kiváltását teszi lehetségessé, így gazdasági szempontból kedvező a nagyobb a gáztalanítási nyomás. Nagy kezdőnyomásoknál az alacsonyabb nyomású gáztalanító után még sok előmelegítő fokozatot kellene beépíteni, melyek csapadékvize olyan sok hőt szállítana a gáztalanítóba, hogy azt túlhevített vízzel üzemelő berendezéssé teheti, annak minden hátrányával együtt. – Minthogy —általában — a gáztalanítóba csatlakoznak a folyamatos lefúvatási helyek kondenzedényei, a szabályozó szelepek tömszelencegőzének kondenzátuma és a csővezetékek csapadéka, a nyomás növelése a fojtás miatti energetika veszteséget csökkenti. A nagyobb gáztalanítási nyomás alkalmazásának főbb hátrányai:

– A nyomás növelésével egyidejűleg romlanak a gáztalanító utáni tápszivattyú üzemviszonyai. Egyrészt a telítési hőmérséklet növelésével növekszik a kavitációs veszély, egyre nagyobb hozzáfolyási magasságot kell biztosítani, másrészt növekszik a hajtás energiaigénye is a fajtérfogatok növekedése miatt (minden 1 bar nyomásnövelés a hajtás energiaigényét kb. 1 %-kal növeli). – A nyomás növelésével a táptartály dárgul. A leírtakat és még további szempontokat figyelembe általában 3..8 bar gáztalanító nyomás adódik optimálisra, de előfordulhatnak 10..15 bar nyomású gáztalanítók is. A gáztalanító anyag- és hőmérlege A gáztalanító anyagmérlegének felállításához valamennyi, a gáztalanítóba belépő, és abból kilépő gőz, gáz és vízmennyiséget figyelembe kell venni. Ezeket a mennyiségeket az egész szekunderkör együttesen határozza meg és függnek a terhelési állapottól is. Ugyanezek vonatkoznak a hőmérleg felállítására is. Az egyenletek felírhatók külön a gáztalanító oszlopra, a gáztalanító-táptartály egységre, a párakondenzátorra és az egész gáztalanító-rendszerre. A gáztalanítóból a levegővel együtt eltávozó gőz mennyiségét általában a gáztalanított víz mennyiségének arányában adják meg (5..10 kg/tonna). A hőmérleg felírásánál a környezetnek átadott hőt egy bizonyos hatásfokkal vesszük figyelembe. A hatásfok értéke mintegy 97..98 %, azaz kb. 2..3 % a környezetnek átadott hő miatti hőveszteség. 3.9.1.7. Állandó és változó nyomású gáztalanítás

Mindaddig, amíg túlnyomórészt gyűjtősínes kapcsolású erőműveket építettek, szinte kizárólagosan állandó nyomású gáztalanítást alkalmaztak. Gyűjtősínes erőművek esetében (közös gőzgyűtővezetékek és állandóan összekötött táptartály gőz- és

287


vízterek) ez a követelmény elkerülhetetlen. Az ilyen típusú erőművekben a gáztalanító fűtésére megcsapolásból vett gőz használtak, melyet minden esetben állandó nyomásra fojtottak, ami veszteséget jelent a körfolyamat szempontjából. Ezt a veszteséget csökkenteni lehet azáltal, hogy a gáztalanítót követően ugyanerre a megcsapolásra egy nagynyomású előmelegítőt is kapcsolunk. Az üzemviszonyok változásával változik a gáztalanítóba érkező tápvíz hőmérséklete, míg az azt fűtő gőzé a fojtással biztosított állandó nyomás következtében nem, tehát a blokkterhelés csökkenésekor egyre nagyobb hőmérsékletkülönbség jut a gáztalanítóra, ami a gáztalanítón belüli viszonyok széles sávon belüli változását eredményezi. Összefoglalóan megállapíthatjuk, hogy az állandó nyomású gáztalanítás hátránya – a gőz fojtásakor jelentkező veszteség és – a változó terhelési állapotok gáztalanítón belüli rossz követése.

Az állandó nyomású gáztalanítók hősémába illesztésére többféle lehetőség is kínálkozik, attól függően, hogy milyen gáztalanítási nyomást választottunk és alkalmazunk e nagynyomású előmelegítőket. Ha nagynyomású előmelegítő nélküli kapcsolást választunk, akkor gondoskodnunk kell arról is, hogy alacsony részterhelésnél a megcsapolt gőz nyomása — melyet az előírt nyomásra fojtunk — már nem lesz elegendően nagy. Ebben az esetben a szükséges nyomású fűtőgőzt a frissgőz fojtásával állíthatjuk elő. Ezt szemlélteti a 3—135. ábra ahol mind a kapcsolást, mind pedig a terhelés függvényében változó telítési gőzhőmérsékleteket is feltüntettük. csapolt gőz fojtása

hőmérséklet, °C

frissgőz fojtása

tGTT=áll.

0

3—135. ábra. Állandó nyomású gáztalanítás megoldási lehetősége (A mely a csökkenő nyomásra nyit.)

50

terhelés, %

100

olyan szabályozószelepet jelöl,

Mint látható, viszonylag alacsony részterhelésen a gáztalanítót fűtő gőz fojtásával megfelelő nyomású (és telítési hőmérsékletű) gőzt nyerhetünk. Lehetséges azonban olyan alacsony részterhelés is, ahol már csak a frissgőz fojtásával tudjuk a megfelelő hőmérsékletű fűtőgőzt biztosítani. Amennyiben a kapcsolásban nagynyomású előmelegítő is található, a fojtási veszteségek csökkentése érdekében célszerű a gáztalanító fűtését a közvetlenül utána következő nagynyomású előmelegítő megcsapolásáról ellátni, ahogyan azt a 3— 136. ábra is mutatja.

288


3—136. ábra. Gáztalanító és nagynyomású előmelegítő közös csapolási gőzvezetéken

E kapcsolásnál a gáztalanító a megcsapoláson kivett gőznek csak egy részét használja fel, amit természetesen fojtási veszteség is terhel, mégpedig annál kisebb részét, minél nagyobb a terhelés, míg a fennmaradó gőz fojtási veszteség nélkül a felületi előmelegítőben tápvízelőmelegítésre fordítódik. Korszerű, blokk kapcsolású erőművekben már nincsenek olyan párhuzamosságok melyek állandó gáztalanítási nyomást igényelnének, ezért célszerű a gáztalanító fűtését egy szabályozatlan és közvetlen megcsapolási gőzvezetékről biztosítani, mely gőzvezetékben a nyomás a terheléssel együtt változik. E módszer alkalmazásával elkerülhető és elkerülendő a fojtási veszteség. További előnye a változó nyomású gáztalanításnak, hogy a terhelés változásával együtt a változik a gáztalanítót fűtő gőz nyomása (így telítési hőmérséklete), mely a szintén változó belépő tápvízhőmérséklettel együttesen az állandó nyomású esethez képest, jóval kisebb hőmérsékletkülönbség-változást fog eredményezni, tehát ebben az esetben a gáztalanítón belüli viszonyok „állandóbbak”. Terhelésváltoztatáskor azonban megmutatkoznak a változó nyomású gáztalanítás hátrányos tulajdonságai, mégpedig a következők: A terhelés növekedésével megnövekszik a gáztalanítót fűtő gőz nyomása és ebből következően telítési hőmérséklete is. Következésképpen a táptartályban lévő víz már nem lesz többé telítési hőmérsékleten (természetesen csak addig, míg a megváltozott terhelési viszonyok nem állandósulnak). Amennyiben azonban a gáztalanítás amúgy is 2..5 bar közötti értéken történik, a tárolt víz kívülről nem vehet fel gázokat, legfeljebb újból elnyelheti a már kiűzött gázok egy részét. Ha a terhelésváltozás nem túl gyakori és főleg nem gyors, akkor ez a körülmény nem jelent különösebb veszélyt. A terhelés csökkenésével lecsökken a táptartályban lévő víz felszíne felett a gőztér nyomása, ami a tárolt vízmennyiség kigőzölgését fogja eredményezni. Ez a gáztalanítás szempontjából ugyan nem káros (hiszen úgy is a cél, hogy telített, forrási állapotban tartsuk a vizet). A fejlődő gőz a csapolási gőzvezetéken esetleg visszaáramolhat a turbinába is túlpörgetve azt. A hirtelen nyomáscsökkenés a 289


tápszivattyúban gőzképződést, így kavitációt idézhet elő. Megfelelő szerkezeti megoldással azonban ez a káros hatás teljes mértékben kivédhető. Egy ilyen lehetséges megoldást mutat a 3—137. ábra.

b a

f e

c

g

d

3—137. ábra. Változó nyomású gáztalanító elvi sémája (LABAN-féle)

