gordiplom.ru

Рефераты, дипломные работы и прочие учебные работы.

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

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

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. 0 С……...…...…....545 4. 5. 6. 0 С ………………………………………………138 7. 0 С ………………220 8. 0 С ……………………………………………240 9. 0 С …………...………………300 10. 0 С ………….......…………………..355 11. 0 С ………………...…………………360 12. I , 0 С ……………………………………………….....430 13. II , 0 С …………………………………………………480 14. I , 0 С ……………………………………………….....500 15. I , 0 С ……………………………………………...….550 16. 0 С ………...…………………………460 17. II , 0 С …………………………………………...……530 18. II , 0 С …………………...…………………………...545 19. 20. 0 С …………...………………………468 21. 0 С …..………….……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 200мм 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 СРЧI , расположенных с фронта и сзади топки.

Пройдя СРЧI , пар поступает в СРЧ II , после в СРЧII , от задних торцов выходных камер, пар двумя трубопроводами подводится к торцам выходной камеры ВРЧI , 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 ВРЧI , расположенную поперёк потолочного перекрытия. От внутреннего торца выходной камеры ВРЧI пар поступает по трубопроводу к переднему торцу входной камеры КППI . 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 ВРЧII , расположенных по бокам корпуса котла. Трубы от входных камер ВРЧII 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 ВРЧII , расположенной на потолочном перекрытии. От наружного торца выходной камеры ВРЧII 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 345 0 С, 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 468 0 С 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 545 0 С 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 ВРЧI , обеспечивающим поддержание температур за КППI и ВРЧII ; - впрыском №4 за ВРЧII , обеспечивающим стабильность температуры первичного пара на выходе из котла.

Примечание: от впрыска №3 имеется отвод с запорным органом за СРЧI , который необходим для поддержания температур за СРЧII , ВРЧI при 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 КППI ). Расход мазута при номинальной нагрузке – 50 т/час.

Расход газа – 55 тыс.н.м 3 . ТУРБИНА К-200-130-1 Ротор высокого давления цельнокованый из стали Р-2 (25Х I М I Ф), 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 (25Х I М I Ф), 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 (25Х I М I Ф), 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 (15Х I М I Ф-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 (15Х I М I Ф-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/см 2 о С 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. 480 о С 345 о С 395 о С
пара при выходе в подогрев. 215 о С 250 о С 270 о С
воды в трубках 158-180 о С 180-215 о С 215-240 о С
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 Р р max 3 ,5 23
3 Рабочее (избыточное) давление, МПа Р р ном 2,5+0,3 19+4
4 Максимально допустимая температура пара на входе в ПВД, о С Т max 360
5 Рабочая температура на входе в ПВД при номинальном режиме, о С Т вх 340+20 180
6 Рабочая температура на выходе из ПВД при номинальном режиме, о С Т вых - 215
7 Площадь поверхности теплообмена, м 2 полная зоны ОП зоны ОК F п F оп F ок 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, м з парового пространства водяного пространства V пп V вп 8,5 2,2
11 Допустимая температура стенки, о С Трасч. 243 298
12 Давление гидравлического испытания, МПа Р пр 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 м з , рабочее давление 5 ати, температура воды 158 о С, 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/см 2 140
Температура первичного пара за котлом о С 540
Расход вторичного пара за котлом т/час 544
Давление вторичного пара за котлом кг/см 2 25
Температура вторичного пара за котлом о С 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/см 2 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 о С 242
б/ выход ' 307
Температура пароводяной смеси в НРЧ:
а/ вход о С 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 м 2 3990
Сечение топки м 8,62х8,5х2
Видимое теплонапряжение топки ккал/м 3 1,28х105
Теплонапряжение сечения топки ' 3,24х106
Пароводяной объем котла по первичному тракту м 3 200
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. = 30 о С м 3 /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 м 3 /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 250 о С 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 м 3 /час 216000
Напор мм.в.ст. 328
Число оборотов об/мин 730
Температура воздуха о С 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/м 3 /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 200 о С м 3 /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 м 3 /час 90 71 3
Напор м 445 76 4
Число оборотов об/мин 2950
Рабочая температура о С 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 о С 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 м 3 10000
Высота резервуара мм 7200
Полезная емкость по проекту м 3 9667
Площадь зеркала жидкости м 2 1384
Предельная высота слива мм 6700
Температура мазута в резервуаре о С 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: f мин = W мин / W макс = 137 / 205 = 0,668 Разность между максимальной и минимальной нагрузками энергосистемы определяет диапазон регулирования нагрузки: a рег = W макс - W мин = 205 – 137 = 68 Коэффициент регулирования: f пер = 1 – f мин = 1 – 0,668 = 0,332 Коэффициент плотности нагрузки f ср = W ср / W макс = 139,1 / 205 = 0,679 При этом коэффициент использования установленной мощности К уст = 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 использования установленной мощности менялся следующим образом (табл.3.1): К уст , по станции

Годы К уст К уст , 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 от роста 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 монои 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 Р = f ( w , ) прямоточных элементов с парообразующими участками, многозначна, когда одному перепаду давлений Р 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 350х10 3 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 =545 о С) 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 прямоточным котлом типа ПК-47, рассчитанным на параметры свежего пара р=13МПа; t = 545 о С, 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/см 2 , как при номинальной нагрузке, по данным заводского расчёта. Таким образом, прибавляя 50 кг/см 2 к давлению за регулирующей ступенью турбины, получаем уравнение [5.4)] для напора ПЭН : Рпэн = 0,4013 N эл + (6,2086 + 50) = 0,4013 N эл + 56,209 [кг/см 2 ]. 5.4) Кроме того, принимаем, что питательна вода, при прохождении ВЭ подогревается на 60 о С, 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 1,0 D ном . 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; t пв = 242 о С; Р пп = 130 кг/см 2 ; t ух г = 130 о С; t пп = 545 о С; t гв = 130 о С. Топливо – природный газ нитки Бухара - Урал.

