Учебная работа. Проектирование тепловой электростанции

1 Звезда2 Звезды3 Звезды4 Звезды5 Звезд (4 оценок, среднее: 4,75 из 5)
Загрузка...
Контрольные рефераты

Учебная работа. Проектирование тепловой электростанции

Инструкция

Посреди прошедшего века в промышленно продвинутых странах начались разработки энергоблоков, рассчитанных на сверхкритические характеристики пара, что было вызвано необходимостью понижения удельных расходов горючего. Вослед за русскими инженерами, которые в 1949 г. ввели в эксплуатацию 1-ый в мире котел на давление 30 МПа, южноамериканские спецы приступили к созданию и широкому распространению больших энергетических котлов сверхкритического давления (СКД).

Сначала 80-х годов энтузиазм к энергоблокам на сверхкритическое давление в США (Соединённые Штаты Америки — государство в Северной Америке) приметно снизился. Это разъясняется тем что, во-1-х, опыт исходного периода эксплуатации энергоблоков СКД с прямоточными котлами показал, что их коэффициент готовности несколько ниже, чем у энергоблоков рассчитанных на докритические характеристики пара, и с барабанными котлами. Во-2-х, улучшение технологии добычи угля позволило понизить цены на горючее. Конкурентоспособность энергоблоков уменьшилась, потому что при их сооружении употребляются очень дорогие аустенитные стали. Все это привело к тому, что в 90-е годы США (Соединённые Штаты Америки — страны и Япония. Для их свойственны высочайший технологический уровень в энергомашиностроении и драгоценное импортируемое горючее.

Ситуация в США (Соединённые Штаты Америки — стала изменяется лишь в крайние годы. Посреди обстоятельств, заставивших Американских энергетиков поменять свое отношение к разработке энергоблоков СКД, можно отметить последующие:

анализ работы 162 американских энергоблоков СКД, выполненный спецами ЕPRI, показал что опосля исходного периода эксплуатации они по показателям надежности и готовности достигнули энергоблоки докритических характеристик пара; их экономичность в среднем оказалась на 3% выше по сопоставлению с энергоблоками на докритическое давление (16,5 МПа, 538/538°С); отсутствие барабана и остальных толстостенных частей у прямоточных котлов СКД привело к понижению на 15…20% времени, нужного для растопки из прохладного состояния;

Ситуация с ценами на уголь оказалась не таковой подходящей как ожидалось:

Стоимость углей восточных угольных бассейнов начала приметно возрастать; за маленький период цены выросли на 25% и к началу 2004 г. Достигнули абсолютного максимума за крайние 25 лет.

Возникли новейшие марки сталей с содержанием хрома 9 и 12%, что решило вопросец надежной работы высокотемпературных частей котлов, рассчитанных на температуру пара до 649°С; к концу десятилетия в Европе предполагалось сделать материалы, способные обеспечить работу котла при температуре пара 705°С.

Беря во внимание все это, Department of Energy US, EPRI, Ohaio coal development and National laboratory of Oak Ridge вместе с производителями котлов приступили к разработке новейших высокотемпературных материалов для котлов суперсверхкритических характеристик (ССКД) с температурой перегретого пара до 760°С. Но основным стимулом для перехода

К сверхкритическим характеристикам пара явились новейшие требование к понижению выбросов ядовитых (NOx и SO2) и парниковых (СО2) газов в атмосферу. Увеличение КПД энергоблоков понижает расход горючего при выработке такого же количества электроэнергии, а как следует, уменьшает количество выкидываемых в атмосферу товаров сгорания.

Ратификация Киотского протокола странами Евро союза и Японией поставила их перед необходимостью понизить к 2008 и к 2012 г. Выбросы СО2 на 8 и 6%. В истинное время более освоенным способом понижения выбросов парниковых газов в атмосферу является увеличение КПД использования органического горючего. Спецы EPRI подсчитали что повышение КПД энергоблока всего на 1% уменьшает выбросы СО2 в атмосферу на 1 млн. т за весь период работы.

В США (Соединённые Штаты Америки — государство в Северной Америке), невзирая на отказ ратифицировать Киотский протокол, проводится политика понижения выбросов парниковых газов, при этом не абсолютных, а удельных (на 1 выработанной электроэнергии). С учетом этого спецы EPRI продолжают исследования по выбору более пригодных характеристик пара и схем для энергоблоков СКД новейшего поколения. Ими рекомендованы рациональные характеристики для новейшего энергоблока мощностью 700 МВт: давление — 31,0 МПа; температура-593°С и двойной промежный перегрев до той же температуры. При всем этом следует увидеть, что энергоблок №1 ТЭС Эддистоун, проработавший наиболее 35 лет, эксплуатировался в главном при наиболее больших давлении (32,2 МПа) и температуре (610°С).