E kapcsolásban a táptartályt és a gáztalanítót az a gőzvezeték köti össze, amelybe a c fojtóperem van beépítve. A vízoldali kapcsolatot biztosító f vezeték zárt, kettősfalú edénybe torkollik. Ez a táptartállyal az edény belső teréből kiágazó d és a külső térből nyíló, a tápszivattyú felé is vezető g csővel is összeköttetésben van. Az edény belső terében az e úszó található. A gáztalanítót tápláló megcsapolt gőz a b jelű vezetéken át jut be. Amennyiben a gáztalanítót fűtő gőz nyomása nem változik, akkor az a csövön keresztül nincs gőzáramlás. Ha azonban a turbina megcsapolási nyomása csökken, akkor a táptartály víztartalma kigőzölgésnek indul. Az a csőben felfelé meginduló gőzáram a c fojtóperemen át nyomásesést szenved. Az így előálló nyomáskülönbség hatására a d vezetékben emelkedni kezd a vízszint, mire az e úszó belső edény felső hozzávezetését elzárja. A gáztalanítóból érkező, a táptartályban lévőnél hidegebb víz most egyedül a g csövön át, egyenesen a tápszivattyú szívócsövébe jut. A hatás így kettős: a gáztalanítás, bár kisebb nyomáson és hőmérsékleten, de tovább folyik, a tápszivattyú pedig továbbra is olyan vizet kap, amelynek hőmérséklete a szívócső elején sem nagyobb, mint a nyomásához tartozó telítési hőmérséklet. Amikor a nyomások kiegyenlítődnek, az e úszó lesüllyed és így a d csövön keresztül is megindul az áramlás. Az állandó nyomású gáztalanítók egyik szabályozott jellemzője a fűtőgőz nyomása. A másik szabályozott jellemző lehet a táptartály vízszintje. Megfelelő vízszintmérés, és esetleg szabályozás útján kell elkerülni a túltöltést és a tartály kiürülését (ami a tápszivattyú hozzáfolyását megszakítaná). Általában a minimális alsó és a maximális felső szint szabályozására nincs szükség, elegendőnek bizonyul csak vészjelzők beépítése.

290


3.9.1.8. Gáztalanítás a VVER-440-es blokk szekunderkörében

A VVER-440-es blokkok szekunderkörében 6,9 bar állandó nyomású gáztalanítást alkalmaznak. Az ehhez tartozó telítési hőmérséklet 159,7 °C. A tápvíz felmelegedése a gáztalanítóban névleges terhelésen 11,6 °C. Névleges üzemben, illetve nagyobb terheléseknél a fűtőgőzt a nagynyomású ház harmadik megcsapolásáról veszik el, amelynek nyomása névleges terhelés esetében 12,75 bar. A ∆p = 5,85 bar nyomáskülönbség egy része a turbina és a gáztalanító közötti csőszakasz ellenállása, másik része a beépített szelepen történő fojtás következtében veszik el. Bizonyos terhelés alatt a — felülről számított — harmadik megcsapolás nyomása már kisebb a megengedett minimumnál, ezért a fűtést átkapcsolják a második megcsapolásra, aminek nyomása névleges terhelésen 18,83 bar, de az átkapcsolási — kisebb — terhelésen természetesen kisebb ennél. Turbinánként egy (blokkokként kettő) gáztalanító van a szekunderkörben, s be van építve egy párakondenzátor, ill. párahűtő is. A gáztalanítós táptartályok két-két gáztalanító oszloppal rendelkeznek, melyeknek magassága 17 m, átmérője 3,442 m. Egy táptartály térfogata 120 m3.

3.9.2. Korrózió és vegyi vízkezelés A vízkezelés feladatait lényegében két követelmény határozza meg. 1. A kazáncsövek falán, a turbinalapátokon és a hűtőrendszerben meg kell akadályozni a vízben, ill. a gőzben lévő szennyeződések lerakódását (kőképződés és elsózódás). Nyomottvizes atomerőműben meg kell akadályozni a gőzfejlesztő elrakódását a szekunderköri korróziótermékekkel. 2. El kell kerülni a vízben oldott savaknak és aktív gázoknak, elsősorban az oxigénnek és a szén-dioxidnak a szerkezeti anyagokra gyakorolt káros hatását. E feladatokat részben a betáplált póttápvíz (és esetlegesen a hűtővíz) előkészítésével, lágyításával, ill. sótalanításával, részben a tápvíz folyamatos termikus gáztalanításával és kémiai kezelésével (lúgosítás) tudjuk megoldani. (A vízkémiai ismeretek részletes bemutatása más tárgyak feladata, feltételezzük, hogy e jegyzet használója ezen ismeretekkel már rendelkezik.) Az erőművi tápvízben számtalan oldott anyag maradhat és kerülhet bele üzem közben. Ezek az anyagok különféle, az egyes berendezésre nézve káros folyamatokban vehetnek részt. A következőben először e folyamatokat vesszük sorra, majd röviden áttekintjük azon módszereket, melyekkel a káros hatások kivédhetők. 3.9.2.1. Kőképződés és gőzelsózódás

A tápvíz egyik kellemetlen üzemi hatását annak sótartalma okozza. A vízben oldott sók a kazánkőképződést, a gőzzel távozó sók pedig a túlhevítő felületek és a turbinalapátok elsózódását okozhatják. A melegítés és elgőzölögtetés hatására a kazánba jutó és keménységet okozó sók koncentrációja túllépheti az oldhatósági határt. Az oldhatóság túllépését elősegíti, hogy a melegítés hatására a vízben olyan reakciók játszódnak le, melyek eredményeképpen egyes, jól oldható sókból kevésbé oldódó sók keletkeznek. Ilyen sók pl. a hidrokarbonátok (Ca(HCO)3, Mg(HCO)3). 291


Ugyanerre az eredményre vezetnek még más, magas hőmérsékleten lejátszó folyamatok is. A kismértékben oldható magnézium-karbonát pl. a vízzel kevésbé oldható megnézium-hidroxidot alkot: MgCO2 + 2H2O ⇔ Mg ( OH )2 + H2CO2

H2O . CO2

Az oldott kovasav kalcium-, magnézium- és vassókkal nem oldható szilikátokat alkot, pl.: Na 2SiO3 + CaSO4 ⇔ Na2SO4 + CaSiO3 . Bizonyos hőmérsékleten a kazániszap kalcium-karbonátja a vízben oldott nátriumszulfáttal nem oldható gipsz és szóda keletkezése közben lép reakcióba: CaCO3 + Na2SO4 ⇔ CaSO4 + Na2CO3 . Az így keletkező nem oldható sók a vízből kiválnak és a képződő kazánkő elemeit alkotják. A fontosabbak: kalcium-szulfát ( CaSO4 ) , kalcium-karbonát ( CaCO3 ) , magnézium-karbonát ( MgCO3 ) , kalcium-szilikát ( CaSiO3 ) , magnézium-szilikát ( MgSiO3 ) és magnézium-hidroxid ( Mg(OH)2 ) . E nem oldható sók kiválásának fizikai folyamat nem mindig ugyanaz. A sók kiválása a következő részfolyamatokra bontható: homogén oldat túltelített oldat szilárd fázis megjelenése kolloid állapot

koagulált pelyhek

kristály elemek

durva pelyhek

nagy kristályok

kazániszap

lerakódás a kazánfalra

kazánkő A kazánkő tulajdonságait a benne lévő sók határozzák meg. Néhány fontosabb és jellegzetes kazánkő, ill. kazániszap összetétele a következő: 1. A gipszkazánkő legalább 90 %-ban kalcium-szulfátot tartalmaz. Tömör kristályos szerkezetű, kristályai a kazánfalra merőlegesen helyezkednek el. 2. A kalcium-karbonát kő 90 %-ban kalcium-karbonátot tartalmaz, megjelenése változatos: por-, szivacs- és cementszerű kiválások formájában is előfordul.

