Анализ возможности перевода энергоблоков 200МВт ВТГРЭС с котлами ПК-47 на режим разгрузок со скользящим давлением во всем пароводяном тракте

1. Общие сведения об оборудовании ВТГРЭС.

Верхнетагильская государственная районная электростанция (ГРЭС) пущена в эксплуатацию в 1956 году в составе районного энергетического управления (РЭУ) Свердовэнерго. Мощность первого агрегата составляла 100 МВт. В дальнейшем, в связи с ростом потребления электроэнергии мощность станции быстро увеличивалась. С пуском новых агрегатов и в 1963 году станция достигла проектной мощности, которая составляет 1521 МВт.
      В 1992 году РЭУ Свердловэнерго преобразовано в АО открытого типа Свердловэнерго, в составе которого ГРЭС работала до 2005 года, 01 апреля 2005 г станция передана в Территориально Генерирующую Компанию №9 (ТГК-9).   
      Электростанция предназначена для снабжения электроэнергией промышленности и других потребителей Свердовской области, кроме этого электростанция снабжает тепловой энергией производство Верхнетагильского комбината строительных конструкций, а также снабжает теплом жилье и учреждения города Верхнего Тагила и промплощадку ГРЭС.
     Первоначально на I-III и IV очереди ГРЭС в качестве топлива использовался челябинский и богословский уголь, в 1971 году, в связи с изменением топливного баланса, I-III и IV очереди переведены на сжигание экибастузского угля с соответствующей реконструкцией оборудования - котлоагрегатов, их пылесистем, золоуловителей, транспортеров топливоподачи, систем аспирации и др.
     В 1967 году смонтировано газовое оборудование на котлах IV очереди, а в 1986 году - на котлах I-III очереди, произведены работы по реконструкции, что позволило наряду со сжиганием экибастузского угля использовать природный газ.
     V очередь в качестве основного топлива использует природный газ, в качестве резервного топлива - мазут.

Выработка электроэнергии и тепла на электростанции осуществляется с использованием следующего основного оборудования.

I-III очереди:

- 5 котлов ПК-14 и 8 котлов ПК-14Р производительностью каждый 230 тонн в час, параметры пара 100 ата, 510 С работают на 4 турбоагрегата К-100-90 и 3-2 турбоагрегата Т-88/100-90/2.5 общей мощностью 576 МВт, выработанная электроэнергия по линиям 110 Кв. отпускается в объединенную энергосистему, выработанное тепло отпускается в виде пара давлением 6 г/кв.см и в виде горячей воды. В качестве топлива используется экибастузский каменный уголь (основное топливо) или природный газ (при наличии лимита).

IV очередь:

- 2 котла ПК-33-83 СП производительностью каждый 495 тонн в час, параметры пара 130 ата, 545 С работают каждый в блоке с турбо агрегатом К-165-130 общей мощностью 330 МВт, выработанная электроэнергия по линиям 220 Кв отпускается в энергосистему, выработанное тепло отпускается в виде горячей воды. В качестве топлива также используется экибастузский каменный уголь (основное топливо) и природный газ (при наличии лимита).

V очередь:

- 3 двухкорпусных котла ПК-47 производительностью 640 тонн в час, параметры пара 130 ата, 545 С работают каждый в блоке с турбоагрегатом К-205-130 общей мощностью 615 МВт, очередь вырабатывает только электроэнергию, отпускаемую по линиям 220 кВ. В качестве топлива используется природный газ и как резервное топливо - топочный мазут.

2. Состав оборудования бл.200МВт с котлом ПК-47 и турбиной К-200-130-1

КОТЛОАГРЕГАТ ПК – 47

Прямоточный котёл типа ПК – 47 Подольского машиностроительного завода им. Орджоникидзе имеет следующие основные расчетные характеристики:

1.

2.

3. 0С……...…...…....545

4.

5.

6. 0С ………………………………………………138

7. 0С ………………220

8. 0С ……………………………………………240

9. 0С …………...………………300

10.0С ………….......…………………..355

11.0С ………………...…………………360

12.I, 0С ……………………………………………….....430

13.II, 0С …………………………………………………480

14.I, 0С ……………………………………………….....500

15.I, 0С ……………………………………………...….550

16.0С ………...…………………………460

17.II, 0С …………………………………………...……530

18.II, 0С …………………...…………………………...545

19.

20.0С …………...………………………468

21.0С …..………….……545

Котлоагрегат ПК – 47 состоит из двух самостоятельных корпусов, объединённых в тепловой схеме блока одном потребителем. Каждый корпус имеет обычную П – образную компоновку в виде двух вертикальных шахт, объединённых вверху горизонтальной перемычкой.

Пароводяная схема котла состоит из двух самостоятельных контуров, объединённых перемычками 200мм после ГПЗ и ø200мм после стопорных клапанов турбины.

В соответствии с тепловой схемой питательная вода после ПВД поступает в общую перемычку, от которой распределяется по самостоятельным контурам обоих корпусов котла.

На каждом корпусе вода направляется к водяному экономайзеру и после подогрева в нём, через тройник с двумя отводами поступает к внутренним торцам фронтовой и задней входных камер НРЧ.

В НРЧ на экономайзерном участке происходит подогрев воды до кипения и начинается парообразование.

После НРЧ пароводяная смесь поступает в две выходные камеры (с фронта и сзади топки). От внутренних торцов этих камер отходят трубопроводы, соединяющиеся в тройник, от которого пар поступает в вертикальный раздатчик переходной зоны (ПЗ). Раздатчик ПЗ соединён 10-ю трубами с двумя входными камерами ПЗ.

В ПЗ происходит полное испарение оставшейся влаги и небольшой перегрев пара. При этом часть труднорастворимых солей выпадает на внутренней поверхности нагрева ПЗ. Это явление наиболее интенсивно происходит в момент наибольшей концентрации их в воде, т.е. перед превращением последних 5-10% воды в пар.

Размещение переходной зоны отдельным “вынесенным” пакетом в область относительно низких температур, т.е. в конвективную шахту, имеет цель облегчить условия работы труб при осаждении на внутренней их поверхности солей в виде накипи.

Освобождённый от солей и осушенный пар направляется к наружным торцам входных камер СРЧ-I, расположенных с фронта и сзади топки.

Пройдя СРЧ-I, пар поступает в СРЧ‑II, после в СРЧ-II, от задних торцов выходных камер, пар двумя трубопроводами подводится к торцам выходной камеры ВРЧ-I, расположенный с фронта корпуса. Здесь пар распределяется по трубам верхней радиационной части, экранирующей полностью по всей ширине корпуса фронтовую стену топки и переднюю часть потолка горизонтального газохода и выходит через обмуровку потолка в выходную камеру ВРЧ-I, расположенную поперёк потолочного перекрытия.

От внутреннего торца выходной камеры ВРЧ-I пар поступает по трубопроводу к переднему торцу входной камеры КПП-I. На верхнем горизонтальном участке этого трубопровода установлена встроенная задвижка. Перед задвижкой установлены отводя с дроссельным клапаном Д-3А,Б к растопочному сепаратору. Наличие этих элементов позволяет в процессе растопки обеспечить в испарительной части котла растопочную нагрузку и давление, близкое к рабочему, т.е. условия, необходимые для устойчивой гидродинамики испарительной части котла.

Пройдя конвективный пароперегреватель I ступени, пар направляется к раздающей камере паро-парового теплообменника (ППТО). Его назначение состоит в предварительном подогреве вторичного пара, что позволило уменьшить поверхность нагрева промпароперегревателя и снизить высоту конвективной шахты.

Пройдя ППТО, первичный пар поступает в собирающую камеру греющего пара. Из этой камеры пар двумя трубопроводами поступает в передние торцы входных камер ВРЧ-II, расположенных по бокам корпуса котла.

Трубы от входных камер ВРЧ-II экранируют боковые стены, выходят к задней стене горизонтального газохода, экранируют её полностью, переходя по всей ширине газохода на потолок, и экранируют заднюю половину потолка, после чего проходят через потолок и присоединяются к выходной камере ВРЧ-II, расположенной на потолочном перекрытии.

От наружного торца выходной камеры ВРЧ-II пар поступает в конвективный первичный пароперегреватель II ступени.

Пройдя конвективный первичный пароперегреватель II ступени, пар поступает в выходную камеру и из неё в главный паропровод.

Пройдя ЦВД пар давлением 26 ати и температурой 3450С, возвращается по двум параллельным паропроводам к корпусу котла. На каждой “холодной нитке” вторичного пара установлены отключающие запорные задвижки – ППХ-1А,Б.

Перед корпусами котла холодная нитка каждого контура разделяется на два паропровода, по которым вторичный пар поступает в торцы входной камеры ППТО.

Вторичный пар проходит 24 секции ППТО, подогревается до 4680С и поступает в выходную камеру, из которой по двум паропроводам, идущим с обеих сторон корпуса, направляется в промпароперегреватель.

Пройдя трубный пакет вторичного перегревателя, пар с температурой 5450С и давлением 25 ати, от передних торцов выходных камер выходит в два паропровода каждого корпуса и по ним направляется в ЦСД.

Регулирование температуры первичного пара осуществляется:

- впрыском №3 за ВРЧ-I, обеспечивающим поддержание температур за КПП-Iи ВРЧ-II;

- впрыском №4 за ВРЧ-II, обеспечивающим стабильность температуры первичного пара на выходе из котла.

Примечание: от впрыска №3 имеется отвод с запорным органом за СРЧ-I, который необходим для поддержания температур за СРЧ-II, ВРЧ-Iпри пусках из неостывшего и горячего состояний.

Регулирование температуры вторичного пара осуществляется с помощью паро-паровых байпасов ППТО, изменения тепловыделения в топке (снижения или увеличения температуры за КПП-I).

Расход мазута при номинальной нагрузке – 50 т/час.

Расход газа – 55 тыс.н.м3.

ТУРБИНА К-200-130-1

Ротор высокого давления цельнокованый из стали Р-2 (25ХIМIФ), РВД имеет одновенечную регулирующую ступень и II ступеней давления.

Диски всех ступеней РВД откованы заодно с ротором.

Полная длина РВД 4180 мм.

Критическое число оборотов РВД 1750 об/мин. Ротор гибкий, его рабочее число оборотов выше критического.

Примечание: критическое число оборотов зависит от длины и диаметра вала - прямо пропорционально диаметру и обратно пропорционально длине ротора.      

Вес ротора 7,1т.

Ротор среднего давления цельнокованый из стали Р-2 (25ХIМIФ), семь дисков из II ступеней откованы заодно с валом, четыре последующих - насадные.

Полная длина РСД 6076 мм.

Критическое число оборотов РСД 1780 об/мин.

Вес ротора 16,2т.

Ротор низкого давления из стали Р-2 (25ХIМIФ), имеет 8 насадных дисков - 4 прямого и 4 обратного потока.

Полная длина РНД 7175 мм.

Критическое число оборотов РНД 1610 об/мин.

Вес ротора 36т.

Роторы турбины имеют центральное отверстие Д90+10мм для снятия концентрации напряжений, отверстия по торцам роторов закрыты специальными пробками - заглушками.

Осевые усилия роторов сведены до минимума противоположно направленными потоками пара в ЦВД-ЦСД и в двух потоках ЦНД.

Лопаточный аппарат высокого давления и обратного потока низкого давления выполнены левого вращения.

Лопатки первых 19 ступеней (цельнокованых) имеют Т-образные хвостики, все последующие (насадные) - вильчатые.

Первая ступень РВД – регулирующий (для срабатывания высокого давления), активная.

Лопатки регулирующей ступени из аустенитной и перлитной стали и чередуются между собой. Выполнено это в экспериментальных целях.

Высота лопаток регулирующей ступени 32 мм, при среднем диаметре 1100 мм.

Высота лопаток двенадцатой ступени 117 мм, при среднем диаметре 926 мм          Высота лопаток тринадцатой ступени 97 мм, при среднем диаметре 1154 мм, степень реакции лопаток 20,3%, у корня 7,2%.

Высота лопаток двадцать третьей ступени 500 мм, при среднем диаметре 1554 мм, степень реакции лопаток 57,5%, у корня 15,6%.

Ступени низкого давления имеют порядковые номера с 24 по 27 прямой поток и с 28 по 31 обратный поток.

КПД 25 и 29 ступеней В6,7%.

Высота лопаток 26,27,30 и 31 ступеней 765 мм, на ТГ 7,8,10,11 и 960 мм на ТГ9, при среднем диаметре 2100мм. Эти лопатки имеют наплавку стеллитовых пластин для защиты выходных кромок от эрозионного износа.

26 и 30 ступени - ступени Баумана. На ТГ-9 при модернизации, ступень Баумана ликвидирована.

У верхнего яруса ступени Баумана срабатывается теплоперепад 66,15 ккал/кг, у нижнего - 25,4 ккал/кг при расходе 140 т/час пара.

КПД верхнего яруса 71,5%, нижнего 78,5%.

Концевые уплотнения ротора состоят из кольцевых канавок, проточенных непосредственно по валу со стороны цельнокованых дисков, и на насадных втулках со стороны насадных дисков.

РВД и РСД соединены жесткой муфтой и имеют один общий подшипник, причем муфта находится на стороне высокого давления, а подшипник на стороне среднего давления.

РСД и РНД соединены полугибкой муфтой с двумя компенсаторами.

РНД и ротор генератора соединены полугибкой муфтой с одним компенсатором.

На ТГ-9 при модернизации установлены жесткие муфты между РСД и РНД и между РНД и ротором генератора.

На муфте между роторами низкого давления и генератора расположена шестерня для валоповоротного устройства.

Цилиндр высокого давления одностенной конструкции отлит из хромомолибденованадиевой стали перлитного класса (15ХIМIФ-Л).

ЦВД имеет 11 диафрагм с направляющими лопатками, диафрагмы размещены в трех обоймах (3-5-3 ступеней).

Вес цилиндра без диафрагм 31т.

Цилиндр среднего давления одностенной конструкции состоит из двух частей:

- передняя часть отлита из хромомолибденовой стали (15ХIМIФ-Л) с приваренными к ней паровыми коробками,

- выхлопная часть сварной конструкции из листовой углеродистой стали.

ЦСД имеет 10 диафрагм с направляющими лопатками: 13ст. - сопловой аппарат,14,15ст. непосредственно в цилиндре, замет в трех обоймах 16-18, 19-21, 22-23 ступени.

ЦСД имеет горизонтальный разъем и вертикальный.

Вес цилиндра без диафрагм: передняя литая часть 15920 кг,

                                                             выхлопная сварная часть 15485 кг

Цилиндр низкого давления сварной конструкции, двухпоточный, состоит из трех частей:

- средняя - паровпуск, отлита из чугуна (Т.Г. 11 из стали);

- выхлопные - прямого и обратного потока из углеродистой стали сварной конструкции.

ЦНД имеет два потока по четыре диафрагм с направляющими лопатками.

ЦНД имеет горизонтальный и два вертикальных разъема.

Вес цилиндра без диафрагм 212т.

Цилиндры.

Цилиндры турбин своими лапами установлены на консольные шпонки, которые совместно со стулами подшипников представляют единую базовую жесткость, связывающую турбину с фундаментом.

Общая длина турбины составляет 20552 мм.

Геометрическая ось цилиндров обеспечивается наличием направляющих шпонок, определяющих строго определенное направление перемещения цилиндров при их прогреве и остывании.

Турбина имеет комплект поперечных, продольных и вертикальных шпонок.

Фикспункт турбины находится на пересечении диагоналей передней части ЦНД (обратного потока).

Для восприятия крутящего момента ЦВД и ЦСД имеют демпферные устройства, установленные с левой стороны турбины. Новые цилиндры, установленные при замене турбин, демпферных устройств не имеют.

Концевые уплотнения цилиндров состоят из колец, набранные из сегментов, установленных в обоймах на плоских пружинах.

Концевые уплотнения ЦНД т.г. 10 имеют внутренние стяжки.

ЦВД со стороны паровпуска имеет 5 камер лабиринтовых уплотнений, со стороны выхлопа - 4 камеры.

ЦСД со стороны паровпуска имеет 4 камеры, а со стороны выхлопа - 3 камеры лабиринтовых уплотнений.

ЦНД имеет по 2 камеры лабиринтовых уплотнений.

Отборы.

Турбина имеет 7 нерегулируемых отборов.

№

отб.

за ступ.

Ду

трубопр.

Р

кгс/см2

оС

расход на реген

расход сверх реген.

подогреватель

I

9

150

40

345

26

-

ПВД-7

II

12

200

17

345

25

30

ПВД-6

III

15

250

11,5

475

24

13

ПВД-5, ДБ

IV

18

300

6,06

378

24

13

ПНД-4,7,8 ПБ

V

21

300х2

2,64

290

13

20

ПНД-3,7,8 ОБ 8-10 ИСВ

VI

23

450х2

1,23

200

24

14,5

ПНД-2

VII

25 и 29

800-1000

0,25-0,27

77

21

-

ПНД-1

На первых (кроме второго) отборах установлены обратные клапана типа КОС.

На шестом отборе установлен обратный клапан типа "хлопушка".

На VII отборе арматуры нет.

ПОДОГРЕВАТЕЛЬ ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ.

ПВ-480/230 М

Подогреватели высокого давления служат для подогрева питательной воды за счет использования тепла отборов из промежуточных ступеней турбины. На ПВД поступает пар I,II,III отборов.

В ПВД-5,6 часть питательной воды после собственно подогревателя поступает в один (для каждого подогревателя) раздаточный коллектор пароохладителя.

В пароохладителе установлено 6 рядов спиралей, по две спирали каждого ряда соединены последовательно, через них питательная вода поступает в сборный коллектор (один для каждого подогревателя) пароохладителя.

От сборного коллектора питательная вода выведена через днище корпусе ПВД в трубопровод после ПВД-7 до обратного клапана.

Питательная вода в ПВД-5 и 6 проходит последовательно собственно подогреватель, затем пароохладитель.

Расход питательной воды через пароохладитель ПВД-5 и 6 обусловлен диаметром шайб и перепадом давлений на последующих ПВД.

Диаметр шайб первоначально был определен в 18 и 28 мм соответственно для ПВД-5 и 6.

В процессе эксплуатации группой наладки уточнен диаметр шайб до 15 и 24 мм.

Шайбы установлены на отводящих линиях перед врезкой их в основной трубопровод после ПВД-7, здесь же врезаны гильзы для термометров.

В ПВД-7 питательная вода после собственно подогревателя поступает в центральную отводящую трубу, проходя от каждого из двух сборных коллекторов (стояков) через шайбы Д100мм.

Оба сборных коллектора подогревателя, в зоне пароохладителя являются раздающими (питающими) коллекторами для его спиралей, подключение которых выполнено аналогично самому подогревателю.

Перед общей отводящей трубой в обоих сборных коллекторах, после запитки спиралей пароохладителя установлены шайбы Д100мм.

Питательная вода из спиралей пароохладителя поступает в два своих сборных коллектора, от которых по трубопроводам Д76х11 поступает в общую отводящую трубу.

Расход питательной воды через пароохладитель ПВД-7 обусловлен перепадом давления на шайбах Д100мм.

Пар отбора, поступая в камеры пароохладителей, проходит последовательно все четыре сектора –

через окно в верхней стенке последнего сектора, выходит в корпус ПВД,

через зазор между камерой пароохладителя и корпусом ПВД поступает в подогреватель.

В модернизированных подогревателях по 68 рядов спиралей, из них по 6 рядов в пароохладителях ПВД-5 и 6 и у ПВД-7, 4 ряда в целом в каждом из ПВД по 272 спирали.

Модернизация ПВД была вызвана массовым повреждением гибов спиралей из-за эрозионного износа, обусловленного чрезмерными скоростями питательной воды.

На блоке 9 в 97г. ПВД типа ПВ-480-230 заменена на ПВД-650-23.

ПВД укомплектованы отключающей арматурой по пару, дренажу греющего пара и по питательной воде.

Для отвода конденсата греющего пара установлены регуляторы уровня, для опорожнения дренажи по пару и по воде, воздушник.

Рабочие условия ПВД

№№

Наименование

Рабочие параметры

ПВД-5

ПВД-6

ПВД-7

1

2

3

4

5

6

1.

Рабочее

Давление

пара в корпусе

воды в труб.

11 ати

230 ати

27 ати

230 ати

40 ати

230 ати

2.

Температура

пара в камере съема перегр.

480оС

345оС

395оС

пара при выходе в подогрев.

215оС

250оС

270оС

воды в трубках

158-180оС

180-215оС

215-240оС

3.

Емкость

парового простран.

10,7 тн

10 тн

10,2 тн

водяного простран.

3,3 тн

3,3 тн

3,3 тн

4.

Давление

Гидроиспытаний

парового простран.

14 ати

34,1 ати

50 ати

водяного простран.

290 ати

290 ати

290 ати

Техническая характеристика и параметры ПВД-650-23

№

Наименование

Обозн.

Рабочее пространство

корпус (пар)

трубная система

(вода)

1

2

3

4

5

1

Номинальный расход воды, т/к

Стн

-

        +20

650   -100

2

Расчетное max (избыточное) давление, МПа

Рр max

3,5

23

3

Рабочее (избыточное) давление, МПа

Рр ном

2,5+0,3

19+4

4

Максимально допустимая температура пара на входе в ПВД, оС

Тmax

360

5

Рабочая температура на входе в ПВД при номинальном режиме, оС

Твх

340+20

180

6

Рабочая температура на выходе из ПВД при номинальном режиме, оС

Твых

-

215

7

Площадь поверхности

теплообмена,

м2

полная

зоны ОП

зоны ОК

Fп

Fоп

Fок

506,7

47,8

47,8

8

масса,т

аппарата сухого

аппарата заполненного водой

м

32,4

43,1

9

Число ходов по нагреваемой среде в зоне конденсации пара

-

1

10

Объем, мз

парового пространства

водяного пространства

Vпп

Vвп

8,5

2,2

11

Допустимая температура стенки, оС

Трасч.

243

298

12

Давление гидравлического испытания, МПа

Рпр

4,9

33

ДЕАЭРАТОРЫ.

Деаэраторы ДСП-400 повышенного давления, предназначены для удаления растворенных газов (кислорода, свободной углекислоты) из питательной воды, для временной компенсации небаланса между расходами питательной воды и основного конденсата и являются подогревателями смешивающего типа.

Производительность 400 т/час, емкость одного бака 90 мз, рабочее давление 5 ати, температура воды 158 оС, количество тарелок в колонке 5 шт.

Деаэратор состоит из аккумуляторного бака с приваренной к нему деаэрационной головкой, внутри которой расположены тарелки.                                                           

                                                              Котел типа ПК-47

                                                                       Подольского машиностроительного

                                                                                  завода им.Орджоникидзе

№

Наименование

Размер-ность

Величина

Завод №

Приме-чание

1

2

3

4

5

6

Котел ПК-47

Паропроизводительность

т/час

640

1

Давление первичного пара за котлом

кг/см2

140

Температура первичного пара за котлом

оС

540

Расход вторичного пара за котлом

т/час

544

Давление вторичного пара за котлом

кг/см2

25

Температура вторичного пара за котлом

оС

540

Температура питательной воды:

а/ при включённых ПВД

"

242

б/ при отключенных ПВД

"

158

Температура горячего воздуха

"

220

Температура уходящих газов

"

138

Гидравлическое сопротивление котла по первичному тракту (без РПК)

кг/см2

44

Гидравлическое сопротивление по вторичному тракту

"

2

Аэродинамическое сопротивление котла по газовому тракту

мм.в.ст

205

Аэродинамическое сопротивление котла по воздушному тракту

"

189

МПД брутто

%

92,78

Температура пароводяной смеси в водяном экономайзере:

а/ вход

оС

242

б/ выход

"

307

Температура пароводяной смеси в НРЧ:

а/ вход

оС

307

б/ выход

"

351

Температура пароводяной смеси в ПХ:

а/вход

"

351

б/ выход

"

359

Температура пара в СРЧ-1

а/ вход

"

359

б/ выход

"

413

Температура пара в СРЧ-П

а/ вход

"

385

б/ выход

"

454

Температура пара в ВРЧ-1

а/ вход

"

454

б/ выход

"

493

Температура пара в КПП-1

а/ вход

"

493

б/ выход

"

547

Температура пара в паропаровом теплообменнике (по первичному пару)

а/ вход

"

547

б/ выход

"

467

Температура пара в ВРЧ-П

а/ вход

"

467

б/ выход

"

533

Температура пара в КПП-П

а/ вход

"

514

б/ выход

"

540

Температура пара в ППТО (вторичный пар)

а/ вход

"

357

б/ выход

"

467

Температура пара в КПП (вторичный пар)

а/ вход

"

467

б/ выход

"

540

Температура воздуха в воздухоподогревателе:

а/ вход

"

110

б/ выход

"

220

ТОПКА:

Обьем топки

м2

3990

Сечение топки

м

8,62х8,5х2

Видимое теплонапряжение топки

ккал/м3

1,28х105

Теплонапряжение сечения топки

"

3,24х106

Пароводяной объем котла по первичному тракту

м3

200

Пароводяной объем котла до встроенной задвижки

"

150

Пароводяной объем котла по вторичному тракту

"

150

Дутьевой вентилятор

803

16-А

Тип ВД-32Н-1

802

16-А

Производит.опред.воздуху при Р-760 мм рт.ст. 730 об/мин. = 30оС

м3/час

400000

Число оборотов/мин

об/мин

748/598

Напор

мм.в.ст

670

Количество на котел

шт.

2

Диаметр посадки раб. колеса

мм

1070

Подшипники: № 3 тип 66432 упорно опорный, конический

шт.