Для обоснований собственных советов EPRI выполнили экономический анализ необходимости увеличения характеристик пара за котлом до 35 МПа и 732°С. По расчетам, эти характеристики обеспечивают КПД, равный 46 при однократном и 48% при двукратном перегреве пара. Для надежной работы котла с таковыми параметрами потребуются очень дорогие материалы. Безизбежно встает вопросец:

Сумеет ли понижение издержек на горючее окупить доп расходы, обусловленные внедрением дорогих жаропрочных сталей?

Были изготовлены расчеты для 3-х энергоблоков мощностью 500 МВт. Предполагалось, что они все будут работать на схожем качественном угле стоимостью 41,67 дол/т.у.т. Коэффициент использования установленной мощности для всех энергоблоков принят равным 80%, а срок амортизации серьезных издержек -20 лет.

Чем выше стоимость горючего, тем больше предельное значение удельных издержек, при которых переход от докритических к сверхкритическим характеристикам еще обеспечивает конкурентоспособность энергоблоков СКД. к примеру, при стоимости горючего 41,67 дол /т.у.т. энергоблок СКД с КПД=40,1% можно предпочесть энергоблоку на докритические характеристики лишь при условии, что его удельные финансовложения будут выше не наиболее 6%(1080 дол/кВт). Если при той же стоимости горючего перейти к суперсверхкритическим характеристикам с КПД=42,7%, то предельные серьезные Издержки составят уже 1120 дол/кВт. Если экономичность энергоблока будет увеличена до 45%, то при стоимости 41,67 дол/т.у.т. он будет конкурентоспособен даже в случае роста удельных серьезных издержек до 1174 дол/кВт. При наиболее низкой цены горючего (к примеру 13,9 дол/т.у.т) повышение удельных серьезных издержек даже на 2,5% ставит под колебание необходимость перехода от докритического давления к сверкритическому.

Следует, но, увидеть, что приведенные числа не учитывают вероятных в будущих платежей за выбросы парниковых газов. Для котла докритического давления

Выбросы СО2 составляют 0,85 т/(МВт*Ч), а для котла на суперсверхкритические характеристики составляют всего 0,65 т/(МВт*Ч), т.е. меньше на 23%. Введение платы за выбросы парниковых газов приведет к большей необходимости сооружения энергоблоков СКД и ССКД в область наиболее дешевеньких углей.

В истинное время более целесообразным является введение новейших мощностей.

1. Выбор типа и количества турбин, энергетических котлов

1.1 Выбор типа и количества турбин

ГРЭС проектируется в городке Иваново. Основное горючее газ, запасное мазут. Электронная мощность ГРЭС составляет 1050 МВт.

В согласовании с НТП, единая мощность турбоагрегата выбирается исходя из определенных местных критерий с учетом перспективы развития объединенной энергосистемы, также определенные виды нагрузок в согласовании с заданием.

Термическая перегрузка Qр =400 ГДж/ч, из которой Qот=300 ГДж/ч, Qгвс=100 ГДж/ч. В согласовании с данными перегрузками выбираю турбину К210130 в количестве 5 агрегатов.

Исходные характеристики пара: Ро=12,75 МПа; tо=545оС; Dо=670 т/ч. Станция выполнена блочно.

1.2 Выбор типа и количества котлов

Котлы для моноблоков выбираются по наибольшему пропуску пара через турбину с учетом расхода пара на собственные нужды и припаса в размере 3%, места расположения проектируемой станции, также исходным характеристикам (Ро, tо) пара на турбину и видом горючего.

В согласовании с исходными параметрами выбирается котел Еп-670140 ГМ в количестве 5 агрегатов.

2. Составление принципной термический схемы электростанции, её расчет на данный режим

2.1 Описание термический схемы ГРЭС

ГРЭС установлена в городке Иваново. Основное горючее газ, запасное мазут. Электронная мощность ГРЭС составляет 1050 МВт.

Термическая перегрузка Qр =400 ГДж/ч, из которой Qот=300 ГДж/ч, Qгвс=100 ГДж/ч. В согласовании с данными перегрузками устанавливается турбина К210130 в количестве 5 штук.

Исходные характеристики пара: Ро=12,75 МПа; tо=545оС; Dо=670 т/ч. Станция выполнена блочно.

По НТП котлы выбираются по виду горючего, наибольшему расходу пара на турбину и исходным характеристикам. В связи с сиим выбирается котел Еп670140 ГМ в количестве 5 штук.

Любой турбоагрегат имеет сетевую установку, состоящую из 2-ух сетевых подогревателей, водогрейных котлов и сетевых насосов. Температурный график равен 120/70. Система ГВС закрытая.

Регенеративная установка всякого турбоагрегата состоит из 3-х ПВД и 4 ПНД, в каких делается нагрев основного рабочего тела до температуры питательной воды 240оС. Деаэрация питательной воды происходит в деаэраторе типа ДП 1000. Нагрев осуществляется с давлением 0,7 МПа. Нагрев питательной воды составляет 20оС.