292


3. A szilikát kazánkő 35..40 %-ban kalcium-szilikát vagy magnézium-szilikát tartalmú. Hővezető képessége még a többi kazánkőhöz mérten is igen kicsi, ezért alatta a kazánfal igen könnyen túlhevülhet. Ennek okán ez a legveszélyesebb kazánkő. Kazániszapnak nevezzük a kazánvízből porszerűen kivált, keménységet okozó sókat. Jellemző rájuk a nagy kalcium-karbonát tartalom. A kazánüzemben kevésbé veszélyesek, a besűrűsödött kazánvíz leiszapolásával elvezethetők. Veszélyessé akkor válhatnak, ha a kazániszap nagyobb mennyiségű kalcium-szulfátot is tartalmaz, mert ebben az esetben a nagyobb hőterhelésű helyeken a kazániszap rásülhet a kazánfalra. Ez a másodlagos kazánkő. A kazánkő rontja a kazánok gazdaságosságát, de különösen azért veszélyes, mert csökkenti a berendezés üzemkészségét, megbízhatóságát. A lerakódott kazánkő a gazdaságosságot azért rontja, mert a kazánkőréteg hővezetési tényezője a rétegek összetételétől, kristályszerkezetétől és porozitásától függően az alkalmazott szerkezeti anyagok hővezetési tényezőjének 0,1..0,02-ad része. E tény pedig vagy a fajlagos hőteljesítmény csökkenésére vagy a hőátvitelhez szükséges hőmérsékletkülönbség növelésére vezet és végeredményében mindkettő többlet tüzelőanyag fogyasztást, az energiaköltségek növekedését vonja maga után. A kazánkő az üzembiztonságot azáltal rontja, hogy a kőlerakódás következtében — változat hőterhelés, ill. víz- és füstgázhőmérséklet mellett — megnő a kazánfal hőmérséklete. A túlhevült cső mechanikai szilárdsága (és tartós hatás esetén tartamszilárdsága) csökken, kisebbé válhat mint a megengedett érték, ami a kazáncső felhasadásához, ill. a kazándob felrobbanásához vezethet. Ez a veszély a hősugárzásnak leginkább kitett helyeken válhat különösen súlyossá, mivel itt válik ki a legrosszabb hővezetési tényezőjű szilikát kő. A kőképződés az üzembiztonságot azért is rontja, mert a kazánlemez korróziója kazánkő alatt besűrűsödött és le nem bocsátható anyagok miatt nagyobb mértékű. Hátrányos az is, hogy a kazánkő mechanikai eltávolítása során megsérülhet a cső vagy a dob fala. Az üzembiztonságot veszélyezteti, hogy hirtelen terhelésváltozás hatására az eltérő hőtágulási tulajdonságokkal rendelkező kazánkő felrepedezik és lepattogzik a felületről. A lepattogzás miatt áramlási zavarok és helyi túlhevülések léphetnek fel, melyek további szilárdsági igénybevételt jelentenek a kazán szerkezeti elemei számára. A kazánkő repedésének helyére hirtelen odaáramló, a csőfalnál jóval alacsonyabb hőmérsékletű víz komoly falsérülést is okozhat. A kazánkő képződés csak a tápvíz teljes sótalanításával előzhető meg. Nagynyomású, kényszeráramlású kazánoknál belső vízkezelés nem lehetséges. Kisebb nyomású, dobos kazánoknál a kőképződés a kazánvíz belső kezelésével is elkerülhető. Ebben az esetben a kőképződés folyamatát úgy igyekszünk megakadályozni, adalékanyaggal (trinátrium-foszfát) vízbe juttatásával elősegítjük a sók kiválását kazániszap formájában. A kazánokban fejlesztett gőz a vízből mindig ragad magával sókat, melyek a túlhevítőkben és a turbinalapátokon káros lerakódásokat okoznak. A sóknak a gőzbe való bejutását több okkal is magyarázhatjuk: 1. A mechanikai cseppelragadás elmélete szerint gőz sótartalma az elragadott vízcseppekből származik. E vízcseppek a túlhevítőben elpárolognak és a benne lévő száraz sórészecskék porként a gőzzel továbbkerülnek. Biztosítani kell, hogy az elgőzölögtetésnél a gőz minél kevesebb vízcseppet ragadjon magával, vagyis a

293


kazándobból távozó gőz minél szárazabb legyen. Ennek érdekében a kazándob gőzfejlesztő képességét korlátozzák és cseppleválasztókat építenek be. A cseppleválasztók beépítése azonban nagynyomású kazánoknál kevésbé hatékony, mivel a nyomás növekedésével gőz és a víz fázis fajtérfogata közötti különbség egyre csökken. 2. Az elsózódási elmélet szerint a sók saját parciális nyomásuk révén jutnak a gőzbe és telítési hőmérsékletüknek megfelelő helyeken kondenzálódnak. 3. A gőz elsózódását leginkább a gőz oldóhatásával lehet magyarázni. A gőz elsózódása és a gőzben oldott sók mennyisége az elgőzölögtetés módjának függvénye. A telített gőzzel együtt távozó sók a túlhevítő csövekben és a turbinalapátokon részben kiválnak és ott elsózódást, sólerakódást okozhatnak. A túlhevítő csövekben lerakódott sóréteg a csövek áramlási keresztmetszetét csökkeni, így áramlási zavarokat és helyi túlhevüléseket idézhet elő, ezek pedig a túlhevítő elégéséhez, a csövek kilyukadásához vezethetnek. A turbinalapátokon lerakódott só a lapátok profilját és a közöttük lévő áramlási csatorna méreteit változtatja meg, ami egyrészt a turbina teljesítményének és hatásfokának csökkenését okozza, másrészt túlságosan nagy axiális erőhatásokat eredményez, ami a fésűscsapágy idő előtti tönkremeneteléhez, vagyis az üzembiztonság számottevő csökkenéséhez vezet. Különösen veszélyesek a szilikátlerakódások — főleg a turbina kisnyomású fokozatain —, mert ezek kemény és nehezen eltávolítható réteget alkotnak. A túlhevítő csöveiben és a turbinalapátokon képződő lerakódások általában a következő sókat tartalmazzák: – vízben oldhatatlan kalcium- és magnézium-sókat. A nagynyomású erőművekben ezek csak ritkán és igen kis részarányban fordulnak elő, mivel a keménységet okozó sókat majdnem teljesen eltávolítják a tápvízből; – vízben oldható, főleg nátrium-sókat (pl. NaOH, Na2CO3, NaCl, Na2SO4, Na3SiO2); – vízben oldhatatlan szilícium-vegyületeket (SiO2); – fémoxidokat, különösen magnetitet (Fe3O4) és hematitot (Fe3O3), melyek a korróziós folyamatokból, ill. a védőrétegből származnak.

A lerakódásokat — ha azok a berendezéséket teljesítményét, hatásfokát vagy üzembiztonságát csökkentik, ill. rontják — el kell távolítani. A turbina elrakódására jól lehet következtetni abból, hogy változatlan teljesítménynél az elsózódás helye előtti nyomás megnő. A lerakódások többféle módon távolíthatók el: 1. A legkezdetlegesebb módszer a mechanikai eltávolítás. Ennek hátránya hogy tisztítás hosszú időt igényel és a tisztított felületek érdessé válnak, rontva a turbina hatásfokát és elősegítve az ismételt sólerakódást. 2. Kismértékű elsózódás esetén elegendő az ún. önmosatás. Ez azt jelenti, hogy részterhelésen és a rövid ideig tartó leállásnál bekövetkező nedvesítés hatására a kivált sók ismét vizes oldatba mennek át. 3. Nagymértékű elsózódásnál a turbinát üzemen kívül kell helyezni és nedves gőzzel, kondenzvízzel vagy nátronlúggal át kell mosni.

294


3.9.2.2. Vízoldali korrózió

A kazánban lévő víz és az onnan kilépő gőz nem egységes anyag, hanem sók, lúgok és gázok oldata. Ez az összetettség a víz korróziós hatásának vizsgálatát bonyolulttá teszi. A korróziót ugyan egyes részfolyamatok eredményeképpen jelentkezik, de e részfolyamatok egymásra is hatással vannak. A következőkben a teljesség igénye nélkül ismertetjük e részfolyamatokat, valamint az elhárításukra alkalmazható módszereket. A savas korróziót a vízben oldott erős, ill. gyenge savak és savanyú sóik idézik elő. Korrózióhatásukat az oldás során bekövetkező disszociációjuk eredményezi, vagyis a savas korrózió mértékét a disszociáció foka, azaz a víz pH értéke határozza meg. A disszociáció következtében még a vegytiszta víz is okozhat savas korróziót. Az erős savak nagymértékben disszociálnak. A sósav például HCl ⇔ H+ + Cl− . A fémvas a két H+ ion pozitív töltését felvéve a két Cl— ionnal egyesülve vas-kloridot alkotva oldódik, míg a töltésüket vesztett H+ ionok H2 molekulává egyesülnek és gázbuborékok formájában oldódnak, ill. kibuborékolnak az oldatból: Fe + 2H+ + 2Cl− ⇔ FeCl2 + H2 . A hatás tényegében ugyanez, ha az erős savak oldatát hígítjuk, csupán a korrózió sebessége csökken. A gyenge savak csak részben disszociálnak, a korrózió sebessége ebben az esetben alacsony. Hosszabb üzemidő alatt hatásuk mégis kedvezőtlen lehet, mert ha a gyenge savak reakcióba lépnek és az oldatban a H+ ionok száma csökken, azonnal további savmolekulák disszociálnak, ami a korróziós folyamat állandósulását eredményezi. A savanyú sók (pl.: NaHSO4, NaHCO3) ugyanúgy viselkednek, mint a nekik megfelelő erős vagy gyenge savak, de azonos koncentrációnál kevesebb H+ iont tartalmaznak és ennek megfelelően kisebb mértékű korróziót okoznak. Gyengén savas korróziót okoz a tiszta víz is, mivel disszociációja H+ ion és OH— ion keletkezik. A vas a H+ ionokkal lép reakcióba, miközben ferroionok keletkeznek: Fe + 2H+ ⇔ Fe++ + H2 . A ferroionok a víz OH— ionjaival reakcióba lépnek, miközben ferro-hidroxid keletkezik: Fe++ + 2OH− ⇔ Fe ( OH )2 .