Состав газа по объёму, % (Бухара-Урал)
С Н4 С 2Н6 C 3H8 C 4 H 10 C 5 H 12 N 2 CO 2 H 2 S O 2 CO H 2
94,9 3,2 0,4 0,1 0,1 0,9 0,4 0 0 0 0
Энтальпия 1 нм 3 газа и воздуха. ккал/нм 3
(С n ) CO2 (С n ) N2 (С n ) H2O (С n ) 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
V 0 V RO2 V N2 V H2O V 0 газов
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
V H2O =V O H2O +0,0161(a-1)V O 2,195568 2,197903 2,202574 2,207244 2,21191 2,21581 2,2197
V Г =V RO2 +V o N2 +V H2O +(a-1)V o 11,893 12,03895 12,33085 12,62275 12,9147 13,1579 13,4012
r RO2 =V RO2 /V г 0,087446 0,086386 0,084341 0,082391 0,08053 0,07904 0,07761
r H2O =V H2O /V г 0,183301 0,181079 0,176792 0,172704 0,1688 0,16568 0,16267
r n =r RO2 +r H2O 0,270747 0,267465 0,261134 0,255095 0,24933 0,24472 0,24028
ЗНАЧЕНИЕ ЭНТАЛЬПИЙ ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ ПРИ ИЗБЫТКАХ ВОЗДУКА (ккал/нм3)
J=J o г+( a -1) J o в
t,C I o г I o в 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 Q p p ккал/кг Q р н - по характеристике топлива 8710,00
Температура уходящих газов t ух о С задано 130,00
Энтальпия уходящих газов I ух ккал/кг по I-J таблице 585,48
Температура холодного воздуха t хв о С 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 - a ух I o x в ) (100-q 4 ))/Q p p 5,81
в окружающую среду q 5 % по рис.1 0,30
сумма тепловых потерь S q % q 2 +q 3 +q 4 +q 5 6,61
КПД КА h ка % 100- S q 93,39
Расход первичного пара D пп т/ч задано 320,00
Давление п/пара за КА Р п кгс/см 2 задано 140,00
Температура там же t пп 0 С задано 545,00
Энтальпия i пп ккал/нм По таблицам 823,75
Давление пит. воды Р пв кгс/см 2 задано 180,00
Тем-ра пит. воды t пв 0 С 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/см 2 задано 25,00
температура втор. Пара за котлом t'' вт 0 С задано 545,00
Энтальпия i'' вт ккал/нм По таблицам 850,90
Давление вторичного пара до котла Р' вт кгс/см 2 задано 27,00
температура втор. Пара до котла t вт ' 0 С 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 )+D вт (i'' вт -i' вт ) 1,95E+08
Полный расход топлива В м 3 /ч (Q ка 100)/(Q p p h ка ) 23924,58
Расчётный расход топлива В p м 3 /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 F в м2 23,10
Температура воздуха на входе t' 0 С задано 20,00
Энтальпия воздуха на входе I' хв ккал/кг по I - J таблице 71,48
Температура газов на выходе J'' 0 С задано 130,00
Энтальпия газов на выходе I'' г ккал/кг по I - J таблице 590,23
Относительное количество воздуха b ср a т - Da т + a вп /2+ a вп 0,93
Температура воздуха на выходе t'' 0 С задаёмся 290,00
Энтальпия воздуха на выходе I'' хв ккал/кг по I - J таблице 899,66
Тепловосприятие по балансу Q б ккал/кг b ср ( 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 0 С Таблица 4 296,10
Средняя температура воздуха t 0 С (t'+t'')/2 155,00
Средняя температура газов J 0 С 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/ 0 С м2 ч a 1 = C ф С е a н (рис.16) 42,00
Средняя скорость воздуха w в м/с В р Vo(t+273) b ср / /3,6 273 F в 3,87
Коэффициент отдачи с воздушной стороны a 2 ккал/ 0 С м2 ч a н C z C 1 C ф 47,52
Коэффициент использования поверхности нагрева z ___ нормативный метод (табл. 9) 0,70
Коэффициент теплоотдачи k ккал/ / о С м 2 ч z (( a 1 a 2 ) / ( a 1 + a 2 )) 15,61
Температурный напор на входе газов D t' o C J' - t'' 6,10
Температурный напор на выходе газов D t'' o C J'' - t' 110,00
Средний температурный напор D t o C y ( D t' + D t'')/2 52,25
Тепловосприятие воздухоподогревателя Q т ккал/ / о С м 2 ч k H D t/B p 767,35
Расхождение с ранее принятым тепловосприятием dQ % (Q m /Q б ) 100 99,63
Тепловой расчёт топочной камеры
1 2 3 4 5,00
Объём топки V т м 3 из констр. данных 1998,000
Угловой коэфф. экрана Х ___ норм. метод номогр. 1 поз а-3 1,000
Полная лучевоспринимающая поверхность H л м 2 F ст Х 850,000
Полная поверхность стен F ст м 2 2F бок + F фронт + F задн 652,000
Степень экранирования топки c ___ Н л / F ст 1,000
1 2 3 4 5
Эффективная толщина излучающего слоя S м 3,6 V т /F ст 8,462
Температура горячего в-ха t г.в o C задаёмся 220,000
Энтальпия воздуха на входе I г.в ккал/кг по I - J таблице 682,268
Температура воздуха на входе t хв о С задано 20,000
Энтальпия воздуха на входе I хв ккал/кг по I - J таблице 71,480
Тепло вносимое в топку с воздухом Q в ккал/нм 3 ( a т - Da т ) I гв + Da т I хв 689,416
Полезное тепловыделение в топке Q т ккал/нм 3 Q p p ((100-q 3 -q 4 -q 5 )/ / (100-q 4 ))+Q в 9329,736
Теоретическая температура горения t а o C по I - J таблице 1984,290
Температура газов на выходе из топки t' т o C задаёмся 1150,000
Энтальпия газов на выходе из топки I' т ккал/нм 3 по I - J таблице 5068,030
Средняя суммарная теплоёмкость u C ф ккал/кг о С (Q т -I' т )/(t а -t'' т ) 5,108