Главный конденсат и питательная вода греются в регенеративных подогревателях паром из отборов турбины. Слив дренажей из ПВД каскадный с следующим заводом в главный деаэратор. Слив дренажей из ПНД смешанный с следующим заводом в линию основного конденсата.

Пар опосля прохождения проточной части турбины поступает в конденсатор. Для каждой турбины установлен конденсатор типа 200КЦС-2, где пар конденсируется и подается конденсатным насосом в главный деаэратор. Конденсатный насос имеет резерв. Турбина типа К210130 имеет 7 регенеративных отборов пара.

2.2 Главные характеристики турбины

давление свежайшего пара Ро=130 ат= 12,75 МПа. температура свежайшего пара tо=545оС. Конечное давление пара Рк=0,00353 МПа. температура питательной воды tп.в.=240оС. давление пара в отборах:

1 отб. ПВД 7 Р1=3,855 МПа

2 отб. ПВД 6 Р2=2,52 МПа

3 отб. ПВД 5 Р3=1,187 МПа деаэратор 1,187 МПа

4 отб. ПВД 4 Р4=0,627 МПа

5 отб. ПВД 3 Р5=0,232 МПа

6 отб. ПВД 2 Р6=0,125 МПа

7 отб. ПВД 1 Р7=0,026 МПа

2.3 Расчет увеличения температуры питательной воды в питательном насосе

?tп.н.=?•(Рн Рв)•103 / с•?п.н., оС

? — удельный размер, м3/кг

Рндавление на стороне нагнетания питательного насоса, МПа

Рвдавление на стороне всасывания питательного насоса, МПа

с — удельная теплоемкость, кДж/кг· оС

?п.н. — кпд питательного насоса

?tп.н. = 0,0011· (180,8) · 103 / 4,19· 0,85 =5,3оС

2.5 Определение температуры дренажей питательной воды и конденсата опосля подогревателей высочайшего давления и подогревателей низкого давления

Разность температур в группе ПВД

?t = tвых tвх

??t = tн tвых

на группу ПВД

?t = tп.в.tп.н.

?t = 240170=70 оС

На 1 ПВД

?t1 = ?t/3

?t1 = 70/3 =23,3 оС

tвх = tп.н. + ?t1 = 170 + 23,3 = 193,3 оС

tвых = tвх + ?t1 = 193,3 + 23,3 = 216,6 оС

tп.в. = tвых + ?t1 = 216,6 + 23,3 = 239,9 оС

Принимаем температурный напор ?t = 5 оС

tн1 = tп.в. + ?t = 240 + 5 = 245оС

tн2 = tвых + ?t = 216,6 + 5 = 221,6 оС

tн3 = tвх + ?t = 193,3 + 5= 198,3 оС

Разность температур в группе ПНД

?tпнд = t5t1 = 14031=109 оС

?t1 = ?tпнд /4 = 109/4 = 27,25 оС

t2 = t1 + ?t1 = 31+27,25 = 58,25 оС

t3 = t2 + ?t1 = 58,25+27,25 = 85,50 оС

t4 = t3 + ?t1 = 85,5+27,25 = 112,75 оС

t5 = t4 + ?t1 = 112,75+27,25 = 140 оС

tн7 = t2 + ?t= 31 + 5 = 36 оС

tн6 = t3 + ?t= 58 + 5 = 63,25 оС

tн5 = t4 + ?t= 85,5 + 5 = 90,5 оС

tн4 = t5 + ?t= 140 + 5 = 145 оС

2.6 Расчет характеристик сетевой установки

tпр

t1

СП1

Набросок 2.1 — Схема сетевой установки

Расход сетевой воды:

Dсв = Qр · 103 / с (tпр — tобр), т/ч

Qр — расчетная термическая перегрузка, кДж/кг

tпр, tобр — температура прямой и оборотной сетевой воды, оС

tпр = 120 оС; tобр = 70 оС

Dсв = 400 · 103 / 4,19 (120-70) = 1909,3 т/ч

температура сетевой воды за сетевыми подогревателями:

tпр = 120 при tн = 125 Рто = 0,232 МПа

2.7 Процесс расширения пара в турбине

процесс расширения пара разбиваем на 3 отсека.

1-ый отсек — от исходного давления пара до третьего регулируемого отбора.

2-ой отсек — от третьего регулируемого отбора до нижнего теплофикационного отбора.

3-ий отсек — от нижнего теплофикационного отбора до конечного давления.

В процессе построения принимаем утраты давления на клапан ?Ркл = 0,05 Р0. Действительный теплоперепад в отсеках определяется с учетом внутренних относительных кпд.