Ez a folyamat mindaddig fennmarad, amíg az oldat ferro-hidroxiddal nem telítődik, vagy a vasat körülvevő hidrogénfilm a reakciót meg nem állítja. A savas korrózió sebességét a víz hőmérséklete alapvetően befolyásolja, minél nagyobb a hőmérséklet, annál gyorsabban mennek végbe a korróziós folyamatok, mivel ekkor a disszociáció és a reakciók sebessége növekszik. Általában 10 °C hőmérséklet emelkedés a korrózió sebességét megkétszerezi. A hőerőművekben a savas korróziót döntően a szénsav okozza. A szénsavkorrózió azért jelentős, mert levegőből, de főleg a vízben lévő hidrogén-karbonátok bomlásából

295


igen sok szén-dioxid kerül a vízbe. A vízben oldott kalcium- és magnéziumhidrogénkarbonát melegítés hatására az alábbi reakcióegyenlet megfelelően bomlik: Ca ( HCO3 )2 ⇔ CaCO3 + H2CO3 ( → CO2 + H2O ) .

A reakcióegyenlet egyensúlyi viszonyából következik, hogy a hidrogén-karbonátok bomlásának megakadályozására bizonyos mennyiségű szén-dioxid jelenléte szükséges, mert a bomlás kőképződéshez és savas korrózióhoz vezethet. E szükséglet a hidrogénkarbonát molekulába beépített kötött szén-dioxidból és a hidrogén-karbonátok bomlásának megakadályozásához szükséges tartozékos szén-dioxidból tevődik össze, mely utóbbi a vízben oldott hidrogén-karbonátok mennyiségétől, vagyis karbonátkeménységtől és a hőmérséklettől függ. A szén-dioxid hatására bekövetkező korrózió mértékét a szénsav és a szén-dioxid megoszlási aránya és a sav disszociációja H2CO3 ⇔ H+ + HCO− 3 befolyásolja. A vízben nagyobb részben szén-dioxid és igen kis részben (1/1000) szénsav található. A disszociáció folyamatát a nagyobb mennyiségű CO2-re, vagyis a teljes sav és gázmennyiségre vonatkoztatjuk [ CO2 + H2O ] ⇔ H+ + HCO− 3 .

Ez a folyamat 250 °C alatti hőmérsékleten játszódik le, e felett [ CO2 + H2O ] ⇔ 2H+ + CO−− 3 .

A korróziós folyamat során a vas először átveszi a két H+ ion pozitív töltését, majd a Fe++ ion a két HCO− 3 ionnal Fe++ + 2HCO− 3 = Fe ( HCO3 )2 ,

ionnal reagál ill. egy CO−− 3 Fe++ + CO−− 3 = FeCO3 . A vas-hidrokarbonát és vas-karbonát csak ritkán található meg a vízben, mert elbomlik Fe ( HCO3 )2 ⇔ Fe ( OH )2 + 2CO2 ,

ill. FeCO3 + H2O ⇔ Fe ( OH )2 + CO2 .

Oxigén jelenlétében a ferro-hidroxid további reakcióba lép, amivel a vas korróziója tovább folytatódik. Erőmű üzemében a szén-dioxid tartalmú víz pH értékét alapvetően két tényező, a védőréteg képződés és a lúgosítás határozza meg: 1. A kőképződés és a korrózió együttes elkerülése érdekében fontos, hogy a víz éppen tartozékos szén-dioxidot tartalmazzon. Mivel a víz pH értékét a szabad szén-dioxid tartalom határozza meg, ezért azzal jellemezhető a víz szén-dioxid tartalmaz. Az egyensúlyi pH értékű vízben a vascső felületén jól tapadó, tömör és igen vékony vas-oxid védőréteg alakul ki.

296


2. A szén-dioxid tartalmú víz és gőz korrodáló hatásának megakadályozása érdekében a víz pH értékét abban az esetben, ha védőréteg nem képződik (pl. sótalanított víz) növelni kell. A pH érték növelése gáztalanítással, ill. lúg adagolásával érhető el. A kazánvízben eleve meglévő lúgosító anyagok (nátriumkarbonát, nátrium-hidrogénkarbonát) nem mindig eredményezik a megfelelő pH érték növekedést, ezért a lúgosítást a vízbe adagolt lúgosító szerekkel, ammóniával, morfolinnal, ciklohaxilaminnal, oktadecilaminnal és hidrazinnal biztosíthatjuk. A vegytiszta és szén-dioxid tartalmú víz savas korróziója oxigén jelenlétében fokozottabban jelentkezik. Amíg a savas korrózió a fém egész felületét támadja, így csak hosszú üzemidő eltelte után okoz komolyabb problémákat, addig az oxigén helyileg támad, lyukszerű bemaródásokat okozva, s így már viszonylag kisebb mennyiségű fémoldás is meghibásodáshoz vezethet. További káros következménye a vízben jelenlévő oxigénnek, hogy amíg a tiszta víz korrodáló hatását polarizáció, a szén-dioxid tartalmú vízét pedig a védőréteg képződés és a lúgosítás megakadályozza, addig az oxigén e korróziógátló folyamatokat hatástalanítja, vagyis a savas korrózió számára utat enged. Az oxigén-korróziót gyakorlatilag csak az oxigén távoltartásával akadályozhatjuk meg. A megengedhető koncentráció kicsi, mert már kevés oxigén is helyi korróziót, így nagy kárt okozhat. Az oxigén távoltartása kettős feladat: egyrészt a bejutást kell megakadályozni, másrészt a bejutott oxigént gáztalanítással el kell távolítani. 1.

Az előző szakaszban bemutattuk a termikus gáztalanítás módszerét, most vegyi gáztalanítást ismertetjük. A vegyi gáztalanítást kizárólagosan — noha így is tökéletes eredménnyel járna — nem alkalmazzák, hanem csak a termikus gáztalanítás után megmaradó oxigén megkötésére, ill. az egyéb oxigénbetörések hatására. Ennek az az oka, hogy a vegyi gáztalanítás költséges eljárás és mindamellett a tápvíz sótartalmát is növeli. A vegyi gáztalanítás során a tápvízhez olyan vegyszereket adagolnak, melyek a gázokkal (elsősorban az oxigénnel) reakcióba lépnek és azokat megkötik. A leggyakrabban alkalmazott módszerek a következők:

2.

A gáztalanítandó vizet vasforgácsból készült szűrőn vezetik keresztül. A vasforgács szűrőben az oxigén és vas közötti azon reakciókat hasznosítjuk, melyek a korróziós folyamatnál is fellépnek. Ezzel azt biztosítjuk e folyamatok a védendő berendezéseken kívül játszódnak le.

3.

A vízhez nátrium-szulfitot (Na2SO3) adagolnak, ami megköti az oxigént, miközben nátrium-szulfát (Na2SO4) keletkezik.

4.

Nagyon lúgos tápvízhez kén-dioxidot adagolnak. A kén-dioxid a vízzel kénessavat alkot, mely a lúgos vízben nátrium-szulfittá alakul, s ez utóbbi köti meg az oxigént.

5.

Igen elterjed oxigén megkötő anyag a hidrazin (N2H4). A hidrazin a vízben disszociál − N2H4 + H2O ⇔ N2H+ 5 + OH .

A hidrazin az oxigént a N2H4 + O2 → 2H2O + N2

297


reakció szerint köti meg. Reakciótermékként csak víz és nitrogén keletkezik, vagyis e módszer alkalmazásánál nem képződnek sók és éppen ez a legfőbb előnye. A hidrazin alkalmas a leállított kazánok korrózióvédelmére, valamint hatásos védelmet nyújt a szén-dioxid korrózió ellen is, mivel 175 °C feletti hőmérsékleten bekövetkező bomlása során ammónia is keletkezik, ami a pH érték növeli. A hidrazin veszélyes robbanóanyag (rakétalövedékek hajtóanyagaként is alkalmazták). A megfelelően higított vizes oldatát, a dugattyús szivattyúval táplálják a tápvízbe vagy közvetlenül a tápszivattyú szívóoldalára fecskendezik be. A gőzfázisban lévő vízmolekula a vassal a különböző folyamatok szerint közvetlenül is reakcióba lép: 3 4 Fe + H2O ⇔ 1 4 Fe3O4 + H2 ,

Fe + H2O ⇔ FeO + H2 , FeO + H2O ⇔ Fe3O4 + H2 . A kazáncsövek vasfelületén néha találunk Fe2O3 (rozsda) réteget is. Ennek jelenléte a következő okokra vezethető vissza: 1.