Относительное положение максимальной температуры по высоте топки Х т _____ h гор / Н т 0,120
Коэф. учитывающий относительное положение ядра факела по высоте топки М _____ пункт 6-13 0,54 - 0,2 Х т 0,516
Произведение PnS м кгс/см 2 P r n S 2,291
Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами K r cм 2 /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 С р / Н р ___ 0,12 сумма{m/n} CmHn 3,003
Коэффициент ослабления лучей сажистыми частицами K с cм 2 /кгс м 0,03 (2- a т ) (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. метод стр. 25 0,100
Эффективная степень черноты факела а ф _____ m a св + (1-m) а г 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 o C Т а /(М (((4,9 y ср F ст a т (Т a ^3))/(108 B p u C ф j ))^0,6)+1)-273 1145,531
Энтальпия газов на выходе из топки I' т ккал/нм 3 по I - J таблице 5990,910
Кол-во тепла воспринятого в топке Q т л ккал/нм 3 j (Q т - I' т ) 3328,134
Средняя тепловая нагрузка лучевоспринимающей поверхности q л ккал/м 2 ч B p Q т л /H л 93675,557
Теплонапряжённость топочного объёма q v ккал/м 3 ч B p Q р н /V т 104295,85
ПОЗОННЫЙ РАСЧЁТ ТОПОЧНОЙ КАМЕРЫ
Зона I - под топки
1 2 3 4 5
Суммарная экранированная поверхность стен Fст м 2 конструктивные данные 65,245
Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху Fc I м 2 конструктивные данные 72,250
Относительная высота зоны x ___ h I / H т = 4,3 / 29 0,154
Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо) b сг I ___ 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 o C задаёмся 1800,000
Энтальпия газов на выходе из зоны I' I ккал/нм 3 по I - J таблице 8362,896
Теплоёмкость продуктов сгорания u C' ккал/кг о С I' I / t' I 4,646
Произведение PnS м кгс/см 2 P r n S 2,291
Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами K r cм 2 /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 а ф /(а ф +(1-а ф ) y ) 0,182
Температура газов на выходе из зоны t' I o C (b сг I Q р н +Q в )/ u C' - - d о а т Т' I 4 y F/(В р u C') 1772,954
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны q лI ккал/м 2 ч d о y а т Т' I 4 101307,39
Тепловосприятие пода НРЧ Q пнрч ккал/нм 3 (q л F пнрч / В р ) 276,28
Степень черноты топки последней зоны
Температура газов на выходе из последней зоны t'' o C принята предварительно 1200,00
Произведение PnS м кгс/см 2 P r n S 2,291
Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами K r cм 2 /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 F ст м 2 конструктивные данные 178,024
Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху F cII м 2 конструктивные данные 72,250
Относительная высота зоны x ___ h II / H т = 9,384 / 29 0,324
Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо) b сг II ___ табл.XXII, норм. метод 0,950
То же на сгоревшее топливо b сг II р ___ b сг II / (1 - q 4 / 100) 0,950
Доля сгоревшего топлива в зоне Db ___ b сг II - b сг II р 0,000
Температура газов на входе в зону t II o C из расчёта первой зоны 1772,954
Энтальпия газов на входе в зону I II ккал/нм 3 по I - J таблице 7985,720
Теплоёмкость продуктов сгорания u C ккал/кг о С I II / t II 4,504
Температура газов на выходе из зоны t' II o C задаёмся 1725,000
Энтальпия газов на выходе из зоны I' II ккал/нм 3 по I - J таблице 7975,141
Теплоёмкость продуктов сгорания u C' ккал/кг о С I' II / t' II 4,623
Отношение теплоёмкостей u C/ u C' ___ u C/ u C' 0,974
Средняя температура газов в зоне t o C (t' II + t II ) / 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 y II - y I ___ по п. 6-39 0,000
Температура газов на выходе из зоны t' II o C Db Q р н / u C' + С/C' t II - - [1+ (T'/T) 4 ] (4,9 10 -8 a т Т 4 / 2 В р u C') y F ст 1727,288
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны q лII ккал/м 2 ч d о y а т Т' II 4 122445,3
Тепловосприятие второй зоны НРЧ Q II нрч ккал/нм 3 q л II F II нрч / В р 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 м 2 конструктивные данные 104,311
Сечение топочной камеры, ограничивающее зону сверху Fc III м 2 конструктивные данные 72,250
Относительная высота зоны x ___ h III / H т = 12,9 / 29 0,445
Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо) b сг III ___ табл.XXII, норм. метод 0,980
То же на сгоревшее топливо b сг III р ___ b сг III / (1 - q 4 / 100) 0,980
Доля сгоревшего топлива в зоне Db ___ b сг III - b сг III р 0,000
Температура газов на входе в зону t III o C из расчёта второй зоны 1727,288
Энтальпия газов на входе в зону I III ккал/нм 3 по I - J таблице 7986,971
Теплоёмкость продуктов сгорания u C ккал/кг о С I III / t III 4,624
Температура газов на выходе из зоны t' III o C задаёмся 1620,000
Энтальпия газов на выходе из зоны I' III ккал/нм 3 по I - J таблице 7434,027
Теплоёмкость продуктов сгорания u C' ккал/кг о С I' III / t' III 4,589