2

№ 4 типа 10322752 опорный, роликовый цилиндрический

шт

2

Смазка: турбинное "Л" Индустриальное "30", солидол: "М"

Вес самой тяжелой части ротора

тн

5,63

Электродвигатель

Тип Дазо 1926-8/10

шт

2

361623

16-А

001

16-Б

Мощность

квт

1100/625

Число оборотов

об/мин

748/598

Напряжение

вольт

6000

Сила тока

ампер

160/92

Тип подшипника: скольжения 220х220

шт

2

Вес электродвигателя

тн

25,5

Дымосос

1191

1192

Тип Д 25-2ШУ

Производительность

м3/час

686000

Напор

мм.в.ст.

381

Число оборотов

об/мин

497/597

Количество на котел

шт

2

Длина вала

мм

7420

Диаметр посадки рабочего колеса

мм

760

Подшипники: № 3,4 тип 3636

Двухрядный, роликовый

шт

2

Смазка: индустриальное "26" турбинное "22" консистентная смазка "УС"

шт

2

Допускается кратковременное повышение температуры всасов, газов до 250оС в течение не более 1 часа.

Вес самой тяжелой части ротора

тн

5,8

Электродвигатель

Тип ДАЗО 1914/10/12А

шт.

2

361749

16-А

361750

16-Б

Мощность

квт.

1500/850

Число оборотов

об/мин.

597/497

Сила тока

ампер

118/204

Напряжение

вольт

6000

Тип подшипника: 220х220 скольж.

шт

2

Вес

тн

24,3

Вентилятор рециркуляции

Тип Д 18х2

шт

1

Производительность

м3/час

216000

Напор

мм.в.ст.

328

Число оборотов

об/мин

730

Температура воздуха

оС

230

Подшипники: роликовый двухрядный № 3638

шт

2

Смазка: индустриальное "20", турбинное "22" консистентная смазка "УС"

Электродвигатель

Тип ДАЗО 13-42-8

шт

1

620966

16-А

Мощность

квт.

320

Напряжение

вольт

6000

Сила тока

ампер

40

Число оборотов

об/мин

740

Горелки "Липинского"

Количество на котел

шт

4х2

Производительность

т/м3/час

6,5/8000

Сопротивление горелки (по воздуху)

мм.в.ст.

30

Оборудование мазутонасосной

Насос 1 подъема

шт

6

488

1

Тип 8 НД-6х1

шт

6

488

1

Производительность дана на воде

1554/7

II

До 200оС

м3/час

200

352

III

Напор

м

100

355

491

IV

V

Число оборотов

об/мин

2950

480

VI

Подшипники: Тип № 309 ш/подш

шт

2

Смазка кольцевая маслом марки "У" или УТ ГОСТ 3247

Разница между днищем мазутных баков и всасом насосов 1-го подъема 1100 мм

Электродвигатель

Тип КО 52-2

шт

6

Мощность

кВт

100

Число оборотов

об/мин

2970

Напряжение

вольт

380

Сила тока

ампер

188

Вес

тн

1,15

Насос II-го подъема

58/52

2

Тип 5Н-5х8

шт

4

57/51

1

Производительность

м3/час

90

71

3

Напор

м

445

76

4

Число оборотов

об/мин

2950

Рабочая температура

оС

325

Подшипники: Ш/под. № 66412

шт

2

Смазка кольцевая: турбинное "Л"

Электродвигатель

Тип АТД-500

шт

4

151

Мощность

квт

500

150

216

Напряжение

вольт

6000

217

Сила тока

ампер

58

Число оборотов

об/мин.

2975

Подшипники скольжения

Новосибирский турбогенераторный з-д

Тип ТВТ (труба в трубе)

шт

2

Количество в группе

"

2

Температура за подогревателями по мазуту

оС

115

Поверхность нагрева

кв.м

5400

Напор мазута

ати

16

Давление пара

"

16

Расход пара

т/час

8,6

Фильтры 1 ступени

Количество

шт

4

Сетка № 2,5 ГОСТ 6613-53

Площадь сетки

кв.м

0,93

Резервуар для хранения мазута

Тип - железобетонный, цилиндрический, заглубленный со сборными железо/б стенками, покрытый гидроизоляцией 2 слоя.

Количество

шт

8

Диаметр

мм

42000

Геометрическая емкость

м3

10000

Высота резервуара

мм

7200

Полезная емкость по проекту

м3

9667

Площадь зеркала жидкости

м2

1384

Предельная высота слива

мм

6700

Температура мазута в резервуаре

оС

60-70

Высота от днища до верхнего обреза замерного люка

мм

8120

рез-р

1

(высота трафарета)

"

8117

"

2

Питательные насосы.

Насосы конструктивно выполнены одинаково и отличаются друг от друга числом ступеней, концевыми уплотнениями роторов и подшипников.

Насосы

7"А", 9-11"А"

- типа ПЭ-580-195

Насосы

7,8"В"

- ПЭ-580-185

Насосы

7-11"Б"

- ПЭ-640-180(200)

Насосы

8"А", 9-11"В"

- ПЭ-430-200

3. Анализ режимов работы оборудования.

Анализ проведён для блоков № 9,10. Исходными данными являются показания АСКУЭ ВТГРЭС за март 2005 года.

В качестве примера приведён суточный график электрической нагрузки V очереди на 01.03.2005г (рис3.1). Из которого видно, что блочная часть ВТГРЭС работает в резко-переменном режиме изменения вырабатываемой мощности.

Суточную неравномерность можно объяснить неодинаковым потреблением электроэнергии различными группами потребителей (промышленные, коммунальные, бытовые и др.). Она характеризуется коэффициентом неравномерности суточной нагрузки – отношением минимальной нагрузки к максимальной:  fмин = Wмин / Wмакс = 137 / 205 = 0,668

Разность между максимальной и минимальной нагрузками энергосистемы определяет диапазон регулирования нагрузки: aрег = Wмакс - Wмин =205 – 137 = 68

Коэффициент регулирования: fпер = 1 – fмин = 1 – 0,668 = 0,332

Коэффициент плотности нагрузки fср = Wср / Wмакс = 139,1 / 205 = 0,679

При этом коэффициент использования установленной мощности Куст = 49,8%

Рис 3.1

Недельное энергопотребление также характеризуется большой степенью неравномерности. В выходные и праздничные дни часть предприятий не работает, сохраняется только нагрузка непрерывных производств, при этом бытовая часть нагрузки сохраняется на том же уровне или увеличивается. Общий уровень нагрузок в выходные дни снижается.

Достаточно высокая неравномерность графиков электропотребления в ОЭС Северо-Запада, Юга, Центра и постоянный рост доли АЭС уже в настоящее время вызывают серьёзные трудности в регулировании мощности [3].

Отсутствие в течение длительного периода времени высокома­невренных энергоблоков и сохранение тенденции роста неравно­мерности суточного и недельного электропотребления усугубляют поставленную задачу и требуют уже в настоящее время масштаб­ного привлечения действующих энергоблоков мощностью 150— 1200 МВт с газомазутными и пылеугольными котлами для регули­рования графиков нагрузок энергосистем.

А так же, проанализирована работа ВТГРЭС за последние три года, при этом коэффициент использованияустановленной мощности менялся следующим образом (табл.3.1):

Куст, по станции

Годы

Куст

Куст, за I квартал

2004

53,1

54

2003

50,8

48,9

2002

51,4

48,1

Из таблицы видно, что наметился рост коэффициента использования установленной мощности, что свидетельствует о росте потребления эл.эн., повышению загруженности оборудования, при этом темпы введения новых генерирующих мощностей значительно отстают отроста потребностей. Энергетика приближается к моменту, дефицита генерируемой мощности и, по мнению некоторых экспертов, такой энергетический кризис ожидает нас уже к 2020 году.

В связи с вышеизложен­ным становятся весьма актуальными задачи по вводу в эксплуата­цию, и в первую очередь в европейской части страны, ГАЭС, ГТУ, ПТУ, а также высокоманевренных энергоблоков. Однако темпы их освоения в настоящее время очень низкие.

За последние годы научно-исследовательскими и наладочными организациями проведен большой объем как лабораторных, так и экспериментальных работ на действующем оборудовании ТЭС, направленных на решение указанных задач, в частности расши­рение регулировочного диапазона работы оборудования и выбора оптимального способа прохождения минимума нагрузки, рацио­нализация режимов пуска и останова энергоблоков, повышение скорости набора и сброса нагрузки до холостого хода при работе энергосистем в аварийных ситуациях, выявление перегрузочных возможностей энергоблоков как с включенной, так и с отключен­ной системой регенерации высокого давления, определение вли­яния частых пусков и остановов на долговечность оборудования, совершенствование схем и способов сжигания непроектных видов топлива в топках котлов и т. д. Эти работы, несомненно, направле­ны на повышение технического уровня оборудования и облегчают условия работы ТЭС в ОЭС при прохождении пиковой части гра­фика нагрузок энергосистем.

Как показал анализ работы энергосистем и задач на ближайшую перспективу, вопросы эффективности работы действующих и вновь проектируемых энергоблоков на органи­ческом топливе, как в стационарных, так и в пусковых режимах остаются актуальными не только в настоящее время, но и в буду­щем, поэтому необходимо решить следующие задачи [3]:

расширить регулировочный диапазон нагрузок энергоблоков как с газомазутными, так и с пылеугольными котлами;

повысить экономичность работы энергоблоков, в том числе при частичных нагрузках, исследовать способы прохождения минимумов электрических нагрузок и определить оптимальные их варианты;

исследовать и определить оптимальные методы экономичного регулирования производительности энергоблоков и др.

3.1 Режимы работы энергоблоков ТЭС

Развитие отечественной энергетики начиналось с ввода энер­гоустановок относительно небольшой мощности с поперечными связями котлов. Начиная с 1955—1960 гг. вновь вводимые ТЭС большой мощности строились по блочной схеме котел — тур­бина — генератор, при этом энергоблоки компоновались как с однокорпусными, так и с двухкорпусными котлами. Основное преимущество последних заключалось в возмож­ности несения энергоблоком 50% номинального значения на­грузки при отключении одного из корпусов котла, однако это приводило к усложнению схемы паропроводов в связи с необ­ходимостью установки дополнительных запорно-регулирующих органов и к удорожанию энергоблока в целом. В дальнейшем опыт эксплуатации показал, что по основным показателям, та­ким, как коэффициенты использования максимальной нагрузки Кмакс и установленной мощности Кисп, надежности и готовно­сти, в работе моно- и дубль-блоков существенных отличий нет. В этой связи при проектировании более мощных энергоблоков 500—800 и 1200 МВт, как правило, разрабатывались однокорпусные котлы [3].

3.1.1 Режим работы энергоблоков с номинальным давлением све­жего пара.

Относительно длительное развитие энергетики на основе строительства ТЭС с поперечными связями между кот­лами способствовало использованию традиционных способов регулирования мощности — поддержания номинального давле­ния пара перед турбиной во всем диапазоне нагрузок. Регули­рование мощности при этом осуществлялось путем изменения положения регулирующих клапанов турбины.

С вводом в эксплуатацию энергоблоков программа регулиро­вания мощности при постоянном давлении свежего пара перед регулирующими клапанами турбины также получила широкое распространение [3].

В дальнейшем было установлено, что главным недостатком регулирования мощности при       р=const является то, что неза­висимо от нагрузки энергоблока давление свежего пара перед регулирующими   клапанами   турбины   постоянное,   равное   или близкое к номинальному значению.

Поддержание р=const при частичных нагрузках приводит к появлению дополнительных потерь теплоты из-за дросселиро­вания пара в регулирующих клапанах турбины, к ухудшению ее надежности и маневренности в связи с изменением темпера­турного режима металла турбины. Поэтому режим работы энер­гоблока при номинальном давлении пара на частичных нагруз­ках в настоящее время применяется в основном на тех энерго­блоках, где оборудование не приспособлено для работы на скользящем давлении.

В то же время переход на блочную компоновку ТЭС открыл принципиально новые возможности организации режимов работы энергоблоков.

3.1.2 Режим работы энергоблоков на скользящем давлении среды.

Еще в начале 30-х годов, компанией Siemens, был предложен один из способов регу­лирования мощности турбины при полностью открытых регу­лирующих клапанах и переменном давлении пара p = var [3]. В дальнейшем в многочисленных исследованиях была показана целесообразность применения скользящего давления для режимов работы энергоблоков на частичных нагрузках. Этот режим организуется таким образом, что в рабочем диапазоне нагрузок начиная с определенного значения положение регулирующих клапанов турбины, не изме­няется (часть регулирующих клапанов турбины открыта пол­ностью), при этом давление свежего пара перед турбиной изме­няется в соответствии с изменением производительности пита­тельных насосов. Регулирование производительности котла осу­ществляется основными питательными насосами.

Со снижением нагрузки энергоблока уменьшается давление пара перед турбиной, что приводит к некоторой потере при­емистости энергоблока. Поэтому выбор варианта работы энерго­блока на скользящем давлении (количество открытых полно­стью регулирующих клапанов турбины) производится с учетом надежности, экономичности и приемистости последнего. Для повышения приемистости на частичных нагрузках целесообразно использовать и другие способы форсировки турбины, например отключение части подогревателей, форсировку котла одновременно с отключением подогревателей высокого давления и открытием регулирующих клапанов турбины и т. д.

Перевод энергоблока сверхкритических параметров пара в режим скользящего давления сопровождается одновременным сни­жением давления среды в радиационных и конвективных поверх­ностях нагрева. При снижении давления среды ниже критичес­кого в экранах котла появляется экономайзерная, испарительная и перегревательная зоны, а поверхности нагрева работают в нерасчетных режимах.

Со снижением нагрузки на скользящем давлении среды уве­личивается тепловосприятие испарительной зоны и уменьшается экономайзерной и перегревательной, а начало зоны кипения среды перемещается ближе к входным поверхностям нагрева котла, при этом в экранах котла могут возникнуть недопустимые нарушения их теплового и гидравлического режимов, что может привести к повреждению экранных труб котла.

3.1.3 Режим работы энергоблоков с комбинированным давлением среды.

Анализ работы энергоблоков на скользящем и постоян­ном давлениях среды показывает, что в ряде случаев для повы­шения надежности работы радиационных экранов котла целесообразно поддерживать в испарительном тракте котла сверх­критическое давление, а в перегревательном скользящее.

рис.3.1.3.1.: Термодинамические процессы в котле ТГМП – 314 и располагаемые энтальпии в ЦВД турбины К-300-240 ПО ЛМЗ при нагрузке энергоблока 80 МВт в режимах номинального и комбинированного давлений среды: 1 (а, b, c, d, e) – процесс работы энергоблока в режиме с номинальным давлением среды во всём тракте; 2 (a, a', c', d', e) – процесс работы энергоблока в режиме с комбинированным давлением среды во всём тракте.

Такой режим работы энергоблока на частичных нагрузках принято называть режимом с комбинированным давлением среды. Главным преимуществом режима работы котла с комбиниро­ванным давлением среды является возможность расширения регулировочного диапазона нагрузок энергоблока. Для реализа­ции таких режимов необходима тщательная проверка надежности работы узла встроенного сепаратора. При внедрении ре­жимов в промышленную эксплуатацию в целях повышения эф­фективности работы энергоблока и надежности работы ВС мож­но установить в тракте котла после ВЗ дополнительно дроссель, с помощью которого на частичных нагрузках можно поддерживать номинальное или близкое к нему давление среды.

Термодинамические процессы в прямоточном котле и распо­лагаемые энтальпии в турбине при различных режимах работы энергоблока приведены на рис. (рис.3.1.3.1).

3.2 Надёжность оборудования при частичных нагрузках.

Многолетний опыт эксплуатации оборудования ТЭС показал, что наиболее эффективным способом работы энергоблоков на ча­стичных нагрузках является способ с применением скользящего давления среды во всем тракте.

Работа при скользящем давлении среды благоприятно сказы­вается на надежности и экономичности турбин, паропроводов, снижает расход энергии на собственные нужды энергоблока. В то же время разгрузка энергоблоков и внедрение скользящего давления среды на барабанных и прямоточных котлах сопряжены с определенными трудностями, заключающимися в нарушениях температурного и гидравлического режимов работы поверхностей нагрева.

В прямоточных котлах основными элементами являются па­нели, которые представляют собой систему труб, объединяющих­ся с помощью коллекторов, раздатчиков, соединительных труб в единый тракт, поэтому оценка работы экранов прямоточных котлов определяется несколько другими показателями, такими, как ко­эффициенты температурной, тепловой и гидравлической разверки, максимально допустимая по условию окалинообразования темпе­ратура металла экранов, отсутствие общекотловой, межпоточ­ной, межпанельной, межвитковой пульсаций массовых скоростей в экранах и т. д.

При переводе прямоточных котлов сверхкритического давления в режим скользящего давления движение кипящей жидкости со­провождается непрерывным изменением структуры потока, ха­рактеризующегося увеличением паровой и уменьшением жидкой фаз.

Как будет показано ниже, распределение рабочего тела по тру­бам панелей прямоточных котлов различно, и энтальпия рабочего тела на выходе из отдельных труб отличается от среднего зна­чения, при этом неравномерность тепловосприятия вызывается не­одинаковыми тепловыми характеристиками параллельно включен­ных труб, а гидравлическая неравномерность — их неодинако­выми гидравлическими характеристиками.

Из всех причин, вызывающих гидравлическую неравномер­ность и, следовательно, тепловую разверку, рассмотрим влияние нестабильности гидравлической характеристики и пульсации потоков. Гидравлическая характеристика, т. е. зависимость ΔР = f(w, ρ) прямоточных элементов с парообразующими участками, многозначна, когда одному перепаду давлений ΔР соответствуют несколько значений расхода D. Многозначность характеристики является следствием различной закономерности гидравлического сопротивления в экономайзерном и парообразующем участках. Гидравлическая нестабильность при принудительном движении рабочего тела может быть только в парогенерирующих трубах, имеющих экономайзерный участок.

При неустойчивой гидравлической характеристике одному пе­репаду давлений соответствуют различные расходы пароводяной смеси с разным паросодержанием на выходе из змеевиков. По­скольку режимы течения потока при этом неустойчивы, расход через трубу может изменяться с периодической выдачей паро­водяной смеси резко различного паросодержания. Такие усло­вия работы приводят обычно к повреждению парообразующих труб. Так как основной причиной нестабильности характеристи­ки является большая разность удельных объемов пара и воды, то с повышением давления характеристика становится более устой­чивой. Повышению устойчивости гидравлической характери­стики способствуют повышение энтальпии воды на входе в змее­вики и увеличение сопротивления экономайзерного участка. При неустойчивой гидравлической характеристике под действием возмущений может возникнуть пульсирующий расход рабочего тела через парообразующие трубы, при этом периодическое увеличение расхода воды через одни трубы связано с периодиче­ским снижением его через другие при сохранении общего перепада давлений между коллекторами. Это явление, получившее название межвитковой пульсации, наблюдается даже при по­стоянном общем расходе на выходе из параллельно работающих труб [3].

Надежная работа оборудования ТЭС на минимальных на­грузках в значительной мере предопределяется однозначностью гидравлических характеристик, относительно низкими гидрав­лическими и тепловыми разверками в панелях экранов и элемен­тах в целом, поэтому еще на стадии проектирования необходимо стремиться обеспечить минимальное гидравлическое сопротивле­ние поверхностей нагрева котла.

Максимальная температура наружной поверхности труб должна быть ниже температуры окалинообразования или темпе­ратуры изменения структуры металла. Это особенно важно для радиационных поверхностей нагрева, на которых при больших и сильно меняющихся тепловосприятиях окалина образуется весьма интенсивно.

Предельно допустимые температуры наружной поверхности труб котлов по их жаростойкости приведены в табл.1.

Равномерный обогрев экранов при прочих равных условиях способствует достаточно равномерному их тепловосприятию. В реальных условиях эксплуатации равномерного обогрева, а сле­довательно, и тепловосприятия радиационных или конвективных поверхностей нагрева достичь невозможно, в связи с чем на прак­тике поверхности нагрева разделяют на отдельные элементы. После каждого элемента среда перемешивается в смесителях или коллекторах и поступает в последующий элемент с относительно равномерной температурой и энтальпией. Таким образом, сни­жаются тепловые и гидравлические разверки.

Таблица   3.2.1:   Предельно допустимые температуры поверхностей нагрева по их жаростойкости, ° С.

Марка стали

Мазут

Эстонский сланец

Другие топлива

20

410

450

450

12Х1МФ

585

540

585

12Х2МФСР

585

540

595

ЭИ531

585

545

600

ЭИ756

620

560

630

1Х18Н12Т

610

610

640

Примечание. Допустимая температура для стали 12Х1МФ в экранах мазутных котлов с местными удельными тепловосприятиями более 350х103 ккал/(м2×ч) ограничи­вается 540° С.

К основным факторам, влияющим на теплогидравлическую разверку, следует отнести неравномерный обогрев экранов, неодинаковые энтальпии среды на входе при равномерном обогреве, разные длины обогреваемых труб, различные коэффициенты сопротивления труб при их одинаковых длинах.

В режимах пульсационной неустойчивости среды эффектив­ным средством является установка дроссельных шайб в экранные или подводящие трубы к входным коллекторам экранов. Диаметр шайб следует выбирать таким, чтобы устранить пульсации и по­лучить однозначную характеристику.

Установку шайб в элементах радиационных поверхностей целесообразно производить, если энтальпия среды ниже h = 1675 кДж/кг. Если энтальпия среды выше, установка дроссель­ных шайб ожидаемого эффекта не дает. Установка шайб в трубы перегревательных поверхностей нагрева тоже в некоторой сте­пени ограничивает гидравлическую разверку.

Главным средством повышения устойчивости гидродинамики является увеличение массовой скорости в экранах котла. Увеличение массовой скорости также приводит к улучшению теплообмена в топке. В то же время с ростом массовой скорости увеличивается сопротивление тракта, а следовательно, повышаются расходы энергии на собственные нужды.   Причём, как показали исследования, для возможности снижения минимальной нагрузки энергоблока и, в частности, котла необ­ходимо обеспечить повышенные массовые скорости не в целом тракте котла, а лишь в наиболее напряженных элементах экранов. Как правило, последними являются радиационные поверхности нагрева.

4. Примеры внедрения режима скользящего давления.

а) Энергоблоки 150 МВт с барабанными котлами ТГМ-94. В результате исследований была рекомендована минимальная нагрузка 60 МВт [10]. В целях дальнейшего расширения диапазона нагрузок и повышения маневренности блока была проведена модернизация оборудования, позволившая рекомендовать минимальную нагрузку 45 МВт [3].

b) Энергоблоки 200 МВт с барабанными котлами ТП-100 и турбиной К-200-130 ПО ЛМЗ. Допустимая нагрузка блока, определённая по условиям надёжности работы оборудования, составляет 50 МВт, а по условия экономичности работу при этом целесообразно организовать на скользящем давлении среды[3].

Режим работы элементов турбины при переходе от номинальной нагрузки, к минимальной, при работе на ней и при переходе вновь на номинальную нагрузку был надёжным, при чём при скользящем давлении свежего пара температурное состояние турбины, ОРР, осевой сдвиг, оставались практически постоянными [3].

c) Дубль блоки 300 МВт с котлами ТГМП-114. Котёл прямоточный, рассчитан на сверхкритические параметры пара, производительностью 264 кг/с, предназначен для сжигания газа и мазута. Возможна разгрузка энергоблока на скользящем давлении до нагрузки 100 МВт, что соответствует расходу питательной воды на котёл 26% номинального значения. При дальнейшей разгрузке энергоблока наблюдается выход температуры змеевиков НРЧ на перегрев, смещение зоны кипения на вход НРЧ и отсутствие запаса по недогреву среды до кипения на входе в НРЧ [3].

d) Моноблоки 300 МВт с котлами ТГМП-314 и турбинами К-300-240 ПО ЛМЗ. После реконструкции блока, минимальная нагрузка в режиме скользящего давления составляет 120 МВт, с включённым ПВД и 180 МВт с отключённой системой регенерации высокого давления [3].

e) Энергоблоки 800 МВт с прямоточными котлами типа ТГМП-204 на сверхкритические параметры пара (р=25МПа; t=545оС) и турбиной К-800-240-3. После проведённых расчётов и опытов, Главтехуправлением Минэнерго СССР было принято решение: работу энергоблока 800 МВт на скользящем давлении разрешить в интервале нагрузок от 720 – 730 до 500 – 520 МВт с тремя регулирующими клапанами турбины, при полностью закрытом четвёртом клапане. В диапазоне нагрузок от 500 – 520 до 320 МВт работа энергоблока разрешается при постоянном давлении свежего пара перед турбиной 16МПа с частичным прикрытием первых трёх регулирующих клапанов (ограничение – минимальная частота вращения ПТН 64с-1, а следовательно недопустимый рост перепада срабатываемого на РПК).

f) Энергоблок 1200 МВт с котлом ТГМП-1202 и турбиной тапа К-1200-240 ПО ЛМЗ. Регулировочный диапазон блока в режиме скользящего давления составил 500 МВт (1200-700 МВт) [3].

Для дубль блока 200 МВт с прямоточнымкотлом типа ПК-47, рассчитанным на параметры свежего пара р=13МПа; t= 545оС, расчётов и опытов по переводу в режим скользящего давления найти не удалось.

5. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЁТ ТОПКИ КОТЛА И ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРНОГО РЕЖИМА ТРУБ НРЧ ПРИ НАГРУЗКАХ 100, 70 И 50% ОТ НОМИНАЛЬНОЙ.

В качестве исходных данных, для расчёта использовались нормативы ВТГРЭС в виде графиков, по которым были получены математические зависимости:

5.1) Полный расход пара на турбину Qo и нормативный расход пара Go в зависимости от электрической нагрузки блока.

5.2) Изменение давления пара за регулирующей ступенью турбины.

5.3) Изменение температуры питательной воды, в зависимости от расхода пара на турбину.                                     

