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주석
이에 코스 작업열병합 증기터빈 기반 발전소의 기본 열선도 계산
온도에서 PT-80/100-130/13 환경, 재생 난방 시스템 및 네트워크 히터뿐만 아니라 터빈 설치 및 동력 장치의 열 효율 지표도 계산되었습니다.
부록은 PT-80/100-130/13 터빈 장치를 기반으로 한 기본 열 다이어그램, 네트워크 물 온도 및 난방 부하 그래프, 터빈의 증기 팽창 h-s 다이어그램, 모드 다이어그램을 보여줍니다. PT-80/100-130/13 터빈 유닛의 히터 전체 모습 고압 PV-350-230-50, 사양 일반적인 견해 PV-350-230-50, 터빈 유닛 PT-80/100-130/13의 종단면, 화력 발전소 구성에 포함된 보조 장비의 일반 도면 사양.
작품은 45장으로 구성됐으며 표 6개와 삽화 17개로 구성됐다. 작품에는 5개의 문학적 출처가 사용되었습니다.
- 소개
- 과학 및 기술 문헌 검토(전기 및 열 에너지 생성 기술)
- 1. PT-80/100-130/13 터빈 장치의 열 회로도 설명
- 2. 고부하 모드에서 PT-80/100-130/13 터빈 장치의 기본 열 다이어그램 계산
- 2.1 계산을 위한 초기 데이터
- 2.2
- 2.3 터빈실의 증기 팽창 과정 매개변수 계산시간- 에스도표
- 2.4
- 2.5
- 2.6
- 2.6.1 네트워크 난방 설치(보일러실)
- 2.6.2 고압회생히터 및 공급장치(펌프)
- 2.6.3 급수 탈기기
- 2.6.4 히터 원수
- 2.6.5
- 2.6.6 메이크업수 탈기기
- 2.6.7
- 2.6.8 콘덴서
- 2.7
- 2.8 터빈 유닛 PT-의 에너지 균형80/100-130/13
- 2.9
- 2.10
- 결론
- 서지
- 소개
- 열 소비가 많은 모든 산업의 대규모 공장의 경우 최적의 전원 공급 시스템은 지역 또는 산업용 화력 발전소에서 나옵니다.
- 화력발전소에서 전기를 생산하는 과정은 응축발전소에 비해 열효율이 높고 에너지 성능이 더 높은 것이 특징입니다. 이는 차가운 소스(외부 소비자의 열 수신기)로 제거된 터빈의 폐열이 터빈에서 사용된다는 사실로 설명됩니다.
- 이 작업은 외부 공기 온도에서 설계 모드로 작동하는 산업용 가열 터빈 PT-80/100-130/13을 기반으로 발전소의 기본 열 다이어그램을 계산합니다.
- 열 회로를 계산하는 작업은 스테이션의 총 증기 소비량, 전력 및 열 효율 지표뿐만 아니라 장치 및 구성 요소의 작동 유체의 매개 변수, 유속 및 흐름 방향을 결정하는 것입니다.
- 1. PT 터빈 설치의 기본 열 다이어그램에 대한 설명80/100-130/13
전기 용량이 80MW인 동력 장치는 고압 드럼 보일러 E-320/140, 터빈 PT-80/100-130/13, 발전기 및 보조 장비로 구성됩니다.
전원 장치에는 7개의 추출 장치가 있습니다. 터빈 장치에서는 네트워크 물을 2단계로 가열하는 것이 가능합니다. 보일러가 네트워크 물에 필요한 난방을 제공할 수 없는 경우 켜지는 PVC뿐만 아니라 주 보일러와 피크 보일러도 있습니다.
12.8 MPa의 압력과 555 0의 온도를 가진 보일러의 신선한 증기는 터빈 고압 챔버로 들어가고 작동 후 터빈 압력 챔버로 보내진 다음 저압 펌프로 보내집니다. 배기 후 증기는 저압 장치에서 응축기로 들어갑니다.
회생용 동력장치는 고압히터(HPH) 3개와 저압히터(LPH) 4개로 구성된다. 히터의 번호는 터빈 장치의 꼬리 부분에서 나옵니다. 가열 증기 PVD-7의 응축수는 PVD-6, PVD-5, 탈기기(6 ata)로 계단식으로 유입됩니다. PND4, PND3 및 PND2의 응축수 배수도 PND1에서 캐스케이드 방식으로 수행됩니다. 그런 다음 PND1에서 가열 증기 응축수가 SM1로 보내집니다(PrTS2 참조).
주 응축수와 공급수는 4개의 히터에서 PE, SKh, PS 순으로 가열됩니다. 저기압(HDPE), 0.6 MPa 탈기기 및 3개의 고압 히터(HPH). 증기는 3개의 조절식 및 4개의 비조절식 터빈 증기 추출을 통해 이러한 히터에 공급됩니다.
난방 네트워크의 물 가열용 블록에는 각각 6번째와 7번째 추출에서 나오는 증기와 PVC로 구동되는 하부(PSG-1) 및 상부(PSG-2) 네트워크 히터로 구성된 보일러가 설치되어 있습니다. 상부 및 하부 네트워크 히터의 응축수는 배수 펌프를 통해 LPH1과 LPH2 사이의 혼합기 SM1과 히터 LPH2와 LPH3 사이의 SM2로 공급됩니다.
급수 가열 온도는 (235-247) 0 C 범위에 있으며 신규 증기의 초기 압력과 HPH7의 과열 정도에 따라 달라집니다.
첫 번째 증기 추출(HPC에서)은 HPH-7에서 공급수를 가열하고, 두 번째 추출(HPC에서) - HPH-6으로, 세 번째(HPC에서) - 생산을 위해 HPH-5, D6ata로 이동합니다. 네 번째(ChSD에서) - PND-4, 다섯 번째(ChSD에서) - PND-3, 여섯 번째(ChSD에서) - PND-2, 탈기기(1.2 ata), PSG2, PSV 일곱 번째 (ChND에서) - PND-1 및 PSG1에서.
손실을 보충하기 위해 이 계획은 원수 섭취를 제공합니다. 원수는 원수히터(RWH)에서 35oC의 온도로 가열된 후 화학적 처리를 거쳐 1.2at 탈기기로 유입됩니다. 추가 물의 가열 및 탈기를 보장하기 위해 여섯 번째 추출에서 나오는 증기열이 사용됩니다.
D PC = 0.003D 0 양의 씰 로드에서 나오는 증기는 탈기기(6 ata)로 이동합니다. 씰 외부 챔버의 증기는 씰의 중간 챔버에서 PS로 SH로 이동합니다.
보일러 퍼지는 2단계로 이루어집니다. 1단 팽창기에서 나온 증기는 탈기기(6 ata)로, 2단 팽창기에서 탈기기(1.2 ata)로 이동합니다. 2단계 확장기의 물은 네트워크 손실을 부분적으로 보충하기 위해 네트워크 수도 본관으로 공급됩니다.
그림 1. 기술 사양 PT-80/100-130/13을 기반으로 한 화력 발전소의 개략적인 열 다이어그램
2. 터빈 설치의 기본 열 다이어그램 계산PT-80/100-130/13 고부하 모드에서
터빈 설치의 기본 열 다이어그램 계산은 다음을 기반으로 이루어집니다. 주어진 유량터빈으로 가는 증기. 계산 결과 다음이 결정됩니다.
? 터빈 장치의 전력 - 여이자형;
? 터빈 장치와 화력 발전소 전체의 에너지 지표:
비. 전기 생산을 위한 화력 발전소의 효율 계수;
V. 난방용 열 생산 및 공급을 위한 화력 발전소의 효율 계수;
d. 전기 생산을 위한 등가 연료의 특정 소비
e. 열에너지 생산 및 공급을 위한 등가 연료의 특정 소비.
2.1 계산을 위한 초기 데이터
실시간 증기압 -
신선한 증기 온도 -
응축기의 압력 - P ~ =0.00226 MPa
생산 증기 매개변수:
증기 소비 -
서빙 - ,
뒤집다 - .
터빈당 신선한 증기 소비 -
열 회로 요소의 효율 값은 표 2.1에 나와 있습니다.
테이블 2.1. 열회로 요소의 효율성
|
열회로 요소 |
능률 |
||
|
지정 |
의미 |
||
|
연속 블로우다운 익스팬더 |
|||
|
하단 네트워크 히터 |
|||
|
상부 네트워크 히터 |
|||
|
재생 난방 시스템: |
|||
|
공급펌프 |
|||
|
급수 탈기기 |
|||
|
퍼지 쿨러 |
|||
|
정수온수기 |
|||
|
응축수 탈기기 |
|||
|
수도꼭지 |
|||
|
씰 히터 |
|||
|
씰 이젝터 |
|||
|
파이프라인 |
|||
|
발전기 |
|||
2.2 터빈 출구의 압력 계산
CHP 발전소의 열 부하는 산업용 증기 소비자의 요구와 난방, 환기 및 온수 공급을 위해 외부 소비자에게 열을 공급하는 방식에 따라 결정됩니다.
고부하 모드(-5°C 미만)에서 산업용 가열 터빈을 갖춘 화력 발전소의 열 효율 특성을 계산하려면 터빈 출구의 증기 압력을 결정해야 합니다. 이 압력은 산업 소비자의 요구 사항과 공급수의 온도 일정에 따라 설정됩니다.
이 과정에서는 외부 소비자의 기술적 (생산) 요구에 맞는 증기의 지속적인 추출이 채택됩니다. 이는 터빈 장치의 공칭 작동 모드에 해당하는 압력과 동일하므로 규제되지 않은 압력 터빈 1번과 2번의 추출은 다음과 같습니다.
공칭 모드에서 터빈 배기가스의 증기 매개변수는 기본적으로 알려져 있습니다. 기술적 인 특성.
가열 추출에서 실제(즉, 특정 모드에 대한) 압력 값을 결정하는 것이 필요합니다. 이렇게 하려면 다음 작업을 순서대로 수행하십시오.
1. 난방 네트워크의 주어진 값과 선택된(지정된) 온도 일정을 기반으로 주어진 외부 공기 온도에서 네트워크 히터 뒤의 네트워크 물의 온도를 결정합니다. 티나르
티기원전 = 티 OS + b CHP( 티추신 - 티 OS)
티 BC = 55.6+ 0.6 (106.5 - 55.6) = 86.14 0C
2. 물 과열 및 값의 허용 값에 따라 티 BC 우리는 네트워크 히터의 포화 온도를 찾습니다.