?oi? = 0,825

?oi?? = 0,875

?oi??? = 0,79

Ро = 12,75 МПа = 130 бар

tо = 545 оС

Ро’ = Ро — 0,05· Ро = 130 — 0,05 · 130 = 123,5 бар

i3 = 3064кДж/кг

?Но? = i0 — i3 = 3460 — 2980 = 480 кДж/кг

?Нр? = ?Но? · ?oi? = 480 · 0,825 = 396 кДж/кг

i3′ = 3540кДж/кг

Iто = 2980 кДж/кг

?Но?? = i3′ — iто = 3540 — 2888 = 652 кДж/кг

?Нр?? = ?Но?? · ?oi?? = 652 · 0,875 = 608 кДж/кг

iто’ = 2980 кДж/кг

iк = 2296 кДж/кг

?Но??? = iнто’ — iк = 2980-2296 = 732 кДж/кг

?Нр??? = ?Но??? · ?oi??? = 732 · 0,79 = 592 кДж/кг

iк’ = 2436 кДж/кг

2.8 характеристики пара и воды

Таблица 2.1

Точки процесса

характеристики греющего пара

Характеристики конденсата греющего

Питательная вода и главный конденсат

давление Р, МПа

Энтальпия i, кДж/кг

Температура насыщения tн, оС

Энтальпия i, кДж/кг

температура t, оС

Энтальпия i, кДж/кг

Перед турбиной

12.75

3460

Р1 ПВД7

2,85

3176

245

1061,6

240

1037,6

Р2 ПВД6

2,52

3064

221,6

948,3

216,6

925,2

Р3 ПВД5

1,187

3360

198,3

843,4

193,3

820,9

Р3 деаэратор

1,187

3360

164,9

697

164,9

697

Р4 ПНД4

0,627

3196

145

610,6

140

589,1

Р5 ПНД3

0,232

3008

125

525,0

120

503,7

Р6 ПНД2

0,125

2920

90

376,4

85

355,92

Р7 ПНД1

0,026

2780

63

263,65

58

242,72

Конденсатор

0,00353

2436

26

108,95

26

108,95

2.9 Расчет параметров сетевой установки

tпр=120

СП1

Набросок 2.2 — Схема характеристик сетевой установки

Dсп1 ·(iн.о. — i1н) · ? = Dс.в.· (i1 — iобр)

Dсп1 = Dс.в.· (i1 — iобр) / (iн.о. — i1н) · ?

Dсп1 = 1909,3*(503,7-292,97)/((3008-525)*0,98)= 165,34 т/ч

2.10 Расчет подогревателей высочайшего давления

tп.в.

iп.в.

ПВД7

D1

Р1

D1 i1

tн1

iн1 tвых

iвых

ПВД6

D2

Р2

D1 + D2 i2

Набросок 2.3 — Схема подогревателей высочайшего давления

D1 · (i1 — iн1) · ?= Dп.в. · (iп.в. — iвых)

D1 = 1.01Dп.в. · (iп.в. — iвых) / (i1 — iн1) · ?

D1 = 1.01D (1037.6 — 925.2) / (3176 — 1061.6) · 0,98 = 0.0547D

D2 · (i2iн2) · ? + D1 · (iн1iн2)=1.01D· (iвыхiвх)

D2 · (i2iн2) · ? = Dп.в. · (iвыхiвх) D1 · (iн1iн2)

D2 = 1.01Dп.в. · (iвыхiвх) D1 · (iн1iн2) / (i2iн2) · ?

D2 = 1.01D · (925.2 — 820.9) — 0.0547D · (1061.6 — 948.3) / (3064 — 948.3) · 0,98 = 0.0478D

D3 · (i3iн3) · ? + (D1+D2) · (iн2iн3)=Dп.в. · (iвыхiпн)

D3 · (i3iн3) · ? = Dп.в. · (iвыхiпн) — (D1+D2) · (iн2iн3)

D3 = 1.01Dп.в. · (iвыхiпн) — (D1+D2) · (iн2iн3) / (i3iн3) · ?

D3= 1.01D· (820.9 — 697) — (0.0547D+0.0478D) · (948.3 843.4) /

/(3360 — 843.4)· 0,98 = 0.0464D

2.11 Расчет основного деаэратора

Схема основного деаэратора.

Dдр Dк

iдр iк

Dс1=Dрнп

iрнп i0

Набросок 2.4 — Схема основного деаэратора

Из уравнения вещественного баланса деаэратора выражаем расход основного конденсата, поступающего в деаэратор:

Dп.в. = Dд + (D1 + D2 + D3) + Dс1 + Dк3

Dк3 = Dп.в. — Dд — (D1 + D2 + D3) — Dс1

Dк3 = 1.01 Dд — D3отб — 0.1489D = 0.8611 — D3отб

Уравнение термического баланса деаэратора:

0.1489D· i3 · ?+ Dk· ik · ?+ D3отб· iот · ?=1.01D· iпв

0.1489D· 83.4 · 0.98+ (0.8611D-D3отб,)· 589,1 · 0,98+ D3отб· 3360 ·0,98 = 1.01D· 697

3292.8D3отб =704D

62.1D+2715 D3отб =704D

2715.5 D3отб =83.9D

D3отб =0.0309D

Dк3=0.8611-0.0309=0.8302D

Dк3=0.8302D

2.12 Расчет подогревателей низкого давления

Схема ПНД.