5.1)                                                           5.2)                                                       5.3)

Для получения реальной характеристики к.а., в режиме скользящего давления, необходимо произвести гидравлический расчёт, совместно с тепловым, во всём диапазоне нагрузок, поэтому условились, опираясь на [3], исходя из опыта эксплуатации энергоблоков 150, 200 и 300 МВт в режиме скользящего давления, что гидравлическая характеристика котла строится из предположения, что сопротивление тракта не изменяется и равно 50 кг/см2, как при номинальной нагрузке, по данным заводского расчёта. Таким образом, прибавляя 50 кг/см2 к давлению за регулирующей ступенью турбины, получаем уравнение [5.4)] для напора ПЭН :

Рпэн = 0,4013×Nэл + (6,2086 + 50) = 0,4013×Nэл + 56,209 [кг/см2].

                          5.4)                                    

Кроме того, принимаем, что питательна вода, при прохождении ВЭ подогревается на 60оС, как при номинальной нагрузке блока в режиме с постоянным давлением свежего пара перед турбиной.

Тепловой расчёт на нагрузки ниже номинальной произведён с учётом рекомендаций [4], используемые зависимости, получены на основе анализа расчётных характеристик поверхностей нагрева от изменения тепловой нагрузки, дающие удовлетворительный результат, (отклонения не более ±5% от значения рассчитанного по нормативному методу) в диапазоне нагрузок 0,5 ÷ 1,0Dном. Принимается, что избыток воздуха в топке сохраняется постоянным, для 100 – 50% нагрузки, за счёт средств автоматического регулирования[4].

5.1. Нагрузка 100%.

D = 320 т/час;                           tпв = 242 оС;

Рпп = 130 кг/см2;                       tух г = 130 оС;

tпп = 545 оС;                            tгв = 130 оС.

Топливо – природный газ нитки Бухара - Урал.

Состав газа по объёму, % (Бухара-Урал)

СН4

С2Н6

C3H8

C4H10

C5H12

N2

CO2

H2S

O2

CO

H2

94,9

3,2

0,4

0,1

0,1

0,9

0,4

0

0

0

0

Энтальпия 1 нм3 газа и воздуха. ккал/нм3

(Сn)CO2

(Сn)N2

(Сn)H2O

(Сn)ВОЗД

40,6

31

36

31,6

85,4

62,1

72,7

63,6

133,5

93,6

110,5

96,2

184,4

125,8

149,6

129,4

238

158,6

189,8

163,4

292

192

231

198,2

349

226

274

234

407

261

319

270

466

297

364

306

526

333

412

343

587

369

460

381

649

405

509

419

711

442

560

457

774

480

611

496

837

517

664

535

900

555

717

574

964

593

771

613

1028

631

826

652

1092

670

881

692

1157

708

938

732

1222

747

994

772

1287

786

1051

812

Объёмы в-ха и продуктов сгорания газообр. т-ва, м3/м3

V0

VRO2

VN2

VH2O

V0газов

9,73

1,04

7,7

2,18

10,91

        



Коэф-ты избытков в-ха, хар-ка продуктов сгорания

Рассчитываемая величина

Размерность

топка

КПП1

КПП2

ПРОМ.

ПЗ

ВЭ

ВП

Коэф-ты избытков в-ха

нм3/кг

1,1

1,115

1,145

1,175

1,205

1,23

1,255

VH2O=VOH2O+0,0161(a-1)VO

2,195568

2,197903

2,202574

2,207244

2,21191

2,21581

2,2197

VГ=VRO2+VoN2+VH2O+(a-1)Vo

11,893

12,03895

12,33085

12,62275

12,9147

13,1579

13,4012

rRO2=VRO2/Vг

0,087446

0,086386

0,084341

0,082391

0,08053

0,07904

0,07761

rH2O=VH2O/Vг

0,183301

0,181079

0,176792

0,172704

0,1688

0,16568

0,16267

rn=rRO2+rH2O

0,270747

0,267465

0,261134

0,255095

0,24933

0,24472

0,24028

ЗНАЧЕНИЕ ЭНТАЛЬПИЙ ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ ПРИ ИЗБЫТКАХ ВОЗДУКА(ккал/нм3)

J=Joг+(a -1)×Joв

t,C

Ioг

Ioв

1,1

1,115

1,145

1,175

1,205

1,23

1,255

100

359,40

307,47

390,15

405,52

414,75

423,97

433,20

442,42

448,57

200

725,47

618,83

787,35

818,30

836,86

855,43

873,99

892,56

904,93

300

1100,45

936,03

1194,05

1240,85

1268,93

1297,02

1325,10

1353,18

1371,90

400

1486,56

1259,06

1612,47

1675,42

1713,20

1750,97

1788,74

1826,51

1851,69

500

1882,50

1589,88

2041,49

2120,99

2168,68

2216,38

2264,08

2311,77

2343,57

600

2285,66

1928,49

2478,51

2574,93

2632,79

2690,64

2748,50

2806,35

2844,92

700

2700,48

2276,82

2928,16

3042,00

3110,31

3178,61

3246,92

3315,22

3360,76

800

3128,40

2627,10

3391,11

3522,47

3601,28

3680,09

3758,90

3837,72

3890,26

900

3565,06

2977,38

3862,80

4011,67

4100,99

4190,31

4279,63

4368,95

4428,50

1000

4009,30

3337,39

4343,04

4509,91

4610,03

4710,15

4810,27

4910,40

4977,14

1100

4454,58

3707,13

4825,29

5010,65

5121,86

5233,08

5344,29

5455,51

5529,65

1200

4903,08

4076,87

5310,77

5514,61

5636,92

5759,22

5881,53

6003,83

6085,37

1300

5363,64

4446,61

5808,30

6030,63

6164,03

6297,43

6430,83

6564,22

6653,16

1400

5832,94

4826,08

6315,55

6556,85

6701,63

6846,42

6991,20

7135,98

7232,50

1500

6298,90

5205,55

6819,46

7079,73

7235,90

7392,07

7548,23

7704,40

7808,51

1600

6772,56

5585,02

7331,06

7610,31

7777,86

7945,41

8112,96

8280,52

8392,22

1700

7249,44

5964,49

7845,89

8144,11

8323,05

8501,98

8680,92

8859,85

8979,14

1800

7728,50

6343,96

8362,90

8680,09

8870,41

9060,73

9251,05

9441,37

9568,25

1900

8215,26

6733,16

8888,58

9225,23

9427,23

9629,22

9831,22

10033,2

10167,9

2000

8699,72

7122,36

9411,96

9768,07

9981,74

10195,42

10409,09

10622,8

10765,2

2100

9189,70

7511,56

9940,86

10316,43

10541,78

10767,13

10992,47

11217,8

11368,1

2200

9681,86

7900,76

10471,94

10866,97

11104,00

11341,02

11578,04

11815,1

11973,1

Тепловой баланс

Рассчитываемая величина

Обозначение

Размер-ность

Формула или обоснование

Расчёт

1

2

3

4

5

Располагаемое тепло топлива

Qpp

ккал/кг

Qрн - по характеристике топлива

8710,00

Температура уходящих газов

t ух

оС

задано

130,00

Энтальпияуходящих газов

I ух

ккал/кг

по I-J таблице

585,48

Температура холодного воздуха

t хв

оС

задано

20,00

Энтальпия холодного воздуха

I хв

ккал/кг

по I-J таблице

61,49

Потери :

от химического недожога

q 3

%

нормативный метод (табл. 3)

0,50

от механического недожога

q 4

%

нормативный метод (табл. 3)

0,00

с уходящими газами

q 2

%

((I ух-aух×Io xв) ×               × (100-q 4))/Qpp

5,81

в окружающую среду

q 5

%

по рис.1

0,30

сумма тепловых потерь

Sq

%

q 2+q 3+q4+q 5

6,61

КПД КА

h ка

%

100-Sq

93,39

Расход первичного пара

D пп

т/ч

задано

320,00

Давление п/пара за КА

Р п

кгс/см2

задано

140,00

Температура там же

t пп

0С

задано

545,00

Энтальпия

i пп

ккал/нм

По таблицам

823,75

Давление пит. воды

Р пв

кгс/см2

задано

180,00

Тем-ра пит. воды

t пв

0С

задано

242,00

Энтальпия

i пв

ккал/нм

По таблицам

250,62

расход вторичного пара на котел

D вт

т/ч

задано

270,00

Давление вторичного пара за котлом

Р'' вт

кгс/см2

задано

25,00

температура втор. Пара за котлом

t'' вт

0С

задано

545,00

Энтальпия

i'' вт

ккал/нм

По таблицам

850,90

Давление вторичного пара до котла

Р'вт

кгс/см2

задано

27,00

температура втор. Пара до котла

t вт'

0С

задано

467,00

Энтальпия

i вт

ккал/кг

По таблицам

809,40

Тепло, полезно используемое в КА

Q ка

ккал/ч

D пп(i пп-i пв)+Dвт(i'' вт-i' вт)

1,95E+08

Полный расход топлива

В

м3/ч

(Q ка×100)/(Qpp×h ка)

23924,58

Расчётный расход топлива

В p

м3/ч

B × (1-q 4 / 100)

23924,58

Коэф. сохранения тепла

j

____

1-(q 5/(h ка+q 5))

1,00

Воздухоподогреватель

1

2

3

4

5,00

Диаметр труб

d 1

мм

из констр. данных

40,00

1

2

3

4

5

Диаметр труб

d 2

мм.

из констр. данных

37,00

Шаги труб

S 1

мм.

60,00

S 2

мм.

42,00

Поверхность нагрева

H

м2

19356,00

Сечение для прохода газов

F г

м2

12,85

Сечение для прохода воздуха

Fв

м2

23,10

Температура воздуха на входе

t'

0С

задано

20,00

Энтальпия воздуха на входе

I'хв

ккал/кг

по I - J таблице

71,48

Температура газов на выходе

J''

0С

задано

130,00

Энтальпия газов на выходе

I''г

ккал/кг

по I - J таблице

590,23

Относительное количество воздуха

b ср

aт- Daт  + aвп/2+aвп

0,93

Температура воздуха на выходе

t''

0С

задаёмся

290,00

Энтальпия воздуха на выходе

I''хв

ккал/кг

по I - J таблице

899,66

Тепловосприятие по балансу

Q б

ккал/кг

bср( I'' хв - I' хв )

770,21

Энтальпия газов на входе

I'г

ккал/кг

I'' хв + Q б/j

1364,60

Температура газов на входе

J'г

0С

Таблица 4

296,10

Средняя температура воздуха

t

0С

(t'+t'')/2

155,00

Средняя температура газов

J

0С

J'/2 + J''/2

213,05

Средняя скорость газов

w г

м/с

(В р×V г× (273 + J))/ /3600×273×F г

12,06

Коэффициент теплоотдачи с газовой стороны

a 1

ккал/0С ×м2×ч

a1 = C ф × С е × a н(рис.16)

42,00

Средняя скорость воздуха

wв

м/с

Вр×Vo(t+273) ×bср/ /3,6×273×F в

3,87

Коэффициент отдачи с воздушной стороны

a 2

ккал/0С ×м2×ч

aн×Cz×C1×Cф

47,52

Коэффициент использования поверхности нагрева

z

___

нормативный метод (табл. 9)

0,70

Коэффициент теплоотдачи

k

ккал/ /оС×м2×ч

z × ((a 1 × a 2) / (a 1+a 2))

15,61

Температурный напор на входе газов

Dt'

oC

J' - t''

6,10

Температурный напор на выходе газов

Dt''

oC

J'' - t'

110,00

Средний температурный напор

Dt

oC

y(Dt' + Dt'')/2

52,25

Тепловосприятие воздухоподогревателя

Q т

ккал/ /оС×м2×ч

k×H×Dt/Bp

767,35

Расхождение с ранее принятым тепловосприятием

dQ

%

(Qm/Qб) ×100

99,63

Тепловой расчёт топочной камеры

1

2

3

4

5,00

Объём топки

V т

м3

из констр. данных

1998,000

Угловой коэфф. экрана

Х

___

норм. методномогр. 1 поз а-3

1,000

Полная лучевоспринимающая поверхность

H л

м2

Fст × Х

850,000

Полная поверхность стен

F ст

м2

2Fбок + Fфронт + Fзадн

652,000

Степень экранирования топки

c

___

Нл / Fст

1,000

1

2

3

4

5

Эффективная толщина излучающего слоя

S

м

3,6×Vт/Fст

8,462

Температура горячего в-ха

tг.в

oC

задаёмся

220,000

Энтальпия воздуха на входе

Iг.в

ккал/кг

по I - J таблице

682,268

Температура воздуха на входе

tхв

оС

задано

20,000

Энтальпия воздуха на входе

Iхв

ккал/кг

по I - J таблице

71,480

Тепло вносимое в топку с воздухом

Q в

ккал/нм3

(a т - Da т) ×I гв + Da т×I хв

689,416

Полезное тепловыделение в топке

Q т

ккал/нм3

Qpp× ((100-q3-q4-q5)/   /(100-q4))+Qв

9329,736

Теоретическая температура горения

t а

oC

по I - J таблице

1984,290

Температура газов на выходе из топки

t"т

oC

задаёмся

1150,000

Энтальпия газов на выходе из топки

I"т

ккал/нм3

по I - J таблице

5068,030

Средняя суммарная теплоёмкость

u Cф

ккал/кгоС

(Q т-I"т)/(t а-t'' т)

5,108

Относительное положение максимальной температуры по высоте топки

Х т

_____

hгор / Нт

0,120

Коэф. учитывающий относительное положение ядра факела по высоте топки

М

_____

пункт 6-13                                                    0,54 - 0,2×Хт

0,516

Произведение

PnS

м×кгс/см2

P× r n× S

2,291

Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами

K r

cм2/кгс×м

номогр.3, норм. метод

0,250

Оптическая толщина

KpS

P × S ×r n×K г

0,573

Соотношение содержаний углерода и водорода в рабочей массе топлива

Ср / Нр

___

0,12×сумма{m/n}×CmHn

3,003

Коэффициент ослабления лучей сажистыми частицами

K с

cм2/кгс×м

0,03× (2-aт) ×                    ×(1,6×t''т/1000 - 0,5) × ×Cр/Нр

0,109

Степень черноты какой бы обладал факел при заполнении всей топки только светящимся пламенем

а св

_____

1 - е-(Кг×rп + Кс) ×pS

0,775

Степень черноты какой бы обладал факел при заполнении всей топки только несветящимся пламенем

а г

_____

1 - е-(Кг×rп×pS)

0,436

Коэффициент учитывающий относительное заполнение топки светящимся пламенем

m

_____

норм. методстр. 25

0,100

Эффективная степень черноты факела

а ф

_____

m×aсв + (1-m) ×аг

0,470

Коэффициент тепловой эффективности экрана

y

_____

X×z = 1×0,65

0,650

Степень черноты топочной камеры

а т

_____

номогр.6, норм. метод

0,640

1

2

3

4

5

Температура газов на выходе из топки

t"т

oC

Та/(М× (((4,9×yср×Fст×aт× ×(Тa^3))/(108×B p×          ×uC ф×j))^0,6)+1)-273

1145,531

Энтальпия газов на выходе из топки

I" т

ккал/нм3

по I - J таблице

5990,910

Кол-во тепла воспринятого в топке

Qтл

ккал/нм3

j(Q т - I" т)

3328,134

Средняя тепловая нагрузка лучевоспринимающей поверхности

q л

ккал/м2ч

B p×Qтл/Hл

93675,557

Теплонапряжённость топочного объёма

q v

ккал/м3ч

B p×Qрн/Vт

104295,85

ПОЗОННЫЙ РАСЧЁТ ТОПОЧНОЙ КАМЕРЫ

Зона I - под топки

1

2

3

4

5

Суммарная экранированная поверхность стен

Fст

м2

конструктивные данные

65,245

Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху     

FcI

м2

конструктивные данные

72,250

Относительная высота зоны

x

___

hI / Hт = 4,3 / 29

0,154

Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо)

b сгI

___

табл.XXII, норм. метод

0,900

Тепло вносимое в топку воздухом

Q в

ккал/нм3

из расчёта топки в целом

689,416

Температура газов на выходе из зоны

t"I

oC

задаёмся

1800,000

Энтальпия газов на выходе из зоны

I"I

ккал/нм3

по I - J таблице

8362,896

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C"

ккал/кгоС

I"I / t"I

4,646

Произведение

PnS

м×кгс/см2

P× r n× S

2,291

Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами

K r

cм2/кгс×м

номогр.3, норм. метод

0,500

Оптическая толщина

KpS

P × S ×r n×K г

0,135

Эффективная степень черноты факела

а ф

номогр.2, норм. метод

0,126

Коэффициент тепловой эффективности экрана

y

X×z = 1×0,65

0,650

Степень черноты топки в зоне

а т

аф/(аф+(1-аф) ×y)

0,182

Температура газов на выходе из зоны

t"I

oC

(b сгI×Qрн+Qв)/u C" -                                -d о×ат×Т"I4×yF/(Вр×u C")

1772,954

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны

qлI

ккал/м2ч

d о×y×ат×Т"I4

101307,39

Тепловосприятие пода НРЧ

Qпнрч

ккал/нм3

(qл × Fпнрч / Вр)

276,28

Степень черноты топки последней зоны

Температура газов на выходе из последней зоны

t''

oC

принята предварительно

1200,00

Произведение

PnS

м×кгс/см2

P× r n× S

2,291

Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами

K r

cм2/кгс×м

номогр.3, норм. метод

0,500

Оптическая толщина

KpS

___

P × S ×r n×K г

1,146

Эффективная степень черноты факела

а ф

___

номогр.2, норм. метод

0,140

Коэффициент тепловой эффективности экрана

y

___

X×z = 1×0,45

0,450

Степень черноты топки в зоне

а т

___

номогр.6, норм. метод

0,275

Зона II - от начала пода топки до линии перехода тр. 38х4 на тр. 45х4,5

1

2

3

4

5

Суммарная экранированная поверхность стен

Fст

м2

конструктивные данные

178,024

Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху     

FcII

м2

конструктивные данные

72,250

Относительная высота зоны

x

___

hII / Hт = 9,384 / 29

0,324

Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо)

b сгII

___

табл.XXII, норм. метод

0,950

То же на сгоревшее топливо

b сгII р

___

b сгII / (1 - q4 / 100)

0,950

Доля сгоревшего топлива в зоне

Db

___

b сгII - b сгII р

0,000

Температура газов на входе в зону

t II

oC

из расчёта первой зоны

1772,954

Энтальпия газов на входе в зону

I II

ккал/нм3

по I - J таблице

7985,720

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C

ккал/кгоС

I II / t II

4,504

Температура газов на выходе из зоны

t"II

oC

задаёмся

1725,000

Энтальпия газов на выходе из зоны

I"II

ккал/нм3

по I - J таблице

7975,141

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C"

ккал/кгоС

I"II / t"II

4,623

Отношение теплоёмкостей

u C/u C"

___

u C/u C"

0,974

Средняя температура газов в зоне

t

oC

(t"II + tII) / 2

1748,977

Коэффициент тепловой эффективности экрана

y

___

X×z = 1×0,65

0,650

Степень черноты топки в зоне

а т

___

по линейной интерполяции

0,230

Коэффициент переизлучения в данную зону

yII - yI

___

по п. 6-39

0,000

Температура газов на выходе из зоны

t"II

oC

Db×Qрн/u C" + С/C"×t II- - [1+ (T"/T)4] × (4,9×      ×10-8×aт×Т4 / 2×Вр×       ×u C") × y×Fст

1727,288

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны

qлII

ккал/м2ч

d о×y×ат×Т"II4

122445,3

Тепловосприятие второй зоны НРЧ

QII нрч

ккал/нм3

qл II × FII нрч / Вр

911,12

Зона III - от начала  линии перехода тр. 38х4 на тр. 45х4,5, до выхода НРЧ

1

2

3

4

5

Суммарная экранированная поверхность стен

Fст

м2

конструктивные данные

104,311

Сечение топочной камеры, ограничивающее зону сверху     

FcIII

м2

конструктивные данные

72,250

Относительная высота зоны

x

___

hIII/ Hт = 12,9 / 29

0,445

Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо)

b сгIII

___

табл.XXII, норм. метод

0,980

То же на сгоревшее топливо

b сгIII р

___

b сгIII / (1 - q4 / 100)

0,980

Доля сгоревшего топлива в зоне

Db

___

b сгIII - b сгIII р

0,000

Температура газов на входе в зону

t III

oC

из расчёта второй зоны

1727,288

Энтальпия газов на входе в зону

I III

ккал/нм3

по I - J таблице

7986,971

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C

ккал/кгоС

I III / t III

4,624

Температура газов на выходе из зоны

t"III

oC

задаёмся

1620,000

Энтальпия газов на выходе из зоны

I"III

ккал/нм3

по I - J таблице

7434,027

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C"

ккал/кгоС

I"III / t"III

4,589

Отношение теплоёмкостей

u C/   u C"

___

u C/u C"

1,008

Средняя температура газов в зоне

t

oC

(t"III + tIII) / 2

1673,644

Коэффициент тепловой эффективности экрана

y

X×z = 1×0,65

0,650

Степень черноты топки в зоне

а т

по линейной интерполяции

0,260

Коэффициент переизлучения в данную зону

yIII-yII

по п. 6-39

0,000

Температура газов на выходе из зоны

t"III

oC

Db×Qрн/u C"+ С/C"×t III- [1 + (T"/T)4] × (4,9×10-8 ×aт×Т4 / 2×Вр× ×u C") × ×y×Fст

1638,693

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева третьей зоны

qлIII

ккал/м2ч

d о×y×ат×Т"III4

118912,9

Тепловосприятие третьей зоны НРЧ

QIII нрч

ккал/нм3

qл III × FIII нрч / Вр

518,46

Распределение тепловосприятия по ходам НРЧ

1

2

3

4

5

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны

qлI

ккал/м2ч

d о×y×ат×Т"I4

101307,4

Тепловосприятие первой зоны НРЧ

QI нрч

ккал/нм3

qл I × FI нрч / Вр

276,28

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны

qлII

ккал/м2ч

d о×y×ат×Т"II4

122445,3

Тепловосприятие второй зоны НРЧ

QII нрч

ккал/нм3

qл II × FII нрч / Вр

911,12

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева третьей зоны

qлIII

ккал/м2ч

d о×y×ат×Т"III4

118912,9

Тепловосприятие третьей зоны НРЧ

QIII нрч

ккал/нм3

qл III × FIII нрч / Вр

518,46

Энтальпия среды на входе в НРЧ

Iнрч

ккал/кг

по I - J таблице

306,45

Приращение энтальпии среды в экранах НРЧ первой зоны

D IнрчI

ккал/кг

QнрчI × Вр / Dнрч

20,66

Энтальпия среды на выходе первой зоны НРЧ

IIIнрчI

ккал/кг

Iнрч + DIнрчI

327,11

Давление среды в первой зоне

РI

кг/см2

Из гидравлического расчёта

190,90

Температура среды на выходе из первой зоны НРЧ

tI

oC

по таблицам воды и пара

307,00

Энтальпия среды на входе во вторую зону НРЧ

IнрчII

ккал/кг

по I - J таблице

327,11

Приращение энтальпии среды в экранах НРЧ второй зоны

D IнрчII

ккал/кг

QнрчII × Вр / Dнрч

68,12

Энтальпия среды на выходе из второй зоны НРЧ

IIIнрчII

ккал/кг

IнрчI + DIнрчII

395,23

Давление среды во второй зоне

РII

кг/см2

Из гидравлического расчёта

190,90

Температура среды на выходе из первой зоны НРЧ

tII

oC

по таблицам воды и пара

350,00

Энтальпия среды на входе в третью зону НРЧ

IнрчIII

ккал/кг

по I - J таблице

395,23

Приращение энтальпии среды в экранах НРЧ третьей зоны

D IнрчIII

ккал/кг

QнрчIII × Вр / Dнрч

38,76

Энтальпия среды на выходе из третьей зоны НРЧ

IIIнрчIII

ккал/кг

IнрчII + DIнрчIII

433,99

Давление среды в третьей  зоне

РIII

кг/см2

Из гидравлического расчёта

187,27

Температура среды на выходе из третьей зоны НРЧ

tIII

oC

по таблицам воды и пара

360,00


Определение расчётной температуры металла стенки труб НРЧ

Рассчитываемая величина

Обозначение

Размерность

Формула или обоснование

Расчёт

Точка 1

Точка 2

Точка 3

Диаметр и толщина стенки труб

dхd

мм

Конструктивные данные

38х4

38х4

45х4,5

Отношение наружного диаметра к внутреннему

b

___

dнар / dвн

1,27

1,27

1,25

Материал

___

___

Конструктивные данные

Ст 20

Ст 20

Ст 20

Энтальпия среды на входе

Iнрч

ккал/кг

по I - J таблице

306,45

327,11

395,23

Коэффициент распределения тепловосприятия м/у стенами топки

h ст

___

По табл. IV-3

1,00

1,00

1,00

Коэффициент неравномерности тепловосприятия по ширине стены топки

h ш

___

По табл. IV-2                                           (2 элемента по ширине стены)

1,00

1,00

1,00

Тепловосприятие зон НРЧ

Qзоны нрч

ккал/кг

qл I × FI нрч / Вр

276,28

911,12

518,46

Приращение энтальпии (с учётом разверки по элементам)

D I

ккал/кг

hш×Qзонынрч×hст×Вр / Dнрч

20,66

68,12

38,76

Энтальпия среды на выходе

III

ккал/кг

Iнрч + D I

327,11

395,23

433,99

Давление среды в расчётном сечении

Р

кг/см2

Из гидравлического расчёта

190,90

190,90

187,27

Температура среды в расчётном сечении

t

oC

по таблицам воды и пара

307,00

350,00

360,00

Коэффициент конструктивной нетождественности для параллельных лент

h к

___

с учётом обводки труб вокруг горелок

1,06

1,09

1,06

Коэффициент гидравлической разверки для данной трубы

r г

___

Из гидравлического расчёта

0,96

0,97

0,96

Коэффициент неравномерности для определения максимального удельного тепловосприятия по ширине стены

h ш max

___

Приложение IV, п.6                                и табл. IV-4

1,3       (Нижняя часть топки расстояние от оси горелок до расчётного сечения более 4Da)