= 티태양 + 및
86.14 + 4.3 = 90.440C
그런 다음 물과 수증기의 포화 테이블을 사용하여 네트워크 히터의 증기 압력을 결정합니다. 아르 자형 BC =0.07136MPa.
3. 하부 네트워크 히터의 열부하는 보일러실 전체 부하의 60%에 도달합니다.
티 NS = 티 OS + 0.6 ( 티 VS - 티 OS)
t NS = 55.6+ 0.6 (86.14 - 55.6) = 73.924 0C
물과 수증기에 대한 포화표를 사용하여 네트워크 히터의 증기 압력을 결정합니다. 아르 자형 NC =0.04411MPa.
4. 파이프라인을 통해 허용되는 압력 손실을 고려하여 터빈의 가열(조절) 추출 6번, 7번에서 증기 압력을 결정합니다.
파이프라인과 터빈 제어 시스템에서 손실이 발생하는 경우: ;
5. 증기압의 값에 따라 ( 아르 자형 6 ) 터빈의 지역난방 출구 6번에서 산업용 출구 3번과 규제된 지역난방 출구 6번 사이의 비조절 터빈 출구의 증기압을 명확히 합니다(Flügel-Stodola 방정식에 따름).
어디 디 0 , 디, R 60 , R 6 - 각각 공칭 모드와 계산 모드에서 터빈 출구의 증기 흐름과 압력.
2.3 매개변수 계산터빈실의 증기 팽창 과정시간- 에스도표
아래에 설명된 방법과 이전 단락에서 찾은 추출의 압력 값을 사용하여 터빈 흐름 부분의 증기 팽창 과정에 대한 다이어그램을 구성합니다. 티 나르=- 15 є 와 함께.
교차점 시간, 에스- 등온선을 포함한 등압선 다이어그램은 새로운 증기의 엔탈피를 결정합니다(점 0 ).
정지 및 제어 밸브와 시동 증기 경로의 신선한 증기 압력 손실 열린 밸브약 3%이다. 따라서 터빈의 첫 번째 단계 이전의 증기 압력은 다음과 같습니다.
~에 시간, 에스- 다이어그램은 등압선과 신선한 증기의 엔탈피 수준(점 0 /)의 교차점을 표시합니다.
각 터빈 구획의 출구에서 증기 매개변수를 계산하기 위해 구획의 내부 상대 효율 값이 있습니다.
표 2.2. 구획별 내부 상대 터빈 효율
결과 지점(점 0 /)에서 선택 항목 3번의 압력 등압선과 교차할 때까지 수직 아래(등엔트로프를 따라) 선이 그려집니다. 교차점의 엔탈피는 다음과 같습니다.
실제 팽창 과정에서 세 번째 재생 선택 챔버의 증기 엔탈피는 다음과 같습니다.
마찬가지로 h,s- 다이어그램에는 여섯 번째 및 일곱 번째 추출 챔버의 증기 상태에 해당하는 점이 포함되어 있습니다.
증기팽창공정을 구축한 후 시간, 에스- 재생식 히터에 대한 규제되지 않은 추출의 등압선이 다이어그램에 표시됩니다. 아르 자형 1 , 아르 자형 2 ,아르 자형 4 ,아르 자형 5 및 이러한 선택에서 증기 엔탈피가 설정됩니다.
기반 h,s- 다이어그램에서 점은 선으로 연결되어 있으며 이는 터빈 흐름 부분의 증기 팽창 과정을 반영합니다. 증기 팽창 과정의 그래프는 그림 A.1에 나와 있습니다. (부록).
건축된 바에 따르면 h,s- 다이어그램을 사용하여 압력과 엔탈피 값을 기반으로 해당 터빈 출구의 증기 온도를 결정합니다. 모든 매개변수는 표 2.3에 나와 있습니다.
2.4 히터의 열역학적 매개변수 계산
축열식 히터의 압력은 추출 파이프라인, 안전 밸브 및 차단 밸브의 유압 저항으로 인한 압력 손실만큼 추출 챔버의 압력보다 낮습니다.
1. 축열식 히터의 포화 수증기 압력을 계산합니다. 터빈 출구에서 해당 히터까지의 파이프라인을 통한 압력 손실은 다음과 같다고 가정됩니다.
공급수 및 응축수 탈기기의 포화 수증기 압력은 기술적 특성으로 알려져 있으며 각각 다음과 같습니다.
2. 포화 상태의 물과 증기의 특성표를 사용하고 발견된 포화 압력을 사용하여 가열 증기 응축수의 온도와 엔탈피를 결정합니다.
3. 물의 과열을 허용합니다.
고압 재생식 히터의 경우 - 2,와 함께
저압 재생식 히터의 경우 - 5,와 함께,
탈기기에서 - 0є 와 함께 ,
따라서 이 히터에서 나오는 물의 온도는 다음과 같습니다.
, є 와 함께
4. 해당 히터 뒤의 수압은 경로의 유압 저항과 펌프의 작동 모드에 따라 결정됩니다. 이 압력의 값은 표 2.3에 허용되어 표시됩니다.
5. 물과 과열 증기에 대한 표를 사용하여 히터 이후의 물 엔탈피를 결정합니다 (및 값을 기준으로).
6. 히터에서 물의 가열은 히터 입구와 출구에서 물의 엔탈피 차이로 정의됩니다.
, kJ/kg;
kJ/kg;
kJ/kg;
kJ/kg;
kJ/kg
kJ/kg;
kJ/kg;
kJ/kg;
kJ/kg,
씰 히터 출구에서 응축수의 엔탈피는 어디에 있습니까? 본 연구에서는 이 값이 동일하다고 가정합니다.
7. 히터에서 증기를 물로 가열하여 방출되는 열:
2.5 터빈 장치의 증기 및 물 매개변수
추가 계산의 편의를 위해 위에서 계산한 터빈 장치의 증기 및 물 매개변수를 표 2.3에 요약했습니다.
배수 냉각기의 증기 및 물 매개변수에 대한 데이터는 표 2.4에 나와 있습니다.
표 2.3. 터빈 장치의 증기 및 물 매개변수
|
피, MPa |
티, 0 와 함께 |
h, kJ/kg |
p", MPa |
티" 시간, 0 와 함께 |
시간 비 시간, kJ/kg |
0 와 함께 |
피 비, MPa |
티 피, 0 와 함께 |
시간 비 피, kJ/kg |
kJ/kg |
||
표 2.4. 배수 냉각기의 증기 및 물 매개변수
2.6 열 회로 요소의 증기 및 응축수 유량 결정
계산은 다음 순서로 수행됩니다.
1. 설계 모드에서 터빈당 증기 소비량.
2. 씰을 통해 증기가 누출됩니다.
그럼 받아들인다
4. 보일러당 급수사용량(블로우다운 포함)
연속적으로 블로우다운되는 보일러수의 양은 어디입니까?
디 등=(비 등/100)·디 페이지=(1.5/100)·131.15=1.968kg/s
5. 퍼지 확장기에서 증기 배출
연속 퍼지 팽창기의 퍼지수에서 방출되는 증기의 비율은 어디에 있습니까?
6.익펜더로부터의 퍼지수 배출
7.화학수 처리장(CWW)의 추가 물 소비량
응축수 회수 계수는 어디에 있습니까?
산업 소비자 여러분, 우리는 받아들입니다.
탈기기 및 응축기의 재생 및 네트워크 히터로 유입되는 증기 흐름과 히터 및 혼합기를 통과하는 응축수 흐름의 계산은 재료 및 열 균형 방정식을 기반으로 합니다.
균형 방정식은 열 회로의 각 요소에 대해 순차적으로 컴파일됩니다.
터빈 설치의 열 계획을 계산하는 첫 번째 단계는 네트워크 히터의 열 균형을 작성하고 터빈의 지정된 열 부하와 온도 일정을 기반으로 각 히터의 증기 소비량을 결정하는 것입니다. 그 후, 고압 재생식 히터, 탈기기 및 저압 히터에 대한 열 균형이 구성됩니다.
2.6.1 네트워크 난방 설치(보일러실))
표 2.5. 네트워크 난방 설비의 증기 및 물 매개변수
|
색인 |
바닥 히터 |
상부히터 |
|
|
증기 가열 선택압력 P, MPa |
|||
|
히터의 압력 P?, MPa |
|||
|
증기 온도 t, С |
|||
|
방출되는 열 qns, qsu, kJ/kg |
|||
|
증기 응축수 가열 포화 온도 tн, С |
|||
|
포화 시 엔탈피 h?, kJ/kg |
|||
|
네트워크 물 히터 Ins, Ivs, ψС의 과열 |
|||
|
입구 온도 tос, tнс, ψС |
|||
|
입구 엔탈피, kJ/kg |
|||
|
출구 온도 tns,ts, ψС |
|||
|
출력 엔탈피, kJ/kg |
|||
|
히터의 가열 fns, fvs, kJ/kg |
설치 매개변수는 다음 순서로 결정됩니다.
1. 계산된 모드에 대한 네트워크 물 소비량
2. 하부 네트워크 히터의 열수지
하부 네트워크 히터의 가열 증기 소비량
표 2.1에서.
3. 상부 네트워크 히터의 열 균형
상부 네트워크 히터의 가열 증기 소비량
재생식 고압 히터 압력 및 공급 장치 설치(펌프)
PVD 7
PVD7의 열 균형 방정식
HPH7에서의 가열 증기 소비량
PVD 6
PVD6의 열 균형 방정식
HPH6에서의 가열 증기 소비
배수구 OD2에서 열 제거
공급펌프(PN)
PN 이후의 압력
PN의 펌프 압력
압력 강하
PN v PN의 물의 특정 부피 - 값으로 표에서 결정됨
아르 자형월.
피드 펌프 효율
PN의 물 가열
PN 이후 엔탈피
어디서 - 표 2.3에서;
PVD5의 열 균형 방정식
HPH5에서의 가열 증기 소비
2.6.3 급수 탈기기
DPV의 밸브 스템 씰에서 나오는 증기 흐름은 다음과 같이 가정됩니다.
밸브 스템 씰에서 나오는 증기 엔탈피는 다음과 같습니다.
(에 P = 12,9 MPa그리고 티 = 556 0 와 함께) :
탈기기로부터의 증발:
디 문제=0,02 디 PV=0.02
증기의 비율(탈기기에서 PE로 가는 증기의 일부, 중간 및 끝 밀봉 챔버의 밀봉)
탈기기 재료 균형 방정식:
.