A vascső már a beépítés előtt rozsdás volt és nem érintkezett kellő ideig vízgőzzel, hogy a Fe3O4 képződés 3Fe2O3 + H2 → 2Fe3O4 + H2O reakciója teljesen végbemenjen.

2.

Üzem közben a vascső oxigén tartalmú gőzzel érintkezett. Az így keletkező Fe2O3 mágneses, mivel magnetitből ( Fe3O4 ) keletkezik a 2Fe3O4 + 1 2 O2 → 3Fe2O3

reakció szerint A mágneses Fe2O3 jelenléte kétségtelen tünete annak, hogy a kazánba oxigén tört be. A vízgőz és vas közötti reakció eredményeképpen képződő magnetit (Fe3O4) a vascső falán tömör, vékony védőréteget alkot, mely a vasat a további korróziótól nagyrészt megvédi. A magnetit réteg csak 570 °C alatti hőmérsékleten keletkezik, az ennél magasabb hőmérsékleten képződő FeO ilyen típusú védőréteg kialakítására nem alkalmas. A védőréteg kialakulása után a vascső már nem érintkezik a gőzzel, csupán a rajta lévő réteg szilárdságát biztosítja. A gőzvezetékek sérülései tehát általában a magnetit réteg sérülésére vezethetők vissza. A védőréteg szempontjából hátrányos a kazánok gyakori leállítása és indítása, valamint a hőmérséklet ingadozása. Ilyenkor a — a vasétól eltérő hőtágulási tulajdonsága miatt — a védőréteg megrepedezik és lepattogzik. A tapasztalat azt mutatja, hogy magnetit védőréteg csak fémtiszta felületen keletkezik, ezért nagy gondot kell fordítana a kazánok indítás előtti tisztítására. Ennek egyik módja a savazás, melyet korrozív hatása miatt kellő körültekintéssel kell végrehajtani. A vízoldali korróziót az eddig említetteken kívül más okok is előidézhetik, mégpedig a következők: Ha valamely erőművi berendezésen vagy csővezetéken áram halad át, akkor kóbor áramról beszélünk. Amennyiben az egyenáram akkor korróziót okozhat. Amíg az

298


egyenáram a fémes anyagban folyik kárt nem okoz, korróziós folyamat (fémoldás) csak akkor indul meg, ha a fémes vezetőből az áram a másodlagos vezetőbe, a vízbe lép át és az áramot ionok szállítják.

Eróziós korrózió lép fel a nagy vízsebességekkel üzemelő berendezésekben (jellemzően a tápszivattyú). A nagysebességű áramló közeg gátolja a védőréteg kialakulását, folyamatos utat nyitva a különféle korróziós folyamatoknak. Igen nagy sebességeknél a már kialakult védőréteget is erodálhatja a vízáram. Az erőművi berendezésekben gyakori a kristályközi korrózió, melynek oka a tápvízben található és más korróziós termékekkel reakcióba lépő szerves anyagok. E reakciókból igen agresszív korróziós hatású vegyületek keletkezhetnek.

Feszültségkorrózió akkor lép fel, ha a mechanikai feszültség alatt lévő szerkezeti elem korrozív közeggel érintkezik. Ebből a szempontból azok a helyek a veszélyeztetettek, ahol a korrózió következtében már bemaródások keletkeztek, melyek feszültséggyűjtő helyekként viselkednek. A vízben lévő szerves anyagok a korróziós folyamatokon kívül más kellemetlen hatásokat is okozhatnak, többek között: a vízcsöveket eltömhetik a vasbaktériumok által kiválasztott vas- és mangán-oxidok; az ioncserélő a anyagok hatásosságát csökkentik a huminsavak; a savanyú kémhatású szerves anyagok a szén-dioxid korrózióhoz hasonló folyamatokat idézhetnek elő; nagymolekulájú szerves anyagok a tápvíz habzását segíthetik elő, ami a túlhevítők és a turbinák elsózódásához vezet; a zsírok és az olajok a víz kéménységéért felelős sóival rossz hővezető képességű lerakódásokat okozhatnak. 3.9.2.3. A tápvíz vegyi előkészítése

A tápvíz előkészítése a víz lágyítását, ill. sótalanítását jelenti. A lágyítás célja a víz keménységet okozó sóinak részleges, ill., ha ez lehetséges, akkor teljes eltávolítása. Számos esetben elegendő csupán a karbonátkeménységet okozó sókat eltávolítani (ez főleg a kezelést igénylő hűtővizekre igaz), más esetekben — a továbbiakban ezzel foglalkozunk — az összes keménységokozó sót el kell távolítani (az a póttápvízre igaz). Abban az esetben ha víz teljes sótartalmát eltávolítjuk sótalanításról beszélünk. A lágyításra és a sótalanításra használt eljárások két csoportba — nevezetesen csapadékkiválással járó és ioncserélő — sorolhatók. A csapadékos vízlágyító eljárások lényege, hogy a kezelendő vízhez olyan vegyszereket [ Ca ( OH )2 , Na 2CO3 , Na 3PO4 ] adunk, melyek az oldott sókat alig oldható vegyületekké [ Mg ( OH )2 , CaCO3 stb. ] alakítják, majd ezeket kiülepítjük. A csapadékkiválással járó vízlágyító eljárásoknak többféle változata ismeretes.

Termikus vízlágyításnál a vízben lévő hidrogén-karbonátok a melegítés során bomlanak és a keletkező karbonátok, ill. hidroxidok a vízből csapadékként válnak ki. Ez a módszer igen sok hőt igényel ezért ma már nem alkalmazzák. Meszes lágyításnál a lágyítandó vízhez meszet [ CaO, ill. Ca ( OH )2 ] adagolnak, ami az oldott szén-dioxiddal, a hidrogén-karbonátokkal és a különböző magnéziumsókkal nehezen oldódó, s így kicsapódó kalcium-karbonát, magnéziumkarbonát és magnézium-hidroxid keletkezése közben reagál CO2 + Ca ( OH )2 = CaCO3 + H2O ,

299


Ca ( HCO3 )2 + Ca ( OH )2 = 2CaCO3 + 2H2O , Mg ( HCO3 )2 + 2Ca ( OH )2 = 2CaCO3 + Mg ( OH )2 + 2H2O , MgSO4 + Ca ( OH )2 = Mg ( OH )2 + CaSO4 , MgCl2 + Ca ( OH )2 = Mg ( OH )2 + CaCl2 .

A keletkező iszap ülepítéssel eltávolítható. A meszes lágyítók a víz hőmérséklete szerint hidegen vagy melegen, az adagolt mész minősége szerint mészvizes, mésztejes és szilárd mészhidrátos típusokat különböztetünk meg. A reakciótér kiképzése alapján beszélhetünk klasszikus, accelerátor és gyors meszes lágyítókról. A mészvízzel és klasszikus hengeres reaktorral üzemelő berendezésben (lásd 3— 138. ábra) a lágyítandó víz a vízelosztóban két részre oszlik. A nagyobb hányad a reaktor keverőcsövébe, a kisebb pedig a mésztelítőbe folyik. Innen azonos térfogatú mészvizet szorít kis a reaktor keverőcsövébe. A reaktorban a mészvíz és a nyersvíz között lejátszódnak a reakciók, csapadék pedig kiülepedik. 1 2

3

4

5

6

3—138. ábra. Mészvizes vízlágyító 1: vízelosztó; 2: mészoltó; 3: mésztejadagoló; 4: mésztelítő; 5: reaktor; 6: szűrő

A mésztejjel üzemeltetett vízlágyító berendezést mutat a 3—139. ábra. A 3— 140. ábrán az elterjedten alkalmazott SCHLÁGER-féle meleg mész-ioncselérélő eljárás folyamatát láthatjuk. A kezelendő víz a reaktor tetején elhelyezett porlasztó vagy csörgedeztető típusú gáztalanítóba lép, ahol gőzzel érintkezik. A felmelegített vízhez adagoljuk a meszet. A reakcióelegy a tartály aljába áramlik. A reakciótermékek leülepednek és a derített vizet szűrjük. A szűrőt a reaktorban felmelegített vízzel mossuk és a mosóvizet a visszavezetjük a reaktorba. A melegen üzemeltetett meszes lágyítók előnye, hogy hatásosabban derítik vizet, a szervesanyag és kovasav tartalmat jobban csökkentik és bizonyos fokig gáztalanítanak is.