ПНД4 ПНД3 ПНД2 ПНД1

t5 t6 t7

t8

t4

Набросок 2.5 — Схема подогревателей низкого давления

t4 = 140оС, тогда i5 = 589,1 кДж/кг

Термический баланс ПНД4:

D4 · (i4 — iн4) · ? = Dк · (iк — i5)

D4 = Dк3 · (i4 — i5) / (i4 — iн4) · ?

D4 = D· 0,8302 (589,1 — 503,7) / (3196 — 589,1) · 0,98 = 0,028D

t3 = 120оС, тогда i6 = 503,7 кДж/кг

Термический баланс ПНД3:

D5 · (i5 — iн5) · ? + D4 · ??45 · ? = Dк2 · (i5 — i6)

Dк2 = Dк3 — (D4 + D5)

Dк2 = Dк1 — (D4+ D5 +D6) = 0,8302 D — (0,028D+ D5 +D6)

D5 · (3008 — 525) · 0,98 + 0,028D · (610,6-525) 0,98 = (0,8022 D-D5 — D6) · (589,1 — 355,92)+(0,028D+ D5 +D6) (589,1-376,94)

D5 · 2454,42 = 190,65D — 22,02D6

D5 = 0,077D — 0,0003D кг/с

D5=0.0767D

Термический баланс ПНД2:

D6 · (i6 — iн6) · ? + Dс2 · (i??» — iн2) · ? = Dк1 · (iн6 — i7)

Dк1 = Dк2 — (D6 + Dс2 + Dсп2)

Dк1 = 0.8022 — (D5 — D6)

D6 · (2920376.94) =(0.8022D D5 D6) · (355,92 242,72)

D6 · 2492,2 = 90,8D — 113,2D5 113,2D6

D6 = 0,0348D — 0,0434D5

D6 = 0,0348D — 0,0434D5 (0,077D — 0,069D6)

D6 = 0,0315D

Термический баланс ПНД1:

D7 · (i7 — iн7) · ? = Dк · (i7 — i8)

Dк = D — (D4+ D5 +D6 +D7)

D7 = Dк · (i7 — i8) / (i7 — iн7) · ?

D7 = 0.6652D · (242.46 — 142,46) / (2780 — 263.65)

2466.023D7 = 66.52D

D7= 0.0257D

Dпр = ?пр · Dкном, т/ч

?пр = 1,5% от паропроизводительности котла

Dпр = 0,01 · 670 = 6,7 т/ч

давление в барабане котла:

Рб = Рок + ?Рпп, МПа

Рок номинальное давление пара в котле, МПа

Рок = 13,75 МПа

пп — гидравлическое сопротивление пароперегревателя, МПа

пп = 1,4 Мпа

Рб = 13,75 + 1,4 = 14,15

В данном случае целенаправлено завести пар из первой ступени сепаратора в деаэратор, потому давление в РНП — ?, и утрата продувочной воды определяется из уравнения термического и вещественного баланса расширителя продувки:

Qпр = Qс1 + Q0,7

Dпр ·iб · ? = Dc1 · i»? + D0,7 · i?

Dпр ·iб · ? = Dc1 · i»? + Dпр · i?Dс1 · i?

Dпр · (iб · ? i?) = Dc1 · (i»? i?)

Dc1 = Dпр · (iб · ? i?) / i»? i?

Dc1 = 6,7 · (1620 · 0,98 — 697) / (2762,9 — 697,1)= 2,89 т/ч = 0,8 кг/с

iб, i»?, i? — энтальпии продувочной воды, отсеппарированного пара и отсеппарированной воды соответственно, кДж/кг.

? — коэффициент, учитывающий остывание сепаратора, принимается равным 0,98.

количество продувочной воды опосля сепаратора первой ступени:

Dпр = Dпр Dc1, т/ч

Dпр = 6,72,89 = 3,81 т/ч

(Dпр Dc1) · i? = Dc2 · i»?? + D0,15 · i??

Dпр · i?Dс1 · i? = Dc2 · i»?? + (DпрDc1Dс2) · i??

Dпр · i?Dс1 · i? = Dc2 · i»?? + Dпр· i?? Dc1· i?? Dс2· i??

Dпр · (i?i??) + Dc1 · (i? i??) = Dc2 · (i»?? i??)

Dc2 = Dпр · (i?i??) + Dc1 · (i? i??) / i»?? i??

Dc2 = 3,81· (697 467,13) + 2,89 · (697 467,13) /(2693,9 — 467,13) = 0,37 т/ч

i??, i»?? — энтальпии сухого насыщенного пара и отсеппарированной воды, кДж/кг.