1,4    (Расстояние от оси горелок до расчётного сечения менее 4Da)

1,4    (Расстояние от оси горелок до расчётного сечения менее 4Da)

Коэффициент неравномерности суммарного тепловосприятия в расчётном сечении

h т

___

Приложение IV, п.6                                и табл. IV-4

1,30

1,40

1,40

Коэффициент неравномерности суммарного тепловосприятия на рассчитываемом участке

h т.уч

___

(hт1×H1 + hт2×H2 + +hт3×H3) / ΣH

1,30

1,38

1,38

Максимальная энтальпия среды в расчётном сечении

Imax

ккал/кг

I + ((hтуч × hк / rг) -1) × DI

336,10

433,02

454,34

Давление среды в расчётном сечении

P

кг/см2

Из гидравлического расчёта

190,90

190,90

187,27

Максимальная температура среды в расчётном сечении

tmax

oC

по таблицам воды и пара

314,50

363,00

372,60

Превышение температуры среды в расчётном сечении над средней

Dtт

oC

tmax - t

7,50

13,00

12,60

Температура газов в расчётном сечении

J

oC

Из позонного расчёта

1772,95

1727,29

1638,69

Удельное тепловосприятие поверхности нагрева в расчётном сечении

qс

ккал/м2ч

Из позонного расчёта

101307,39

122445,26

118912,92

Максимальное расчётное удельное тепловосприятие

qmax р

ккал/м2ч

hшmax × hст × qс

131699,60

171423,36

166478,08

Принятое максимальное удельное тепловосприятие

qmax

ккал/м2ч

Принимаем по табл. IV-5

350000,00

350000,00

350000,00

Сечение для прохода среды каждой зоны

f

м2

0,785×d2вн × nтр

0,042

0,042

0,042

Массовая скорость среды с учётом разверки

gw

кг/м2сек

D×rг / F×3600

2013,053

2034,023

2013,053

Коэффициент теплоотдачи от стенки к среде

a2

ккал/ (м2чоС)

Принимаем предварительно

18500,00

18700,00

18600,00

Коэффициент теплопроводности металла стенки

lм

ккал/ (м×чоС)

По табл. IV-1

37,00

36,00

36,00

Критерий Био

Bi

___

dнар×a2 / (2×b×lм)

7,50

7,79

9,30

Относительный шаг

s / d

___

s / d

1,44

1,44

1,44

Коэффициент растечки

m

___

По номограмме 42

0,98

0,98

0,98

Внутренняя тепловая нагрузка

qвн.max

ккал/м2ч

m × b × qmax

163483,11

212793,54

203935,65

Расчётный коэффициент теплоотдачи от стенки к среде

a2

ккал/ (м2чоС)

По номограмме 36

18500,000

18900,000

19100,000

Средняя по толщинетемпература металла стенки

tст

оС

t + Dtт + bmqmax + (d/lм × 1/(1+b)+1/a2)

331,13

384,69

393,35

Температура наружной поверхности стенки

tст.н

оС

t + Dtт + bmqmax + (d/lм × 2/(1+b)+1/a2)

338,93

395,12

403,42

Температура окалинообразования

tок

оС

Табл. 3-1 гидравлический расчёт котельных агрегатов

450,00

450,00

450,00

Недогрев до температуры окалинообразования

Dt

оС

tок - tст.н

111,07

54,88

46,58

5.2. Нагрузка 70%

Рассчитываемая величина

Обозначение

Размерность

Формула или обоснование

Расчёт

1

2

3

4

5

Расход питательной воды при нагрузке 70%

Dх

т / ч

320 / 100 × 70

224

Расход питательной воды при нагрузке 70%

Dх

кг / с

Dо × 1000 / 3600 / 100 × 70

62,22

Отношение

n

___

Dх/Do

0,70

Коэффициент избытка в-ха в топке

aхт

___

aот + 0,5×(0,5 - Dх / Dо)

1,10

Коэффициент избытка в-ха на выходе из котла

aхух

___

aот + Daовп × ( Dо / Dх )

1,31

Температура уходящих газов

Jхух

оС

Jоух × (Dх/Do × ×aхух/aоух)n

139,12

Коэффициент

а

___

Ioг/Ioв

1,17

Коэффициент

bх

___

tххв / Jхух

0,22

Коэффициент

bо

___

tохв / Jоух

0,23

Потери теплоты с уходящими газами

q2

%

qо2×Jхух/Jоух×aхух/aоух× ((1-bх) / (1-bо)) + ((а-1)/(а- -1))

7,45

Потери от химического недожога

q 3

%

qо3 × (Dх / Dо)

0,35

Потеря теплоты в окружающую среду

q 5

%

qo5 × (Dх / Dо)

0,21

Сумма тепловых потерь

Sq

%

q 2+q 3+q4+q 5

8,31

КПД КА

hх ка

%

100-Sq

91,69

Давление перегретого пара

Рхпп

кг/см2

При скользящем давлении

62,00

Температура

tх пп

0С

задано

545,00

Энтальпия

hх пп

ккал/кг

По таблицам воды и пара

790,59

Давление вторично-перегретого пара на входе

р'хвт

кг/см2

р'овт × (Dх/Do)

18,90

Температура вторично-перегретого пара на входе

t'хвт

оС

t'oвт ×(Dх/Do)0,25

427,16

Энтальпия вторично-перегретого пара на входе

h'xвт

ккал/кг

По таблицам воды и пара

790,61

Давление вторично-перегретого пара на выходе

р''хвт

кг/см2

р'хвт - 0,2× (Dх/Do)

18,76

Энтальпия вторично-перегретого пара на выходе

h''xвт

ккал/кг

По таблицам воды и пара

852,50

Температура питательной воды

tхпв

оС

43,04×Ln(2G) - 37,723

225,03

Давление питательной воды в скользящем режиме

Рхпв

кг/см2

0,4013×Nэл + 56,2085

116,92

Энтальпия

hхпв

ккал/кг

По таблицам воды и пара

231,47

Относительная доля вторично-перегреваемого пара

dвт

___

Dвт/Dпе

0,84

Средний расчётный теплоперепад 1кг рабочей среды при прохождении водопарового тракта котла

Dhок

ккал/кг

(hопп - hопв) + dвт×(h"овт -   -h'овт)

608,15

1

2

3

4

5

Средний расчётный теплоперепад 1кг рабочей среды при прохождении водопарового тракта котла

Dhхк

ккал/кг

(hхпп - hхпв) + dвт×(h"хвт - h'хвт)

611,34

Полный расчётный расход топлива

В

м3/ч

Вор×[(Dх×hoка - qо4×Dhхк) /                       / (Dо×hхка - qх4×Dhок)]

17058,18

РАСЧЁТ ТЕПЛООБМЕНА В ТОПОЧНОЙ КАМЕРЕ

Температура горячего воздуха

tхгв

оС

toгв×((Dх/Do)× ×(aхух/aоух))0,2

205,57

Относительный избыток горячего воздуха

bх

___

aхт - Daот×(Dо/Dх)0,5

0,85

Теплота горячего воздуха

Qхгв

ккал/нм3

Qогв×(bхгв/bогв)×(tхгв/tогв)

588,79

Изменение теплоты вносимой в топку воздухом

DQгв

ккал/нм3

Qогв - Qхгв

100,62

Полезное тепловыделение в топке

Q т

ккал/нм3

Qот - DQгв

9229,11

Теоретическая температура горения

Т а

oC

по I - J таблице

1965,06

Температура газов на выходе из топки

J"хт

оС

J"от×(Dх/Do)0,3

1029,29

Энтальпия газов на выходе из топки

I" т

ккал/нм3

по I - J таблице

4656,557

Коэффициент тепловой эффективности экрана

y

X×z = 1×0,65

0,650

Кол-во тепла воспринятого в топке

Qхл

ккал/нм3

j(Q т - I" т)

2972,161

Средняя тепловая нагрузка лучевоспринимающей поверхности

qх л

ккал/м2ч

qол × (Bх p×Qхл/Bо p×Qол)

59646,659

Теплонапряжённость топочного объёма

q v

ккал/м3ч

qоv×(Вхр/Вор)

74362,742

ПОЗОННЫЙ РАСЧЁТ ТОПОЧНОЙ КАМЕРЫ

Зона I -под топки

Суммарная экранированная поверхность стен

Fст

м2

конструктивные данные

65,245

Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху     

FcI

м2

конструктивные данные

72,250

Относительная высота зоны

x

___

hI / Hт = 4,3 / 29

0,154

Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо)

b сгI

___

табл.XXII, норм. метод

0,900

Тепло вносимое в топку воздухом

Q в

ккал/нм3

из расчёта топки в целом

588,792

Температура газов на выходе из зоны

t"I

oC

задаёмся

1740,000

Энтальпия газов на выходе из зоны

I"I

ккал/нм3

по I - J таблице

8052,692

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C"

ккал/кгоС

I"I / t"I

4,628

Произведение

PnS

м×кгс/см2

P× r n× S

2,291

1

2

3

4

5

Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами

K r

cм2/кгс×м

номогр.3, норм. метод

0,500

Оптическая толщина

KpS

___

P × S ×r n×K г

1,146

Эффективная степень черноты факела

а ф

___

номогр.2, норм. метод

0,126

Коэффициент тепловой эффективности экрана

y

___

X×z = 1×0,65

0,650

Степень черноты топки в зоне

а т

___

аф/(аф+(1-аф)×y)

0,170

Температура газов на выходе из зоны

t"I

oC

(b сгI×Qрн+Qв)/u C" -                                -d о×ат×Т"I4×yF/(Вр×u C")

1747,573

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны

qлI

ккал/м2ч

d о×y×ат×Т"I4

90251,867

Тепловосприятие пода НРЧ

Qпнрч

ккал/нм3

(qл × Fпнрч / Вр)

345,20

Степень черноты топки последней зоны

Температура газов на выходе из последней зоны

t''

oC

принята предварительно

1190,00

Произведение

PnS

м×кгс/см2

P× r n× S

0,450

Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами

K r

cм2/кгс×м

номогр.3, норм. метод

0,500

Оптическая толщина

KpS

___

P × S ×r n×K г

0,225

Эффективная степень черноты факела

а ф

___

номогр.2, норм. метод

0,157

Коэффициент тепловой эффективности экрана

y

___

X×z = 1×0,45

0,450

Степень черноты топки в зоне

а т

___

номогр.6, норм. метод

0,300

Зона II - от начала пода топки до линии перехода тр. 38х4 на тр. 45х4,5

1

2

3

4

5

Суммарная экранированная поверхность стен

Fст

м2

конструктивные данные

178,024

Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху     

FcII

м2

конструктивные данные

72,250

Относительная высота зоны

x

___

hII / Hт = 9,384 / 29

0,324

Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо)

b сгII

___

табл.XXII, норм. метод

0,950

То же на сгоревшее топливо

b сгII р

___

b сгII / (1 - q4 / 100)

0,950

Доля сгоревшего топлива в зоне

Db

___

b сгII - b сгII р

0,000

Температура газов на входе в зону

t II

oC

из расчёта первой зоны

1747,573

Энтальпия газов на входе в зону

I II

ккал/нм3

по I - J таблице

8091,843

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C

ккал/кгоС

I II / t II

4,630

Температура газов на выходе из зоны

t"II

oC

задаёмся

1580,000

Энтальпия газов на выходе из зоны

I"II

ккал/нм3

по I - J таблице

7228,741

1

2

3

4

5

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C"

ккал/кгоС

I"II / t"II

4,575

Отношение теплоёмкостей

u C/u C"

___

u C/u C"

1,012

Средняя температура газов в зоне

t

oC

(t"II + tII) / 2

1663,786

Коэффициент тепловой эффективности экрана

y

X×z = 1×0,65

0,650

Степень черноты топки в зоне

а т

по линейной интерполяции

0,250

Коэффициент переизлучения в данную зону

yII - yI

по п. 6-39

0,000

Температура газов на выходе из зоны

t"II

oC

Db×Qрн/u C" + С/C"×t II- [1+(T"/T)4] × (4,9×10-8× ×aт×Т4 / 2×Вр× ×u C") × ×y×Fст

1585,852

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны

qлII

ккал/м2ч

d о×y×ат×Т"II4

95066,753

Тепловосприятие второй зоны НРЧ

QII нрч

ккал/нм3

qл II × FII нрч / Вр

992,14

Зона III - от начала  линии перехода тр. 38х4 на тр. 45х4,5, до выхода НРЧ

1

2

3

4

5

Суммарная экранированная поверхность стен

Fст

м2

конструктивные данные

104,311

Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху     

FcIII

м2

конструктивные данные

72,250

Относительная высота зоны

x

___

hIII/ Hт = 12,9 / 29

0,445

Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо)

b сгIII

___

табл.XXII, норм. метод

0,980

То же на сгоревшее топливо

b сгIII р

___

b сгIII / (1 - q4 / 100)

0,980

Доля сгоревшего топлива в зоне

Db

___

b сгIII - b сгIII р

0,000

Температура газов на входе в зону

t III

oC

из расчёта второй зоны

1585,852

Энтальпия газов на входе в зону

I III

ккал/нм3

по I - J таблице

7258,680

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C

ккал/кгоС

I III / t III

4,577

Температура газов на выходе из зоны

t"III

oC

задаёмся

1450,000

Энтальпия газов на выходе из зоны

I"III

ккал/нм3

по I - J таблице

6567,502

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C"

ккал/кгоС

I"III / t"III

4,529

Отношение теплоёмкостей

u C/u C"

___

u C/u C"

1,011

Средняя температура газов в зоне

t

oC

(t"III + tIII) / 2

1517,926

1

2

3

4

5

Коэффициент тепловой эффективности экрана

y

X×z = 1×0,65

0,650

Степень черноты топки в зоне

а т

по линейной интерполяции

0,278

Коэффициент переизлучения в данную зону

yIII-yII

по п. 6-39

0,000

Температура газов на выходе из зоны

t"III

oC

Db×Qрн/u C" + С/C"×t II- -[1+(T"/T)4] × (4,9×10-8× ×aт×Т4 / 2×Вр × u C") × ×y×Fст

1442,393

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева третьей зоны

qлIII

ккал/м2ч

d о×y×ат×Т"III4

91088,758

Тепловосприятие третьей зоны НРЧ

QIII нрч

ккал/нм3

qл III × FIII нрч / Вр

557,01

Распределение тепловосприятия по ходам НРЧ

1

2

3

4

5

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны

qлI

ккал/м2ч

d о×y×ат×Т"I4

90251,867

Тепловосприятие первой зоны НРЧ

QI нрч

ккал/нм3

qл I × FI нрч / Вр

345,20

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны

qлII

ккал/м2ч

d о×y×ат×Т"II4

95066,753

Тепловосприятие второй зоны НРЧ

QII нрч

ккал/нм3

qл II × FII нрч / Вр

992,14

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева третьей зоны

qлIII

ккал/м2ч

d о×y×ат×Т"III4

91088,758

Тепловосприятие третьей зоны НРЧ

QIII нрч

ккал/нм3

qл III × FIII нрч / Вр

557,01

Энтальпия среды на входе в НРЧ

Iнрч

ккал/кг

Из гидравлического расчёта

301,06

Приращение энтальпии среды в экранах НРЧ первой зоны

D IнрчI

ккал/кг

QнрчI × Вр / Dнрч

26,29

Энтальпия среды на выходе первой зоны НРЧ

IIIнрчI

ккал/кг

Iнрч + DIнрчI

327,35

Давление среды в первой зоне

РI

кг/см2

Из гидравлического расчёта

108,79

Температура среды на выходе из первой зоны НРЧ

tI

oC

по таблицам воды и пара

305,00

Энтальпия среды на входе во вторую зону НРЧ

IнрчII

ккал/кг

по I - J таблице

327,35

Приращение энтальпии среды в экранах НРЧ второй зоны

D IнрчII

ккал/кг

QнрчII × Вр / Dнрч

75,55

Энтальпия среды на выходе из второй зоны НРЧ

IIIнрчII

ккал/кг

IнрчI + DIнрчII

342,50

Давление среды во второй зоне

РII

кг/см2

Из гидравлического расчёта

107,63

Температура среды на выходе из второй зоны НРЧ

tII

oC

по таблицам воды и пара

314,60

1

2

3

4

5

Энтальпия среды на входе в третью зону НРЧ

IнрчIII

ккал/кг

по I - J таблице

342,50

Приращение энтальпии среды в экранах НРЧ третьей зоны

D IнрчIII

ккал/кг

QнрчIII × Вр / Dнрч

42,42

Энтальпия среды на выходе из третьей зоны НРЧ

IIIнрчIII

ккал/кг

IнрчII + DIнрчIII

384,92

Давление среды в третьей  зоне

РIII

кг/см2

Из гидравлического расчёта

106,50

Температура среды на выходе из третьей зоны НРЧ

tIII

oC

по таблицам воды и пара

342,00

Определение расчётной температуры металла стенки труб НРЧ

Рассчитываемая величина

Обозначение

Размерность

Формула или обоснование

Расчёт

Точка 1

Точка 2

Точка 3

Диаметр и толщина стенки труб

dхd

мм

Конструктивные данные

38х4

38х4

45х4,5

Отношение наружного диаметра к внутреннему

b

___

dнар / dвн

1,27

1,27

1,25

Материал

___

___

Конструктивные данные

Ст 20

Ст 20

Ст 20

Энтальпия среды на входе

Iнрч

ккал/кг

по I - J таблице

301,06

327,35

342,50

Коэффициент распределения тепловосприятия м/у стенами топки

h ст

___

По табл. IV-3

1,00

1,00

1,00

Коэффициент неравномерности тепловосприятия по ширине стены топки

h ш

___

По табл. IV-2                                           (2 элемента по ширине стены)

1,00

1,00

1,00

Тепловосприятие зон НРЧ

Qзоны нрч

ккал/кг

qл I × FI нрч / Вр

345,20

992,14

557,01

Приращение энтальпии (с учётом разверки по элементам)

D I

ккал/кг

hш×Qзонынрч×hст×Вр / Dнрч

26,29

75,55

42,42

Энтальпия среды на выходе

III

ккал/кг

Iнрч + D I

327,35

402,90

384,92

Давление среды в расчётном сечении

Р

кг/см2

Из гидравлического расчёта

108,79

107,63

106,50

Температура среды в расчётном сечении

t

oC

по таблицам воды и пара

305,00

352,00

342,00

Коэффициент конструктивной нетождественности для параллельных лент

h к

___

с учётом обводки труб вокруг горелок

1,06

1,09

1,06

Коэффициент гидравлической разверки для данной трубы

r г

___

Из гидравлического расчёта

0,96

0,97

0,96

Коэффициент неравномерности для определения максимального удельного тепловосприятия по ширине стены

h ш max

___

Приложение IV, п.6                                и табл. IV-4

1,3       (Нижняя часть топки расстояние от оси горелок до расчётного сечения более 4Da)

1,4    (Расстояние от оси горелок до расчётного сечения менее 4Da

1,4    (Расстояние от оси горелок до расчётного сечения менее 4Da

Коэффициент неравномерности суммарного тепловосприятия в расчётном сечении

h т

___

Приложение IV, п.6                                и табл. IV-4

1,30

1,40

1,40

Коэффициент неравномерности суммарного тепловосприятия на рассчитываемом участке

h т.уч

___

(hт1×H1 + hт2×H2 + +hт3×H3) / ΣH

1,30

1,38

1,38

Максимальная энтальпия среды в расчётном сечении

Imax

ккал/кг

I + ((hтуч × hк / rг) -1) × DI

338,79

444,82

407,19

Давление среды в расчётном сечении

P

кг/см2

Из гидравлического расчёта

108,79

107,63

106,50

Максимальная температура среды в расчётном сечении

tmax

oC

по таблицам воды и пара

313,00

368,00

354,00

Превышение температуры среды в расчётном сечении над средней

Dtт

oC

tmax - t

8,00

16,00

12,00

Температура газов в расчётном сечении

J

oC

Из позонного расчёта

1747,57

1585,85

1442,39

Удельное тепловосприятие поверхности нагрева в расчётном сечении

qс

ккал/м2ч

Из позонного расчёта

90251,87

95066,75

91088,76

Максимальное расчётное удельное тепловосприятие

qmax р

ккал/м2ч

hшmax × hст × qс

117327,43

133093,45

127524,26

Принятое максимальное удельное тепловосприятие

qmax

ккал/м2ч

Принимаем по табл. IV-5

350000,00

350000,00

350000,00

Сечение для прохода среды каждой зоны

f

м2

0,785×d2вн × nтр

0,042

0,042

0,061

Массовая скорость среды с учётом разверки

gw

кг/м2сек

D×rг / F×3600

1409,137

1423,816

978,568

Коэффициент теплоотдачи от стенки к среде

a2

ккал  / (м2чоС)

Принимаем предварительно

18500,00

18900,00

19100,00

Коэффициент теплопроводности металла стенки

lм

ккал  / (м×чоС)

По табл. IV-1

37,00

36,00

36,00

Критерий Био

Bi

___

dнар×a2 / (2×b×lм)

7,50

7,88

9,55

Относительный шаг

s / d

___

s / d

1,44

1,44

1,44

Коэффициент растечки

m

___

По номограмме 42

0,98

0,98

0,98

Внутренняя тепловая нагрузка

qвн.max

ккал/м2ч

m × b × qmax

145642,45

165213,34

156217,22

Расчётный коэффициент теплоотдачи от стенки к среде

a2

ккал  / (м2чоС)

По номограмме 36

19300,000

19550,000

19100,000

Средняя по толщинетемпература металла стенки

tст

оС

t + Dtт + bmqmax + (d/lм × 1/(1+b)+1/a2)

327,49

384,55

369,89

Температура наружной поверхности стенки

tст.н

оС

t + Dtт + bmqmax + (d/lм × 2/(1+b)+1/a2)

334,44

392,65

377,61

Температура окалинообразования

tок

оС

Табл. 3-1 гидравлический расчёт котельных агрегатов

450,00

450,00

450,00

Недогрев

Dt

оС

tок - tст.н

115,56

57,35

72,39

5.3. Нагрузка 50%

Рассчитываемая величина

Обозна-чение

Размер-ность

Формула или обоснование

Расчёт

1

2

3

4

5

Расход питательной воды при нагрузке 50%

Dх

т / ч

320 / 100 × 50

160

Расход питательной воды при нагрузке 50%

Dх

кг / с

Dо × 1000 / 3600 / 100 × 50

44,44

Отношение

n

___

Dх/Do

0,50

Коэффициент избытка в-ха в топке

aхт

___

aот + 0,5×(0,5 - Dх / Dо)

1,10

Коэффициент избытка в-ха на выходе из котла

aхух

___

aот + Daовп × ( Dо / Dх )

1,33

Температура уходящих газов

Jхух

оС

Jоух × (Dх/Do × aхух/aоух)n

112,48

Коэффициент

а

___

Ioг/Ioв

1,17

Коэффициент

bх

___

tххв / Jхух

0,27

Коэффициент

bо

___

tохв / Jоух

0,23

Потери теплоты с уходящими газами

q2

%

qо2 × Jхух/Jоух × aхух/aоух× ×((1-bх)/(1-bо)) + ((а-1)/(а- -1))

5,94

Потери от химического недожога

q 3

%

qо3 × (Dх / Dо)

0,25

Потеря теплоты в окружающую среду

q 5

%

qo5 × (Dх / Dо)

0,15

Сумма тепловых потерь

Sq

%

q 2+q 3+q4+q 5

6,64

КПД КА

hх ка

%

100-Sq

93,36

Давление перегретого пара

Рхпп

кг/см2

При скользящем давлении

41,88

Температура

tх пп

0С

задано

545,00

Энтальпия

hх пп

ккал/кг

По таблицам воды и пара

847,37

Давление вторично-перегретого пара на входе

р'хвт

кг/см2

р'овт × (Dх/Do)

13,50

Температура вторично-перегретого пара на входе

t'хвт

оС

t'oвт ×(Dх/Do)0,25

392,70

Энтальпия вторично-перегретого пара на входе

h'xвт

ккал/кг

По таблицам воды и пара

774,89

Давление вторично-перегретого пара на выходе

р''хвт

кг/см2

р'oвт - 0,2×(Dх/Do)

24,90

Энтальпия вторично-перегретого пара на выходе

h''xвт

ккал/кг

По таблицам воды и пара

851,15

Температура питательной воды

tхпв

оС

43,04×Ln(2G) - 37,723

155,41

Давление питательной воды в скользящем режиме

Рхпв

кг/см2

0,4013×Nэл + 56,2085

71,41

Энтальпия

hхпв

ккал/кг

По таблицам воды и пара

116,43

Относительная доля вторично-перегреваемого пара

dвт

___

Dвт/Dпе

0,84

Средний расчётный теплоперепад 1кг рабочей среды при прохождении водопарового тракта котла

Dhок

ккал/кг

(hопп - hопв) + dвт×(h"овт - h'овт)

608,15

1

2

3

4

5

Средний расчётный теплоперепад 1кг рабочей среды при прохождении водопарового тракта котла

Dhхк

ккал/кг

(hхпп - hхпв) + dвт×(h"хвт - h'хвт)

795,28

Полный расчётный расход топлива

В

м3/с

Вор×[(Dх×hoка - qо4×Dhхк) /                       / (Dо×hхка - qх4×Dhок)]

11966,219

Расчёт теплообмена в топочной камере

Температура горячего воздуха

tхгв

оС

toгв×((Dх/Do)×(aхух/aоух))0,2

192,69

Относительный избыток горячего воздуха

bх

___

aхт - Daот×(Dо/Dх)0,5

0,85

Теплота горячего воздуха

Qхгв

ккал/нм3

Qогв×(bхгв/bогв)×(tхгв/tогв)