300


6 2 4

7

8

3 5

1

3—139. ábra. Mésztejes vízlágyító 1: mészhidrát tartály; 2: mészhidrát elszívó vezeték; 3: mésztejkeverő; 4: vákuumszivattyú; 5: mésztejadagoló; 6: nyersvíz-vezeték; 7: reaktor; 8: szűrő

nyersvíz gőz 1

2 4 vezénylő

3

5 mésztej mosóvíz

szűrő

ioncserélő

tároló

3—140. ábra. SCHLÁGER-féle mész-ioncserélő eljárás sémája 1: gáztalanító; 2: reakció-tölcsér; 3: ülepítő tér; 4: karbonátmentes víztároló; 5: iszaptér 3.9.2.3.1. IONCSERÉLŐK

A tápvíz sótalanítása — mint már korábban említettük — megvalósítható ioncserélő anyagok alkalmazásával is. Az ioncserélő anyagok képesek arra, hogy a víz oldott sóit, tehát kation és anion tartalmát más, az erőművi üzemben kevésbé vagy egyáltalán nem káros anyagokra cseréljék ki. Hatásukat tekintve az ioncserélő anyagok kétfélék: kation- és anioncserélők lehetnek. A kationcserélők a különböző erősségű szilárd savak, az anioncserélők pedig a szilárd lúgok lehetnek. 301


A vízkezelésben karboxil (—COOH) aktív csoportokat tartalmazó gyengén savas és szulfosav (—SO3H) aktív csoportokat tartalmazó erősen savas, valamint amino (—NH2) és imino (=NH) csoportokat tartalmazó gyengén vagy közepesen bázisos és kvartener ammóniumcsoportokat (—NR1R2R3OH) tartalmazó erősen bázisos anioncserélőket alkalmaznak. Az ioncserélő anyagok egy idő után (amikor elfogy a kicserélhető ion készlete) lemerül. A lemerült ioncserélőt megfelelő vegyszerrel regenerálni kell, azaz fel kell tölteni az ionkészletét. Kationcserélőkkel lágyítani, kation- és anioncserélők együttes alkalmazásával teljes egészében sótalanítani tudjuk a póttápvizet. Az egyes kation- és anioncserélő anyagok cserélő hatása eltérő. A gyengén savas, karboxil típusú kationcserélő a víznek csak a hidrogén-karbonátokhoz kötött kalcium, magnézium és nátrium ionjaival lép reakcióba, miközben szénsav keletkezik. Az erősen savas, szulfosav csoportokat tartalmazó kationcserélő viszont az összes sók kationjainak megkötésére alkalmas. A gyengén bázisos anioncserélők csak az erős savakat (sósav, kénsav, salétromsav), míg az erősen bázisos anioncserélők mind az erős, mind pedig a gyenge (szénsav, kovasav) megkötik. Az ioncserélő anyagokat rendszerint a kavicsszűrőkhöz hasonló kivitelű zárt hengeres tartályokban alkalmazzuk. A kezelni kívánt vizet felülről lefelé menő áramban szűrjük az anyagon mindaddig, amíg az ioncserélő ki nem merül. Ezután alulról felfelé menő vízárammal fellazítjuk és újrarendezzük a töltetet, majd felülről lefelé menő áramban regeneráló vegyszert engedünk át, végül mosóvízzel eltávolítjuk a regeneráló vegyszer maradékát. Az ioncserélő eljárások közül a legrégebben ismert és gyakran alkalmazott módszer, amelynél kationcserélő anyaggal a víz keménységokozó kalcium és magnézium sóit kazánkövet nem alkotó nátrium sókkal cserélik ki. A reakciókat az alábbi egyenletek írják le: Ca ( HCO3 )2 + [ 2Na − R ] = [ Ca − R ] + 2NaHCO3 , Mg ( HCO3 )2 + [ 2Na − R ] = [ Mg − R ] + 2NaHCO3 ,

CaSO4 + [ 2Na − R ] = [ Ca − R ] + Na 2SO4 , MgSO4 + [ 2Na − R ] = [ Mg − R ] + 2NaCl . A berendezés működési vázlatát a 3—141. ábra mutatja. Az ioncserélő anyag (szulfosav típusú) alul szűrőfenékkel ellátott hengeres tartályban helyezkedik el. A szűrőfenékben szűrőfejek találhatók; ezen vagy az erre helyezett kavicsrétegen nyugszik az ioncserélő töltet. Felette az ioncserélő réteg 30..40 %-át is kitevő szabad tér van. A lágyítandó víz felülről folyik át a szűrőn. A kimerült szűrőt alulról felfelé áramló vízzel lazítjuk fel, miközben mérete megnő. Ezután az ioncserélőt lefelé menő áramban kb. 10 %-os töménységű konyhasóoldattal regeneráljuk. A konyhasó feleslegét és a regenerátumot mosással távolítjuk el. A regenerátum CaCl2, MgCl2 és NaCl tartalmú oldat.

302


B

G

E

1.5

A

1

1.4 F

J

2.4 1.3 2 2.3 1.2 2.2

1.1 3

2.1 H

D I

K K

C

3—141. ábra. Nátrium ioncserélő berendezés 1: ioncserélő tartály; 1.1: szűrőfenék; 1.2: hordozó kavicsréteg; 1.3: ioncserélő töltet; 1.4: szabad tér; 1.5: regeneráló sólé bevezetés; 2: sóoldó tartály; 2.1: szűrőfenék; 2.2: kavics szűrőréteg; 2.3: szilárd konyhasó; 2.4: sóbetöltő nyílás; 3: mérőtartály Szelepállások: kimerítés: A, B, C nyitva; lazítás: A, D, E nyitva; regenerálás: A, F, G, H nyitva; mosás: A, B, H nyitva; sóoldó mosás: A, I, J nyitva; leürítő szelepek: K

Kation és anioncserélő anyagok együttes alkalmazásával teljesen sótalanított, a desztillált vízzel azonos vagy annál jobb minőségű vizet nyerhetünk. A sótalanító berendezések kapcsolását a nyersvíz összetétele, a benne lévő eltávolítandó anyagok koncentrációja, a kívánt vízminőség és a berendezések teljesítménye befolyásolja. Nagy teljesítménynél a regeneráló vegyszer fogyasztás csökkentése érdekében bonyolultabb kapcsolás alkalmazása gazdaságosabb. Amennyiben váltakozva kapcsolunk egymás után sorba anion- és kationcserélő berendezéseket, akkor a víz minősége javítható. A többlépcsős ioncserélők kialakítása lehet blokk, párhuzamos vagy az ezek kombinációjából kialakított vegyes kapcsolású.

303


nyersvíz

kationcserélő (szulfosavas)

anioncserélő (gyenge)

anioncserélő (erős)

kevertágyas ioncserélő

sótalanított víz 3—142. ábra. Blokk kapcsolású ioncserélőkkel kialakított sótalanító berendezés

304


nyersvíz

kationcserélő (szulfosavas)

anioncserélő (gyenge)

anioncserélő (erős)

kevertágyas ioncserélő

sótalanított víz 3—143. ábra. Párhuzamos kapcsolású ioncserélőkkel kialakított sótalanító berendezés

A blokk kapcsolás (3—142. ábra) előnye, hogy a berendezés ellenőrzése egyszerű: elegendő, ha blokk végén ellenőrizzük a víz minőségét. A blokk elemeit időben egyszerre regeneráljuk, így a sorba kapcsolt regenerálás előnyeit (az erősen savas kationcserélőről elfolyó oldattal a gyengén savas kationcserélőt, az erősen bázikus anioncserélőről elfolyó oldattal a gyengén bázisos anioncserélőt regenerálhatjuk) könnyedén kihasználhatjuk. Hátránya, hogy az egyes ioncserélőket nem a tényeleges kimerülésük időpontjában, hanem gyakran korábban regenerálják, ami rosszabb töltetkihasználást eredményez. Az üzembiztonságot (rendelkezésre állást) rontja, hogy egy egység kiesésével az egész blokk kiesik, ami drága tartaléktartást tesz szükségessé. A párhuzamos kapcsolás (3—143. ábra) előnye, hogy az egyes oszlopokat akkor regenerálják, amikor arra ténylegesen szükség van. A berendezés üzembiztonsága jobb, mint a blokk kapcsolású egységé; egy ioncserélő meghibásodása nem

305


akadályozza a többi üzemét. Hátránya a vízminőség bonyolultabb ellenőrzése és a tartalékregenerálás bonyolult csőrendszere.