탈기기 열 균형 방정식
이 방정식에 표현식을 대입한 후 디우리가 얻는 CD:
세 번째 터빈 추출에서 DPV까지 가열 증기 흐름
따라서 터빈 출구 3번에서 DPV까지 가열 증기가 소비됩니다.
디 D = 4.529.
탈기기 입구의 응축수 흐름:
디 CD = 111.82 - 4.529 = 107.288.
2.6.4 원온수기
배수 엔탈피 시간 PSV=140
.
2.6.5 2단계 퍼지 확장기
2단계 : 6ata 양의 물이 끓는 팽창
최대 1ata의 압력.
= + (-)
대기 탈기기로 보내졌습니다.
2.6.6 메이크업수 탈기기
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회수 응축수 탈기기와 추가 물 DKV의 물질 수지 방정식.
디 KV = + 디 POV + 디알았어 + 디산부인과;
화학적으로 정제된 물 소비량:
디산부인과 = ( 디피 - 디알았어) + + 디유타.
OP 퍼지 워터 쿨러의 열 균형
응축수 터빈 유닛 재료
어디 큐 OP = 시간 시간 OP의 추가 물에 열이 공급됩니다.
큐 OP = 670.5-160 = 510.5kJ/kg,
어디: 시간 OP 출구에서의 퍼지 물 엔탈피.
우리는 산업용 열 소비자로부터의 응축수 반환을 받아들입니다. k = 0.5(50%), 그러면:
디알았어 = ?k* 디 P = 0.5 51.89 = 25.694kg/s;
디 RH = (51.89 - 25.694) + 1.145 + 0.65 = 27.493kg/s.
OP의 열 균형 방정식을 통해 OP에서 추가 물의 가열을 결정합니다.
= 여기에서 27.493:
= 21.162kJ/kg.
블로우다운 냉각기(BC) 이후 추가된 물은 화학적 수처리를 거쳐 화학적으로 정제된 온수기로 이동합니다.
화학적으로 정화된 온수기 POV의 열 균형:
어디 큐 6 - 터빈 출구 6번에서 증기에 의해 히터로 전달되는 열의 양;
POV에서 물을 가열합니다. 우리는 받아들인다 시간 RH = 140kJ/kg, 그러면
.
화학적으로 정화된 온수기의 열 균형을 통해 온수기의 증기 소비량을 결정합니다.
디 POV 2175.34= 27.493 230.4 어디에서 디 POV = 2.897kg/초.
따라서,
디 KV = 디
화학적으로 정제된 물 탈기기의 열 균형 방정식:
디 시간 6 + 디 POV 시간+ 디좋아요 시간+ 디산부인과 시간디 HF 시간
디 2566,944+ 2,897 391,6+ 25,694 376,77 + 27,493 370,4= (디+ 56,084) * 391,6
여기에서 디= 0.761 kg/s - DKV 및 터빈 출구 6번에서 가열 증기 소비.
DKV 출구의 응축수 흐름:
디 KV = 0.761+56.084 = 56.846kg/s.
2.6.7 저압 재생 히터
HDPE 4
PND4의 열 균형 방정식
.
PND4에서의 가열 증기 소비
,
어디
HDPE3 및 믹서SM2
통합 열 균형 방정식:
HDPE2 출력의 응축수 흐름은 어디에 있습니까?
디 K6 = 디 KD - 디 HF - 디해 - 디 PSV = 107,288 -56,846 - 8,937 - 2,897 = 38,609
대체하자 디 K2를 결합된 열 균형 방정식으로 대입하면 다음과 같습니다.
디= 0.544 kg/s - 추출 번호 5에서 LPH3의 가열 증기 소비량
터빈.
PND2, 믹서 SM1, PND1
PS 뒤의 온도:
1개의 재료 방정식과 2개의 열 수지 방정식이 컴파일됩니다.
1.
2.
3.
방정식 2로 대체
우리는 다음을 얻습니다:
kg/s;
디 P6 = 1,253 kg/s;
디 P7 = 2,758 kg/s.
2.6.8 콘덴서
커패시터 재료 균형 방정식
.
2.7 재료 수지 계산 확인
계산에서 열 회로의 모든 흐름을 고려한 정확성을 확인하는 것은 터빈 장치 응축기의 증기 및 응축수의 물질 수지를 비교하여 수행됩니다.
응축기로의 배기 증기 흐름:
,
숫자가 있는 터빈 추출 챔버의 증기 흐름은 어디에 있습니까?
추출에서 발생하는 증기 소비량은 표 2.6에 나와 있습니다.
표 2.6. 터빈 추출에 의한 증기 소비
|
선택번호 |
지정 |
증기 소비량, kg/s |
|
|
디 1 =D P1 |
|||
|
디 2 =D P2 |
|||
|
디 3 =D P3+D 디+D 피 |
|||
|
디 4 =D P4 |
|||
|
디 5 = 디 NS + 디 P5 |
|||
|
디 6 =디 P6+디 해++디 PSV |
|||
|
디 7 =D P7+D HC |
터빈 추출로 인한 총 증기 흐름
터빈 후 응축기로 유입되는 증기 흐름:
증기 및 응축수 균형 오류
증기와 응축수 균형의 오류가 허용 한계를 초과하지 않으므로 열 회로의 모든 흐름이 올바르게 고려됩니다.
2.8 터빈 유닛의 에너지 균형 PT- 80/100-130/13
터빈 구획의 출력과 총 출력을 결정해 보겠습니다.
N 나=
어디 N 나 OTC - 터빈실 전력, N 나 OTS = 디 나 OTS 시간 나 OTS,
시간 나 OTS = 시간 나 OTS - 시간 나 +1 TTC - 구획 내 열 강하, kJ/kg,
디 나 OTS - 구획을 통한 증기 통과, kg/s.
구획 0-1:
디 01 OTS = 디 0 = 130,5 킬로그램/초,
시간 01 OTS = 시간 0 OTS - 시간 1 OTS = 34 8 7 - 3233,4 = 253,6 kJ/kg,
N 01 OTS = 130,5 . 253,6 = 33,095 MV티.
- 구획 1-2:
디 12 OTS = 디 01 - 디 1 = 130,5 - 8,631 = 121,869 킬로그램/초,
시간 12 OTS = 시간 1 OTS - 시간 2 OTS = 3233,4 - 3118,2 = 11 5,2 kJ/kg,
N 12 OTS = 121,869 . 11 5,2 = 14,039 MV티.
- 구획 2-3:
디 23 OTS =디 12 - 디 2 = 121,869 - 8,929 = 112,94 킬로그램/초,
시간 23 OTS = 시간 2 OTS - 시간 3 OTS = 3118,2 - 2981,4 = 136,8 kJ/kg,
N 23 OTS = 112,94 . 136,8 = 15,45 MV티.
- 구획 3-4:
디 34 OTS = 디 23 - 디 3 = 112,94 - 61,166 = 51,774 킬로그램/초,
시간 34 OTS = 시간 3 OTS - 시간 4 OTS = 2981,4 - 2790,384 = 191,016 kJ/kg,
N 34 OTS = 51,774 . 191,016 = 9,889 MV티.
- 구획 4-5:
디 45 OTS = 디 34 - 디 4 = 51,774 - 8,358 = 43,416 킬로그램/초,
시간 45 OTS = 시간 4 OTS - 시간 5 OTS = 2790,384 - 2608,104 = 182,28 kJ/kg,
N 45 OTS = 43,416 . 182,28 = 7,913 MV티.
- 구획 5-6:
디 56 OTS = 디 45 - 디 5 = 43,416 - 9,481 = 33, 935 킬로그램/초,
시간 56 OTS = 시간 5 OTS - 시간 6 OTS = 2608,104 - 2566,944 = 41,16 kJ/kg,
N 45 OTS = 33, 935 . 41,16 = 1,397 MV티.
- 구획 6-7:
디 67 OTS = 디 56 - 디 6 = 33, 935 - 13,848 = 20,087 킬로그램/초,
시간 67 OTS = 시간 6 OTS - 시간 7 OTS = 2566,944 - 2502,392 = 64,552 kJ/kg,
N 67 OTS = 20,087 . 66,525 = 1, 297 MV티.
- 구획 7-K:
디 7천 OTS = 디 67 - 디 7 = 20,087 - 13,699 = 6,388 킬로그램/초,
시간 7천 OTS = 시간 7 OTS - 시간 에게 OTS = 2502,392 - 2442,933 = 59,459 kJ/kg,
N 7천 OTS = 6,388 . 59,459 = 0,38 MV티.
3.5.1 터빈실의 총 출력
3.5.2 터빈 장치의 전력은 다음 공식에 의해 결정됩니다.
N E = N 나
발전기의 기계적, 전기적 효율은 어디에 있습니까?
N E =83.46. 0.99. 0.98=80.97MW.
2.9 터빈 장치의 열효율 표시기
터빈 장치의 총 열 소비량
, MW
.
2. 난방에 필요한 열량
,
어디 시간 티- 난방 시스템의 열 손실을 고려한 계수.
3. 산업 소비자의 총 열 소비량
,
.
4. 외부 소비자의 총 열 소비량
, MW
.
5. 전기 생산을 위한 터빈 설치의 열 소비량
,
6. 전기 생산을 위한 터빈 설치 효율성(자체 전력 소비량을 고려하지 않음)
,
.
7. 전기 생산을 위한 비열 소비량
,
2.10 화력 발전소의 에너지 지표
증기 발생기 출구의 신선 증기 매개변수.
- 압력 P PG = 12.9 MPa;
- 증기 발생기를 포함한 증기 발생기 총 효율 = 0.92;
- 온도 t PG = 556oC;
- 시간 PG = 지정된 경우 3488kJ/kg 아르 자형 PG와 티 PG.
E-320/140 보일러의 특성을 고려한 증기발생기 효율
.
1. 증기발생기 설비의 열부하
, MW
2. 파이프라인의 효율성(열수송)
,
.
3. 전력생산을 위한 화력발전소의 효율성
,
.
4. PVC를 고려한 난방용 열 생산 및 공급을 위한 화력 발전소의 효율성
,
.
PVK 티 N=- 15 0 와 함께공장,
5. 전기 생산을 위한 등가 연료의 특정 소비
,
.