551,90

Изменение теплоты вносимой в топку воздухом

DQгв

ккал/нм3

Qогв - Qхгв

137,51

Полезное тепловыделение в топке

Q т

ккал/нм3

Qот - DQгв

9192,22

Теоретическая температура горения

Т а

oC

по I - J таблице

1958,02

Температура газов на выходе из топки

J"хт

оС

J"от×(Dх/Do)0,3

930,46

Энтальпия газов на выходе из топки

I" т

ккал/нм3

по I - J таблице

4009,080

Коэффициент тепловой эффективности экрана

y

X×z = 1×0,65

0,650

Кол-во тепла воспринятого в топке

Qхл

ккал/нм3

j(Q т - I" т)

3369,043

Средняя тепловая нагрузка лучевоспринимающей поверхности

qх л

ккал/м2ч

qол × (Bх p×Qхл/Bо p×Qол)

47429,073

Теплонапряжённость топочного объёма

q v

ккал/м3ч

qоv×(Вхр/Вор)

52165,051

ПОЗОННЫЙ РАСЧЁТ ТОПОЧНОЙ КАМЕРЫ НА 50% НАГРУЗКЕ

Зона I - под топки

1

2

3

4

5

Суммарная экранированная поверхность стен

Fст

м2

конструктивные данные

65,245

Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху     

FcI

м2

конструктивные данные

72,250

Относительная высота зоны

x

___

hI / Hт = 4,3 / 29

0,154

Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо)

b сгI

___

табл.XXII, норм. метод

0,900

Тепло вносимое в топку воздухом

Q в

ккал/нм3

из расчёта топки в целом

551,904

Температура газов на выходе из зоны

t"I

oC

задаёмся

1710,000

1

2

3

4

5

Энтальпия газов на выходе из зоны

I"I

ккал/нм3

по I - J таблице

7897,590

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C"

ккал/кгоС

I"I / t"I

4,618

Произведение

PnS

м×кгс/см2

P× r n× S

2,291

Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами

K r

cм2/кгс×м

номогр.3, норм. метод

0,500

Оптическая толщина

KpS

___

P × S ×r n×K г

1,146

Эффективная степень черноты факела

а ф

___

номогр.2, норм. метод

0,126

Коэффициент тепловой эффективности экрана

y

___

X×z = 1×0,65

0,650

Степень черноты топки в зоне

а т

___

аф/(аф+(1-аф)×y)

0,182

Температура газов на выходе из зоны

t"I

oC

(b сгI×Qрн+Qв)/u C" -                                -d о×ат×Т"I4×yF/(Вр×u C")

1711,267

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны

qлI

ккал/м2ч

d о×y×ат×Т"I4

89631,085

Тепловосприятие пода НРЧ

Qпнрч

ккал/нм3

(qл × Fпнрч / Вр)

488,71

Степень черноты топки последней зоны

Температура газов на выходе из последней зоны

t''

oC

принята предварительно

1090,00

Произведение

PnS

м×кгс/см2

P× r n× S

0,400

Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами

K r

cм2/кгс×м

номогр.3, норм. метод

0,530

Оптическая толщина

KpS

___

P × S ×r n×K г

0,212

Эффективная степень черноты факела

а ф

___

номогр.2, норм. метод

0,220

Коэффициент тепловой эффективности экрана

y

___

X×z = 1×0,45

0,450

Степень черноты топки в зоне

а т

___

номогр.6, норм. метод

0,380

Зона II - от начала пода топки до линии перехода тр. 38х4 на тр. 45х4,5

1

2

3

4

5

Суммарная экранированная поверхность стен

Fст

м2

конструктивные данные

178,024

Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху     

FcII

м2

конструктивные данные

72,250

Относительная высота зоны

x

___

hII / Hт = 9,384 / 29

0,324

Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо)

b сгII

___

табл.XXII, норм. метод

0,950

То же на сгоревшее топливо

b сгII р

___

b сгII / (1 - q4 / 100)

0,950

Доля сгоревшего топлива в зоне

Db

___

b сгII - b сгII р

0,000

Температура газов на входе в зону

t II

oC

из расчёта первой зоны

1711,267

Энтальпия газов на входе зону

I II

ккал/нм3

по I - J таблице

7904,142

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C

ккал/кгоС

I II / t II

4,619

Температура газов на выходе из зоны

t"II

oC

задаёмся

1450,000

Энтальпия газов на выходе из зоны

I"II

ккал/нм3

по I - J таблице

6567,502

1

2

3

4

5

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C"

ккал/кгоС

I"II / t"II

4,529

Отношение теплоёмкостей

u C/u C"

___

u C/u C"

1,020

Средняя температура газов в зоне

t

oC

(t"II + tII) / 2

1580,634

Коэффициент тепловой эффективности экрана

y

X×z = 1×0,65

0,650

Степень черноты топки в зоне

а т

по линейной интерполяции

0,230

Коэффициент переизлучения в данную зону

yII - yI

по п. 6-39

0,000

Температура газов на выходе из зоны

t"II

oC

Db×Qрн/u C" + С/C"×t II- [1+(T"/T)4] × (4,9×10-8× ×aт×Т4 / 2×Вр× ×u C") × ×y×Fст

1452,5688

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны

qлII

ккал/м2ч

d о×y×ат×Т"II4

64948,086

Тепловосприятие второй зоны НРЧ

QII нрч

ккал/нм3

qл II × FII нрч / Вр

966,25

Зона III - от начала  линии перехода тр. 38х4 на тр. 45х4,5, до выхода НРЧ

1

2

3

4

5

Суммарная экранированная поверхность стен

Fст

м2

конструктивные данные

104,311

Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху     

FcIII

м2

конструктивные данные

72,250

Относительная высота зоны

x

___

hIII/ Hт = 12,9 / 29

0,445

Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо)

b сгIII

___

табл.XXII, норм. метод

0,980

То же на сгоревшее топливо

b сгIII р

___

b сгIII / (1 - q4 / 100)

0,980

Доля сгоревшего топлива в зоне

Db

___

b сгIII - b сгIII р

0,000

Температура газов на входе в зону

t III

oC

из расчёта второй зоны

1452,569

Энтальпия газов на входе в зону

I III

ккал/нм3

по I - J таблице

6580,446

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C

ккал/кгоС

I III / t III

4,530

Температура газов на выходе из зоны

t"III

oC

задаёмся

1370,000

Энтальпия газов на выходе из зоны

I"III

ккал/нм3

по I - J таблице

6163,374

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C"

ккал/кгоС

I"III / t"III

4,499

Отношение теплоёмкостей

u C/u C"

___

u C/u C"

1,007

Средняя температура газов в зоне

t

oC

(t"III + tIII) / 2

1411,284

Коэффициент тепловой эффективности экрана

y

X×z = 1×0,65

0,450

1

2

3

4

5

Степень черноты топки в зоне

а т

по линейной интерполяции

0,270

Коэффициент переизлучения в данную зону

yIII-yII

по п. 6-39

0,000

Температура газов на выходе из зоны

t"III

oC

Db×Qрн/u C" + С/C"×t II- [1+(T"/T)4] × (4,9×10-8× ×aт×Т4 / 2×Вр× ×u C") × ×y×Fст

1369,5376

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева третьей зоны

qлIII

ккал/м2ч

d о×y×ат×T4

47910,869

Тепловосприятие третьей зоны НРЧ

QIII нрч

ккал/нм3

qл III × FIII нрч / Вр

417,65

Распределение тепловосприятия по ходам НРЧ

1

2

3

4

5

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны

qлI

ккал/м2ч

d о×y×ат×Т"I4

89631,085

Тепловосприятие первой зоны НРЧ

QI нрч

ккал/нм3

qл I × FI нрч / Вр

488,71

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны

qлII

ккал/м2ч

d о×y×ат×Т"II4

64948,086

Тепловосприятие второй зоны НРЧ

QII нрч

ккал/нм3

qл II × FII нрч / Вр

966,25

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева третьей зоны

qлIII

ккал/м2ч

d о×y×ат×Т"III4

47910,869

Тепловосприятие третьей зоны НРЧ

QIII нрч

ккал/нм3

qл III × FIII нрч / Вр

417,65

Энтальпия среды на входе в НРЧ

Iнрч

ккал/кг

Из гидравлического расчёта

286,57

Приращение энтальпии среды в экранах НРЧ первой зоны

D IнрчI

ккал/кг

QнрчI × Вр / Dнрч

34,40

Энтальпия среды на выходе первой зоны НРЧ

IIIнрчI

ккал/кг

Iнрч + DIнрчI

320,97

1

2

3

4

5

Давление среды в первой зоне

РI

кг/см2

Из гидравлического расчёта

74,70

Температура среды на выходе из первой зоны НРЧ

tI

oC

по таблицам воды и пара

300,00

Энтальпия среды на входе во вторую зону НРЧ

IнрчII

ккал/кг

по I - J таблице

320,97

Приращение энтальпии среды в экранах НРЧ второй зоны

D IнрчII

ккал/кг

QнрчII × Вр / Dнрч

68,01

Энтальпия среды на выходе из второй зоны НРЧ

IIIнрчII

ккал/кг

IнрчI + DIнрчII

342,50

Давление среды во второй зоне

РII

кг/см2

Из гидравлического расчёта

74,20

Температура среды на выходе из второй зоны НРЧ

tII

oC

по таблицам воды и пара

315,00

Энтальпия среды на входе в третью зону НРЧ

IнрчIII

ккал/кг

по I - J таблице

342,50

Приращение энтальпии среды в экранах НРЧ третьей зоны

D IнрчIII

ккал/кг

QнрчIII × Вр / Dнрч

29,40

Энтальпия среды на выходе из третьей зоны НРЧ

IIIнрчIII

ккал/кг

IнрчII + DIнрчIII

371,90

Давление среды в третьей  зоне

РIII

кг/см2

Из гидравлического расчёта

73,98

Температура среды на выходе из третьей зоны НРЧ

tIII

oC

по таблицам воды и пара

335,00

Массовое паросодержание, на выходе из зон №1,2,3, при различных нагрузках:

100%

n

%

100×(hсмеси - h'воды на лин нас) /             / (h"нас пара - h'воды на лин нас)

вода

7,33335475

19,68809

70%

вода

8,68080401

22,35056

50%

вода

15,6512155

27,23285

Определение расчётной температуры металла стенки труб НРЧ

Рассчитываемая величина

Обозначение

Размерность

Формула или обоснование

Расчёт

Точка 1

Точка 2

Точка 3

Диаметр и толщина стенки труб

dхd

мм

Конструктивные данные

38х4

38х4

45х4,5

Отношение наружного диаметра к внутреннему

b

___

dнар / dвн

1,27

1,27

1,25

Материал

___

___

Конструктивные данные

Ст 20

Ст 20

Ст 20

Энтальпия среды на входе

Iнрч

ккал/кг

по I - J таблице

286,57

320,97

342,50

Коэффициент распределения тепловосприятия м/у стенами топки

h ст

___

По табл. IV-3

1,00

1,00

1,00

Коэффициент неравномерности тепловосприятия по ширине стены топки

h ш

___

По табл. IV-2          (2 элемента по ширине стены)

1,00

1,00

1,00

Тепловосприятие зон НРЧ

Qзоны нрч

ккал/кг

qл× F нрч / Вр

488,71

966,25

417,65

Приращение энтальпии (с учётом разверки по элементам)

D I

ккал/кг

hш×Qзонынрч×hст×Вр / Dнрч

34,40

68,01

29,40

Энтальпия среды на выходе

III

ккал/кг

Iнрч + D I

320,97

388,98

371,90

Давление среды в расчётном сечении

Р

кг/см2

Из гидравлического расчёта

74,70

74,20

73,98

Температура среды в расчётном сечении

t

oC

по таблицам воды и пара

300,00

345,00

335,00

Коэффициент конструктивной нетождественности для параллельных лент

h к

___

с учётом обводки труб вокруг горелок

1,06

1,09

1,06

Коэффициент гидравлической разверки для данной трубы

r г

___

Из гидравлического расчёта

0,90

0,80

0,80

Коэффициент неравномерности для определения максимального удельного тепловосприятия по ширине стены

h ш max

___

Приложение IV, п.6                                и табл. IV-4

1,3       (Нижняя часть топки расстояние от оси горелок до расчётного сечения более 4Da)

1,4    (Расстояние от оси горелок до расчётного сечения менее 4Da

1,4    (Расстояние от оси горелок до расчётного сечения менее 4Da

Коэффициент неравномерности суммарного тепловосприятия в расчётном сечении

h т

___

Приложение IV, п.6                                и табл. IV-4

1,30

1,40

1,40

Коэффициент неравномерности суммарного тепловосприятия на рассчитываемом участке

h т.уч

___

(hт1×H1 + hт2×H2 + hт3×H3) / ΣH

1,30

1,38

1,38

Максимальная энтальпия среды в расчётном сечении

Imax

ккал/кг

I + ((hтуч × hк / rг) -1) × DI

339,24

449,19

396,30

Давление среды в расчётном сечении

P

кг/см2

Из гидравлического расчёта

74,70

74,20

73,98

Максимальная температура среды в расчётном сечении

tmax

oC

по таблицам воды и пара

310,00

369,00

349,00

Превышение температуры среды в расчётном сечении над средней

Dtт

oC

tmax - t

10,00

24,00

14,00

Температура газов в расчётном сечении

J

oC

Из позонного расчёта

1711,27

1452,57

1369,54

Удельное тепловосприятие поверхности нагрева

qс

ккал/м2ч

Из позонного расчёта

89631,09

64948,09

47910,87

Максимальное расчётное удельное тепловосприятие

qmax р

ккал/м2ч

hшmax × hст × qс

116520,41

90927,32

67075,22

Принятое максимальное удельное тепловосприятие

qmax

ккал/м2ч

Принимаем по табл. IV-5

350000,00

350000,00

350000,00

Сечение для прохода среды каждой зоны

f

м2

0,785×d2вн × nтр

0,042

0,042

0,061

Массовая скорость среды с учётом разверки

gw

кг/м2сек

D×rг / F×3600

1002,595

891,196

618,886

Коэффициент теплоотдачи от стенки к среде

a2

ккал/ (м2чоС)

Принимаем предварительно

17000,00

17000,00

17000,00

Коэффициент теплопроводности металла стенки

lм

ккал/ (м×чоС)

По табл. IV-1

37,00

36,00

36,00

Критерий Био

Bi

___

dнар×a2 / (2×b×lм)

6,89

7,08

8,50

Относительный шаг

s / d

___

s / d

1,44

1,44

1,44

Коэффициент растечки

m

___

По номограмме 42

0,98

0,98

0,98

Внутренняя тепловая нагрузка

qвн.max

ккал/м2ч

m × b × qmax

434466,67

434466,67

428750,00

Расчётный коэффициент теплоотдачи от стенки к среде

a2

ккал/ (м2чоС)

По номограмме 36

18000,000

17800,000

17800,000

Средняя по толщинетемпература металла стенки

tст

оС

t + Dtт + bmqmax + (d/lм × ×1/(1+b)+1/a2)

354,86

380,87

357,67

Температура наружной поверхности стенки

tст.н

оС

t + Dtт + bmqmax + (d/lм × ×2/(1+b)+1/a2)

331,83

386,41

361,73

Температура окалинообразования

tок

оС

Табл. 3-1 гидравлический расчёт к.а.

450,00

450,00

450,00

Недогрев

Dt

оС

tок - tст.н

118,17

63,59

88,27

6. Гидравлический расчёт котла.

6.1 Нагрузка 100%.

Водяной экономайзер

Величина

Обозна-чение

Размер-ность

Формула, обоснование

Числ. значение

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные   данные

28/22

количество параллельных труб

n

шт

240

сечение элемента

F

м2

0,091

длина труб

l

м

156

гибы:

угол поворота

a

град

180

количество

n

шт

17

угол поворота

a

град

90

количество

n

шт

2

коллектора:

раздающий

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

245/185

количество

n

шт

1

сечение элемента

F

м2

0,027

отметка относит. нулевого уровня

h1

м

19

собирающий

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

245/185

количество

n

шт

1

сечение элемента

F

м2

0,026866625

отметка относит. нулевого уровня

h2

м

17,85

перепад

h=h1-h2

м

1,15

Раздающий коллектор

Расчетная величина

Обозначение

Размерность

Формула, обоснование

Числ. значение

2

3

4

5

6

давление

Р'вэ

кг/см2

задано

200

температура

t'вэ

оС

задано

240

энтальпия

i'пв

ккал/кг

табл. III норм. метод

284,4

удельный объём

u '

м3/кг

табл. III норм. метод

0,0012052

плотность среды

g '

кг/м3

g =1/u

829,738

расход среды

Dпв

кг/сек

задано

88,889

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

3308,525

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu '

3,987

коэфф., учитывающий вид отвода среды

А

___

п.2-60, норм. метод

0,800

изменение статического давления на входе

DPкол

кг/см2

DРкол = Аw2g/2g

0,054

изменение статического давления на входе

DPкол

кг/см2

DРкол = А(gw×w)/(2g×10^4)

0,054

изменение статического давления на участке от места ввода, до разверенной трубы

DРсредн

кг/см2

DРсредн = 2DPкол/3

0,036

Трубы экономайзера

Расчетная величина

Обозначение

Размерность

Формула, обоснование

Числ. значение

температура на выходе

t''вэ

оС

задано

307

давление на выходе

Р''вэ

кг/см2

принимаем

198,5

энтальпия на выходе

i''пв

ккал/кг

табл. III норм. метод

327,5

удельный объём на выходе

u ''

м3/кг

табл. III норм. метод

0,0014022

средний удельный объём

u

м3/кг

u = (u ' + u '')/2

0,0013037

плотность среды на выходе

g ''

кг/м3

g ''=1/u ''

713,165

средняя плотность среды

g

кг/м3

g = (g ' + g '')/2

771,451

нивелирный перепад давления

DPнив

кг/см2

DPнив = hg

0,089

абсолютная шероховатость труб

К

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трения

lo

1/м

рис.2-3 норм. метод

1,3

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

974,813

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu

1,264

потеря давления от трения

DPтр

кг/см2

DPтр = lo×l×(gw)2×u /       / 2g

1,282

отношение

d/dкол

___

0,117 > 0,1

коэфф. сопротивления входа в трубу, отнесённый к скорости в ней

zвх

___

табл.2-2 норм. метод

0,7

коэфф. сопротивления выхода из трубы, отнесённый к скорости в ней

zвых

___

табл.2-3 норм. метод

0,8

отношение

Rгиба/dтр

___

50/22

2,273

коэфф. сопротивления гибов(a= 180o) (17 шт)

zн1 = 0,45

___

zн × n

5,61

коэфф. сопротивления гибов(a= 90o) (2 шт)

zн2 = 0,35

___

zн × n

0,52

сумма сопротивлений

zм

___

zм = zвх + zвых + zн1 + zн2

7,63

потеря давления в местных сопротивлениях

DPм

кг/см2

DPм = zм×w2/(2gu )

0,048

общее сопротивление элемента

DРэл

кг/см2

DРэл = DPм+ +DPтр+DРнив

1,383

Собирающий коллектор

Расчетная величина

Обозна-чение

Размер-ность

Формула, обоснование

Числ. значение

2

3

4

5

6

расход среды

Dпв

кг/сек

задано

88,889

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

3308,525

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu ''

4,639

коэфф., учитывающий вид подвода среды

А

___

п.2-60, норм. метод

0,8

изменение статического давления на входе

DPкол

кг/см2

DРкол = Аw2g/2g

0,063

изменение статического давления на входе

DPкол

кг/см2

DРкол = А(gw×w)/(2g×10^4)

0,063

изменение статического давления на участке от места ввода, до разверенной трубы

DРсредн

кг/см2

DРсредн = 2DPкол/3

0,042

общее сопротивление экономайзера

DРэк

кг/см2

DРэк = DРкол разд +DРэл +DPкол собир

1,500

Тр-д между экономайзером и раздающим тройником

Величина

Обозна-чение

Размер-ность

Формула, обоснование

Числ. значение

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные   данные

273/233

сечение

F

м2

0,043

длина труб

l

м

35

гибы:

угол поворота

a

град

90

количество

n

шт

7

радиус гибов

R

мм

1000

расход среды

D

кг/сек

задано

88,889

температура

t

оС

задано

307

давление

Р

кг/см2

из расчёта ВЭ

198,5

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

327,5

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,0014022

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

713,165

нивелирный перепад давления

DPнив

кг/см2

DPнив = hg

-1,141

абсолютная шероховатость труб

К

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трения

lo

1/м

рис.2-3 норм. метод

0,068

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = D/F

2085,768

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu

2,925

потеря давления от трения

DPтр

кг/см2

DPтр = lo×l×(gw)2×u        / 2g

0,074

отношение

Fбол/ Fм

___

0,630

коэффициент сопротивления при резком изменении сечения

zвх

___

рис.2-9 норм. метод

0,18

отношение

Rгиба/dтр

___

1000/233

4,292

коэфф. сопротивления гибов(a= 90o) (7 шт)

zн = 0,2

___

zн × n

1,4

сумма сопротивлений

zм

___

zм = zвх + zн

1,58

потеря давления в местных сопротивлениях

DPм

кг/см2

DPм = zм×w2/(2gu )

0,049174838

сопротивление РПК

DPрпк

кг/см2

принято

7

общее сопротивление элемента

DРэл

кг/см2

DРэл = DPм+ +DPтр+DРнив+DPрпк

5,982

Раздающий тройник

Величина

Обозна-чение

Размер-ность

Формула, обоснование

Числ. значение

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные   данные

273/233

сечение элемента

F

м2

0,043

расход среды

D

кг/сек

задано

88,889

температура

t

оС

задано

307

давление

Р

кг/см2

из расчёта тр-да

192,518

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

306,4

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,0013306

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

751,541

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = D/F

2085,768

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu

2,775

коэфф. сопротивления тройника, отнесённый к скорости в ответвлении

zтр

___

табл.2-4 норм. метод

4,1

сопротивление тройника

DРтр

кг/см2

DPтр = zтр×w2/(2gu )

0,121

Трубопровод м.у. разд. тройником и НРЧ

Величина

Обозначение

Размерность

Формула, обоснование

Числ. значение

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные   данные

245/201

сечение

F

м2

0,063

длина труб

l

м

3,500

гибы:

конструктивные   данные

угол поворота

a

град

90,000

количество

n

шт

1,000

радиус гибов

R

мм

1000,000

расход среды

D

кг/сек

задано

88,889

давление

Р

кг/см2

из расчёта тройника

192,397

температура

t

оС

задано

307

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

306,45

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,0013316

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

750,976

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = D/F

1401,379

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu

1,866

абсолютная шероховатость труб

К

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трения

lo

1/м

рис.2-3 норм. метод

0,075

потеря давления от трения

DPтр

кг/см2

DPтр = lo×l×(gw)2×u/        / 2g

0,004

отношение

Rгиба/dтр

___

1000/201

4,975

коэфф. сопротивления гибов(a= 90o) (1 шт)

zн = 0,2

___

zн × n

0,2

сумма сопротивлений

zм

___

zм = zн

0,2

потеря давления в местных сопротивлениях

DPм

кг/см2

DPм = zм×w2/(2gu )

0,00266845

суммарное сопротивление

DP

кг/см2

DP = DPм + DPтр

0,006

НРЧ

Раздающий коллектор НРЧ

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные    данные

245/201

количество

n

шт

2,000

сечение элемента

F

м2

0,063

отметка относит. нулевого уровня

h2

м

3,000

давление

Р

кг/см2

задано

192,391

температура

t

оС

задано

307

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

306,45

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,0013316

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

750,976

расход среды

D

кг/сек

задано

88,889

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

1401,379

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu '

1,866

коэфф., учитывающий вид отвода среды

А

___

п.2-60, норм. метод

0,800

изменение статического давления на входе

DPкол

кг/см2

DРкол = Аw2g/2g

0,011

изменение статического давления на участке от места ввода, до разверенной трубы

DРсредн

кг/см2

DРсредн = 2DPкол/3

0,007

Подпорные шайбы НРЧ

Внутренний диаметр

dш

мм

конструктивные данные

12,000

Наружный диаметр

d

мм

32,000

Толщина

b

мм

12,000

Отношение

b/dш

мм

b/dш

1,000

Коэффициент сопротивления отнесённый к скорости

zо

___

рис. 2-8 норм. метод

0,500

Пересчёт коэффициента на скорость в трубе

zш

___

zо × (dт / dш)4

0,386

ТРУБЫ НРЧ

Величина

Обозна-чение

Размер-ность

Формула, обоснование

Числ. значение

трубы 38х4 (экономайзерный участок)

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные         данные

38/30

количество параллельных труб

n

шт

60

сечение элемента

F

м2

0,04239

длина труб

l

м

58,5

гибы:

угол поворота

a

град

90

количество

n

шт

12

давление

Р

кг/см2

задано

192,380

температура

t

оС

задано

307

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

306,45

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,0013316

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

750,976

расход среды

D

кг/сек

задано

88,889

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

2096,931

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu

2,792

абсолютная шероховатость труб

К

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трения

lo

1/м

рис.2-3 норм. метод

0,8

потеря давления от трения

DPтр

кг/см2

DPтр = lo×l×(gw)2×u        / /2g

1,398

отношение

d/dкол

___

0,117 > 0,1

коэфф. сопротивления входа в трубу, отнесённый к скорости в ней

zвх

___

табл.2-2 норм. метод

0,7

коэфф. сопротивления выхода из трубы, отнесённый к скорости в ней

zвых

___

табл.2-3 норм. метод

0,8

отношение

Rгиба/dтр

___

300/30

10,000

коэфф. сопротивления гибов(a= 90o) (12 шт)

zн=0,06

___

zн × n

0,72

сумма сопротивлений

zм

___

zм = zвх + zвых  + zн + zш

2,606

потеря давления в местных сопротивлениях

DPм

кг/см2

DPм = zм×w2/(2gu )