Количество продувочной воды, сбрасываемой в сточную канаву:

Dпр» = Dпр Dc2, т/ч

Dпр» = 3,810,37 = 3,44 т/ч

2.14 Определение коэффициента недовыработки

yi·Di

y1·D1 =0.810 * 0.0547D=0.0443D

y2·D2 =0.736 * 0.0478D=0.0352D

y3·D3 =0.902 * 0.0464D=0.0418D

y4·D4 =0.742 * 0.0287D=0.0207D

y5·D5 =0.558 * 0.0767D=0.0428D

y6·D6=0.472 * 0.0315D=0.0148D

y7·D7 =0.336 * 0.0257D=0.0086D

?y·D=0.2082D

2.15 Определение расхода пара на турбину по балансу мощностей

D=

D= т/ч

Расход пара на отборы турбины

D1 = 0.0395·951=38.41 т/ч

D2 = 0.0293·951=28,49 т/ч

D3 = (0.418+0,0278)·951=67,682,89=64,79 т/ч

D4 = 0.0395·951=20,13 т/ч

D5 = 0.0428·951=41,62 т/ч

D6 = 0.0148·951=14,390,37=14,02 т/ч

Таблица 2.2

отбора

Расход пара в толиках от D

y

y·D

Расход т/ч

ПВД 7

0,0547D

0,722

0,0395D

38,41

ПВД 6

0,0478D

0,613

0,0293D

28,49

ПВД 5

0,0773D

0,902

0,0696D

64,79

ПНД 4

0,028D

0,742

0,0207D

20,13

ПНД 3

0,0767D

0,558

0,0428D

41,62

ПНД 2

0,0315D

0,472

0,0148D

14,02

ПНД 7

0,0257D

0,336

0,0086D

8,36

?

0,3417D

4,345

0,0253D

219,08

2.15 Проверка расхода пара на турбину по балансу мощностей

Мощность потока пара в турбине

I отбора

N1 = D1· (i0-i1) 0,98/3600 = 38,41· (3460-3176) 0,98/3600 =2,969 МВт

II отбора

N2 = D2· (i0-i2) 0,98/3600 = 28,49· (3460-3064) 0,98/3600 =3,07 МВт

III отбора

N3 = D3 · (i0-i3) 0,98/3600 = 64,79· (3460-3360) 0,98/3600 =1,842 МВт

IV отбора

N4 = D4· (i0-i4) 0,98/3600 = 20,15· (3460-3196) 0,98/3600 =1,448 МВт

V отбора

N5 = D5· (i0-i5) 0,98/3600 = 41,62· (3460-3008) 0,98/3600 =5,120 МВт

VI отбора

N6 = D6· (i0-i6) 0,98/3600 = 14,02· (3460-2920) 0,98/3600 =2,115 МВт

VII отбора

N7 = D7 · (i0-i7) 0,98/3600 = 8,36· (3460-2780) 0,98/3600 =1,547 МВт

Мощность конденсатного потока

Nк = Dк · (i0-iк) 0,98/3600 = (951-219,08)· (3460-2436) 0,98/3600 =204,05 МВт

Сумма мощностей потоков пара в турбине

?N=N1+N2+N3+N4+N5+N6+N7+Nк

?N=222,16 МВт

Мощность на зажимах генератора

Nэ’ = ?N·?эм = 222,16·0,98=217,7 МВт

2.16 Определение относительной погрешности

?N = [(Nэ — Nэ’) / Nэ] · 100% (2.5)

?N = [(210217,7) / 210] · 100 = 3,6%

3. Выбор вспомогательного оборудования термический схемы станции

3.1 Оборудование, поставляемое в комплекте с турбиной

1) конденсатор типа 200КЦС-2;

2) главный эжектор конденсационного устройства (с холодильником) типа ЭП-3-700-1 в количестве 2-ух штук

3) Маслобак МБ-63-90 (маслоохладитель встроен в маслобак) в количестве 2-ух штук.

3.2 Расчет и выбор деаэраторов, конденсатных и питательных насосов, оборудования теплофикационной установки

В согласовании с нормами технологического проектирования тип и количество регенеративных подогревателей для основного конденсата выбираются в согласовании с количеством отборов.

Таблица 3.1

Тип

подогревателя

Площадь поверхности термообмена, м

Номинальный массовый расход воды, кг/с

Расчетный термический поток, мВт

Наибольшая температура,

Гидравлические сопротивления при номинальном расходе воды, мм. в.ст.

Группа ПНД

ПН100164III

ПН-350167III

ПН-350167II

ПН-350167I

100

350

351

352

102,8

136,1

159.7

159.7

1,6

24,3

17.1

24.0

240

400

400

400

3,0

4,95

5.4

5.8

Группа ПВД

ПВ77526513

ПВ77526525

ПВ77526545

775

775

775

194.4

194.4

194.4

19.5

32.2

20.7

449

341

392

25,0

24,0

24,0

В согласовании с НТП конденсатные насосы выбираются по условиям наибольшего расхода пара в конденсатор и необходимому напору. Конденсатный насос должен иметь резерв.