6. 열에너지 생산 및 공급을 위한 등가 연료의 구체적인 소비
,
.
7. 역별 연료열 소모량
,
.
8. 동력 장치의 총 효율(총)
,
9. 화력발전소의 동력단위당 비열소비량
,
.
10. 동력 장치 효율(순)
,
.
여기서 E S.N은 자체 전력 소비량, E S.N =0.03입니다.
11. 등가 연료 "순"의 특정 소비량
,
.
12. 등가 연료 소비량
kg/s
13. 외부 소비자에게 공급되는 열을 발생시키기 위한 등가 연료 소비
kg/s
14. 발전을 위한 등가 연료 소비
V E U =V U -V T U =13.214-8.757=4.457kg/s
결론
상온에서 고부하 모드로 작동하는 생산 가열 터빈 PT-80/100-130/13을 기반으로 발전소의 열 선도를 계산한 결과, 발전소를 특징짓는 주요 매개변수의 다음 값은 다음과 같습니다. 다음 유형의 정보를 얻었습니다.
터빈 추출 시 증기 소비
네트워크 히터의 가열 증기 소비량
터빈 유닛을 이용한 난방용 열 공급
큐 티= 72.22MW;
터빈 장치에서 산업 소비자에게 열 공급
큐 피= 141.36MW;
외부 소비자의 총 열 소비량
큐 TP= 231.58MW;
발전기 단자 전원
N 음=80.97MW;
전기 생산을 위한 CHP 효율성
난방용 열 생산 및 공급을 위한 화력 발전소의 효율성
전기 생산을 위한 특정 연료 소비
비 이자형 유= 162.27g/kW/h
열에너지 생산 및 공급을 위한 특정 연료 소비량
비 티 유= 40.427kg/GJ
CHP 발전소의 총 효율 “총”
CHP 발전소 "순"의 총 효율
스테이션 "순"당 등가 연료의 특정 소비량
서지
1. Ryzhkin V.Ya. 화력발전소: 대학 교과서 - 2판, 개정. -M .: 에너지, 1976.-447 p.
2. Aleksandrov A.A., Grigoriev B.A. 물과 수증기의 열물리적 특성 표: 핸드북. -M .: 출판사. MPEI, 1999. - 168p.
3. Poleshchuk I.Z. 화력 발전소의 기본 열 다이어그램 작성 및 계산. 지침"화력 발전소 및 원자력 발전소" 분야의 코스 프로젝트, / Ufa State. 비행 기술 대학 - t. - 우파, 2003.
4. 기업 표준(STP UGATU 002-98). 건설, 프리젠테이션, 디자인 요구 사항 - Ufa.: 1998.
5. 보이코 E.A. 화력발전소의 증기관 발전소: 참고 매뉴얼 - IPC KSTU, 2006. -152s
6. . 화력 및 원자력 발전소: 디렉토리/아래 일반 에디션.. 통신 회원 RAS A.V. Klimenko와 V.M. 조리나. - 3판. - M .: 출판사 MPEI, 2003. - 648 p .: 아픈. - (화력 공학 및 난방 공학, 도서 3).
7. . 화력 및 원자력 발전소의 터빈: 대학 교과서 / Ed. A.G., 코스츄카, V.V. Frolova. - 2판, 개정됨. 그리고 추가 -M .: 출판사 MPEI, 2001. - 488 p.
8. 증기 터빈 플랜트의 열 회로 계산: 교육용 전자 간행물 / Poleshchuk I.Z. - 고등 전문 교육 국가 교육 기관 UGATU, 2005.
발전소, 장비 및 해당 요소의 기호(포함)텍스트, 그림, 색인)
D - 급수 탈기기;
DN - 배수 펌프;
K - 콘덴서, 보일러;
KN - 응축수 펌프;
OE - 배수 냉각기;
PrTS - 기본 열 다이어그램
LDPE, HDPE - 재생식 히터(고압, 저압);
PVK - 최고 온수 보일러;
PG - 증기 발생기;
PE - 증기 과열기(1차);
PN - 공급 펌프;
PS - 스터핑 박스 히터;
PSG - 수평 네트워크 히터;
PSV - 원온수기;
PT - 증기 터빈; 산업 및 난방 증기 추출 기능을 갖춘 난방 터빈;
PHOV - 화학적으로 정제된 온수기;
PE - 이젝터 냉각기;
R - 확장기;
CHPP - 열병합 발전소;
SM - 믹서;
CX - 스터핑 박스 냉장고;
HPC - 고압 실린더;
LPC - 저압 실린더;
EG - 발전기;
부록
부록 B
PT-80/100 모드 다이어그램
부록 B
휴일 품질 관리를 위한 난방 일정일일 평균 외부 기온을 기준으로 한 열
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...유사한 문서
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네트워크 물의 2단계 가열을 위한 비열 소비량.
정황: G k3-4 = 진 ChSD + 5t/h; 티 j - 그림 참조 ; 티 1V ≈ 20℃; 여@ 8000m3/h
정황: 아르 자형 0 = 13MPa(130kgf/cm2); 티 0 = 555°C; 티 1V ≈ 20℃; 여@ 8000m3/h; Δ 나 PEN = 7kcal/kg
|
쌀. 10, ㅏ, 비, V, G |
전체 내용에 대한 수정( 큐 0) 및 특정( 큐G |
유형 |
ㅏ) ~에 편차 압력 신선한 쌍 ~에서 명사 같은 ~에 ± 0.5MPa(5kgf/cm2)
α 큐 티 = ± 0,05 %; α G 0 = ± 0,25 %
비) ~에 편차 온도 신선한 쌍 ~에서 명사 같은 ~에 ± 5°C
V) ~에 편차 소비 영양가 있는 물 ~에서 명사 같은 ~에 ± 10 % G 0
G) ~에 편차 온도 영양가 있는 물 ~에서 명사 같은 ~에 ± 10°C
|
쌀. 열하나, ㅏ, 비, V |
터보 장치의 일반적인 에너지 특성 전체 내용에 대한 수정( 큐 0) 및 특정( 큐 t) 열 소비량 및 신선한 증기 소비량( G 0) 응축 모드에서 |
유형 |
ㅏ) ~에 일시 휴업 여러 떼 PVD
비) ~에 편차 압력 지출 쌍 ~에서 명사 같은
V) ~에 편차 압력 지출 쌍 ~에서 명사 같은
정황: 아르 자형 0 = 13MPa(130kgf/cm2); 티 0 = 555°C; G구덩이 = G 0
정황: 아르 자형 0 = 13MPa(130kgf/cm2); 티 0 = 555°C
정황: G구덩이 = G 0; 아르 자형 9 = 0.6MPa(6kgf/cm2); 티구덩이 - 그림 참조 ; 티 j - 그림 참조
정황: G구덩이 = G 0; 티구덩이 - 그림 참조 ; 아르 자형 9 = 0.6MPa(6kgf/cm2)
정황: 아르 자형 n = 1.3MPa(13kgf/cm2); 나 n = 715kcal/kg; 티 j - 그림 참조
메모. 지= 0 - 제어 다이어프램이 닫힙니다. 지= max - 제어 다이어프램이 완전히 열려 있습니다.
정황: 아르 자형 wto = 0.12MPa(1.2kgf/cm2); 아르 자형 2 = 5kPa(0.05kgf/cm2)
|
터보 장치의 일반적인 에너지 특성 CHSP의 내부 전력 및 상부 및 하부 가열 배출구의 증기 압력 |
유형 |
정황: 아르 자형 n = 1.3MPa(13kgf/cm2) ~에 진 ChSD ≤ 221.5t/h; 아르 자형 n = 진 ChSD/17 - ~에 진 ChSD > 221.5t/h; 나 n = 715kcal/kg; 아르 자형 2 = 5kPa(0.05kgf/cm2); 티 j - 그림 참조 , ; τ2 = 에프(피 WTO) - 그림 참조 ; 큐 t = 0Gcal/(kW·h)
|
터보 장치의 일반적인 에너지 특성 네트워크 물의 단일 단계 가열로 터빈 동력에 대한 가열 부하의 영향 |
유형 |
정황: 아르 자형 0 = 1.3(130kgf/cm2); 티 0 = 555°C; 아르 자형 NTO = 0.06(0.6kgf/cm2); 아르 자형 2@4kPa(0.04kgf/cm2)
|
터보 장치의 일반적인 에너지 특성 네트워크 물의 단일 단계 가열을 위한 모드 다이어그램 |
유형 |
정황: 아르 자형 0 = 13MPa(130kgf/cm2); 티 0 = 555 ° 와 함께; 피 n = 1.3MPa(13kgf/cm2); 아르 자형 NTO = 0.09MPa(0.9kgf/cm2); 아르 자형 2 = 5kPa(0.05kgf/cm2); G구덩이 = G 0.
|
터보 장치의 일반적인 에너지 특성 네트워크 물의 2단계 가열 모드 다이어그램 |
유형 |
정황: 아르 자형 0 = 13MPa(130kgf/cm2); 티 0 = 555 ° 와 함께; 피 n = 1.3MPa(13kgf/cm2); 아르 자형 WTO = 0.12MPa(1.2kgf/cm2); 아르 자형 2 = 5kPa(0.05kgf/cm2); G구덩이 = G 0; τ2 = 52 ° 와 함께.
|
터보 장치의 일반적인 에너지 특성 생산 선택만 있는 모드의 모드 다이어그램 |
유형 |
정황: 아르 자형 0 = 13MPa(130kgf/cm2); 티 0 = 555 ° 와 함께; 피 n = 1.3MPa(13kgf/cm2); 아르 자형 WTO와 아르 자형 NTO = 에프(진 ChSD) - 그림을 참조하십시오. 서른; 아르 자형 2 = 5kPa(0.05kgf/cm2); G구덩이 = G 0
|
터보 장치의 일반적인 에너지 특성 네트워크 물의 단일 단계 가열을 위한 비열 소비량 |
유형 |
정황: 아르 자형 0 = 13MPa(130kgf/cm2); 티 0 = 555°C; 피 n = 1.3MPa(13kgf/cm2); 아르 자형 NTO = 0.09MPa(0.9kgf/cm2); 아르 자형 2 = 5kPa(0.05kgf/cm2); G구덩이 = G 0; 큐티 = 0
|
터보 장치의 일반적인 에너지 특성 네트워크 물의 2단계 가열을 위한 비열 소비량 |
유형 |
정황: 아르 자형 0 = 13MPa(130kgf/cm2); 티 0 = 555°C; 피 n = 1.3MPa(13kgf/cm2); 아르 자형 WTO = 0.12MPa(1.2kgf/cm2); 아르 자형 2 = 5kPa(0.05kgf/cm2); G구덩이 = G 0; τ2 = 52°C; 큐티 = 0.