D

A 1 1.4

1.2

4

E

4

1.3

H

F

I 3

1.1 2

C B J

G

3—144. ábra. Kevertágyas ioncserélő 1: ioncserélő tartály; 1.1: kationcserélő; 1.2: anioncserélő; 1.3: savbevezetés; 1.4: lúgbevezetés; 2: savtartály; 3: lúgtartály; 4: ejektorok; Szelepállások (nyitott): kimerítés: A, B; szétlebegtetés: C, D; lúgos regenerálás: E, F, G; mosás: E, G; savas regenerálás: G, H, I; mosás: G, H; keverés levegővel: J, D

A sorbakapcsolás előnyeit messzemenően kiaknázhatjuk, ha a kation- és anioncserélő anyagokat egy oszlopban összekeverve alkalmazzuk. Ez az ún. kevertágyas ioncserélő (3—144. ábra). A kevertágyas ioncserélőben a kimerítés folyamán a kation- és anioncserélő anyag összekevert állapotban van. A regenerálás előtt alulról felfelé menő vízárammal az ioncserélő anyagokat szétválasztják, felül fog elhelyezkedni a kisebb szemcséjű anion-, alul a nagyobb szemcséjű kationcserélő anyag. Az anioncserélő anyagot felülről lefelé menő áramban nátronlúg oldattal, míg a kationcserélőt középen elhelyezett elosztócsövön keresztül bevezetett savoldattal regeneráljuk. A regenerálás történhet egy időben is, ha a nátronlúgot felülről lefelé, a savat alulról felfelé vezetjük be és mindkét regenerátumot a középső elosztócsövön keresztül vezetjük el. Regenerálás és mosás után az ioncserélő anyagokat levegővel keverjük. A kevertágyas ioncserélőt a nagy vegyszerszükséglet és a bonyolultabb regenerálási művelet miatt vagy többlépcsős sótalanító végén, mint biztonsági elem vagy kondenztisztító berendezésként alkalmazzuk. 306


A magyar villamosenergia-rendszer erőműveiben alkalmazott módszereket szemléltetik a 3—145, 3—146, 3—147 és 3—148 ábrák.

vízkezelési

FeSO 4 Ca(OH)

Karbonátmentesítés Reaktor

2 polielektrolit nyersvíz - markazi tó

Finom kavicsszűrő

Előlágyítottvíz tartály -

Nyersvíz tartály

Fekvő kavicsszűrő

Póthűtôvíz

Csapágyhűtővíztartály

HCl

NaOH

NaOH

Kation-

Anion-

cserélő

cserélő

csapágy- és olajhűtésre

Sótalanvíz tartály

Kevertágyas ioncserélô HCl

II. hideg táptartály

1000 m 3-es sótalanvíz tartály

Sótalanítás erőművi blokkokhoz

3—145. ábra. A mátrai erőmű vízelőkészítési rendszere

307

TERMIKUS GÁZTALANÍTÁS ÉS VEGYI VÍZKEZELÉS melegág - dunavíz

Karbonátmentesítés

FeSO 4 Ca(OH)

Elôlágyítottvíz tartály -

HCl

Kation cserélő

Fekvő kavicsszűrők

Reaktor

2

polielektrolit

NaOH

NaOH

Anion cserélő


Kevertágyas ioncserélô

HCl

Sótalanítás

DUFI-hoz

3—146. ábra. A dunamenti erőmű vízelőkészítési rendszere

308

erőművi blokkokhoz

TERMIKUS GÁZTALANÍTÁS ÉS VEGYI VÍZKEZELÉS nyersvizek

kútvíz

tiszavíz

Nyersvíz tartály

Karbonátmentesítés FeSO 4 Ca(OH)

2

Reaktor

Előlágyítottvíz tartály -

Fekvő kavicsszűrők

TIFO-hoz

Sótalanítás

NaOH

HCl

NaOH

1.

2.

Kation-

Anion-

Anion-

cserélő

cserélő

cserélő


Kevertágyas ioncserélô

HCl

HCl

erőművi blokkokhoz

NaOH

Kation-

Anion-

cserélő

cserélô

Finomsótalanvíz tartályok

Tartalék sótalanítás

3—147. ábra. A tiszai erőmű vízelőkészítési rendszere

309


Karbonátmentesítés _ Ca(OH) 2 FeSO 4

melegág-

Reaktor

dunavíz

Álló kavicsszűrő

Elôlágyítottvíz tartály

Nyersvíz tartály

+

Sótalanítás NaCl

HCl

NaOH

NaOH

Szorbens

Kation

Anion Sótalanvíz tartály

Kevertágyas ioncserélő

H 2 SO4

Finomsótalanvíz tartály

+

~ mS/SiO2

~ 3—148. ábra. A paksi atomerőmű vízelőkészítési rendszere

3.9.2.3.2. KÜLÖNLEGES VÍZKEZELÉSI ELJÁRÁSOK

A vízben a keménységokozó sókon kívül egyéb anyagok, szennyezők is találhatók és egyes esetekben szükségessé válik ezek eltávolítása is. A jegyzet terjedelme nem teszi lehetővé, hogy ezeket az eljárásokat részletesen bemutassuk ezért a következőkben csak egy áttekintést adunk ezekről. A víz kovasavtartalmát hideg vagy meleg csapadékos kovasavtalanító eljárásokkal lehet csökkenteni, bár ezen módszerek jelentősége az ioncserélő anyagok alkalmazásával erőteljesen csökkent. A nyersvíz vas és mangántartalma a vas- és mangánbaktériumok elszaporodása révén csapadékkiválást, így a csövek áramlási keresztmetszetének csökkenését vonja maga után. A keletkező oldhatatlan vas- és magán-hidroxid gátolja az ioncserélők működését, ezért e vegyületeket el kell távolítanunk. A vastalanító berendezésekben a

310

SZIVATTYÚK

ferrosókat tartalamazó vizet a levegő oxigénjével ferrisókká alakítják. Ez lassan nagyobb pelyhekké ál össze, ami kiszűrhető a vízből. A mangán nehezebben távolítható el a vízből, mint a vas. Az alkalmazott kémiai-mechanikai eljárások lényege, hogy a vizet mangán-dioxid (barnakő) vagy mangán-hidroxid rétegen keresztül szűrik. A barnakő oxidálja a mangánsókat. A vizet előtte vastalanítani kell. A természetes vizek kisebb-nagyobb mennyiségben tartalmaznak szén-dioxidot, mely a vasvezetékeket korrodálja. A szén-dioxidot levegőztetéssel vagy kémiai úton távolítjuk el. Azonban a levegőztetésnél a víz oxigén, míg a kémiai szén-dioxid mentesítésnél a keménysége nő. A tápvízbe üzem közben óhatatlanul olaj is kerül, melyet szintén el kell távolítani, mivel az olaj rossz hővezető képességű kazánkőlerakódáshoz és a kazánvíz habzásához vezethet. Az olajtalanítás folyadék és gőzfázisban egyaránt elvégezhető. A gőz olajtalanítására először mechanikus olajleválasztót, majd mosást (forró vas-kloridot vagy alumínium-szulfát és nátronlúg vagy szódaoldatot juttatunk a gőzbe) alkalmazunk. Az olajat a vas-, ill. alumínium-hidroxid adszorpcióval köti meg. Sokszor elegendő ha nátronlúg pH = 10..12 vizes oldatán buborékoltatjuk keresztül a gőzt. A folyadékfázis olajtalanítására többféle módszer használatos. Az egyik szerint az olaj főtömegét mechanikus olajleválasztókkal (ülepítők) távolítják el. A vegyi olajmentesítő eljárások során vas-kloridot vagy alumínium-szulfátot és nátronlúgot adagolnak a vízhez. Az ezekkel az eljárásokkal el nem távolítható maradó olajtartalmat aktívszenes szűrőkkel vonják ki a vízből. A felületi kondenzátorok üzem közben kisebb-nagyobb mértékben tömörtelenné válhatnak. A tömörtelenségeken keresztül a nagy sótartalmú hűtővíz betörhet a kondenzátum terébe és elszennyezheti a tápvizet. Az így bekerülő szennyeződések kivonására a kondenzátor után kevertágyas ioncserélőt alkalmaznak, ahol a kondenzátum egy részét szűrik és a kezelt vizet visszakeverik a kondenzátorba. Az újabb típusú, kiváló tömörségű kondenzátoroknál ez a tisztító elmaradhat. A hűtővízkezelő eljárások egyik igen fontos feladata az algásodás elleni védekezés. Különösen melegebb időszakban a hűtőtornyokat alacsonyabbrendű élőlények, főként algák lepik el. Az elalgásodott hűtőtornyok hatásossága csökken, az algás súlya pedig veszélyezteti a szerkezet épségét. Védekezésül klór vagy klór és ammónia egyidejű adagolását alkalmazzák. A vegyszerfogyasztás csökkentése érdekében nem folyamatosan, hanem szakaszosan történik azok adagolása. A visszahűtéses rendszerű hűtőrendszereknél (pl.: nedves hűtőtorony) különösen fontos a sótartalom megfelelően alacsony szinten tartása, amit a hűtővíz előzőekben ismertetett módszerekkel való kezelésével előzhetünk meg. Általában elegendő a karbonátmentesítés és kristályosodást gátló anyagok adagolása.