Общая подача рабочих конденсатных насосов:

; т/ч (3.1)

где 1,1 и 1,2 — коэффициенты, учитывающие отвод в конденсатор

дренажной системой регенерации дренажей трубопроводов, ввод обессоленной воды.

— наибольший расход пара в конденсатор.

; т/ч (3.2)

Где — наибольший расход пара на турбину

— суммарный расход пара на регенеративные отборы

т/ч

Dкн =1,1·484=532,4т/ч

Напор конденсатного насоса определяется, исходя из давления в деаэраторе и преодоления сопротивления всей регенеративной системы и всего тракта от конденсатора до деаэратора, также преодоления высоты гидравлического столба в связи с установкой деаэратора на значимой высоте по условиям подпора питательного насоса.

Полный напор конденсатного насоса

; м (3.3)

где К — коэффициент припаса на неожиданные эксплуатационные сопротивления.

— геометрическая высота подъема конденсата, равна разности уровней деаэратора и конденсатора; м

давления в деаэраторе и конденсаторе; МПа

— сумма утрат напора в трубопроводах и ПНД.

; м (3.4)

где — гидравлическое сопротивление ПНД

— гидравлическое сопротивление охладителя уплотнений

— гидравлическое сопротивление трубопроводов

— гидравлическое сопротивление клапана деаэратора

м

м (3.5)

В согласовании с расчетами подача составляет Dкн =532,4 т/ч, напор =198,2 м. Избираем по литературе [1] насос КсВ 320-210 в количестве 3-х штук: два рабочих и один в резерве.

Черта насоса КсВ 200-220

— Подача 320 м/ч

— Напор 210 м

— Допустимый кавитационный припас 1,6

— Мощность 255 кВт

— КПД насоса 75%

— Частота вращения n=1500 о/мин

В согласовании с нормами технологического проектирования количество и производительность питательных насосов должны соответствовать последующим условиям:

Для электростанций с блочными схемами на докритические характеристики: подача питательных насосов определяется наибольшим расходом питательной воды на питание котла с припасом не наименее 5%.

На любой блок устанавливается один питательный насос со 100% подачей, на складе предусмотрен один запасный.

Обычно, питательные насосы принимаются с гидромуфтами и электроприводами.

Подача питательного насоса равна

=(1+, (3.3)

где — продувка,

— собственные нужды, = 0,02

— номинальный расход пара на турбину, т/ч

удельный размер

=(1+0,01+0,01)·670· 1,1=751,7

давление питательного насоса

= — , МПа (3.4)

где — давление на стороне нагнетательного патрубка, МПа

давление на стороне поглощающего патрубка, МПа

давление на выходе из насоса

= + + + ?. МПа (3.5)

где — давление в барабане котла, МПа

= + МПа (3.6)

где = 13,8 МПа — номинальное давление пара в котле

=1,4 МПа — гидравлическое сопротивление пароперегревателя барабанного котла = 13,8 + 1,4 = 15,2 МПа.

— припас давления на открытие предохранительного клапана (принимается для котлов с номинальным давлением пара от 0,4 МПа до 13,8 МПа)

= 0,05. МПа (3.7)

= 0,05. 13,8 = 0,69 МПа

Гидравлическое сопротивление нагнетательного тракта МПа

= + + + МПа (3.8)

где = 0,1 МПа — сопротивление клапана питания котла

= 0,15-0,35 МПа — гидравлическое сопротивление трубопровода

= 0,35-0,75 МПа — гидравлическое сопротивление экономайзера котла

— гидравлическое сопротивление подогревателей высочайшего давления МПа.

= 0,1 + 0,2 + 0,97 + 0,43 = 1,7 МПа

— геодезический напор, м

где ? — плотность воды на стороне нагнетания, кг/

— высота столба воды на нагнетательной стороне насоса, м

102 — эквивалент

давление на стороне нагнетательного патрубка в первом приближении

= + + МПа (3.9)

= 15,2 + 0,69 + 1,7 = 17,6 МПа

= (15,2 + 17,6) / 2 = 16,4 МПа

tср = (tб + tпн) /2 оС (3.10)

где tб — температура в барабане оС

tпн — температура в питательном насосе оС

tпн = tд + ?tпн оС (3.11)

где tд — температура в деаэраторе оС

?tпн — коэффициент увеличения температуры в питательном насосе оС

?tпн = [?· (Рн — Рв) ·103] / (с · ?пн) оС (3.12)