|
터보 장치의 일반적인 에너지 특성 생산 선택만 있는 모드에서의 특정 열 소비량 |
유형 |
정황: 아르 자형 0 = 13MPa(130kgf/cm2); 티 0 = 555°C; 피 n = 1.3MPa(13kgf/cm2); 아르 자형 WTO와 아르 자형 NTO = 에프(진 ChSD) - 그림 참조 ; 아르 자형 2 = 5kPa(0.05kgf/cm2); G구덩이 = G 0.
|
터보 장치의 일반적인 에너지 특성 네트워크 물의 단일 단계 가열을 통한 바닥 가열 배출구의 가능한 최소 압력 |
유형 |
|
쌀. 41, ㅏ, 비 |
터보 장치의 일반적인 에너지 특성 네트워크 물의 2단계 가열(LMZ POTS의 데이터에 따름) |
유형 |
ㅏ) 최소한으로 가능한 압력 V 높은 티-선택 그리고 계획된 온도 뒤집다 회로망 물
비) 개정 ~에 온도 뒤집다 회로망 물
|
터보 장치의 일반적인 에너지 특성 네트워크 물의 단일 단계 가열로 공칭에서 하부 가열 출구의 압력 편차에 대한 전력 수정(LMZ 냄비의 데이터에 따름) |
유형 |
|
터보 장치의 일반적인 에너지 특성 네트워크 물의 2단계 가열로 상부 가열 시스템의 압력 편차에 대한 전력 수정(LMZ 냄비 데이터에 따름) |
유형 |
|
터보 장치의 일반적인 에너지 특성 배기 증기 압력에 대한 수정(LMZ 포트 데이터에 따름) |
유형 |
1 POT LMZ의 데이터를 기반으로 합니다.
~에 편차 압력 신선한 쌍 ~에서 명사 같은 ~에 ±1MPa(10kgf/cm2): 에게 완벽한 소비 따뜻함
에게 소비 신선한 쌍
|
터보 장치의 일반적인 에너지 특성 큐 0) 및 신선한 증기 소비량( G 0) 조정 가능한 선택 모드1 |
유형 |
1 POT LMZ의 데이터를 기반으로 합니다.
~에 편차 온도 신선한 쌍 ~에서 명사 같은 ~에 ±10°C:
에게 완벽한 소비 따뜻함
에게 소비 신선한 쌍
|
터보 장치의 일반적인 에너지 특성 총 열 소비량에 대한 수정 사항( 큐 0) 및 신선한 증기 소비량( G 0) 조정 가능한 선택 모드1 |
유형 |
1 POT LMZ의 데이터를 기반으로 합니다.
~에 편차 압력 V 피-선택 ~에서 명사 같은 ~에 ± 1MPa(1kgf/cm2):
에게 완벽한 소비 따뜻함
에게 소비 신선한 쌍
|
쌀. 49 ㅏ, 비, V |
터보 장치의 일반적인 에너지 특성 특정협력 전력생산 |
유형 |
ㅏ) 나룻배 생산 선택
정황: 아르 자형 0 = 13MPa(130kgf/cm2); 티 0 = 555 ° 씨; 피 n = 1.3MPa(13kgf/cm2); 에엠 = 0.975.
비) 나룻배 높은 그리고 낮추다 지역 난방 선택
정황: 아르 자형 0 = 13MPa(130kgf/cm2); 티 0 = 555°C; 아르 자형 WTO = 0.12MPa(1.2kgf/cm2); 에엠 = 0.975
V) 나룻배 낮추다 지역 난방 선택
정황: 아르 자형 0 = 13MPa(130kgf/cm2); 티 0 = 555 ° 씨; 아르 자형 NTO = 0.09MPa(0.9kgf/cm2); 에엠 = 0.975
|
쌀. 50 ㅏ, 비, V |
터보 장치의 일반적인 에너지 특성 규제 선택의 압력에 대한 특정 조합 발전에 대한 개정 |
유형 |
ㅏ) ~에 압력 V 생산 선택
비) ~에 압력 V 높은 난방 선택
V) ~에 압력 V 낮추다 난방 선택
애플리케이션
1. 에너지 특성 수집 조건
전형적인 에너지 특성은 Chisinau CHPP-2(Yuzhtekhenergo가 수행한 작업) 및 CHPP-21 Mosenergo(MGP PO Soyuztechenergo가 수행한 작업)의 두 터빈 장치에 대한 열 테스트 보고서를 기반으로 작성되었습니다. 이 특성은 터빈 장치의 평균 효율을 반영합니다. 대대적인 개조그림 1에 표시된 열 회로에 따라 작동합니다. ; 공칭으로 허용되는 다음 매개변수 및 조건 하에서:
터빈 스톱 밸브 앞의 신선한 증기의 압력과 온도는 13(130kgf/cm2)* 및 555°C입니다.
* 텍스트 및 그래프에서는 절대 압력을 나타냅니다.
규제된 생산 배출구의 압력은 13(13kgf/cm2)이며 ChSD 입구의 유량이 221.5t/h 이상 자연적으로 증가합니다.
상부 지역 난방 추출 압력은 0.12(1.2kgf/cm2)이며 난방 네트워크 물에 대한 2단계 방식입니다.
하부 가열 배출구의 압력은 네트워크 물 가열을 위한 단일 단계 방식에서 0.09(0.9kgf/cm2)입니다.
조절된 생산 추출의 압력, 압력 조절기가 꺼진 응축 모드의 상부 및 하부 가열 추출 - 그림. 그리고 ;
배기 증기 압력:
a) 응축 모드를 특성화하고 5kPa(0.05kgf/cm2)의 일정한 압력에서 네트워크 물을 1단계 및 2단계 가열하는 동안 선택 작업을 수행합니다.
b) 응축기의 열 특성에 따라 냉각수의 일정한 유속과 온도에서 응축 모드를 특성화합니다. 티 1V= 20°C 및 여= 8000m3/h;
고압 및 저압 재생 시스템이 완전히 켜지고 탈기기 0.6(6kgf/cm2)이 생산 증기로 구동됩니다.
급수 소비량은 신선한 증기 소비량과 동일하며, 생산 응축수의 100%가 100% 회수됩니다. 티= 탈기기에서 100°C 수행 0.6(6kgf/cm2);
급수 온도와 히터 뒤의 주 응축수의 온도는 그림 1에 표시된 종속성에 해당합니다. , , , , ;
공급 펌프의 공급수 엔탈피 증가는 7kcal/kg입니다.
터빈 장치의 전기기계적 효율성은 Dontekhenergo가 수행한 유사한 터빈 장치의 테스트를 기반으로 채택되었습니다.
선택 시 압력 조절 한계:
a) 생산량 - 1.3 ± 0.3 (13 ± 3 kgf/cm2)
b) 물 가열을 위한 2단계 난방 방식을 갖춘 상부 지역 난방 - 0.05 - 0.25 (0.5 - 2.5 kgf/cm2);
a) 물 가열을 위한 단일 단계 난방 방식을 사용한 하부 지역 난방 - 0.03 - 0.10 (0.3 - 1.0 kgf/cm2).
네트워크 물 가열을 위한 2단계 방식을 사용하는 지역 난방 시설의 네트워크 물 가열(공장에서 계산된 종속성 τ2р =) 에프(피 VTO) 및 τ1 = 에프(큐티, 피 WTO)는 압력에서 최대 난방 부하에 대해 44 - 48 °C입니다. 피 WTO = 0.07 ¼ 0.20(0.7 ¼ 2.0kgf/cm2).
이 표준 에너지 특성의 기초를 형성하는 테스트 데이터는 "물과 수증기의 열물리적 특성 표"(M.: Standards Publishing House, 1969)를 사용하여 처리되었습니다. LMZ POT의 조건에 따라 생산선정의 복귀응축수는 HDPE No.2 이후 주응축수 라인으로 100℃의 온도로 도입된다. 일반 에너지 특성을 집계할 때 도입되는 것으로 인정된다. 동일한 온도에서 탈기기 0.6(6 kgf/cm2)에 직접 투입됩니다. LMZ POT의 조건에 따르면, 네트워크 물의 2단계 가열과 CSD 입구의 증기 유량이 240t/h(낮은 생산량으로 최대 전기 부하) 이상인 모드, HDPE No. 4번은 완전히 꺼졌습니다. 표준 에너지 특성을 정리할 때 CSD 입구 유량이 190 t/h를 초과하면 응축수의 일부가 HDPE 바이패스 4번으로 향하여 전면 온도가 낮아지는 것으로 인정되었습니다. 탈기기의 온도는 150°C를 초과하지 않습니다. 이는 응축수의 원활한 탈기를 보장하기 위해 필요합니다.
2. 터보 플랜트에 포함된 장비의 특성
터빈과 함께 터빈 장치에는 다음 장비가 포함됩니다.
수소 냉각 기능을 갖춘 Elektrosila 공장의 발전기 TVF-120-2;
총 표면적이 3000m2인 2패스 커패시터 80 KTSS-1(이 중 765m2는 내장 빔의 비율임)
4개의 저압 히터: HDPE No. 1, 콘덴서에 내장, HDPE No. 2 - PN-130-16-9-11, HDPE No. 3 및 4 - PN-200-16-7-1;
탈기기 1개 0.6(6kgf/cm2);
3개의 고압 히터: PVD No. 5 - PV-425-230-23-1, PVD No. 6 - PV-425-230-35-1, PVD No. 7 - PV-500-230-50;
5000m3/h의 유량과 26m의 물 압력을 갖춘 두 개의 순환 펌프 24NDN. 미술. 각각 500kW의 전기 모터;
각각 75kW의 출력을 갖는 전기 모터로 구동되는 3개의 응축수 펌프 KN 80/155(작동 중인 펌프 수는 응축기로 향하는 증기 흐름에 따라 다름)
2개의 메인 3단 이젝터 EP-3-701 및 1개의 시동 이젝터 EP1-1100-1(1개의 메인 이젝터는 지속적으로 작동 중)
2개의 네트워크 온수기(상부 및 하부) PSG-1300-3-8-10(각각 1300m2의 표면적), 2300m3/h의 네트워크 물을 통과하도록 설계되었습니다.