Отношение теплоёмкостей u C/ u C' ___ u C/ u C' 1,008
Средняя температура газов в зоне t o C (t' III + t III ) / 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 y III -y II по п. 6-39 0,000
Температура газов на выходе из зоны t' III o C Db Q р н / u C'+ С/C' t III - [1 + (T'/T) 4 ] (4,9 10 -8 a т Т 4 / 2 Вр u C') y Fст 1638,693
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева третьей зоны q лIII ккал/м 2 ч d о y а т Т' III 4 118912,9
Тепловосприятие третьей зоны НРЧ Q III нрч ккал/нм 3 q л III F III нрч / В р 518,46
Распределение тепловосприятия по ходам НРЧ
1 2 3 4 5
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны q лI ккал/м 2 ч d о y а т Т' I 4 101307,4
Тепловосприятие первой зоны НРЧ Q I нрч ккал/нм 3 q л I F I нрч / В р 276,28
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны q лII ккал/м 2 ч d о y а т Т' II 4 122445,3
Тепловосприятие второй зоны НРЧ Q II нрч ккал/нм 3 q л II F II нрч / В р 911,12
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева третьей зоны q лIII ккал/м 2 ч d о y а т Т' III 4 118912,9
Тепловосприятие третьей зоны НРЧ Q III нрч ккал/нм 3 q л III F III нрч / В р 518,46
Энтальпия среды на входе в НРЧ I нрч ккал/кг по I - J таблице 306,45
Приращение энтальпии среды в экранах НРЧ первой зоны D I нрчI ккал/кг Q нрчI Вр / D нрч 20,66
Энтальпия среды на выходе первой зоны НРЧ I II нрчI ккал/кг I нрч + D I нрчI 327,11
Давление среды в первой зоне Р I кг/см 2 Из гидравлического расчёта 190,90
Температура среды на выходе из первой зоны НРЧ t I o C по таблицам воды и пара 307,00
Энтальпия среды на входе во вторую зону НРЧ I нрчII ккал/кг по I - J таблице 327,11
Приращение энтальпии среды в экранах НРЧ второй зоны D I нрчII ккал/кг Q нрчII В р / D нрч 68,12
Энтальпия среды на выходе из второй зоны НРЧ I II нрчII ккал/кг I нрчI + D I нрчII 395,23
Давление среды во второй зоне Р II кг/см 2 Из гидравлического расчёта 190,90
Температура среды на выходе из первой зоны НРЧ t II o C по таблицам воды и пара 350,00
Энтальпия среды на входе в третью зону НРЧ I нрчIII ккал/кг по I - J таблице 395,23
Приращение энтальпии среды в экранах НРЧ третьей зоны D I нрчIII ккал/кг Q нрчIII Вр / D нрч 38,76
Энтальпия среды на выходе из третьей зоны НРЧ I II нрчIII ккал/кг I нрчII + D I нрчIII 433,99
Давление среды в третьей зоне Р III кг/см 2 Из гидравлического расчёта 187,27
Температура среды на выходе из третьей зоны НРЧ t III o C 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 dх d мм Конструктивные данные 38х4 38х4 45х4,5
Отношение наружного диаметра к внутреннему b ___ d нар / d вн 1,27 1,27 1,25
Материал ___ ___ Конструктивные данные Ст 20 Ст 20 Ст 20
Энтальпия среды на входе I нрч 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 Q зоны нрч ккал/кг q л I F I нрч / В р 276,28 911,12 518,46
Приращение энтальпии (с учётом разверки по элементам) D I ккал/кг h ш Q зоны нрч h ст Вр / D нрч 20,66 68,12 38,76
Энтальпия среды на выходе I II ккал/кг I нрч + D I 327,11 395,23 433,99
Давление среды в расчётном сечении Р кг/см 2 Из гидравлического расчёта 190,90 190,90 187,27
Температура среды в расчётном сечении t o C 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 ___ ( h т 1 H 1 + h т 2 H 2 + + h т 3 H 3 ) / H 1,30 1,38 1,38
Максимальная энтальпия среды в расчётном сечении I max ккал/кг I + (( h т уч h к / r г ) -1) D I 336,10 433,02 454,34
Давление среды в расчётном сечении P кг/см 2 Из гидравлического расчёта 190,90 190,90 187,27
Максимальная температура среды в расчётном сечении tmax o C по таблицам воды и пара 314,50 363,00 372,60
Превышение температуры среды в расчётном сечении над средней D tт o C tmax - t 7,50 13,00 12,60
Температура газов в расчётном сечении J o C Из позонного расчёта 1772,95 1727,29 1638,69
Удельное тепловосприятие поверхности нагрева в расчётном сечении q с ккал/м 2 ч Из позонного расчёта 101307,39 122445,26 118912,92
Максимальное расчётное удельное тепловосприятие q max р ккал/м 2 ч h ш max h ст q с 131699,60 171423,36 166478,08
Принятое максимальное удельное тепловосприятие q max ккал/м 2 ч Принимаем по табл. IV-5 350000,00 350000,00 350000,00
Сечение для прохода среды каждой зоны f м 2 0,785 d 2 вн n тр 0,042 0,042 0,042
Массовая скорость среды с учётом разверки gw кг/м 2 сек D r г / F 3600 2013,053 2034,023 2013,053
Коэффициент теплоотдачи от стенки к среде a 2 ккал / (м 2 ч о С) Принимаем предварительно 18500,00 18700,00 18600,00
Коэффициент теплопроводности металла стенки l м ккал / (м ч о С) По табл. IV-1 37,00 36,00 36,00
Критерий Био Bi ___ d нар a 2 / (2 b l м ) 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 q вн.max ккал/м 2 ч m b q max 163483,11 212793,54 203935,65
Расчётный коэффициент теплоотдачи от стенки к среде a 2 ккал / (м 2 ч о С) По номограмме 36 18500,000 18900,000 19100,000