3.10. Szivattyúk Szivattyúzási feladatok az erőműben: kondenzátor hűtővízrendszer, csapadékrendszer és tápvízrendszer. A tápszivattyú üzemviteli kérdései. A kavitáció elkerülése, előtét szivattyú. A tápszivattyú hajtásának lehetőségei: villamos- és tápturbinás hajtás. Szabályozás. A tápturbina kapcsolási lehetőségei.

311

A GŐZKÖRFOLYAMAT FŐPARAMÉTEREINEK MEGVÁLASZTÁSA

3.11. A gőzkörfolyamat főparamétereinek megválasztása Kezdőnyomás, kezdőhőmérséklet és kondenzátornyomás megválasztása és hatása a körfolyamat egészére.

3.12. Újrahevítés Az újrahevítés hatása a körfolyamatra. Az újrahevítés megoldása nagynyomású erőművekben. Újrahevítés és gőzszárítás az atomerőművek telítettgőzkörfolyamatában. Az újrahevítés legkedvezőbb nyomásának megválasztása. Az újrahevítés hatása a kezdő gőzjellemzők megválasztására.

3.13. Indítás, leállítás és terhelésváltoztatás Az erőművek indítása és leállítása. Terhelésváltoztatás és szabályozás. Blokkjellemzők hatása az egyes berendezésekre. Az előmelegítő rendszer üzemviteli kérdései: nyomáslefutás, a hatásosság változása a blokk terhelésének függvényében. Túlterhelhetőség.

312

4. fejezet

GÁZ MUNKAKÖZEGŰ ERŐMŰVEK

4. GÁZ MUNKAKÖZEGŰ ERŐMŰVEK

ÍRTA: BALOGH ANTAL

Két üres bekezdés után kezdődhet a szöveg

4.1. Alcím

315

ALCÍM

316

5. fejezet

GÁZ/GŐZ MUNKAKÖZEGŰ ERŐMŰVEK

5. GÁZ/GŐZ MUNKAKÖZEGŰ ERŐMŰVEK ÍRTA: BALOGH ANTAL

5.1. Alcím

319

6. FELHASZNÁLT FORRÁSOK, AJÁNLOTT IRODALOM ASZÓDI A.—BALOGH A.—BIHARI P.: Erőművek. Felsőfokú tankönyv, BME Gépészmérnöki Kar, 1999. BADR, O.—PROBERT, S. D.—O'CALLAGHAN, P.: Rankine Cycles for Steam Power-plants. Applied Energy 36 (1990), Bedford, pp. 191..231. BALIKÓ S.—BIHARI P.: Energiagazdálkodás. Felsőfokú tankönyv, BME Gépészmérnöki Kar, 1998. BASSA GÁBOR: Tüzeléstechnika. Egyetemi jegyzet. Tankönyvkiadó, Budapest, 1992. BIHARI PÉTER: A Tiszai Erőmű 215 MW-os blokkjainak hőséma számítása. Diplomaterv. BME Energetika Tanszék, 1995. BIHARI P.—TÓTH G.: Egyes erőművi berendezések és folyamatok modellezése, valamint digitális szimulációja. TDK beszámoló. BME Energetika Tanszék, 1994. BÜKI GERGELY: Erőművi berendezések. Egyetemi jegyzet. Tankönyvkiadó, Budapest, 1984. BÜKI GERGELY: Energiatermelés, atomtechnika. Egyetemi jegyzet. Tankönyvkiadó, Budapest, 1990. BÜKI GERGELY: Hőkörfolymatok I. Egyetemi jegyzet. Műegyetmi Kiadó, Budapest, 1993. BÜKI GERGELY: Energetika. Egyetemi tankönyv. Műegyetemi Kiadó, Budapest, 1997. ISBN 963 420 533 X BÜKI G.—GÁCS I.—RÁDONYI L.—KARÁDINÉ NY. K.—KISS L.—RUDOLF P.: Erőművek túlterhelésének vizsgálata. Tanulmány: T16/1995. BME Energetika Tanszék, Budapest, 1995. CSEHEK MIKLÓS: Tartalék és szabályozás a villamosenergia-rendszerben. Magyar Villamos Művek Rt. Közleményei, 1993/1-2, pp. 14..16. CSEHEK MIKLÓS: Frekvenciatényező és statizmus. Magyar Villamos Művek Közleményei, 1997/6, pp. 18..20.

Expansion Planning for Electrical Generating Systems: A Guidebook. Technical Report Series No. 241. International Atomic Energy Agency, Vienna, 1984. ISBN 920 155485 2 Energy and Nuclear Power Planning in Developing Countries. Technical Report Series No. 245. International Atomic Energy Agency, Vienna, 1985. ISBN 920 155085 5

321

FÜLÖP ZOLTÁN (SZERK.): Kalorikus gépek. Egyetemi jegyzet. Tankönyvkiadó, Budapest, 1991. GÁCS IVÁN: Hő- és atomerőművek előadások a BME Energetikai Üzemmérnöki Szakán, 1992..1993. GÁCS IVÁN: Szóbeli közlések. GERSE K.—RADENKOVITS P.: Gőzfejlesztők cirkulációs számítása. Egyetemi jegyzet. Tankönyvkiadó, Budapest, 1988. KARÁDINÉ NYITRAI KATALIN: Széntüzelésű kondenzációs és hőszolgáltató erőmű megbízhatóságának vizsgálata. Doktori értekezés. BME, Gépészmérnöki Kar, Budapest, 1988. KISS LAJOS: Villamosenergia-gazdálkodás. Egyetemi tankönyv. Tankönyvkiadó, Budapest, 1989. ISBN 963 18 18939 X KURUCZ BALÁZS: Szakdolgozat. BME Energetika Tanszék, Budapest, 2000. LENDVAY PÉTER: Diplomaterv. BME Energetika Tanszék, Budapest, 1996. LÉVAI ANDRÁS: Hőerőművek. Nehézipari könyv- és folyóiratkiadó Vállalat, 1954. LÉVAI ANDRÁS: Hőerőművek II. Műszaki Könyvkiadó, Budapest, 1964. LÉVAI ANDRÁS: Hőerőművek II. Hőkapcsolások. Egyetemi jegyzet. Tankönyvkiadó, Budapest, 1982. LÉVAI A.—ZETTNER T.: Hőerőművek IV. Műszaki Könyvkiadó, Budapest, 1971. LÜSCHEN, H.—PRZETAK A.: 1000 MW lignittüzelésű kapacitás Bükkábrányban — az RWE/EVS tervei a Mátrai Erőmű bővítésére. Magyar Energetika, 1996/5. pp. 17..23. MARGULOVA, T. H.: Atomerőművek. Műszaki Könyvkiadó, Budapest, 1977. ISBN 963 10 1874 4 MАРГУЛОВА, Т. Х.: Атомные електрические станции. «Вышая школа» Москва, 1978.

ŐSZ JÁNOS: Energiarendszerek vízüzeme. Kézirat. BME Energetika Tanszék, 1997. PETZ ERNŐ: Hőerőművek I. Gazdasági vizsgálatok. Egyetemi jegyzet. Műegyetemi Kiadó, Budapest, 1993. POTECZ BÉLA: Növekményarányos terheléselosztás termelőegységek között. Magyar Villamos Művek Rt. Közleményei, 1992/6. pp. 42..44. PÓTSA EMIL: Gőzkazánok. Egyetemi jegyzet. Tankönyvkiadó, Budapest, 1991. REMÉNYI KÁROLY: Új technológiák az energetikában. Akadémiai Kiadó, Budapest, 1995. ISBN 963 05 6847 0 SCSEGLAJEV, A. V.: Gőzturbinák. Műszaki Könyvkiadó, Budapest, 1979. ISBN 963 10 2459 8

322

Statisztikai adatok. Magyar Villamos Művek Rt. Közleményei, 1998/3. STRÓBL ALAJOS: Új erőművi technológiák. Magyar Villamos Művek Rt. Közleményei, 1993/4. pp. 19..26. STRÓBL ALAJOS: Tartalékok az erőműrendszerben. Magyar Energetika, 1996/4. pp. 11..19. STRÓBL ALAJOS: Gázturbinás tartalékok a magyar erőműrendszerben. Magyar Villamos Művek Rt. Közleményei, 1996/4. pp. 12..14. ERŐMŰ ÉS HÁLÓZATTERVEZŐ VÁLLALAT (ERŐTERV): TISZA II. Műszaki adattár. Budapest, 1971, 1975. VEIKI RT.: Állapotvizsgálati jelentés a Tiszai Erőműről. Tiszaújváros, Budapest, 1994.

323

Szerkesztette: BIHARI PÉTER

Recommend Documents