각각 75kW의 출력을 갖는 전기 모터로 구동되는 KN-KS 80/155 네트워크 온수기의 응축수 펌프 4개(각 PSG당 펌프 2개)
500kW 전기 모터를 갖춘 첫 번째 리프트 SE-5000-70-6의 네트워크 펌프 1개;
1600kW 전기 모터를 갖춘 네트워크 펌프 II 리프트 SE-5000-160 1개.
3. 응축 모드
압력 조절기가 꺼진 응축 모드에서 발전기 터미널의 전력에 따른 총 열 소비량과 신규 증기 소비량은 다음 방정식으로 표현됩니다.
일정한 응축기 압력에서
피 2 = 5kPa(0.05kgf/cm2);
큐 0 = 15,6 + 2,04N티;
G 0 = 6,6 + 3,72N티 + 0.11( N t - 69.2);
일정한 흐름에서 ( 여= 8000m3/h) 및 온도( 티 1V= 20°C) 냉각수
큐 0 = 13,2 + 2,10N티;
G 0 = 3,6 + 3,80N티 + 0.15( N t-68.4).
위의 방정식은 40~80MW의 전력 범위 내에서 유효합니다.
주어진 전력에 대한 응축 모드 중 열 및 신선한 증기의 소비는 해당 그래프에 따라 필요한 수정 사항이 도입된 후 주어진 종속성에 따라 결정됩니다. 이러한 수정 사항은 작동 조건과 공칭 조건(일반적인 특성이 수집된) 간의 차이를 고려하고 작동 조건에 대한 특성 데이터를 다시 계산하는 데 사용됩니다. 역방향 재계산 중에는 수정 사항의 부호가 반전됩니다.
개정안은 일정한 전력에서 열과 신선한 증기의 소비를 조정합니다. 여러 매개변수가 공칭 값에서 벗어나면 수정 사항이 대수적으로 요약됩니다.
4. 조정 가능한 선택 모드
제어된 추출이 켜지면 터빈 장치는 물 가열을 위한 1단계 및 2단계 가열 방식으로 작동할 수 있습니다. 하나의 생산 단위로 가열 추출 없이 작업하는 것도 가능합니다. 증기 소비 모드에 대한 일반적인 다이어그램과 전력 및 생산 출력에 대한 비열 소비의 의존성은 그림 1에 나와 있습니다. - 및 특정 발전량 열 소비그림에서 - .
모드 다이어그램은 POT LMZ에서 사용하는 방식에 따라 계산되며 두 필드에 표시됩니다. 위쪽 필드는 하나의 생산 추출이 있는 터빈의 모드(Gcal/h)에 대한 다이어그램입니다. 큐티 = 0.
난방 부하가 켜지고 다른 조건이 변경되지 않으면 28~30단계만 부하가 해제되거나(하단 주 히터 1개 켜짐) 26~30단계(주 히터 2개 켜짐) 터빈 출력이 감소합니다.
전력 감소 값은 난방 부하에 따라 달라지며 결정됩니다.
Δ N Qt = KQ티,
어디 케이- 테스트 중에 결정된 터빈 출력 Δ의 특정 변화 N Qt/Δ 큐 t는 단일 단계 가열의 경우 0.160 MW/(Gcal h)이고, 네트워크 물의 2단계 가열의 경우 0.183 MW/(Gcal h)입니다(그림 31 및 32).
주어진 전력에서 신선한 증기 소비량은 다음과 같습니다. N t와 2개(생산 및 가열) 추출은 상위 필드의 일부 가상 전력에 해당합니다. N피트앤원 프로덕션 셀렉션
N피트 = N티 + Δ N Qt.
다이어그램 하단 필드의 기울어진 직선을 사용하면 주어진 터빈 전력 및 난방 부하의 값을 그래픽으로 결정할 수 있습니다. N ft, 그리고 생산 선택에 따라 신선한 증기 소비량이 증가합니다.
열 소비에 대한 비열 소비량 및 비발전량의 값은 정권 다이어그램 계산에서 가져온 데이터를 기반으로 계산됩니다.
전력 및 생산 출력에 대한 비열 소비 의존성 그래프는 LMZ POT 모드 다이어그램의 기초와 동일한 고려 사항을 기반으로 합니다.
이러한 유형의 일정은 MGP PO Soyuztekhenergo의 터빈 공장에서 제안되었습니다(Industrial Energy, 1978, No. 2). 차트 시스템보다 바람직합니다. 큐티 = 에프(N티, 큐 t) 다른 곳에 큐 n = const, 사용하기 더 편리하기 때문입니다. 원칙적이지 않은 이유로 비열 소비 그래프는 더 낮은 필드 없이 작성됩니다. 이를 사용하는 방법론이 예제와 함께 설명됩니다.
일반적인 특성에는 네트워크 물의 3단계 가열 모드를 특성화하는 데이터가 포함되어 있지 않습니다. 왜냐하면 이 모드는 테스트 기간 동안 이 유형의 설치 어디에서도 마스터되지 않았기 때문입니다.
일반적인 특성을 공칭으로 계산할 때 허용되는 매개변수 편차의 영향은 두 가지 방법으로 고려됩니다.
a) 보일러의 열 소비와 일정한 질량 유량으로 소비자에게 열 공급에 영향을 미치지 않는 매개변수 G 0, G n과 G t, - 지정된 권한에 대한 수정안을 도입하여 N티( N티 + KQ티).
그림에 따라 수정된 전력에 따라. - 신선한 증기 소비량, 비열 소비량 및 총 열 소비량이 결정됩니다.
b) 다음에 대한 수정 피 0, 티 0과 피 n은 신선 증기 유량과 전체 열 유량에 대해 위의 수정을 한 후 구한 값에 추가되고, 그 후 주어진 조건에 대해 신선 증기 유량과 열 유량(전체 및 특정)이 계산됩니다.
생증기압 보정 곡선에 대한 데이터는 테스트 결과를 사용하여 계산됩니다. 다른 모든 수정 곡선은 LMZ POT 데이터를 기반으로 합니다.
5. 특정 열 소비량, 신선한 증기 소비량 및 특정 난방 작업을 결정하는 예
예 1. 선택 항목에서 압력 조절기가 분리된 응축 모드.
주어진: N t = 70MW; 피 0 = 12.5(125kgf/cm2); 티 0 = 550°C; 아르 자형 2 = 8kPa(0.08kgf/cm2); G피트 = 0.93 G 0; Δ 티구덩이 = 티피트 - 티 npit = -7°C.
주어진 조건에서 총 열 소비량과 비열 소비량, 신규 증기 소비량을 결정하는 것이 필요합니다.
순서와 결과는 표에 나와 있습니다. .
테이블 P1
|
지정 |
판정방법 |
받은 가치 |
공칭 조건에서 신선한 증기 소비량, t/h |
신선한 증기 온도 |
급수 소비량 |
비열 소비에 대한 총 보정, % |
주어진 조건에서의 비열 소비량, kcal/(kW·h) |
|
주어진 조건에서 총 열 소비량, Gcal/h |
큐 0 = 큐티 N t10-3 |
공칭 조건과의 편차에 대한 증기 소비량 수정(%): |
실시간 증기압 |
신선한 증기 온도 |
배기 증기 압력 |
급수 소비량 |
급수 온도 |
신선한 증기 소비에 대한 총 보정, % |
주어진 조건에서 신선한 증기 소비량, t/h |
|
테이블 P2
* 상부 가열 출력의 압력에 대한 전력을 조정할 때 아르 자형 0.12(1.2kgf/cm2)와 다른 WTO, 결과는 곡선 τ2р =에 따라 주어진 압력에 해당하는 반환 수온에 해당합니다. 에프(피 WTO) 그림에서 , 즉. 60℃ ** 눈에 띄는 차이가 있는 경우 G CHSDvkh"에서 G CHSDpp의 모든 값에서. 4 - 11은 지정된 내용에 따라 확인되어야 합니다. G CHSDin. 특정 가열 작업의 계산은 예제에 제공된 것과 유사하게 수행됩니다. 가열 출력 개발 및 실제 압력에 대한 보정 아르 자형 WTO는 그림 1에 따라 결정됩니다. , 비그리고 , 비. 예 4. 가열 추출이 없는 모드. 주어진: N t = 80MW; 큐 n = 120Gcal/h; 큐티 = 0; 아르 자형 0 = 12.8(128kgf/cm2); 티 0 = 550°C; R 7.65 |
상부 가열 추출 압력, (kgf/cm2)* |
아르 자형 WTO |
쌀. 에 의해 G CHSDin" |
하부 가열 출구 압력, (kgf/cm2)* |
아르 자형 NTO |
쌀. 에 의해 G CHSDin" |
* ChSND 선택의 압력과 HDPE의 응축수 온도는 다음에 따라 응축 방식 그래프에서 결정될 수 있습니다. G ChSDin, 비율 G CHSDin/ G 0 = 0,83.