Средняя по толщине температура металла стенки tст о С t + D t т + bm q max + ( d / l м 1/(1+ b )+1/ a 2 ) 331,13 384,69 393,35
Температура наружной поверхности стенки tст.н о С t + D t т + bm q max + ( d / l м 2/(1+ b )+1/ a 2 ) 338,93 395,12 403,42
Температура окалинообразования tок о С Табл. 3-1 гидравлический расчёт котельных агрегатов 450,00 450,00 450,00
Недогрев до температуры окалинообразования D t о С 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% т / ч 320 / 100 70 224
Расход питательной воды при нагрузке 70% кг / с Dо 1000 / 3600 / 100 70 62,22
Отношение n ___ Dх/Do 0,70
Коэффициент избытка в-ха в топке a х т ___ a о т + 0,5 (0,5 - Dх / Dо) 1,10
Коэффициент избытка в-ха на выходе из котла a х ух ___ a о т + Da о вп ( Dо / Dх ) 1,31
Температура уходящих газов J х ух о С J о ух (Dх/Do a х ух / a о ух ) n 139,12
Коэффициент а ___ I o г / I o в 1,17
Коэффициент ___ t х хв / J х ух 0,22
Коэффициент ___ t о хв / J о ух 0,23
Потери теплоты с уходящими газами q 2 % q о 2 J х ух / J о ух a х ух / a о ух ((1-b х ) / (1-b о )) + ((а-1)/(а- -1)) 7,45
Потери от химического недожога q 3 % q о 3 (Dх / Dо) 0,35
Потеря теплоты в окружающую среду q 5 % q o 5 (Dх / Dо) 0,21
Сумма тепловых потерь S q % q 2 +q 3 +q 4 +q 5 8,31
КПД КА h х ка % 100- S q 91,69
Давление перегретого пара Р х пп кг/см 2 При скользящем давлении 62,00
Температура t х пп 0 С задано 545,00
Энтальпия h х пп ккал/кг По таблицам воды и пара 790,59
Давление вторично-перегретого пара на входе р' х вт кг/см 2 р' о вт (Dх/Do) 18,90
Температура вторично-перегретого пара на входе t' х вт о С t' o вт (Dх/Do) 0,25 427,16
Энтальпия вторично-перегретого пара на входе h' x вт ккал/кг По таблицам воды и пара 790,61
Давление вторично-перегретого пара на выходе р'' х вт кг/см 2 р' х вт - 0,2 (Dх/Do) 18,76
Энтальпия вторично-перегретого пара на выходе h'' x вт ккал/кг По таблицам воды и пара 852,50
Температура питательной воды t х пв о С 43,04 Ln(2G) - 37,723 225,03
Давление питательной воды в скользящем режиме Р х пв кг/см 2 0,4013 Nэл + 56,2085 116,92
Энтальпия h х пв ккал/кг По таблицам воды и пара 231,47
Относительная доля вторично-перегреваемого пара d вт ___ Dвт/Dпе 0,84
Средний расчётный теплоперепад 1кг рабочей среды при прохождении водопарового тракта котла D h о к ккал/кг (h о пп - h о пв ) + d вт (h' о вт - -h' о вт ) 608,15
1 2 3 4 5
Средний расчётный теплоперепад 1кг рабочей среды при прохождении водопарового тракта котла D h х к ккал/кг (h х пп - h х пв ) + d вт (h' х вт - h' х вт ) 611,34
Полный расчётный расход топлива В м 3 /ч В о р [(Dх h o ка - q о 4 D h х к ) / / (Dо h х ка - q х 4 D h о к )] 17058,18
РАСЧЁТ ТЕПЛООБМЕНА В ТОПОЧНОЙ КАМЕРЕ
Температура горячего воздуха t х гв о С t o гв ((D х /Do) (a х ух / a о ух )) 0,2 205,57
Относительный избыток горячего воздуха b х ___ a х т - Da о т (Dо/Dх) 0,5 0,85
Теплота горячего воздуха Q х гв ккал/нм 3 Q о гв ( b х гв / b о гв ) (t х гв /t о гв ) 588,79
Изменение теплоты вносимой в топку воздухом D Qгв ккал/нм 3 Q о гв - Q х гв 100,62
Полезное тепловыделение в топке Q т ккал/нм 3 Q о т - D Qгв 9229,11
Теоретическая температура горения Т а o C по I - J таблице 1965,06
Температура газов на выходе из топки J ' х т о С J ' о т (Dх/Do) 0,3 1029,29
Энтальпия газов на выходе из топки I' т ккал/нм 3 по I - J таблице 4656,557
Коэффициент тепловой эффективности экрана y X z = 1 0,65 0,650
Кол-во тепла воспринятого в топке Q х л ккал/нм 3 j (Q т - I' т ) 2972,161
Средняя тепловая нагрузка лучевоспринимающей поверхности q х л ккал/м 2 ч q о л ( B х p Q х л /B о p Q о л) 59646,659
Теплонапряжённость топочного объёма q v ккал/м 3 ч q о v (В х р/В о р) 74362,742
ПОЗОННЫЙ РАСЧЁТ ТОПОЧНОЙ КАМЕРЫ
Зона I - под топки
Суммарная экранированная поверхность стен Fст м 2 конструктивные данные 65,245
Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху Fc I м 2 конструктивные данные 72,250
Относительная высота зоны x ___ h I / H т = 4,3 / 29 0,154
Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо) b сг I ___ 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 o C задаёмся 1740,000
Энтальпия газов на выходе из зоны I' I ккал/нм 3 по I - J таблице 8052,692
Теплоёмкость продуктов сгорания u C' ккал/кг о С I' I / t' I 4,628
Произведение PnS м кгс/см 2 P r n S 2,291
1 2 3 4 5
Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами K r cм 2 /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 ___ а ф /(а ф +(1-а ф ) y ) 0,170
Температура газов на выходе из зоны t' I o C (b сг I Q р н +Q в )/ u C' - - d о а т Т' I 4 y F/(В р u C') 1747,573
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны q лI ккал/м 2 ч d о y а т Т' I 4 90251,867