0,078

общее сопротивление элемента

DРэл

кг/см2

DРэл = DPм + DPтр

1,476

трубы 38х4 (испарительный участок)

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные         данные

38/30

количество параллельных труб

n

шт

конструктивные данные

60

сечение элемента

F

м2

0,04239

длина труб

l

м

33,5

гибы:

угол поворота

a

град

90

количество

n

шт

4

давление

Р

кг/см2

задано

190,904

температура

t

оС

задано

357

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

415,5

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,001848771

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

540,900

расход среды

D

кг/сек

задано

88,889

весовая скорость среды

gw

кг/м2с

gw = Dпв/F

2096,931

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu

3,877

абсолютная шероховатость труб

К

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трения

lo

1/м

рис.2-3 норм. метод

0,8

потеря давления от трения

DPтр

кг/см2

DPтр = lo×l×(gw)2×u/2g

1,112

отношение

Rгиба/dтр

___

300/30

10,000

коэфф. сопротивления гибов(a= 90o) (4 шт)

zн = 0,06

___

zн × n

0,24

потеря давления в местных сопротивлениях

DPм

кг/см2

DPм = zм×w2/(2gu )

0,010

потеря давления от ускорения

DPуск

кг/см2

(gw)2×(uкон - uнач ) / 2g

0,012

общее сопротивление элемента

DРэл

кг/см2

DРэл =DPм+DPтр+DРуск

1,133

трубы 45х4,5 (испарительный участок)

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные         данные

45/36

количество параллельных труб

n

шт

60

сечение элемента

F

м2

0,06104

длина труб

l

м

52,5

гибы:

угол поворота

a

град

90

количество

n

шт

8

давление

Р

кг/см2

задано

189,771

температура

t

оС

задано

357

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

540

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,004950212

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

202,012

расход среды

D

кг/сек

задано

88,889

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

1456,202

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu

7,209

абсолютная шероховатость труб

К

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трения

lo

1/м

рис.2-3 норм. метод

0,65

потеря давления от трения

DPтр

кг/см2

DPтр = lo×l×(gw)2×u        / 2g

1,828

отношение

Rгиба/dтр

___

300/36

8,333

коэфф. сопротивления гибов(a= 90o) (8шт)

zн = 0,06

___

zн × n

0,48

потеря давления в местных сопротивлениях

DPм

кг/см2

DPм = zм×w2/(2gu )

0,026

потеря давления от ускорения

DPуск

кг/см2

DРуск = (gw)2×(uкон - uнач) / 2g

0,034

нивелирный перепад давления

DPнив

кг/см2

DPнив = hg

0,616

общее сопротивление элемента

DРэл

кг/см2

DРэл = DPм + DPтр + DРуск + DPнив

2,503

Собирающий коллектор НРЧ

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные    данные

245/201

количество

n

шт

конструктивные    данные

2,000

сечение элемента

F

м2

0,063

отметка относит. нулевого уровня

h2

м

14,390

давление

Р

кг/см2

из расчёта труб НРЧ

187,268

температура

t

оС

из расчёта труб НРЧ

357

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

540

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,004950212

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

202,012

расход среды

D

кг/сек

задано

88,889

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

1401,379

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu '

6,937

коэфф., учитывающий вид отвода среды

А

___

п.2-60, норм. метод

2,000

изменение статического давления на входе

DPкол

кг/см2

DРкол = Аw2g/2g

0,099

давление на выходе из собирающего коллектора НРЧ

Рнрч

кг/см2

Рнрч = Р - DРкол

187,169

суммарное сопротивление НРЧ

DРнрч

кг/см2

DРнрч=Рразд.кол.- Рнрч

5,349

6.2 Нагрузка 70% (топливо газ Gпв=224 т/ч)

Раздающий коллектор

Расчетная величина

Обозна-чение

Размер-ность

Формула, обоснование

Числ. значение

давление

Р'вэ

кг/см2

0,4013×Nэл + 56,2085

112,3905

температура

t'вэ

оС

задано

225,03

энтальпия

i'пв

ккал/кг

табл. III норм. метод

231,5

удельный объём

u '

м3/кг

табл. III норм. метод

0,001187

плотность среды

g '

кг/м3

g =1/u

842,460

расход среды

Dпв

кг/сек

задано

62,222

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

2315,967

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu '

2,749

коэфф., учитывающий вид отвода среды

А

___

п.2-60, норм. метод

0,800

изменение статического давления на входе

DPкол

кг/см2

DРкол = Аw2g/2g

0,026

изменение статического давления на входе

DPкол

кг/см2

DРкол = А(gw×w)/(2g×104)

0,026

изменение статического давления на участке от места ввода, до разверенной трубы

DРсредн

кг/см2

DРсредн = 2DPкол/3

0,017

Трубы экономайзера

Расчетная величина

Обозначение

Размерность

Формула, обоснование

Числ. значение

температура на выходе

t''вэ

оС

задано

285,03

давление на выходе

Р''вэ

кг/см2

принимаем

110,56

энтальпия на выходе

i''пв

ккал/кг

табл. III норм. метод

300,96

удельный объём на выходе

u ''

м3/кг

табл. III норм. метод

0,00134

средний удельный объём

u

м3/кг

u = (u ' + u '')/2

0,0012635

плотность среды на выходе

g ''

кг/м3

g ''=1/u ''

746,269

средняя плотность среды

g

кг/м3

g = (g ' + g '')/2

794,364

нивелирный перепад давления

DPнив

кг/см2

DPнив = hg

0,091

абсолютная шероховатость труб

К

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трения

lo

1/м

рис.2-3 норм. метод

1,3

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

682,369

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu

0,859

потеря давления от трения

DPтр

кг/см2

DPтр = lo×l×(gw)2×u        / 2g

0,609

отношение

d/dкол

___

0,117 > 0,1

коэфф. сопротивления входа в трубу, отнесённый к скорости в ней

zвх

___

табл.2-2 норм. метод

0,7

коэфф. сопротивления выхода из трубы, отнесённый к скорости в ней

zвых

___

табл.2-3 норм. метод

0,8

отношение

Rгиба/dтр

___

50/22

2,273

коэфф. сопротивления гибов(a= 180o) (17 шт)

zн1 = 0,45

___

zн × n

5,61

коэфф. сопротивления гибов(a= 90o) (2 шт)

zн2 = 0,35

___

zн × n

0,52

сумма сопротивлений

zм

___

zм = zвх + zвых + zн1 + zн2

7,63

потеря давления в местных сопротивлениях

DPм

кг/см2

DPм = zм×w2/(2gu )

0,023

общее сопротивление элемента

DРэл

кг/см2

DРэл = DPм+ +DPтр+DРнив

0,657

Собирающий коллектор

Расчетная величина

Обозначение

Размерность

Формула, обоснование

Числ. значение

расход среды

Dпв

кг/сек

задано

62,222

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

2315,967

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu ''

3,103

коэфф., учитывающий вид подвода среды

А

___

п.2-60, норм. метод

0,8

изменение статического давления на входе

DPкол

кг/см2

DРкол = Аw2g/2g

0,029

изменение статического давления на входе

DPкол

кг/см2

DРкол = А(gw×w)/(2g×104)

0,029

изменение статического давления на участке от места ввода, до разверенной трубы

DРсредн

кг/см2

DРсредн = 2DPкол/3

0,020

общее сопротивление экономайзера

DРэк

кг/см2

DРэк = DРкол разд +DРэл +DPкол собир

0,713

Тр-д между экономайзером и раздающим тройником

Величина

Обозначение

Размерность

Формула, обоснование

Числ. значение

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные   данные

273/233

сечение

F

м2

0,043

длина труб

l

м

35

гибы:

угол поворота

a

град

90

количество

n

шт

7

радиус гибов

R

мм

1000

расход среды

D

кг/сек

задано

62,222

температура

t

оС

задано

285,03

давление

Р

кг/см2

из расчёта ВЭ

109,847

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

300,96

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,00134

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

746,269

нивелирный перепад давления

DPнив

кг/см2

DPнив = hg

-1,194

абсолютная шероховатость труб

К

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трения

lo

1/м

рис.2-3 норм. метод

0,068

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = D/F

1460,038

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu

1,956

потеря давления от трения

DPтр

кг/см2

DPтр = lo×l×(gw)2×u        / 2g

0,035

отношение

Fбол/Fм

___

0,630

коэффициент сопротивления при резком изменении сечения

zвх

___

рис.2-9 норм. метод

0,18

отношение

Rгиба/dтр

___

1000/233

4,292

коэфф. сопротивления гибов(a= 90o) (7 шт)

zн = 0,2

___

zн × n

1,4

сумма сопротивлений

zм

___

zм = zвх + zн

1,58

потеря давления в местных сопротивлениях

DPм

кг/см2

DPм = zм×w2/(2gu )

0,023026814

сопротивление РПК

DPрпк

кг/см2

принято

7

общее сопротивление элемента

DРэл

кг/см2

DРэл = DPм+ +DPтр+DРнив+DPрпк

5,864

Раздающий тройник

Величина

Обозначение

Размерность

Формула, обоснование

Числ. значение

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные   данные

273/233

сечение элемента

F

м2

0,043

расход среды

D

кг/сек

задано

62,222

температура

t

оС

задано

285,03

давление

Р

кг/см2

из расчёта тр-да

103,984

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

301,059

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,0013365

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

748,223

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = D/F

1460,038

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu

1,951

коэфф. сопротивления тройника, отнесённый к скорости в ответвлении

zтр

___

табл.2-4 норм. метод

4,1

сопротивление тройника

DРтр

кг/см2

DPтр = zтр×w2/(2gu )

0,060

Трубопровод м.у. разд. тройником и НРЧ

Величина

Обозна-чение

Размер-ность

Формула, обоснование

Числ. значение

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные   данные

245/201

сечение

F

м2

0,063

длина труб

l

м

3,500

гибы:

угол поворота

a

град

90,000

количество

n

шт

1,000

радиус гибов

R

мм

1000,000

расход среды

D

кг/сек

задано

62,222

давление

Р

кг/см2

из расчёта тройника

103,924

температура

t

оС

задано

285,03

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

301,059

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,0013365

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

748,223

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = D/F

980,966

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu

1,311

абсолютная шероховатость труб

К

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трения

lo

1/м

рис.2-3 норм. метод

0,075

потеря давления от трения

DPтр

кг/см2

DPтр = lo×l×(gw)2×u        / 2g

0,002

отношение

Rгиба/dтр

___

1000/201

4,975

коэфф. сопротивления гибов(a= 90o) (1 шт)

zн = 0,2

___

zн × n

0,2

сумма сопротивлений

zм

___

zм = zн

0,2

потеря давления в местных сопротивлениях

DPм

кг/см2

DPм = zм×w2/(2gu )

0,001312352

суммарное сопротивление

DP

кг/см2

DP = DPм + DPтр

0,003

НРЧ

Раздающий коллектор НРЧ

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные    данные

245/201

количество

n

шт

2,000

сечение элемента

F

м2

0,063

отметка относит. нулевого уровня

h2

м

3,000

давление

Р

кг/см2

задано

103,921

температура

t

оС

задано

285,03

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

301,059

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,0013365

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

748,223

расход среды

D

кг/сек

задано

62,222

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

980,966

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu '

1,311

коэфф., учитывающий вид отвода среды

А

___

п.2-60, норм. метод

0,800

изменение статического давления на входе

DPкол

кг/см2

DРкол = Аw2g/2g

0,005

изменение статического давления на участке от места ввода, до разверенной трубы

DРсредн

кг/см2

DРсредн = 2DPкол/3

0,003

Подпорные шайбы НРЧ

Внутренний диаметр

dш

мм

конструктивные данные

12,000

Наружный диаметр

d

мм

32,000

Толщина

b

мм

12,000

Отношение

b/dш

мм

b/dш

1,000

Коэффициент сопротивления отнесённый к скорости

zо

___

рис. 2-8 норм. метод

0,500

Пересчёт коэффициента на скорость в трубе

zш

___

zо × (dт / dш)4

0,386

потеря давления в местных сопротивлениях

DPм

кг/см2

DPм = zм×w2/(2gu )

0,057

ТРУБЫ НРЧ

Величина

Обозна-чение

Размер-ность

Формула, обоснование

Числ. значение

трубы 38х4 (экономайзерный участок)

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные         данные

38/30

количество параллельных труб

n

шт

60

сечение элемента

F

м2

0,04239

длина труб

l

м

58,5

гибы:

угол поворота

a

град

90

количество

n

шт

12

давление

Р

кг/см2

задано

103,859

температура

t

оС

из теплового расчёта

285,03

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

301,059

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,0013365

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

748,223

расход среды

D

кг/сек

задано

62,222

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

1467,851

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu

1,962

абсолютная шероховатость труб

К

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трения

lo

1/м

рис.2-3 норм. метод

0,8

потеря давления от трения

DPтр

кг/см2

DPтр = lo×l×(gw)2×u/        /2g

0,688

отношение

d/dкол

___

0,117 > 0,1

коэфф. сопротивления входа в трубу, отнесённый к скорости в ней

zвх

___

табл.2-2 норм. метод

0,7

коэфф. сопротивления выхода из трубы, отнесённый к скорости в ней

zвых

___

табл.2-3 норм. метод

0,8

отношение

Rгиба/dтр

___

300/30

10,000

коэфф. сопротивления гибов(a= 90o) (12 шт)

zн = 0,06

___

zн × n

0,72

сумма сопротивлений

zм

___

zм = zвх + zвых+ zн + zш

2,606

потеря давления в местных сопротивлениях

DPм

кг/см2

DPм = zм×w2/(2gu )

0,038

общее сопротивление элемента

DРэл

кг/см2

DРэл = DPм + DPтр

0,726

трубы 38х4 (испарительный участок)

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные         данные

38/30

количество параллельных труб

n

шт

конструктивные         данные

60

сечение элемента

F

м2

0,04239

длина труб

l

м

33,5

гибы:

угол поворота

a

град

90

количество

n

шт

4

давление

Р

кг/см2

задано

103,133

температура

t

оС

из теплового расчёта

310

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

334,4

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,0014406

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

694,155

расход среды

D

кг/сек

задано

62,222

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

1467,851

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu

2,115

абсолютная шероховатость труб

К

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трения

lo

1/м

рис.2-3 норм. метод

0,8

потеря давления от трения

DPтр

кг/см2

DPтр = lo×l×(gw)2×u        / 2g

0,424

отношение

Rгиба/dтр

___

300/30

10,000

коэфф. сопротивления гибов(a= 90o) (4 шт)

zн = 0,06

___

zн × n

0,24

потеря давления в местных сопротивлениях

DPм

кг/см2

DPм = zм×w2/(2gu )

0,004

потеря давления от ускорения

DPуск

кг/см2

DРуск = (gw)2×(uкон - uнач ) / 2g

0,001

общее сопротивление элемента

DРэл

кг/см2

DРэл = DPм + DPтр + DРуск

0,429

трубы 45х4,5 (испарительный участок)

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные         данные

45/36

количество параллельных труб

n

шт

60

сечение элемента

F

м2

0,0610416

длина труб

l

м

52,5

гибы:

угол поворота

a

град

90

количество

n

шт

8

давление

Р

кг/см2

задано

102,704

температура

t

оС

задано

340

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

382,17

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,001688

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

592,417

расход среды

D

кг/сек

задано

62,222

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

1019,341

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu

1,721

абсолютная шероховатость труб

К

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трения

lo

1/м

рис.2-3 норм. метод

0,65

потеря давления от трения

DPтр

кг/см2

DPтр = lo×l×(gw)2×u        / 2g

0,305

отношение

Rгиба/dтр

___

300/36

8,333

коэфф. сопротивления гибов(a= 90o) (8 шт)

zн = 0,06

___

zн × n

0,48

потеря давления в местных сопротивлениях

DPм

кг/см2

DPм = zм×w2/(2gu )

0,004

потеря давления от ускорения

DPуск

кг/см2

DРуск = (gw)2×(uкон - uнач ) / 2g

0,001

нивелирный перепад давления

DPнив

кг/см2

DPнив = hg

0,791

общее сопротивление элемента

DРэл

кг/см2

DРэл = DPм + DPтр + DРуск + DPнив

1,102

Собирающий коллектор НРЧ

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные    данные

245/201

количество

n

шт

2,000

сечение элемента

F

м2

0,063

отметка относит. нулевого уровня

h2

м

14,390

давление

Р

кг/см2

из расчёта труб НРЧ

101,602

температура

t

оС

из расчёта труб НРЧ

340

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

382,17

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,001688

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

592,417

расход среды

D

кг/сек

задано

62,222

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

980,966

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu '

1,656

коэфф., учитывающий вид отвода среды

А

___

п.2-60, норм. метод

2,000

изменение статического давления на входе

DPкол

кг/см2

DРкол = Аw2g/2g

0,017

давление на выходе из собирающего коллектора НРЧ

Рнрч

кг/см2

Рнрч = Р - DРкол

101,585

суммарное сопротивление НРЧ

DРнрч

кг/см2

DРнрч=Рразд.кол.- Рнрч

2,398

6.3 Нагрузка 50% (топливо газ Gпв=170 т/ч)

Раздающий коллектор

Расчетная величина

Обозна-чение

Размер-ность

Формула, обоснование

Числ. значение

давление

Р'вэ

кг/см2

0,4013×Nэл + 56,2085

96,3385

температура

t'вэ

оС

задано

213,15

энтальпия

i'пв

ккал/кг

табл. III норм. метод

218,13

удельный объём

u '

м3/кг

табл. III норм. метод

0,001172

плотность среды

g '

кг/м3

g =1/u

853,242

расход среды

Dпв

кг/сек

задано

47,222

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

1757,654

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu '

2,060

коэфф., учитывающий вид отвода среды

А

___

п.2-60, норм. метод

0,800

изменение статического давления на входе

DPкол

кг/см2

DРкол = Аw2g/2g

0,015

изменение статического давления на входе

DPкол

кг/см2

DРкол = А(gw×w)/(2g×10^4)

0,015

изменение статического давления на участке от места ввода, до разверенной трубы

DРсредн

кг/см2

DРсредн = 2DPкол/3

0,010

Трубы экономайзера

Расчетная величина

Обозначение

Размерность

Формула, обоснование

Числ. значение

температура на выходе

t''вэ

оС

задано

273,15

давление на выходе

Р''вэ

кг/см2

принимаем

77

энтальпия на выходе

i''пв

ккал/кг

табл. III норм. метод

286,56

удельный объём на выходе

u ''

м3/кг

табл. III норм. метод

0,001307

средний удельный объём

u

м3/кг

u = (u ' + u '')/2

0,0012395

плотность среды на выходе

g ''

кг/м3

g ''=1/u ''

765,111

средняя плотность среды

g

кг/м3

g = (g ' + g '')/2

809,177

нивелирный перепад давления

DPнив

кг/см2

DPнив = hg

0,093

абсолютная шероховатость труб

К

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трения

lo

1/м

рис.2-3 норм. метод

1,3

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

517,869

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu

0,640

потеря давления от трения

DPтр

кг/см2

DPтр = lo×l×(gw)2×u        / 2g

0,344

отношение

d/dкол

___

d/dкол

0,117>0,1

коэфф. сопротивления входа в трубу, отнесённый к скорости в ней

zвх

___

табл.2-2 норм. метод

0,7

коэфф. сопротивления выхода из трубы, отнесённый к скорости в ней

zвых

___

табл.2-3 норм. метод

0,8

отношение

Rгиба/dтр

___

50/22

2,273

коэфф. сопротивления гибов(a= 180o) (17 шт)

zн1 = 0,45

___

zн × n

5,61

коэфф. сопротивления гибов(a= 90o) (2 шт)

zн2 = 0,35

___

zн × n

0,52

сумма сопротивлений

zм

___

zм = zвх + zвых + zн1 + zн2

7,63

потеря давления в местных сопротивлениях

DPм

кг/см2

DPм = zм×w2/(2gu)

0,013

общее сопротивление элемента

DРэл

кг/см2

DРэл = DPм+ +DPтр+DРнив

0,372

Собирающий коллектор

Расчетная величина

Обозначение

Размерность

Формула, обоснование

Числ. значение

расход среды

Dпв

кг/сек

задано

47,222

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

1757,654

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu ''

2,297

коэфф., учитывающий вид подвода среды

А

___

п.2-60, норм. метод

0,8

изменение статического давления на входе

DPкол

кг/см2

DРкол = Аw2g/2g

0,016

изменение статического давления на входе

DPкол

кг/см2

DРкол = А(gw×w)/(2g×104)

0,016

изменение статического давления на участке от места ввода, до разверенной трубы

DРсредн

кг/см2

DРсредн = 2DPкол/3

0,011

общее сопротивление экономайзера

DРэк

кг/см2

DРэк = DРкол разд +DРэл +DPкол собир

0,403

Тр-д между экономайзером и раздающим тройником

Величина

Обозна-чение

Размер-ность

Формула, обоснование

Числ. значение

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные   данные

273/233

сечение

F

м2

0,043

длина труб

l

м

35

гибы:

угол поворота

a

град

90

количество

n

шт

7

радиус гибов

R

мм

1000

расход среды

D

кг/сек

задано

62,222

температура

t

оС

задано

273,15

давление

Р

кг/см2

из расчёта ВЭ

76,597

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

286,553

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,001307

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

765,111

нивелирный перепад давления

DPнив

кг/см2

DPнив = hg

-1,224

абсолютная шероховатость труб

К

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трения

lo

1/м

рис.2-3 норм. метод

0,068

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = D/F

1460,038

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu

1,908

потеря давления от трения

DPтр

кг/см2

DPтр = lo×l×(gw)2×u        / 2g

0,034

отношение

Fбол/Fм

___

0,630

коэффициент сопротивления при резком изменении сечения

zвх

___

рис.2-9 норм. метод

0,18

отношение

Rгиба/dтр

___

1000/233

4,292

коэфф. сопротивления гибов(a= 90o) (7 шт)

zн = 0,2

___

zн × n

1,4

сумма сопротивлений

zм

___

zм = zвх + zн

1,58

потеря давления в местных сопротивлениях

DPм

кг/см2

DPм = zм×w2/(2gu )

0,022459736

сопротивление РПК

DPрпк

кг/см2

принято

3

общее сопротивление элемента

DРэл

кг/см2

DРэл = DPм+ +DPтр+DРнив+DPрпк

1,832

Раздающий тройник

Величина

Обозна-чение

Размер-ность

Формула, обоснование

Числ. значение

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные   данные

273/233

сечение элемента

F

м2

0,043

расход среды

D

кг/сек

задано

47,222

температура

t

оС

задано

273,15

давление

Р

кг/см2

из расчёта тр-да

74,765

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

286,5696

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,0013076

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

764,760

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = D/F

1108,064

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu

1,449

коэфф. сопротивления тройника, отнесённый к скорости в ответвлении

zтр

___

табл.2-4 норм. метод

4,1

сопротивление тройника

DРтр

кг/см2

DPтр = zтр×w2/(2gu )

0,034

Трубопровод м.у. разд. тройником и НРЧ

Величина

Обозна-чение

Размер-ность

Формула, обоснование

Числ. значение

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные   данные

245/201

сечение

F

м2

0,063

длина труб

l

м

3,500

гибы:

угол поворота

a

град

90,000

количество

n

шт

1,000

радиус гибов

R

мм

1000,000

расход среды

D

кг/сек

задано

62,222

давление

Р

кг/см2

из расчёта тройника

74,731

температура

t

оС

задано

273,15

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

286,5696

2

3

4

5

6

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,0013076

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

764,760

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = D/F

980,966

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu

1,283

абсолютная шероховатость труб

К

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трения

lo

1/м

рис.2-3 норм. метод

0,075

потеря давления от трения

DPтр

кг/см2

DPтр = lo×l×(gw)2×u        / 2g

0,002

отношение

Rгиба/dтр

___

1000/201

4,975

коэфф. сопротивления гибов(a= 90o) (1 шт)

zн = 0,2

___

zн × n

0,2

сумма сопротивлений

zм

___

zм = zн

0,2

потеря давления в местных сопротивлениях

DPм

кг/см2

DPм = zм×w2/(2gu )

0,001283974

суммарное сопротивление

DP

кг/см2

DP = DPм + DPтр

0,003

НРЧ

Раздающий коллектор НРЧ

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные    данные

245/201

количество

n

шт

2,000

сечение элемента

F

м2

0,063

отметка относит. нулевого уровня

h2

м

3,000

давление

Р

кг/см2

задано

74,728

температура

t

оС

задано

273,15

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

286,5696

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,0013076

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

764,760

расход среды

D

кг/сек

задано

47,222

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

744,483

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu '

0,973

коэфф., учитывающий вид отвода среды

А

___

п.2-60, норм. метод

0,800

изменение статического давления на входе

DPкол

кг/см2

DРкол = Аw2g/2g

0,003

изменение статического давления на участке от места ввода, до разверенной трубы

DРсредн

кг/см2

DРсредн = 2DPкол/3

0,002

Подпорные шайбы НРЧ

Внутренний диаметр

dш

мм

конструктивные данные

12,000

Наружный диаметр

d

мм

32,000

Толщина

b

мм

12,000

Отношение

b/dш

мм

b/dш

1,000

Коэффициент сопротивления отнесённый к скорости

zо

___

рис. 2-8 норм. метод

0,500

Пересчёт коэффициента на скорость в трубе

zш

___

zо × (dт / dш)4

0,386

потеря давления в местных сопротивлениях

DPм

кг/см2

DPм = zм×w2/(2gu )

0,036

ТРУБЫ НРЧ

Величина

Обозна-чение

Размер-ность

Формула, обоснование

Числ. значение

трубы 38х4 (экономайзерный участок)

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные         данные

38/30

количество параллельных труб

n

шт

60

сечение элемента

F

м2

0,04239

длина труб

l

м

58,5

гибы:

угол поворота

a

град

90

количество

n

шт

12

давление

Р

кг/см2

задано

74,689

температура

t

оС

из теплового расчёта

298,00

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

320,97

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,001477

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

677,048

расход среды

D

кг/сек

задано

47,222

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

1113,994

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu

1,645

абсолютная шероховатость труб

К

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трения

lo

1/м

рис.2-3 норм. метод

0,8

потеря давления от трения

DPтр

кг/см2

DPтр = lo×l×(gw)2×u        / 2g

0,438

отношение

d/dкол

___

d/dкол

0,117>0,1

коэфф. сопротивления входа в трубу, отнесённый к скорости в ней

zвх

___

табл.2-2 норм. метод

0,7

коэфф. сопротивления выхода из трубы, отнесённый к скорости в ней

zвых

___

табл.2-3 норм. метод

0,8

отношение

Rгиба/dтр

___

300/30

10,000

коэфф. сопротивления гибов(a= 90o) (12 шт)

zн = 0,06

___

zн × n

0,72

сумма сопротивлений

zм

___

zм = zвх + zвых+ zн + zш

2,606

потеря давления в местных сопротивлениях

DPм

кг/см2

DPм = zм×w2/(2gu )

0,024

общее сопротивление элемента

DРэл

кг/см2

DРэл = DPм + DPтр

0,462

трубы 38х4 (испарительный участок)

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные         данные

38/30

количество параллельных труб

n

шт

60

сечение элемента

F

м2

конструктивные         данные

0,04239

длина труб

l

м

33,5

гибы:

угол поворота

a

град

90

количество

n

шт

4

давление

Р

кг/см2

задано

74,227

температура

t

оС

из теплового расчёта

310

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

334,4

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,0014406

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

694,155

расход среды

D

кг/сек

задано

47,222

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

1113,994

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu

1,605

абсолютная шероховатость труб

К

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трения

lo

1/м

рис.2-3 норм. метод

0,8

потеря давления от трения

DPтр

кг/см2

DPтр = lo×l×(gw)2×u        / 2g

0,244

отношение

Rгиба/dтр

___

300/30

10,000

коэфф. сопротивления гибов(a= 90o) (4 шт)

zн = 0,06

___

zн × n

0,24

потеря давления в местных сопротивлениях

DPм

кг/см2

DPм = zм×w2/(2gu )

0,002

потеря давления от ускорения

DPуск

кг/см2

DРуск = (gw)2×(uкон - uнач ) / 2g

0,000

общее сопротивление элемента

DРэл

кг/см2

DРэл = DPм + DPтр + DРуск

0,246

трубы 45х4,5 (испарительный участок)

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные         данные

45/36

количество параллельных труб

n

шт

60

сечение элемента

F

м2

0,0610416

длина труб

l

м

52,5

гибы:

угол поворота

a

град

90

количество

n

шт

8

давление

Р

кг/см2

задано

73,981

температура

t

оС

задано

343

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

371,9

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,001762

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

567,537

расход среды

D

кг/сек

задано

47,222

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

773,607

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu

1,363

абсолютная шероховатость труб

К

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трения

lo

1/м

рис.2-3 норм. метод

0,65

потеря давления от трения

DPтр

кг/см2

DPтр = lo×l×(gw)2×u        / 2g

0,184

отношение

Rгиба/dтр

___

300/36

8,333

коэфф. сопротивления гибов(a= 90o) (8 шт)

zн = 0,06

___

zн × n

0,48

потеря давления в местных сопротивлениях

DPм

кг/см2

DPм = zм×w2/(2gu )

0,003

потеря давления от ускорения

DPуск

кг/см2

DРуск = (gw)2×(uкон - uнач ) / 2g

0,001

нивелирный перепад давления

DPнив

кг/см2

DPнив = hg

0,791

общее сопротивление элемента

DРэл

кг/см2

DРэл = DPм + DPтр + DРуск + DPнив

0,978

Собирающий коллектор НРЧ

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные    данные

245/201

количество

n

шт

2,000

сечение элемента

F

м2

0,063

отметка относит. нулевого уровня

h2

м

14,390

давление

Р

кг/см2

из расчёта труб НРЧ

73,003

температура

t

оС

из расчёта труб НРЧ

343

энтальпия

i

ккал/кг

табл. III норм. метод

371,9

удельный объём

u

м3/кг

табл. III норм. метод

0,001762

плотность среды

g

кг/м3

g =1/u

567,537

расход среды

D

кг/сек

задано

47,222

весовая скорость среды

gw

кг/м2сек

gw = Dпв/F

744,483

средняя скорость

w

м/сек

w = gwu '

1,312

коэфф., учитывающий вид отвода среды

А

___

п.2-60, норм. метод

2,000

изменение статического давления на входе

DPкол

кг/см2

DРкол = Аw2g/2g

0,010

давление на выходе из собирающего коллектора НРЧ

Рнрч

кг/см2

Рнрч = Р - DРкол

72,993

суммарное сопротивление НРЧ

DРнрч

кг/см2

DРнрч=Рразд.кол.- Рнрч

1,772

7. Расчёт разверочной характеристики НРЧ.

Для навивки Рамзина коэффициент неравномерности тепловосприятия разверенной трубы определяется по формуле hтq = hшмакс×hтмакс = 1,0×1,1 = 1,1, где hшмакс и hтмакс определяются из табл. 1-2 и 1-3 [1].

Разверочная характеристика строится для случая внезапного увеличения приращения энтальпии на 20% (п. 5-57, [1]), при постоянном расходе воды и значениях rq = 1,25; 1,5; 2,0; 3,0.

Исходное значение DI дляэтого расчёта определяется по формуле

DI = DIсрb = 127,54×1,2 = 153,048 ккал/кг.

Расчётный режим для разверенной трубы (согласно п 5-58 [1]) соответствует точке (hт + Dhт) разверочной характеристики и равен 1,1+0,2=1,3. Значение Dhт определяется из таблицы I-4 [1] и равно 0,2 (для многоходового элемента).

Из графика 7.1 видно, что температура на выходе из змеевиков НРЧ, при понижении нагрузки в режиме скользящего давления, не превышает предельно допустимых значений, что указывает на надёжность температурного режима труб НРЧ.

Расчёт разверочной характеристики – см.ниже.                                                                                                                                                 

Рис 7.1

                 


Расчёт разверочной характеристики НРЧ    ( нагрузка - 100%)

Величина

Обозначение

Размерность

Расчётная формула

Расчётные значения

Средняя труба

Разверенная труба

Коэффициент тепловой разверки

rq

___

Принят

1,00

1,25

1,50

2,00

3,00

Энтальпия среды на входе

I'нрч

ккал/кг

Из гидравлического расчёта

306,45

Среднее приращение энтальпии в НРЧ

D Iср

ккал/кг

Из теплового расчёта

127,54

Приращение энтальпии среды на входе с учётом тепловой разверки

D I

ккал/кг

rq×DIср×1,2

153,05

191,31

229,57

306,10

459,14

Энтальпия среды на выходе

I"нрч

ккал/кг

I'нрч+D I

459,50

497,76

536,02

612,55

765,59

Средний удельный объём среды

u

м3/кг

uк×I"нрч - uн×I'нрч / (I"нрч - I'нрч)

0,00705

0,008775

0,010874

0,014541

0,02531

Средняя плотность среды

g

кг/м3

gк×I"нрч - gн×I'нрч / (I"нрч - I'нрч)

751,3148

582,803013

571,978633

499,899

395,311

Разность средних плотностей среды

Dg

кг/м3

g - gт

____

168,51

179,34

251,42

356,00

Массовая скорость среды

gw

кг/(м2с)

Из гидравлического расчёта

2100,00

Высота

h

м

Конструктивные данные

12,00

Полный коэффициент сопротивления

zэл

___

zвх + Σzпов + lol + zвыхzвх по табл.2-1                                         Σzпов по п. 2-40                                          lo по рис. 2-3                                         zвых по табл. 2-3

41,60

Коэффициент гидравлической разверки

rг

___

(uz/uтzт)× [1+2ghDI / /(gw)2uz]

1

0,961

0,868

0,775

0,614

Коэффициент тепловой неравномерности

ht

___

rqrг

1

1,202

1,302

1,551

1,842

Температура среды на выходе

t

oC

По I"нрч и Рк

358,5

358,5

358,5

362

481

Расчёт разверочной характеристики НРЧ    ( нагрузка - 70%)

Величина

Обозначение

Размерность

Расчётная формула

Расчётные значения

Средняя труба

Разверенная труба

Коэффициент тепловой разверки

rq

___

Принят

1,00

1,25

1,50

2,00

3,00

Энтальпия среды на входе

I'нрч

ккал/кг

Из гидравлического расчёта

301,06

Среднее приращение энтальпии в НРЧ

D Iср

ккал/кг

Из теплового расчёта

81,60

Приращение энтальпии среды на входе с учётом тепловой разверки

D I

ккал/кг

rq×DIср×1,2

97,92

122,40

146,88

195,84

293,76

Энтальпия среды на выходе

I"нрч

ккал/кг

I'нрч+D I

398,98

423,46

447,94

496,90

594,82

Средний удельный объём среды

u

м3/кг

uк×I"нрч - uн×I'нрч / (I"нрч - I'нрч)

0,01053

0,016805

0,021660

0,025092

0,02987

Средняя плотность среды

g

кг/м3

gк×I"нрч - gн×I'нрч / (I"нрч - I'нрч)

705,6560

530,1053

508,0512

448,257

301,657

Разность средних плотностей среды

Dg

кг/м3

g - gт

____

221,21

243,26

303,06

449,66

Массовая скорость среды

gw

кг/(м2с)

Из гидравлического расчёта

1450,00

Высота

h

м

Конструктивные данные

12,00

Полный коэффициент сопротивления

zэл

___

zвх + Σzпов + lol + zвыхzвх по табл.2-1                                         Σzпов по п. 2-40                                          lo по рис. 2-3                                         zвых по табл. 2-3

41,60

Коэффициент гидравлической разверки

rг

___

(uz/uтzт)× [1+2ghDI / (gw)2uz]

1

0,920

0,785

0,690

0,610

Коэффициент тепловой неравномерности

ht

___

rqrг

1

1,150

1,295

1,380

1,83

Температура среды на выходе

t

oC

По I"нрч и Рк

342

344,000

346

372,000

616,3

Расчёт разверочной характеристики НРЧ    ( нагрузка - 50%)

Величина

Обозначение

Размерность

Расчётная формула

Расчётные значения

Средняя труба

Разверенная труба

Коэффициент тепловой разверки

rq

___

Принят

1,00

1,25

1,50

2,00

3,00

Энтальпия среды на входе

I'нрч

ккал/кг

Из гидравлического расчёта

320,70

Среднее приращение энтальпии в НРЧ

D Iср

ккал/кг

Из теплового расчёта

105,60

Приращение энтальпии среды на входе с учётом тепловой разверки

D I

ккал/кг

rq×DIср×1,2

126,72

158,40

190,08

253,44

380,16

Энтальпия среды на выходе

I"нрч

ккал/кг

I'нрч+D I

447,42

479,10

510,78

574,14

700,86

Средний удельный объём среды

u

м3/кг

uк×I"нрч - uн×I'нрч / (I"нрч - I'нрч)

0,012053

0,016980

0,022510

0,036521

0,036502

Средняя плотность среды

g

кг/м3

gк×I"нрч - gн×I'нрч / (I"нрч - I'нрч)

642,5060

500,9905

450,802

382,871

280,363

Разность средних плотностей среды

Dg

кг/м3

g - gт

____

250,32

300,51

368,44

470,95

Массовая скорость среды

gw

кг/(м2с)

Из гидравлического расчёта

940,00

Высота

h

м

Конструктивные данные

12,00

Полный коэффициент сопротивления

zэл

___

zвх + Σzпов + lol + zвыхzвх по табл.2-1                                         Σzпов по п. 2-40                                          lo по рис. 2-3                                         zвых по табл. 2-3

41,60

Коэффициент гидравлической разверки

rг

___

(uz/uтzт)× [1+2ghDI / /(gw)2uz]

1

0,896

0,730

0,612

0,521

Коэффициент тепловой неравномерности

ht

___

rqrг

1

1,120

1,198

1,278

1,675

Температура среды на выходе

t

oC

По I"нрч и Рк

336

338,000

354

385,000

627,2

8. Анализ надёжности работы металла труб НРЧ.

В результате проведённых расчётов, была определена температура наружной поверхности стенки труб НРЧ при нагрузках 100, 70 и 50% от номинальной.

Результаты представлены в виде графиков.

Рис 8.1

Рис 8.2

Из приведённых графиков видно, что с понижением нагрузки блока, тепловая нагрузка поверхностей нагрева уменьшается. Но при этом изменение тепловой нагрузки пода топки, заметно отстаёт, от её изменения во второй и третьей зонах, что объясняется смещением ядра факела вниз относительно его расположения при номинальной нагрузке. При этом тепловая нагрузка, рекомендуемая нормативным методом, как максимально-возможная составляет 350000 ккал/м2ч, что свидетельствует о большом запасе надёжности по этому показателю.

При таком характере изменения тепловой нагрузки поверхностей нагрева НРЧ, тепловосприятие поверхности практически не изменяется, это происходит, вследствие увеличения длинны испарительного и уменьшения длинны экономайзерного участков, при этом коэффициент теплопередачи “К” ― увеличивается, с понижением давления насыщения, а как следствие и температуры. Зона горелок, по сравнению с остальными находится, как в зоне больших тепловых нагрузок при всех режимах, так и больших тепловосприятий, поэтому она подвержена наибольшей опасности в переходных режимах, таких, как нагружение и разгрузка блока, а также при переходе по горелкам, ПЭНам.  

3

2

1

Рис 8.3

Расчёт температуры металла наружной поверхности стенки труб НРЧ показал (рис 8.3), высокую её надёжность, минимальный недогрев до температуры окалинообразования для стали 20 составляет 47оС. При понижении нагрузки температурный режим труб несколько улучшается, за счёт малой температурной и гидравлической разверок.

Суммарное сопротивление НРЧ (рис 8.4), с понижением нагрузки блока – уменьшается, но нельзя однозначно утверждать, что и сопротивление всего тракта изменяется по подобному закону. В лит.[3] описано повышение сопротивления тракта котла ТГМП-204, входящего в состав блока 800 МВт, за счёт больших скоростей пара. В нашем случае такая ситуация возможна в переходной зоне котла, т.к. массовое паросодержание на выходе из НРЧ, с понижением нагрузки, возрастает.      

1

3

2

                               Рис 8.4                                                             Рис 8.5

Массовые скорости среды (рис 8.5) при понижении нагрузки, так же уменьшаются, но не пропорционально нагрузке: разность скоростей на выходе из первой не равна её разности на выходе из НРЧ, это является следствием повышения массового паросодержания, с уменьшением нагрузки блока.

Расчёты показали, что при понижении нагрузки блока, среда на выходе из первой зоны (под топки) находится в состоянии воды (рис 8.6), не находящейся на линии насыщения, что обеспечивает запас по недогреву воды, а так же исключается возможность вскипания среды непосредственно на выходе из раздающего коллектора НРЧ, что недопустимо, т.к. в этом случае резко увеличивается гидравлическая разверка, следствием чего, может стать выход отдельных труб на перегрев.    

                            Рис 8.6

На основании выполненных расчётов, можно констатировать, что с понижением нагрузки и соответствующем ей понижением давления – уменьшаются массовые скорости среды, сопротивление НРЧ, при этом температура металла стенки труб НРЧ не превышает предельно допустимого уровня для Ст20, что позволяет говорить о том, что блок 200МВт с котлом ПК-47 может разгружаться до нагрузки 100МВт в режиме скользящего давления среды во всём пароводяном тракте. При достижении нагрузки 100МВт, один из корпусов котла, по условиям экономичности, должен быть отключён, а второй при этом выведен на номинальную производительность. Дальнейшее снижение нагрузки до 50МВт следует вести в режиме скользящего давления, при этом экономия электроэнергии на привод питательного насоса возрастает. Ограничений по работе турбины К-200-130, при переводе блока на скользящее давление не наблюдалось[3].

10. Экономическая часть

Расчёт эффективности внедрения частотно-регулируемого привода питательного насоса Верхнетагильской ГРЭС, при переводе энергоблока на разгрузки со скользящим давлением во всём пароводяном тракте.

В качестве исходных данных были использованы показания АСКУЭ ВТГРЭС. Нагрузки блоков № 9;10;11, за март 2005г с интервалом 30минут, а так же нормативы ПТО.

Блоки № 9;10;11.

Для расчёта был выбран насос типа ПЭ-640-180, со следующими характеристиками:

Тип приводного асинхронного электродвигателя – 4АЗМ-5000/6000

Номинальная мощность – 5000 кВт;

Номинальное напряжение – 6000 В;

Номинальный ток – 548 А;

Номинальная скорость вращения – 2982 об/мин;

Частота питающего напряжения – 50 Гц;

КПД – 97,5%

Коэффициент мощности – 0,9

График нормативного расхода воды при регулировании мощности энергоблока представлен на рисунке 9.1.

Рис. 9.1

График удельного расход электроэнергии на привод питательного насоса при изменении производительности пара посредством регуляторов подачи питательной воды и включения рециркуляции приведён на рисунке 9.2.

Рис.9.2

На основании зависимостей определённых по рис.9.1; 9.2 рассчитываем мощность, потребляемую электроприводом ПЭН, по формуле:

где: ЭнПЭН – нормативный расход электроэнергии на тонну перекачиваемой среды при различных нагрузках энергоблока, [кВт×час/т].

GПЭН – нормативный расход питательной воды, [т/ч].

Давление питательной воды на напоре ПЭН при нагрузках 50-100% от номинальной, в режиме с постоянным давлением острого пара перед регулирующими клапанами турбины, представлен на рис.9.3.

Рис.9.3

График зависимости давления на напоре ПЭН и давления за регулирующей ступенью турбины, с учётом сделанных ранее предположений, представлен на рис.9.4.

Рис.9.4


Далее используем общепринятые зависимости:

        

где: Н – напор насоса, м;

Q – подача насоса, м3/час;

Р – мощность, потребляемая электроприводом питательного насоса, кВт;

n – скорость вращения рабочего колеса (ротора электродвигателя), об/мин.

При этом принимаем среднее сокращение общего КПД насоса на 7%, снижение КПД приводного электродвигателя на 3%. Средний КПД применяемого преобразователя частоты, выполненного по схеме с многообмоточным трансформатором, при среднем диапазоне регулирования – 95%, номинальный КПД данного преобразователя частоты – 98%. Таким образом, суммарный средний КПД регулирования равен:

где: hS - суммарный средний КПД регулирования;

DhНАС – уменьшение КПД насоса при регулировании производительности;

DhДВ – уменьшение КПД приводного электродвигателя при регулировании;

hПЧ – регулировочный КПД применяемого преобразователя частоты;

Определяем скорость вращения привода ПЭН, при регулировании n2 [об/мин]:

Определяем мощность Р2 потребляемую электродвигателем ПЭН при регулировании [кВт×ч]:

Определяем экономию электроэнергии на приводе ПЭН [кВт×ч]:

Результаты расчета в виде электронных таблиц Excelприведены в приложении к дипломному проекту.

Экономия электроэнергии для блоков №9;10 за месяц составила 2127149,737 кВт×час. Годовая экономия электроэнергии составит 25525796 кВт×час.

При себестоимости электроэнергии 48,7 коп., годовая экономия денежных средств составит:

где: СЭК.Э/Э – стоимость сэкономленных денежных средств, руб.;

WЭК.ГОД – годовая экономия электроэнергии, кВт×час;

СЭ/Э – стоимость электроэнергии, руб.,

Если за основу принять рыночную стоимость электроэнергии (на январь 2005 г. – 1,07 руб.), то экономия в денежном выражении составит:

При стоимости одного терристорного преобразователя равной 11299000 руб. и затратах на транспортировку, монтаж и наладку в размере 30% от стоимости оборудования, окончательные затраты (СЧРП), составят 13558800 руб., сроки его окупаемости при цене за кВт×час 48,7 коп., и 1,07 руб., для двух блоков будут равны соответственно:

В экономической части не посчитан ряд других эффектов от внедрения режима скользящего давления:

а) Основной эффект - повышение мощности вырабатываемой в ЦВД турбины.

b) От исключения дросселирования в регулирующих клапанах турбины, при котором внутренний относительный КПД ЦВД, который при работе на номинальном давлении свежего пара при частичных нагрузках уменьшается до 60-70%, остаётся практически постоянным, равным номинальному при полном открытии соответствующего числа клапанов.

с) Увеличение энтальпии по проточной части ЦВД вызывает также повышение теплоиспользования пара в ПВД, т.е. уменьшение расхода пара на указанные подогреватели (при неизменном нагреве воды), увеличение расхода пара на промежуточный перегрев и дополнительную выработку мощности во всех цилиндрах.

d) Рост энтальпии свежего пара и пара после ЦВД при неизменной энтальпии его перед ЦСД и увеличение расхода пара на промежуточный перегрев приводят к изменению количества теплоты, подводимой к пару в котле.

е) Переход на скользящее давление характеризуется также меньшими давлениями срабатываемыми на РПК котла, а следовательно снижается его эрозионный износ, увеличивается срок службы.

f) Весь тракт, после ПЭНа, в режиме скользящего давления, находится при пониженном давлении (по сравнению с работой при постоянном), а следовательно уменьшаются внутренние напряжения металла поверхностей нагрева, что ведёт к увеличению их срока службы. Хотя с другой стороны имеют место случаи повышения скорости среды в парообразующих поверхностях нагрева, за счёт большего, по сравнению с режимом с постоянным давлением среды, массового паросодержания на выходе из труб, что приводит к увеличению эрозионного износа, поэтому экономический эффект в этом случае может быть несколько ниже ожидаемого.

11. Безопасность и экологичность проекта

10.1.Введение.

В данном дипломном проекте рассматривается перевод котла ПК-47 на работу со скользящим давлением во всём пароводяном тракте.Основным оборудованием КТЦ-2 являются 5 энергоблоков 200 МВт. За их работой посменно следят 15 машинистов котла ( по пять человек в каждой смене). К вспомогательному оборудованию относятся ПЭНы, дымососы, дутьевые вентиляторы и т.д.. При работе котлов неизбежны тепловыделения в окружающую среду. Кроме того, источником тепловыделений является эл. нагрузка. Она же создает возможность поражения персонала электрическим током. Так как основное топливо экибастузский уголь, то машинист котла подвергается воздействию аэрозолей, преимущественно фиброгенного действия. В зоне обслуживания машиниста котла установлено оборудование, создающее при работе производственный шум и вибрацию. Использование угольной пыли и газа создает на рабочем месте машиниста котла угрозу пожаров и взрывов, а так же возможно превышение концентраций химически вредных веществ. При превышении допустимого значения температуры поверхностей трубопроводов и паропроводов возможны ожоги обслуживающего персонала.

ВТГРЭС расположена в 80 км севернее Екатеринбурга в Кировградском районе Свердловской области.

Населенные пункты вокруг промышленной площадки ГРЭС располагаются следующим образом:

- янии 1-1,5 км расположены кварталы жилой застройки г. В- Тагил;

- янии 8 км – поселок Ежовский;

- янии 7 км – г. Кировград;

- янии 10 км- поселок – Н. Рудянка;

- янии 6 км – поселок Белоречка;

- янии 6 км – поселок Половинный;

Основным источником загрязнения атмосферы являются энергетические котлы. Санитарно защитная зона ВТГРЭС 1,5 км.

Метрологические характеристики и коэффициенты, определяющие условия рассеивания загрязняющих веществ в атмосфере, приняты в соответствии с письмом Уральского территориального управления по гидрометеорологии и мониторингу окружающей среды

Наименование характеристик

Величина

Средняя температура наиболее жаркого месяца

22,4

Средняя температура наиболее холодного месяца

-15,7

Средне годовая роза ветров, %

С

11

СВ

7

В

4

ЮВ

9

Ю

15

ЮЗ

20

З

20

СЗ

14

Штиль

11

Скорость ветра, повторяемость превышения которой составляет 5 %, м/сек

9

По условиям загрязнения жилых районов вредными выбросами следует считать юго-западное и западное направление. Следовательно расположение ВТГРЭС относительно жилой застройки города благоприятно.

10.2.Безопасность проекта.

Рабочее место старшего машиниста энергоблока находится в непосредственной близости от КА, отсутствуют защитные ограждения и кабина звукоизоляции. 28.08.2000 на ВТГРЭС была проведена аттестация рабочих мест.

10.2.1. Состояние воздуха  рабочей зоны

10.2.1.1. Микроклимат.

№ п/п

Наименование производственного фактора, единица измерения

ПДК, ПДУ, допустимый уровень

Фактический уровень производственного фактора

Величина отклонения

Класс условий труда, степень вредности опасности

Продолжительность воздействия, мин.

1

Температура воздуха, 0С

21÷23/ 22÷24,0

33/20

10/-

3.2

120

2

Относительная влажность, %

60-45

38/56

-

2

120

3

Скорость движения воздуха, м/с

0,1

0,5/0,4

0,2./-

3.1

120

В соответствии с СанПиН 2.2.4.548-96 состояние микроклимата не соответствует по температуре и скорости движения воздуха.

10.2.1.2. Запыленность и загазованность воздуха рабочей зоны.

№ п/п

Наименование производственного фактора, единица измерения

ПДК, ПДУ, допустимый уровень

Фактический уровень производственного фактора

Величина отклонения

Класс условий труда, степень вредности опасности

Продолжительность воздействия, мин.

1

Углерода пыли с содержанием свободного SiO2 от 5 до 10 %, мг/м3

4

5,08

1,27

3.1

120

ПоГОСТ 12.1.005-88 содержание в воздухе Углерода пыли с содержанием свободного SiO2 от 5 до 10 % превышает допустимый уровень.

10.2.1.3. Мероприятия для поддержания оптимального состояния воздуха рабочей зоны:

1) яции и поддержание надлежащего воздухообмена в помещении;

2) я изоляция излучающих поверхностей;

3) ;

4) я;

5) я топлива.