6. 전설
|
이름 |
지정 |
전력, MW: |
발전기 터미널의 전기 |
N티, N tf |
고압 내부 부품 |
N iCHVD |
중압 및 저압 내부 부품 |
N iCHSND |
터빈 장치의 총 손실 |
Σ∆ N땀 |
전기기계적 효율성 |
고압 실린더(또는 부품) |
저압(또는 중저압) 실린더 |
TsSD(ChSND) |
증기 소비량, t/h: |
터빈으로 |
생산을 위해 |
지역난방용 |
재생을 위해 |
G PVD, G HDPE, G디 |
CVP 마지막 단계를 통해 |
G ChVDskv |
ChSD 입구에 |
G CHSDinh |
ChND 입구에 |
G CHNDin |
커패시터에 |
급수 소비량, t/h |
회수된 생산 응축수의 소비량, t/h |
콘덴서를 통과하는 냉각수 흐름, m3/h |
터빈 단위당 열 소비량, Gcal/h |
생산을 위한 열 소비량, Gcal/h |
절대압력(kgf/cm2): |
스톱 밸브 앞 |
제어 및 과부하 밸브 뒤 |
P.I.-IV cl, 피레인 |
제어 단계 챔버에서 |
피첫 번째 |
규제되지 않은 샘플링 챔버에서 |
P.I.-Ⅶ피 |
생산 선택실에서 |
상부 가열실에서 |
하부 가열실에서 |
커패시터에서 kPa(kgf/cm2) |
온도(°C), 엔탈피, kcal/kg: |
스톱 밸브 앞의 신선한 증기 |
티 0, 나 0 |
생산 선택실의 증기 |
HDPE용 응축수 |
티에게, 티 k1, 티 k2, 티 k3, 티 k4 |
생산 추출에서 응축수 반환 |
PVD 뒤의 급수 |
티구덩이5, 티구덩이6, 티구덩이7 |
식물 뒤에 물을 공급 |
티피트, 나피트 |
설비 입구 및 출구의 네트워크 물 |
냉각수는 응축기로 들어오고 나갑니다. |
티 1c, 티 2v |
펌프의 급수 엔탈피 증가 |
∆나펜 |
발전을 위한 비열 소비량, kcal/(kW·h) |
큐티, 큐 tf |
특정 열병합 발전량, kWh/Gcal: |
생산 증기 |
지역난방 증기 |
SI 시스템으로의 변환 계수: |
|
1t/h - 0.278kg/s; 1kgf/cm2 - 0.0981MPa 또는 98.1kPa; 1kcal/kg - 4.18168kJ/kg |
| 코스 프로젝트 할당 | 3 |
|
| 1. | 초기 참조 데이터 | 4 |
| 2. | 보일러 설치 계산 | 6 |
| 3. | 터빈의 증기 팽창 과정 구성 | 8 |
| 4. | 증기와 급수 균형 | 9 |
| 5. | PTS 요소에 의한 증기, 급수 및 응축수의 매개변수 결정 | 11 |
| 6. | PTS의 섹션 및 요소에 대한 열 균형 방정식 작성 및 해결 | 15 |
| 7. | 에너지 전력 방정식과 그 해 | 23 |
| 8. | 계산 확인 | 24 |
| 9. | 정의 에너지 지표 | 25 |
| 10. | 보조 장비 선택 | 26 |
| 서지 | 27 |
|
코스 프로젝트 할당
학생에게: 오누친 D.M..
프로젝트 주제: STU PT-80/100-130/13의 열 회로 계산
프로젝트 데이터
P 0 =130kg/cm 2 ;
;
;
Qt=220MW;
;
.
규제되지 않은 추출의 압력 – 참조 데이터에서.
추가 물 준비 - 대기 탈기기 "D-1,2"에서.
계산부분의 부피
정격 전력에 대한 SI 시스템의 STU 설계 계산.
기술 훈련 시설의 에너지 성능 지표 결정.
직업훈련시설 보조장비 선정.
1. 초기 참고자료
PT-80/100-130 터빈의 주요 지표.
1 번 테이블.
| 매개변수 | 크기 | 치수 |
| 정격 전력 | 80 | MW |
| 최대 출력 | 100 | MW |
| 초기 압력 | 23,5 | MPa |
| 초기온도 | 540 | 와 함께 |
| 중심 정맥 펌프 출구의 압력 | 4,07 | MPa |
| HPC 출구 온도 | 300 | 와 함께 |
| 과열 증기 온도 | 540 | 와 함께 |
| 냉각수 흐름 | 28000 | m 3 / 시간 |
| 냉각수 온도 | 20 | 와 함께 |
| 콘덴서 압력 | 0,0044 | MPa |
터빈에는 저압 히터, 탈기기, 고압 히터의 급수를 가열하고 주 급수 펌프의 구동 터빈에 전력을 공급하도록 설계된 8개의 조절되지 않은 증기 추출 장치가 있습니다. 터보 드라이브의 배기 증기는 터빈으로 돌아갑니다.
표 2.
| 선택 | 압력, MPa | 온도, 0C |
|
| 나 | PVD 7호 | 4,41 | 420 |
| II | PVD 6호 | 2,55 | 348 |
| III | HDPE 5호 | 1,27 | 265 |
| 탈기기 | 1,27 | 265 |
|
| IV | HDPE 4호 | 0,39 | 160 |
| V | HDPE 3호 | 0,0981 | - |
| VI | HDPE 2호 | 0,033 | - |
| Ⅶ | HDPE 1호 | 0,003 | - |
터빈에는 네트워크 물의 1단계 및 2단계 가열을 위해 설계된 상부 및 하부 2개의 가열 증기 추출 장치가 있습니다. 가열 추출에는 다음과 같은 압력 제어 한계가 있습니다.
상부 0.5-2.5kg/cm 2 ;
0.3-1kg/cm2를 낮추십시오.
2. 보일러 설치 계산
VB – 상부 보일러;
NB – 하부 보일러;
반환 – 네트워크 물을 반환합니다.
D VB, D NB - 각각 상부 및 하부 보일러의 증기 소비량.
온도 그래프: t pr / t o br =130 / 70 C;
Tpr = 130℃(403K);
Tarr = 70℃(343K).
지역난방 추출의 증기 매개변수 결정
VSP와 NSP에서 균일한 가열을 가정해 보겠습니다.
우리는 네트워크 히터의 과열 가치를 받아들입니다. 
.
우리는 파이프라인의 압력 손실을 수용합니다. 
.
VSP 및 NSP용 터빈의 상부 및 하부 추출 압력:
술집; 
술집.
h WB =418.77kJ/kg
h NB =355.82kJ/kg
D WB (h 5 - h WB /)=K W NE (h WB - h NB) →
→ DWB =1.01∙870.18(418.77-355.82)/(2552.5-448.76)=26.3kg/s
D NB h 6 + D WB h WB / +K W NE h OBR = KW NE h NB +(D WB +D NB) h NB / →
→ D NB =/(2492-384.88)=25.34kg/s
D WB +D NB =D B =26.3+25.34=51.64kg/s
3. 터빈의 증기 팽창 과정 구성
실린더 증기 분배 장치의 압력 손실을 가정해 보겠습니다.
;
;
;
이 경우 실린더 입구(제어 밸브 뒤)의 압력은 다음과 같습니다.
h,s 다이어그램의 프로세스는 그림 1에 나와 있습니다. 2.
4. 증기와 급수의 균형.
우리는 잠재력이 가장 높은 증기가 엔드 씰(D KU)과 증기 이젝터(D EP)로 이동한다고 가정합니다.
엔드 씰과 이젝터에서 소비된 증기는 스터핑 박스 히터로 보내집니다. 우리는 응축수 가열을 허용합니다.
이젝터 냉각기의 배기 증기는 이젝터 히터(EH)로 향합니다. 그것에 난방:
터빈으로의 증기 흐름(D)은 알려진 값이라고 가정합니다.
작동 유체의 스테이션 내 손실: D У =0.02D.
엔드 씰의 증기 소비량을 0.5%로 가정합니다: D KU =0.005D.
메인 이젝터의 증기 소비량이 0.3%라고 가정합니다: D EJ =0.003D.
그 다음에:
보일러의 증기 소비량은 다음과 같습니다.
왜냐하면 보일러가 드럼 보일러인 경우 보일러 퍼지를 고려해야 합니다.
D 연속 = 0.015D = 1.03D K = 0.0154D.
보일러에 공급되는 급수량:
추가 물의 양:
생산 시 응축수 손실:
(1-K pr)D pr =(1-0.6)∙75=30kg/s.
보일러 드럼의 압력은 (유압 손실로 인해) 터빈의 새로운 증기 압력보다 약 20% 더 높습니다.
P k.v. =1.2P 0 =1.2∙12.8=15.36MPa → 
kJ/kg.
연속 블로우다운 팽창기(CPD)의 압력은 탈기기(D-6)의 압력보다 약 10% 더 높습니다.
P RNP =1.1P d =1.1∙5.88=6.5bar →
→
kJ/kg;
kJ/kg;
kJ/kg;
D P.R.=β∙D cont =0.438∙0.0154D=0.0067D;
D V.R. =(1-β)D 계속 =(1-0.438)0.0154D=0.00865D.
D ext =D ut +(1-K pr)D pr +D v.r. =0.02D+30+0.00865D=0.02865D+30.
네트워크 히터를 통한 네트워크 물의 흐름을 결정합니다.
난방 시스템의 누수는 순환수량의 1%로 인정됩니다.
따라서 필요한 화학 생산성. 물 처리:
5. PTS 요소를 기반으로 증기, 급수 및 응축수의 매개변수를 결정합니다.
우리는 터빈에서 재생 시스템의 히터까지 증기 파이프라인의 압력 손실을 다음과 같이 가정합니다.
| 나는 선택 | PVD-7 | 4% |
| II 선택 | PVD-6 | 5% |
| III 선택 | PVD-5 | 6% |
| IV 선택 | PVD-4 | 7% |
| V 선택 | PND-3 | 8% |
| VI 선택 | PND-2 | 9% |
| VII 선택 | PND-1 | 10% |
매개변수의 결정은 히터의 설계에 따라 달라집니다( 그림을 참조하십시오. 삼). 계산된 방식에서 HDPE와 PVD는 모두 표면입니다.
주 응축수와 급수가 응축기에서 보일러로 흐르면서 필요한 매개변수를 결정합니다.
5.1. 응축수 펌프의 엔탈피 증가는 무시합니다. 그러면 ED 앞의 응축수의 매개변수는 다음과 같습니다.
0.04바, 
29°С, 
121.41kJ/kg.
5.2. 이젝터 히터의 주 응축수의 가열은 5°C라고 가정합니다.
34℃; kJ/kg.
5.3. 글랜드 히터(SP)의 물 가열 온도를 5°C로 가정합니다.
39°C, 
kJ/kg.
5.4. PND-1 – 비활성화되었습니다.
VI 선택에서 증기가 공급됩니다.
69.12°C, 
289.31 kJ/kg = h d2(HDPE-2의 배수).
°С, 
4.19∙64.12=268.66kJ/kg
V 선택에서 증기가 공급됩니다.
히터 본체의 가열 증기 압력:
96.7℃, 
405.21kJ/kg;
히터 뒤의 물 매개변수:
°С, 
4.19∙91.7=384.22kJ/kg.
LPH-3 앞의 흐름 혼합으로 인한 온도 상승을 미리 설정했습니다. 
, 즉. 우리는:
IV 선택에서 증기가 공급됩니다.
히터 본체의 가열 증기 압력:
140.12°С, 
589.4kJ/kg;
히터 뒤의 물 매개변수:
°С, 
4.19∙135.12=516.15kJ/kg.
배수 냉각기의 열매체 매개변수:
5.8. 급수 탈기기.
급수 탈기기는 하우징 내에서 일정한 증기 압력으로 작동합니다.