Тепловосприятие пода НРЧ Q пнрч ккал/нм 3 (q л F пнрч / В р ) 345,20
Степень черноты топки последней зоны
Температура газов на выходе из последней зоны t'' o C принята предварительно 1190,00
Произведение PnS м кгс/см 2 P r n S 0,450
Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами K r cм 2 /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 м 2 конструктивные данные 178,024
Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху Fc II м 2 конструктивные данные 72,250
Относительная высота зоны x ___ h II / H т = 9,384 / 29 0,324
Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо) b сг II ___ табл.XXII, норм. метод 0,950
То же на сгоревшее топливо b сг II р ___ b сг II / (1 - q 4 / 100) 0,950
Доля сгоревшего топлива в зоне Db ___ b сг II - b сг II р 0,000
Температура газов на входе в зону t II o C из расчёта первой зоны 1747,573
Энтальпия газов на входе в зону I II ккал/нм 3 по I - J таблице 8091,843
Теплоёмкость продуктов сгорания u C ккал/кг о С I II / t II 4,630
Температура газов на выходе из зоны t' II o C задаёмся 1580,000
Энтальпия газов на выходе из зоны I' II ккал/нм 3 по I - J таблице 7228,741
1 2 3 4 5
Теплоёмкость продуктов сгорания u C' ккал/кг о С I' II / t' II 4,575
Отношение теплоёмкостей u C/ u C' ___ u C/ u C' 1,012
Средняя температура газов в зоне t o C (t' II + t II ) / 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 y II - y I по п. 6-39 0,000
Температура газов на выходе из зоны t' II o C Db Q р н / u C' + С/C' t II - [1+(T'/T) 4 ] (4,9 10 -8 a т Т 4 / 2 Вр u C') y Fст 1585,852
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны q лII ккал/м 2 ч d о y а т Т' II 4 95066,753
Тепловосприятие второй зоны НРЧ Q II нрч ккал/нм 3 q л II F II нрч / В р 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 м 2 конструктивные данные 104,311
Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху Fc III м 2 конструктивные данные 72,250
Относительная высота зоны x ___ h III / H т = 12,9 / 29 0,445
Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо) b сг III ___ табл.XXII, норм. метод 0,980
То же на сгоревшее топливо b сг III р ___ b сг III / (1 - q 4 / 100) 0,980
Доля сгоревшего топлива в зоне Db ___ b сг III - b сг III р 0,000
Температура газов на входе в зону t III o C из расчёта второй зоны 1585,852
Энтальпия газов на входе в зону I III ккал/нм 3 по I - J таблице 7258,680
Теплоёмкость продуктов сгорания u C ккал/кг о С I III / t III 4,577
Температура газов на выходе из зоны t' III o C задаёмся 1450,000
Энтальпия газов на выходе из зоны I' III ккал/нм 3 по I - J таблице 6567,502
Теплоёмкость продуктов сгорания u C' ккал/кг о С I' III / t' III 4,529
Отношение теплоёмкостей u C/ u C' ___ u C/ u C' 1,011
Средняя температура газов в зоне t o C (t' III + t III ) / 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 y III -y II по п. 6-39 0,000
Температура газов на выходе из зоны t' III o C Db Q р н / u C' + С/C' t II - -[1+(T'/T) 4 ] (4,9 10 -8 a т Т 4 / 2 Вр u C') y Fст 1442,393
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева третьей зоны q лIII ккал/м 2 ч d о y а т Т' III 4 91088,758
Тепловосприятие третьей зоны НРЧ Q III нрч ккал/нм 3 q л III F III нрч / В р 557,01
Распределение тепловосприятия по ходам НРЧ
1 2 3 4 5
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны q лI ккал/м 2 ч d о y а т Т' I 4 90251,867
Тепловосприятие первой зоны НРЧ Q I нрч ккал/нм 3 q л I F I нрч / В р 345,20
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны q лII ккал/м 2 ч d о y а т Т' II 4 95066,753
Тепловосприятие второй зоны НРЧ Q II нрч ккал/нм 3 q л II F II нрч / В р 992,14
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева третьей зоны q лIII ккал/м 2 ч d о y а т Т' III 4 91088,758
Тепловосприятие третьей зоны НРЧ Q III нрч ккал/нм 3 q л III F III нрч / В р 557,01
Энтальпия среды на входе в НРЧ I нрч ккал/кг Из гидравлического расчёта 301,06
Приращение энтальпии среды в экранах НРЧ первой зоны D I нрчI ккал/кг Q нрчI Вр / D нрч 26,29
Энтальпия среды на выходе первой зоны НРЧ I II нрчI ккал/кг I нрч + D I нрчI 327,35
Давление среды в первой зоне Р I кг/см 2 Из гидравлического расчёта 108,79
Температура среды на выходе из первой зоны НРЧ t I o C по таблицам воды и пара 305,00
Энтальпия среды на входе во вторую зону НРЧ I нрчII ккал/кг по I - J таблице 327,35
Приращение энтальпии среды в экранах НРЧ второй зоны D I нрчII ккал/кг Q нрчII Вр / D нрч 75,55
Энтальпия среды на выходе из второй зоны НРЧ I II нрчII ккал/кг I нрчI + D I нрчII 342,50
Давление среды во второй зоне Р II кг/см 2 Из гидравлического расчёта 107,63
Температура среды на выходе из второй зоны НРЧ t II o C по таблицам воды и пара 314,60
1 2 3 4 5
Энтальпия среды на входе в третью зону НРЧ I нрчIII ккал/кг по I - J таблице 342,50