10.2.2. Освещенность.

№ п/п

Наименование производственного фактора, единица измерения

ПДК, ПДУ, допустимый уровень

Фактический уровень производственного фактора

Величина отклонения

Класс условий труда, степень вредности опасности

Продолжительность воздействия, мин.

1

Искусственное освещение, лк

200

210

-

2

360

2

Естественное освещение, %

0,6

-

-

3.2

360

По СНиП 23-05-95 освещенность рабочего места соответствует требуемым значениям.

10.2.3. Уровни шума.

10.2.3.1. Требования к уровням шума.

№ п/п

Наименование производственного фактора, единица измерения

ПДК, ПДУ, допустимый уровень

Фактический уровень производственного фактора

Величина отклонения

Класс условий труда, степень вредности опасности

Продолжительность воздействия, мин.

1

Шум, дБА

65/80

58/79/92 }83

3

3.1

120

Согласно ГОСТ 12.1.003-83 уровень шума на рабочем месте превышает допустимые показатели.

10.2.3.2. Мероприятия по защите от шума:

1) я источников шума;

2) яционная кабина;

3) ;

4) (прил №3);

5) яция шумящего оборудования перегородками.

10.2.4. Уровни вибрации.

10.2.4.1. Требования к уровням вибрации на рабочем месте.

№ п/п

Наименование производственного фактора, единица измерения

ПДК, ПДУ, допустимый уровень

Фактический уровень производственного фактора

Величина отклонения

Класс условий труда, степень вредности опасности

Продолжительность воздействия, мин.

1

Общая вибрация 3 категории- технологическая, дБ

92

58/101/93 }93

1

3.1

120

СогласноСН № 3044-84 общая вибрация превышает допустимый уровень.

10.2.4.2. Мероприятия по защите от вибрации:

Снижение уровня вибрации путем балансировки роторов, валов, использование подшипников скольжения.

10.2.5. Электробезопасность.

Категория помещения по электробезопасности- особо опасное помещение. Требования электробезопасности описаны в ГОСТ 12.1.030-81.

Применяемое напряжение- 12, 220, 380, 500, 3000 В.

Силовое оборудование электроустановок и электрических сетей станции защищено от коротких замыканий и нарушений нормальных режимов работы устройствами релейной защиты, автоматическими выключателями или предохранителями и оснащено средствами электроавтоматики и телемеханики в соответствии с Правилами технической эксплуатации электроустановок потребителей.

Существующие меры защиты: обеспечение недоступности токоведущих частей оборудования, снижение напряжения прикосновения через человека, ограничение продолжительности воздействия электрического тока на человека.

Технические меры защиты: малые напряжения, разделение сетей, компенсация емкостного тока, защитные заземления, зануления, двойная изоляция, защитные отключения.

Все металлические части электрооборудования, которые могут оказаться под напряжением вследствие нарушения изоляции, заземлены или занулены.

Каждый элемент установки заземлен отдельным проводником. Открыто проложенные заземляющие проводники имеют черную окраску.

Расчет заземления.

Рассчитываем заземляющее устройство для электроустановки напряжением 380 В в трехфазной сети с заземленной нейтралью. Грунт – чернозем с удельным электрическим сопротивлением 250 Ом×м. Мощность питающего трансформатора 100 кВА.

Требуемое по ГОСТу 12.1.030-81 допускаемое сопротивление заземляющего устройства Rдоп= 4 Ом.

В качестве заземлителя принят стальной уголок 60×60×6 мм длиной 2,5 м, располагающийся вертикально, и одиночная стальная горизонтальная полоса 80×4 мм.

Определяем сопротивление растеканию зарядов одиночного заземлителя:

Rо.у.= 0,298 ρ kм = 0,298×250×1,6=119,2 Ом,

где ρ- удельное электрическое сопротивление заземляющего устройства;

kм – коэффициент, который зависит от местности (равен 1,6).

Определяем сопротивление стальной полосы, соединяющей заземлители, без учета экранирующего влияния вертикальных заземлителей:

R’г.п.= [(0,366×ρ× kм)/L]×lg[(2×L2)/(b×to)]= [(0,366×250× 1,6)/50]×lg[(2×502)/(0,08×0,5)] =14,93 Ом, где L- длина полосы (принимаем 50 м);

to-глубина заложения заземлителя (принимаем 0,5 м);

b-ширина полосы (равна 0,08 м);

ρ- удельное электрическое сопротивление заземляющего устройства;

kм – коэффициент, который зависит от местности (равен 2,0).

Определяем число одиночных вертикальных заземлителей:

n= Rо.у./ Rдоп=30 шт.

Принимаем расположение вертикальных заземлителей в ряд с расстоянием между смежными заземлителями 5 м.

Действительные значения коэффициентов использования

ηв=0,69 и ηг=0,40.

Определяем действительное заземление вертикальных заземлителей:

Rв= Rо.у./(n× ηв)= 119,2./(30× 0,69)=5,758 Ом

Определяем сопротивление горизонтальной полосы с учетом влияния вертикальных заземлителей

Rг= R’г.п./(n× ηг)= 14,93./(30× 0,4)= 1,2442 Ом

Определяем общее расчетное сопротивление заземляющего устройства:

R=Rв×Rг/( Rв+Rг)= 5,758×1,2442/( 5,758+1,2442)=1,0231 Ом.

По расчету общее сопротивление заземляющего устройства 1,0231 Ом, что меньше 4 Ом. Следовательно, требования ГОСТ 12.1.030-81 выполняются.

10.2.6. Обеспечение безопасности сосудов, работающих под давлением.

Для защиты сосудов следует применять клапаны и их вспомогательные устройства, соответствующие требованиям ГОСТ 12.2.063. Защите предохранительными клапанами подлежат сосуды, в которых возможно превышение рабочего давления от питающего источника, химической реакции, нагрева подогревателями, солнечной радиации, в случае возникновения пожара рядом с сосудом и т. д.

Количество клапанов, их размеры и пропускная способность должны быть выбраны так, чтобы в сосуде не могло создаваться давление, превышающее расчетное давление более чем на 0,05 МПа (0,5 кг/см2) для сосудов с давлением до 0,3 МПа (3 кгс/см2), на 15 % — для сосудов с давлением свыше 0,3 до 6,0 МПа (от 3 до 60 кгс/см2) и на 10 % — для сосудов с давлением свыше 6,0 МПа (60 кгс/см2).

Конструкцию и материалы элементов клапанов и их вспомогательных устройств следует выбирать в зависимости от свойств и параметров рабочей среды, и они должны обеспечивать надежность функционирования клапана в рабочих условиях.

Конструкция клапана должна обеспечивать свободное перемещение подвижных элементов клапана и исключать возможность их выброса.

Конструкция клапанов и их вспомогательных устройств должна исключать возможность произвольного изменения их регулировки.

Конструкция клапана должна исключать возможность возникновения недопустимых ударов при открывании и закрывании.

Клапаны следует размещать в местах, доступных для удобного и безопасного обслуживания и ремонта.

При расположении клапана, требующего систематического обслуживания на высоте более 1,8 м, должны быть предусмотрены устройства для удобства обслуживания.

10.2.7. Энергетические воздействия.

№ п/п

Наименование производственного фактора, единица измерения

ПДК, ПДУ, допустимый уровень

Фактический уровень производственного фактора

Величина отклонения

Класс условий труда, степень вредности опасности

Продолжительность воздействия, мин.

1

Ионизирующее излучение: гамма излучение, мкр/ч

33

22-19-15-19

-

2

120

Источником ионизирующего излучения является зола, оставшаяся при сжигании твердого топлива.

Согласно ГН 2.6.1.054-96 уровень ионизирующего излучения не превышает допустимые значения.

10.3. Экологичность проекта.

Положение о производственном экологическом контроле разработано на основании Закона РФ “Об охране окружающей среды”, ст71. Он регламентирует контроль за выбросами, сбросами и размещением вредных веществ производственной деятельности ГРЭС.

Нормирование выбросов в атмосферный воздух определяется томом ПДВ. На ГРЭС организован учетный контроль выбросов загрязняющих веществ.

Согласно СанПиН 2.2.1/2.1.1984-00 п.4.2 ТЭС электрической мощностью 600 МВТ и выше, использующие в качестве топлива уголь и мазут относятся к предприятиям второго класса и должны иметь СЗЗ не менее 1000 м.

Согласно нормированию выбросов вредных веществ в атмосферный воздух превышение ПДВ нет не по одному вредному веществу кроме:

№

Наименование вещества

ВСВ, т/год

ПДВ, т/год

1

Азота диоксид

7264,1

3510,31128

2

Серы диоксид

10803,5

9661,71

3

Пыль неорганическая: 70-20% SiO2

30735,5

18604,135

10.4. Чрезвычайные ситуации.

10.4.1. Возможные чрезвычайные ситуации техногенного и природного характера на данном рабочем месте.

Анализ возможных аварийных ситуаций на объекте.

№ пп

Наименование аварийной ситуации

при каких условиях возможна аварийная ситуация.

Возможное развитие аварий, последствий

Способы и средства предотвращения аварий

Меры по локализации аварий

1

Землетрясение

Необходимо покинуть помещение, но если это невозможно встать в дверном проеме у несущей стены.

2

Наводнение

Следует эвакуироваться, в противном случае оставаться на рабочем месте, так как оно находится на отметке 11,4 м.

3

Ураган, Смерч

Следует плотно закрыть двери , окна, вентиляционные отверстия, укрыться в подвальных помещениях.

4

Повреждение емкости с серной кислотой, аммиаком

Нарушение технологий, износ обору­дования, несоблюде­ние мер безопасности, низкая трудовая дисциплина

Человеческие жертвы, нанесе­ние тяжкого вреда здоровью чело­века, заражение окружающей среды, матери­альный ущерб

Строгая трудовая дисциплина, соб­людение требова­ний безопасности, контроль за состоя­нием оборудования, замена изнош. техн. обор-ия

Рассеивание распыленной водой, среза­ние слоя грун­та, изоляция места песком, нейтрализация слабым щел. и кисл. раств-ом

5

Выброс хими­чески отравля­ющих веществ на АО БАЗ (15 т хлора)

Распыл водой, промыв боль­шим количест­вом воды, пе­сок, возд.-мех. пена, щелоч­ной раствор

6

Возникновение пожаров на объекте

Несоблюде­ние ППБ/ЧС природ, характера

Возможность по­жара в др. цехе, взрыв, разруше­ния, выброс про­дуктов горения в раб.зону, атмосферу, челов.жертвы, ущерб здоровью, поврежд. сооружения

Срочно прини­маемые меры по тушению очагов пожа­ров средствами пожаротуше­ния, своевре­менное оповещение

7

Аварии на оборудовании ТЭЦ

Износ оборудования, несоблюдение ПТБ

Опасность пожа­ра, взрыва, разру­шения, матер, ущерб, ущерб здоровью, челов. жертвы, загряз­нение окр. среды

Срочное и своевр. устра­нение аварий и неполадок, восстановле­ние деятель­ности предпр.

Защита персонала: оповещение, выдача индивидуальных средств защиты (противогазы, респираторы, медицинские средства защиты), убежища, укрытия.

Схема организации гражданской обороны ВТГРЭС.

10.4.2. Пожарная безопасность.

Пожарная безопасность на ВТГРЭС обеспечивается мерами, предусмотренными ГОСТ 12.1.004 -91-1. Категория по взрыво- и пожаробезопасности по “НПБ 105 - 03”- Г. Класс помещения по ПЭУ для выбора типа электрооборудования –П-1. степень огнестойкости- II.

Пожаро- и взрывоопасные вещества и материалы: наличие осветительных и силовых сетей электрооборудования, наличие осаждающейся угольной пыли, газовые разводки природного газа, ацетилена и кислорода, наличие сгораемых листов при текущих ремонтах.

Первичные средства пожаротушения: огнетушители углекислотные “ОУ-2”, ”ОУ-5”, “ОУ-8”, пожарные краны по периметру котельного отделения, ящики с песком. Для оповещения людей служит пожарная сигнализация. Эвакуация людей при пожаре – через дверные проемы. Количество выходов- 4. Двери открываются по направлению выхода из здания.

Выводы: Рабочее место машиниста блока не соответствует требованиям нормативных актов по следующим показателям: тепловая нагрузка, запыленность, шум. По заключениям аттестационной комиссии рабочее место машиниста блока условно аттестовано. Возможные последствия для здоровья машиниста блока: тепловой удар, заболевание легких, частичная потеря слуха.

12. Заключение

Изученная литература и произведённые расчёты, позволяют сделать следующие выводы:

1) Поверхность НРЧ котла ПК-47, по критерию окалинообразования на нагрузках 100, 70 и 50% от номинальной – работает надёжно.

2) Т.к. основным сдерживающим фактором, при внедрении режима скользящего давления, является температурное состояние поверхностей нагрева котла, а самой опасной зоной с этой точки зрения, является парогенерирующая часть тракта [] (для прямоточных котлов докритических параметров) и ЗБТ (для котлов СКД), то при допущенных ранее предположениях, работа блока 200 МВт с котлом типа ПК-47 и турбиной К-200-130 ПО ЛМЗ – возможна.

3) Экономическая целесообразность внедрения режима разгрузок энергоблока на скользящем давлении подтверждается расчётом экономии эл.эн. на приводе ПЭНа.

4) Внедрение данного режима, кроме экономии эл.эн на приводе ПЭНа, так же приводит к следующим результатам:

a) Повышение мощности турбины на частичных нагрузках, по сравнению с режимом при номинальном давлении свежего пара перед турбиной, связанное с повышением располагаемого теплоперепада, за счёт отсутствия дросселирования в регулирующих клапанах турбины.

b) Рост энтальпии свежего пара и пара после ЦВД при неизменной энтальпии его перед ЦСД и увеличение расхода пара на промежуточный перегрев приводят к изменению количества теплоты, подводимой к пару в котле.

c) Весь тракт, после ПЭНа, в режиме скользящего давления, находится при пониженном давлении, а следовательно уменьшаются внутренние напряжения металла поверхностей нагрева, что ведёт к увеличению их срока службы. Хотя с другой стороны имеют место случаи повышения скорости среды в парообразующих поверхностях нагрева, за счёт большего, по сравнению с режимом с постоянным давлением среды, массового паросодержания на выходе из труб, что приводит к увеличению эрозионного износа, поэтому экономический эффект в этом случае может быть несколько ниже ожидаемого.

d) Пониженное давление в поверхностях нагрева, продлевает их срок службы, а следовательно снижается межремонтный период, снижаются затраты на ремонтные работы (трудозатраты, приобретение материалов и др.)

e) Кроме явного достоинства (экономии эл.эн. на приводе ПЭНа), внедрение терристорного преобразователя частоты приводит к повышению надёжности работы, как самого насоса (исключение возможности его запаривания, при внедрении скользящего давления), так и его электродвигателя (при регулировании частоты вращения эл.дв., а значит давления и подачи на напоре ПЭН – исчезает потребность в линии рециркуляции ПЭНа, срабатывающей при малых расходах, а также в защитах связанных с возможностью неоткрытия линии рециркуляции). Кроме того, за счёт того, что регулирование осуществляется ПЭНом, на РПК обоих корпусов котла срабатывается меньшее давление, что приводит к увеличению его надёжности и срока службы.

f) Реализация режима разгрузки на скользящем давлении, позволит наиболее экономично проходить минимумы электрических нагрузок, не только для данных блоков, но и для станции в целом.

Выше изложены основные достоинства режима разгрузок энергоблока на скользящем давлении среды. Основным недостатком такого режима является снижение маневренности энергоблока, причиной которого является большая инерционность котла.

Таковы основные достоинства и недостатки режима разгрузки энергоблока при скользящем давлении среды, но получение количественного выражения каждого из них, требует проведения дополнительных расчётов.

5)

Считаю, что рассмотренный вопрос заслуживает дальнейшего изучения, проведения необходимых расчётов, экспериментального их подтверждения и внедрения режима разгрузок на скользящем давлении в промышленную эксплуатацию.

13.Библиографический список.

1. Гидравлический расчёт котельных агрегатов: (Нормативный метод) / Балдина О. М., Локшин В. А., Петерсон Д. Ф. и др.; Под ред. В. А. Локшина и др. – М.: “Энергия”, 1978. – 256 с., ил.

2. Тепловой расчёт котельных агрегатов (Нормативный метод). Под ред. Н. В. Кузнецова и др., М., “Энергия”, 1937. – 296 с. с ил.

3. Прокопенко А. Г., Мысак И. С. Стационарные, переменные и пусковые режимы энергоблоков ТЭС.– М.: Энергоатомиздат, 1990. – 317 с.: ил.

4. Липов Ю. М. Тепловой расчёт парового котла (учебное пособие для вузов).– Ижевск: НИЦ “Регулярная и хаотическая динамика”, 2001, 176 стр.

5. Рыжкин В. Я. Тепловые электрические станции. М.: Энергия, 1976. 448 с.

6. Трухний А. Д., Лосев С. М. Стационарные паровые турбины. М.: Энергоатомиздат, 1981. 456 с.

7. Иванов В. А., Сорокин Н. А., Заславский С. А. Тепловая экономичность работы энергетических блоков при скользящем начальном давлении пара // Теплоэнергетика. 1967. № 12. С. 60 – 64.

8. Гиршфельд В. Я., Силовская Е. Г. К вопросу о регулировании мощности блоков скользящим начальным давлением пара // Теплоэнергетика. 1966. № 3. С. 24 – 29.

9. Мысак И. С. Внедрение режимов скользящего давления на котлах блоков 300 – 800 МВт // Промышленная теплотехника. 1985. Т. 7, № 1. С. 99 – 102.

10. Исследование пароперегревателя котла ТГМ-94 с целью увеличения регулировочного диапазона энергоблока 150 МВт / Е. В. Иванов, А. Г. Прокопенко и др. // Электрические станции. 1971. №9. с. 36 – 37.

11. Евпланов С. И., Евпланов С.А./ Частотные преобразователи для электроприводов.// Техническое пособие. 2004.

12. Теристорные преобразователи частоты в электроприводе. Под ред. к.т.н. Р. С. Сарбатова // Изд. «Энергоатомиздат», М., 1980г.

13. Правила техники безопасности при эксплуатации тепломеханического оборудования электрических и тепловых сетей. М. ЭНАС, 2002г.

14. СН 2.2.4./2.1.8.562 – 96. Шум на рабочих местах, в помещениях жилых и общественных зданий и территории жилой застройки.

15. Теплоэнергетика и теплотехника: Общие вопросы под редакцией А. В. Клименко и В. М. Зорина. М. МЭИ, 1999г.

16. СН 2.2.4/2.1.8.566 – 96. Производственная вибрация, вибрация в помещениях жилых и общественных зданий.

17. ГН 2.1.6.1338 – 03. Предельно допустимые концентрации (ПДК) вредных веществ в атмосферном воздухе.

18.НПБ 105 – 95. Определение категорий помещений, зданий и наружных установок по взрывопожарной и пожарной опасности.

19. ГОСТ 12.1.004 – 91. ССБТ. Пожарная безопасность. Общие требования.

20. СанПиН 2.2.4.548 – 96. Гигиенические требования к микроклимату производственных помещений.

21. Материалы ПТО ВТГРЭС (нормативы).

22. Обзор показателей топливоиспользования тепловых электростанций акционерных обществ и тепловых электростанций России за 2000г. // Производственная служба передового опыта эксплуатации энергопредприятий ОРГРЭС. // М. Семёновский переулок, дом 15.

23. Письмо из материалов переписки “УралВТИ-Челябэнергосетьпроект” и ТГК №9 филиалом ВТГРЭС. // Предложение по выполнению работ на котле ПК-47 ВТГРЭС: «Исследование режимов разгрузки на скользящем давлении». факс №7917415 от 31.05.05..

9. Тиристорные преобразователи для ТЭС

Преобразователи частоты представляют собой электронные устройства для плавного бесступенчатого регулирования скорости вращения вала асинхронного двигателя с короткозамкнутым ротором. В простейшем случае (частотное регулирование) управление осуществляется с помощью изменения частоты и амплитуды трехфазного напряжения питания двигателя. Меняя параметры питающего напряжения, можно делать скорость вращения двигателя как ниже, так и выше номинальной. При векторном регулировании, в отличии от частотного, управление скоростью осуществляется с помощью регулирования амплитуды и фазы вектора поля двигателя.

Асинхронные электродвигатели имеют значительное преимущество перед электродвигателями постоянного тока, за счет простоты конструкции и удобства обслуживания. Это обуславливает их однозначное преобладание и повсеместное применение практически во всех отраслях промышленности, энергетики и городской инфраструктуре.

Известно, что регулирование скорости вращения исполнительного механизма можно осуществлять с помощью различных устройств (способов), среди которых наиболее известны и распространены следующие:

  • механический вариатор
  • гидравлическая муфта
  • электромеханический преобразователь частоты (системы Генератор-Двигатель)
  • дополнительно вводимые в статор или фазный ротор сопротивления и др.
  • статический преобразователь частоты

Первые четыре способа отличаются различными комбинациями из следующих недостатков:

  • сложности в применении, обслуживании, эксплуатации
  • низкое качество и диапазон регулирования
  • не высокая экономичность

Все указанные недостатки отсутствуют при использовании преобразователей частоты.
Регулирование скорости вращения асинхронного электродвигателя в этом случае производится путем изменения частоты и величины напряжения питания двигателя. КПД такого преобразования составляет около 98 %, из сети потребляется практически только активная составляющая тока нагрузки, микропроцессорная система управления обеспечивает высокое качество управления электродвигателем и контролирует множество его параметров, предотвращая возможность развития аварийных ситуаций.

На рисунке 9.1 показан состав силовой части такого преобразователя: входной неуправляемый выпрямитель - звено постоянного тока с LC-фильтром - автономный инвертор напряжения с ШИМ, позволяющийполучить напряжение близкое к синусоидальному.

Рис 9.1

Теристорный преобразователь частоты решает целый ряд вопросов, практически любого предприятия энергетики, промышленности, систем ЖКХ и др.:

  • экономии энергоресурсов,
  • увеличения сроков службы технологического оборудования,
  • снижения затрат на планово-предупредительные и ремонтные работы,
  • обеспечения оперативного управления и достоверного контроля за ходом технологических процессов и др.

Можно сразу выделить типовые механизмы, отличающиеся высокой эксплуатационной и экономической эффективностью при внедрении преобразователей частоты и систем автоматизации на их базе:

  • НАСОСЫ, ВЕНТИЛЯТОРЫ, ДЫМОСОСЫ;
  • КОНВЕЙЕРЫ, ТРАНСПОРТЕРЫ и т.д.

До сих пор самым распространённым способом регулирования производительности таких объектов является использование задвижек или регулирующих клапанов, но сегодня абсолютно доступным становится частотное регулирование асинхронного двигателя, приводящего в движение, например, рабочее колесо насосного агрегата или вентилятора. Перспективность частотного регулирования наглядно видна из приведённого ниже рисунка 9.2.

Рис 9.2

Можно заметить, что при дросселировании энергия потока вещества, сдерживаемого задвижкой или клапаном, просто теряется, не совершая никакой полезной работы. Применение преобразователя частоты в составе насосного агрегата или вентилятора позволяет просто задать необходимое давление или расход, что обеспечит не только экономию электроэнергии, но и снижение потерь транспортируемого вещества.

В промышленно развитых странах уже практически невозможно найти асинхронный электродвигатель без преобразователя частоты.

Несмотря на кажущуюся значительную стоимость современных преобразователей, окупаемость вложенных средств за счёт экономии энергоресурсов и других составляющих эффективности не превышает в среднем 1,5 лет. Это вполне реальные сроки, а, учитывая многолетний ресурс подобной техники, можно подсчитать ожидаемую экономию на длительный период.

Условияэксплуатации.

ПЧ (преобразовательная часть) предназначен для эксплуатации в районах с умеренным и холодным климатом (климатическое исполнение и категория размещения УХЛ4 по ГОСТ 15150-69) при температуре от плюс 10С до плюс 400С, относительная влажность не более 80 % при температуре плюс 200С.

Климатическое исполнение и категория размещения сглаживающих и токоограничивающих реакторов У3, если они не встраивались в шкаф преобразователя, а поставляются комплектно.

Окружающая среда невзрывоопасная.

Атмосфера в районах типа II по ГОСТ 15150-69.

Группа условий эксплуатации по коррозийной активности атмосферы для металлов и сплавов без покрытий, а также с металлическими и неметаллическими неорганическими покрытиями по ГОСТ 15150-69.

1 - для электрооборудования в климатическом исполнении УХЛ4.

2 – для трансформаторов и сглаживающих реакторов.

Высота установки над уровнем моря – до 1000м.

Содержание нетокопроводящей пыли в помещениях, в которых устанавливается ПЧ и в воздухе для охлаждения не должно быть более 0,5 кг/м3.

Группа условий эксплуатации в части воздействий механических факторов внешней среды -М2 по ГОСТ 17516-72. Для приводного двигателя, реакторов, тахометрических устройств группа условий эксплуатации определяется техническими условиями на эти изделия.

Рабочее положение шкафов ПЧ вертикальное, допускается отклонение от вертикального положения в любую сторону на угол не более 50.

Отклонение напряжения питающей сети от номинального значения не должно превышать плюс минус 10%.

Отклонение частоты – не более плюс минус 2,5% от номинального значения.

Питание системы управления ПЧ осуществляется от трехфазной сети 380В, 50 Гц,(60)Гц с применением трансформатора. Отклонение напряжения собственных нужд от +10% до – 15 %.

Степень защиты IP21 по ГОСТ 14254‑96.

Одним из существенных преимуществ терристорных преобразователей частоты, является их небольшой размер. Например, для двигателя мощностью 5МВт – это 5 шкафов размером в основании 1100×800мм и высотой 2000мм, что позволяет свободно разместить его в машинном зале ТЭС.