где Рн — давление на стороне нагнетания, МПа

Рв — давление на стороне всасывания, МПа

с — удельная теплоемкость, кДж/кг· оС

?пн — кпд питательного насоса%, ?пн = 0,85%

?tпн = [0,0011· (18 — 0,8) ·103] / (4,19 · 0,85) = 5,3 оС

tпн = 165 + 5,3 = 190,3 оС

tср = (343,18 + 170,3) / 2 = 256,74 оС

? = 0,0016680 м3/кг

= 1/0,0016680 = 599,5 кг/м3

(· Нн) / 102 = (0,5995 ·48) / 102 = 0,28 МПа

= 15,2+0,69+1,7+0,28 = 17,87 МПа

= — + ?. МПа (3.13)

где = 0,69 МПа — давление в деаэраторе

= 0,01 МПа — сопротивление водяного тракта до входа в питательный и предвключенный насос

?= 0,909 т/м — плотность воды

= 21 МПа — высота столба воды на поглощающей стороне насоса, принимается по условию кавитационного припаса на всосе насоса.

= 0,69 — 0,01 + 0,902. = 0,865 МПа

=17,87 — 0,865 = 17,005 МПа

В согласовании с расчетами подача составляет Dпн =766,48 м?/ч, напор Hпн=17.005 м. Избираем по литературе [1] насос ПЭ-780-200 в количестве 2-ух штук: два рабочих и один в резерве (хранится на складе).

Черта насоса ПЭ-780-200

— Напор 2030 м

— Допустимый кавитационный припас 15

— Мощность 4500 кВт

— КПД насоса 80%

— Частота вращения n=2985 о/мин

В согласовании с нормами технологического проектирования суммарная производительность деаэраторов питательной воды выбирается по ее наибольшему расходу.

Суммарный припас питательной воды в баках главных деаэраторов должен обеспечивать работу в течение 3,5 минут.

К основному деаэратору предусматривается подвод запасного пара для удержания в их давления при сбросах перегрузки и деаэрация воды при запусках. Тепло выпара деаэратора питательной воды употребляется в термический схеме станции. Расход питательной воды:

= (1 + ? +?)., т/ч (3.14)

где ? = 0,02 т/ч, ? = 0,02 т/ч — расходы питательной воды на продувку и собственные нужды в толиках от паропроизводительности

— наибольший расход пара на турбину.

= (1 + 0,01 + 0,01). 670= 683,4 т/ч

Малая нужная вместительность деаэраторного бака (БДП)

., м (3.15)

где =3,5 мин — время в течение, которого обеспечивается суммарный припас питательной воды в баках основного деаэратора

= 1,1 м/т — удельный размер воды

— расход питательной воды, т/ч;

= 3,5. 1,1. = 43,9 м

В согласовании с приобретенными расчетами =683,4; избираем деаэратор типа ДП-1000.

Рабочее давление 0,69 МПа с деаэраторным баком 120 м.

В согласовании с НТП расширителей непрерывной продувки служат для использования теплоты непрерывной продувки и частичного возврата рабочего тепла в термическую схему ТЭС.

Для котлов с давлением наиболее 10 МПа применяется двухступенчатая сепарация продувочной воды при норме напряженности размера 1000 м?/м? (1000 м? образующегося пара в час на 1 м? полезного размера расширителя).

количество продувочной воды регламентируется ПТЭ. Продувка равна 1,5% от Dк.

Расчет расширителей непрерывной продувки первой ступени:

Dпр = ?пр · Dкном, т/ч (3.16)

?пр = 1,5% от паропроизводительности котла

Dпр = 0,01 · 670 = 6,7 т/ч

давление в барабане котла:

Рб = Рок + ?Рпп, МПа (3.17)

Рок номинальное давление пара в котле, МПа

Рок = 13,75 МПа

пп — гидравлическое сопротивление пароперегревателя, МПа

пп = 1,4 Мпа

Рб = 13,75 + 1,4 = 14,15

В данном случае целенаправлено завести пар из первой ступени сепаратора в деаэратор, потому давление в РНП — ?, и утрата продувочной воды определяется из уравнения термического и вещественного баланса расширителя продувки:

Qпр = Qс1 + Q0,7 (3.18)

Dпр ·iб · ? = Dc1 · i»? + D0,7 · i?

Dпр ·iб · ? = Dc1 · i»? + Dпр · i?Dс1 · i?

Dпр · (iб · ? i?) = Dc1 · (i»? i?)

Dc1 = Dпр · (iб · ? i?) / i»? i?

Dc1 = 6,7 · (1620 · 0,98 — 697) / (2762,9 — 697,1)= 2,89 т/ч = 0,8 кг/с

V1 =Dc1 V» (3.19)

, i»?, i? — энтальпии продувочной воды, отсеппарированного пара и отсеппарированной воды соответственно, кДж/кг.

? — коэффициент, учитывающий остывание сепаратора, принимается равным 0,98.

V1 объём пара, образующегося в первой ступени, м?/ч.


]]>