Приращение энтальпии среды в экранах НРЧ третьей зоны D I нрчIII ккал/кг Q нрчIII Вр / D нрч 42,42
Энтальпия среды на выходе из третьей зоны НРЧ I II нрчIII ккал/кг I нрчII + D I нрчIII 384,92
Давление среды в третьей зоне Р III кг/см 2 Из гидравлического расчёта 106,50
Температура среды на выходе из третьей зоны НРЧ t III o C 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 dх d мм Конструктивные данные 38х4 38х4 45х4,5
Отношение наружного диаметра к внутреннему b ___ d нар / d вн 1,27 1,27 1,25
Материал ___ ___ Конструктивные данные Ст 20 Ст 20 Ст 20
Энтальпия среды на входе I нрч 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 Q зоны нрч ккал/кг q л I F I нрч / В р 345,20 992,14 557,01
Приращение энтальпии (с учётом разверки по элементам) D I ккал/кг h ш Q зоны нрч h ст Вр / D нрч 26,29 75,55 42,42
Энтальпия среды на выходе I II ккал/кг I нрч + D I 327,35 402,90 384,92
Давление среды в расчётном сечении Р кг/см 2 Из гидравлического расчёта 108,79 107,63 106,50
Температура среды в расчётном сечении t o C 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 ___ ( h т 1 H 1 + h т 2 H 2 + + h т 3 H 3 ) / H 1,30 1,38 1,38
Максимальная энтальпия среды в расчётном сечении I max ккал/кг I + (( h т уч h к / r г ) -1) D I 338,79 444,82 407,19
Давление среды в расчётном сечении P кг/см 2 Из гидравлического расчёта 108,79 107,63 106,50
Максимальная температура среды в расчётном сечении tmax o C по таблицам воды и пара 313,00 368,00 354,00
Превышение температуры среды в расчётном сечении над средней D tт o C tmax - t 8,00 16,00 12,00
Температура газов в расчётном сечении J o C Из позонного расчёта 1747,57 1585,85 1442,39
Удельное тепловосприятие поверхности нагрева в расчётном сечении q с ккал/м 2 ч Из позонного расчёта 90251,87 95066,75 91088,76
Максимальное расчётное удельное тепловосприятие q max р ккал/м 2 ч h ш max h ст q с 117327,43 133093,45 127524,26
Принятое максимальное удельное тепловосприятие q max ккал/м 2 ч Принимаем по табл. IV-5 350000,00 350000,00 350000,00
Сечение для прохода среды каждой зоны f м 2 0,785 d 2 вн n тр 0,042 0,042 0,061
Массовая скорость среды с учётом разверки gw кг/м 2 сек D r г / F 3600 1409,137 1423,816 978,568
Коэффициент теплоотдачи от стенки к среде a 2 ккал / (м 2 ч о С) Принимаем предварительно 18500,00 18900,00 19100,00
Коэффициент теплопроводности металла стенки l м ккал / (м ч о С) По табл. IV-1 37,00 36,00 36,00
Критерий Био Bi ___ d нар a 2 / (2 b l м ) 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 q вн.max ккал/м 2 ч m b q max 145642,45 165213,34 156217,22
Расчётный коэффициент теплоотдачи от стенки к среде a 2 ккал / (м 2 ч о С) По номограмме 36 19300,000 19550,000 19100,000
Средняя по толщине температура металла стенки tст о С t + D t т + bm q max + ( d / l м 1/(1+ b )+1/ a 2 ) 327,49 384,55 369,89
Температура наружной поверхности стенки tст.н о С t + D t т + bm q max + ( d / l м 2/(1+ b )+1/ a 2 ) 334,44 392,65 377,61
Температура окалинообразования tок о С Табл. 3-1 гидравлический расчёт котельных агрегатов 450,00 450,00 450,00
Недогрев D t о С 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% т / ч 320 / 100 50 160
Расход питательной воды при нагрузке 50% кг / с Dо 1000 / 3600 / 100 50 44,44
Отношение n ___ Dх/Do 0,50
Коэффициент избытка в-ха в топке a х т ___ a о т + 0,5 (0,5 - Dх / Dо) 1,10
Коэффициент избытка в-ха на выходе из котла a х ух ___ a о т + Da о вп ( Dо / Dх ) 1,33
Температура уходящих газов J х ух о С J о ух (Dх/Do a х ух / a о ух ) n 112,48
Коэффициент а ___ I o г / I o в 1,17
Коэффициент ___ t х хв / J х ух 0,27
Коэффициент ___ t о хв / J о ух 0,23
Потери теплоты с уходящими газами q 2 % q о 2 J х ух / J о ух a х ух / a о ух ((1-b х )/(1-b о )) + ((а-1)/(а- -1)) 5,94
Потери от химического недожога q 3 % q о 3 (Dх / Dо) 0,25
Потеря теплоты в окружающую среду q 5 % q o 5 (Dх / Dо) 0,15
Сумма тепловых потерь S q % q 2 +q 3 +q 4 +q 5 6,64
КПД КА h х ка % 100- S q 93,36
Давление перегретого пара Р х пп кг/см 2 При скользящем давлении 41,88
Температура t х пп 0 С задано 545,00
Энтальпия h х пп ккал/кг По таблицам воды и пара 847,37
Давление вторично-перегретого пара на входе р' х вт кг/см 2 р' о вт (Dх/Do) 13,50
Температура вторично-перегретого пара на входе t' х вт о С t' o вт (Dх/Do) 0,25 392,70
Энтальпия вторично-перегретого пара на входе h' x вт ккал/кг По таблицам воды и пара 774,89
Давление вторично-перегретого пара на выходе р'' х вт кг/см 2 р' o вт - 0,2 (Dх/Do) 24,90
Энтальпия вторично-перегретого пара на выходе h'' x вт ккал/кг По таблицам воды и пара 851,15
Температура питательной воды t х пв о С 43,04 Ln(2G) - 37,723 155,41
Давление питательной воды в скользящем режиме Р х пв кг/см 2 0,4013 Nэл + 56,2085 71,41