R D-6 =5.88 bar → t D-6 N =158 ˚С, h' D-6 =667 kJ/kg, h” D-6 =2755.54 kJ/kg,
5.9. 공급 펌프.
펌프 효율을 살펴보자 
0,72.
토출 압력: MPa. °C, 배수 냉각기의 열매체 매개변수는 다음과 같습니다.
증기 냉각기의 증기 매개변수:
℃; 
2833.36kJ/kg.
OP-7의 가열 온도를 17.5°C로 설정했습니다. 그런 다음 PVD-7 뒤의 수온은 °C와 같고 배수 냉각기의 열매체 매개변수는 다음과 같습니다.
℃; 
1032.9kJ/kg.
PPH-7 이후의 급수압력은 다음과 같습니다.
히터 자체 뒤에 있는 물 매개변수.
레닌그라드 금속 공장(NOG LMZ)의 열병합 증기 터빈 PT-80/100-130/13 공칭 전력 80MW, 초기 증기 압력 12.8MPa에서 최대 100MW의 산업 및 난방 증기 추출과 관련된 터빈 건물 생산 협회 50Hz의 회전 주파수와 생산 및 난방 요구에 맞는 열 공급을 갖춘 직접 구동 발전기 TVF-120-2용으로 설계되었습니다.
터빈을 주문할 때나 기타 문서에서는 "증기 터빈 1GG-80/100-130/13 TU 108-948-80"으로 지정해야 합니다.
터빈 PT-80/100-130/13은 GOST 3618-85, GOST 24278-85 및 GOST 26948-86의 요구 사항을 충족합니다.
터빈에는 절대 압력(1.275±0.29)MPa의 생산과 2개의 가열 추출(상부 절대 압력 0.049-0.245MPa 범위, 하부 압력 0.029-0.098MPa) 등 조정 가능한 증기 추출 기능이 있습니다.
가열 블리드 압력은 상부 가열 블리드 챔버에 설치된 하나의 제어 다이어프램을 사용하여 조절됩니다. 조정 가능한 압력난방 콘센트에서는 다음과 같이 지원됩니다. 상단 콘센트에서 - 두 난방 콘센트가 모두 켜진 경우, 하단 콘센트에서 - 하단 난방 콘센트 하나가 켜진 경우. 네트워크 물은 하부 및 상부 가열 단계의 네트워크 히터를 순차적으로 동일한 양으로 통과합니다. 네트워크 히터를 통과하는 물의 흐름이 제어됩니다.
터빈 PT-80/100-130/13의 주요 매개변수의 공칭값
| 매개변수 | PT-8O/100-130/13 |
| 1. 전력, MW | |
| 명사 같은 | 80 |
| 최고 | 100 |
| 2. 초기 증기 매개변수: | |
| 압력, MPa | 12.8 |
| 온도. ℃ | 555 | 284 (78.88) |
| 4. 생산을 위해 추출된 증기를 소비합니다. 필요량, t/h | |
| 명사 같은 | 185 |
| 최고 | 300 |
| 5. 생산 추출 압력, MPa | 1.28 |
| 6. 최대 신선 증기 소비량, t/h | 470 |
| 7. 조절된 가열 증기 추출 시 증기 압력 변화의 한계(MPa) | |
| 위쪽에 | 0.049-0.245 |
| 밑바닥에 | 0.029-0.098 |
| 8. 수온, °C | |
| 영양가 있는 | 249 |
| 냉각 | 20 |
| 9. 냉각수 소비량, t/h | 8000 |
| 10. 응축기의 증기 압력, kPa | 2.84 |
새로운 증기의 공칭 매개변수, 냉각수 유량 8000m3/h, 냉각수 온도 20°C, 재생이 완전히 활성화되고 HPH에서 가열된 응축수의 양은 터빈을 통과하는 증기 유량의 100%와 같습니다. , 터빈 장치가 0.59 MPa의 탈기기로 작동하고 네트워크 물을 단계적으로 가열하고 터빈 처리량을 최대한 활용하고 응축기로의 증기 통과를 최소화하는 경우 다음 회수 값을 취할 수 있습니다.
— 80MW 전력에서 규제된 추출의 공칭 값
— 생산 선택 — 1.275 MPa의 절대 압력에서 185 t/h;
- 총 가열 추출 - 절대 압력에서 285 GJ/h (132 t/h): 상부 추출에서 - 0.088 MPa 및 하부 추출에서 - 0.034 MPa;
- 추출 챔버의 절대 압력 1.275 MPa에서 생산 추출의 최대값은 300 t/h입니다. 이 생산 추출 값과 가열 추출이 없는 경우 터빈 전력은 -70MW입니다. 정격 출력이 80MW이고 가열 추출이 없는 경우 최대 생산 추출은 -250t/h입니다.
- 가열 추출의 최대 총 값은 420 GJ/h(200 t/h)입니다. 이 양의 열 추출과 생산 추출이 없는 경우 터빈 전력은 약 75MW입니다. 정격 전력이 80MW이고 생산 추출이 없는 경우 최대 가열 추출은 약 250GJ/h(-120t/h)입니다.
— 생산 및 난방 추출이 꺼지고 냉각수 유량이 20°C에서 8000m3/h이고 재생이 완전히 켜진 상태에서 최대 터빈 출력은 80MW가 됩니다. 최대 터빈 출력은 100MW입니다. 생산 및 가열 추출의 특정 조합으로 얻은 값은 추출 크기에 따라 달라지며 모드의 격막에 의해 결정됩니다.
내장된 번들을 통한 보충수 및 네트워크 물의 통과로 터빈 유닛 작동이 가능합니다.
응축기가 네트워크 물로 냉각되면 터빈은 열 일정에 따라 작동할 수 있습니다. 최고 화력내장빔은 -130 GJ/h이며 배기부 온도는 80 °C 이하로 유지됩니다.
허용된 장편정격 출력에서 주요 매개변수의 편차가 다음과 같은 터빈:
- 신선한 증기의 초기 매개 변수 조합 (12.25 ~ 13.23 MPa의 압력 및 545 ~ 560 ° C의 온도)을 동시에 변경합니다. 이 경우 냉각수의 온도는 20°C보다 높아서는 안 됩니다.
- 응축기 입구의 냉각수 온도가 33°C로 증가하고 냉각수 유량이 8000m3/h일 때, 신선한 증기의 초기 매개변수가 공칭 매개변수보다 낮지 않은 경우;
- 동시에 생산 및 가열 증기 추출 값을 0으로 줄입니다.
- 새로운 증기 압력이 13.72MPa로 증가하고 온도가 565°C로 증가하면 터빈은 30분 이상 작동할 수 없으며 이 매개변수에서 터빈 작동의 총 지속 시간은 연간 200시간을 초과해서는 안 됩니다.
이 터빈 유닛 PT-80/100-130/13에는 고압 히터 No. 7(PVD-475-230-50-1)이 사용됩니다. PVD-7은 히터에 들어가기 전에 증기 매개변수(압력 4.41MPa, 온도 420°C 및 증기 흐름 7.22kg/s)로 작동합니다. 급수 매개변수는 압력 15.93MPa, 온도 233°C, 유속 130kg/s입니다.
산업용 및 난방 증기 추출 기능을 갖춘 가열 증기 터빈 PT-80/100-130/13은 50rps의 회전 속도로 TVF-120-2 발전기를 직접 구동하고 생산 및 난방 요구에 맞게 열을 방출하도록 설계되었습니다.
터빈의 주요 매개변수의 공칭 값은 다음과 같습니다.
전력, MW
공칭 80
최대 100
증기 평가
압력, MPa 12.8
온도, 0℃ 555
생산 요구에 따른 추출된 증기 소비량, t/h
공칭 185
최대 300
조절된 가열 출구의 증기 압력 변화 한계, MPa
상한 0.049-0.245
낮은 0.029-0.098
생산선택압력 1.28
수온, 0C
영양가 있는 249
냉각 20
냉각수 소비량, t/h 8000
터빈에는 다음과 같은 조정 가능한 증기 추출 장치가 있습니다.
절대 압력(1.275 0.29) MPa 및 2개의 가열 추출을 사용한 생산 - 절대 압력이 0.049-0.245 MPa 범위인 상위 및 0.029-0.098 MPa 범위의 압력이 있는 하위. 가열 블리드 압력은 상부 가열 블리드 챔버에 설치된 하나의 제어 다이어프램을 사용하여 조절됩니다. 가열 배출구의 조절된 압력은 상부 배출구에서 - 두 가열 배출구가 모두 켜져 있을 때, 하부 배출구에서 - 하나의 하부 가열 배출구가 켜져 있을 때 유지됩니다. 네트워크 물은 하부 및 상부 가열 단계의 네트워크 히터를 순차적으로 동일한 양으로 통과해야 합니다. 네트워크 히터를 통과하는 물의 흐름을 제어해야 합니다.
터빈은 단일 샤프트 2기통 장치입니다. HPC의 흐름 부분에는 단일 코일 제어 단계와 16가지 압력 수준이 있습니다.
LPC의 흐름 부분은 세 부분으로 구성됩니다.
첫 번째(상부 가열 배출구까지)에는 제어 단계와 7가지 압력 레벨이 있습니다.
두 번째(가열 추출 사이) 두 개의 압력 단계,
세 번째 - 조절 단계와 두 개의 압력 단계.
고압 로터는 단조되어 있습니다. 저압 로터의 처음 10개 디스크는 샤프트와 일체형으로 단조되고 나머지 3개 디스크는 장착됩니다.
터빈 증기 분포는 노즐입니다. HPC 출구에서 증기의 일부는 제어된 생산 추출로 이동하고 나머지는 LPC로 보내집니다. 가열 추출은 해당 LPC 챔버에서 수행됩니다.
예열 시간을 줄이고 시동 조건을 개선하기 위해 플랜지와 스터드의 증기 가열과 HPC 전면 씰에 대한 생증기 공급이 제공됩니다.
터빈에는 3.4rpm의 주파수로 터빈 유닛의 축선을 회전시키는 축 회전 장치가 장착되어 있습니다.
터빈 블레이드 장치는 50Hz의 네트워크 주파수에서 작동하도록 설계되었으며, 이는 50rpm(3000rpm)의 터빈 장치 회전자 속도에 해당합니다. 터빈의 장기간 작동은 49.0-50.5Hz의 네트워크 주파수 편차로 허용됩니다.