Энтальпия h х пв ккал/кг По таблицам воды и пара 116,43
Относительная доля вторично-перегреваемого пара d вт ___ Dвт/Dпе 0,84
Средний расчётный теплоперепад 1кг рабочей среды при прохождении водопарового тракта котла D h о к ккал/кг (h о пп - h о пв ) + d вт (h' о вт - h' о вт ) 608,15
1 2 3 4 5
Средний расчётный теплоперепад 1кг рабочей среды при прохождении водопарового тракта котла D h х к ккал/кг (h х пп - h х пв ) + d вт (h' х вт - h' х вт ) 795,28
Полный расчётный расход топлива В м 3 /с В о р [(Dх h o ка - q о 4 D h х к ) / / (Dо h х ка - q х 4 D h о к )] 11966,219
Расчёт теплообмена в топочной камере
Температура горячего воздуха t х гв о С t o гв ((D х /Do) (a х ух / a о ух )) 0,2 192,69
Относительный избыток горячего воздуха b х ___ a х т - Da о т (Dо/Dх) 0,5 0,85
Теплота горячего воздуха Q х гв ккал/нм 3 Q о гв ( b х гв / b о гв ) (t х гв /t о гв ) 551,90
Изменение теплоты вносимой в топку воздухом D Qгв ккал/нм 3 Q о гв - Q х гв 137,51
Полезное тепловыделение в топке Q т ккал/нм 3 Q о т - D Qгв 9192,22
Теоретическая температура горения Т а o C по I - J таблице 1958,02
Температура газов на выходе из топки J ' х т о С J ' о т (Dх/Do) 0,3 930,46
Энтальпия газов на выходе из топки I' т ккал/нм 3 по I - J таблице 4009,080
Коэффициент тепловой эффективности экрана y X z = 1 0,65 0,650
Кол-во тепла воспринятого в топке Q х л ккал/нм 3 j (Q т - I' т ) 3369,043
Средняя тепловая нагрузка лучевоспринимающей поверхности q х л ккал/м 2 ч q о л ( B х p Q х л /B о p Q о л) 47429,073
Теплонапряжённость топочного объёма q v ккал/м 3 ч q о v (В х р/В о р) 52165,051
ПОЗОННЫЙ РАСЧЁТ ТОПОЧНОЙ КАМЕРЫ НА 50% НАГРУЗКЕ
Зона I - под топки
1 2 3 4 5
Суммарная экранированная поверхность стен Fст м 2 конструктивные данные 65,245
Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху Fc I м 2 конструктивные данные 72,250
Относительная высота зоны x ___ h I / H т = 4,3 / 29 0,154
Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо) b сг I ___ 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 o C задаёмся 1710,000
1 2 3 4 5
Энтальпия газов на выходе из зоны I' I ккал/нм 3 по I - J таблице 7897,590
Теплоёмкость продуктов сгорания u C' ккал/кг о С I' I / t' I 4,618
Произведение PnS м кгс/см 2 P r n S 2,291
Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами K r cм 2 /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 ___ а ф /(а ф +(1-а ф ) y ) 0,182
Температура газов на выходе из зоны t' I o C (b сг I Q р н +Q в )/ u C' - - d о а т Т' I 4 y F/(В р u C') 1711,267
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны q лI ккал/м 2 ч d о y а т Т' I 4 89631,085
Тепловосприятие пода НРЧ Q пнрч ккал/нм 3 (q л F пнрч / В р ) 488,71
Степень черноты топки последней зоны
Температура газов на выходе из последней зоны t'' o C принята предварительно 1090,00
Произведение PnS м кгс/см 2 P r n S 0,400
Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами K r cм 2 /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 м 2 конструктивные данные 178,024
Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху Fc II м 2 конструктивные данные 72,250
Относительная высота зоны x ___ h II / H т = 9,384 / 29 0,324
Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо) b сг II ___ табл.XXII, норм. метод 0,950
То же на сгоревшее топливо b сг II р ___ b сг II / (1 - q 4 / 100) 0,950
Доля сгоревшего топлива в зоне Db ___ b сг II - b сг II р 0,000
Температура газов на входе в зону t II o C из расчёта первой зоны 1711,267
Энтальпия газов на входе зону I II ккал/нм 3 по I - J таблице 7904,142
Теплоёмкость продуктов сгорания u C ккал/кг о С I II / t II 4,619
Температура газов на выходе из зоны t' II o C задаёмся 1450,000
Энтальпия газов на выходе из зоны I' II ккал/нм 3 по I - J таблице 6567,502
1 2 3 4 5
Теплоёмкость продуктов сгорания u C' ккал/кг о С I' II / t' II 4,529
Отношение теплоёмкостей u C/ u C' ___ u C/ u C' 1,020
Средняя температура газов в зоне t o C (t' II + t II ) / 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 y II - y I по п. 6-39 0,000
Температура газов на выходе из зоны t' II o C Db Q р н / u C' + С/C' t II - [1+(T'/T) 4 ] (4,9 10 -8 a т Т 4 / 2 Вр u C') y Fст 1452,5688
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны q лII ккал/м 2 ч d о y а т Т' II 4 64948,086
Тепловосприятие второй зоны НРЧ Q II нрч ккал/нм 3 q л II F II нрч / В р 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 м 2 конструктивные данные 104,311
Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху Fc III м 2 конструктивные данные 72,250
Относительная высота зоны x ___ h III / H т = 12,9 / 29 0,445
Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо) b сг III ___ табл.XXII, норм. метод 0,980
То же на сгоревшее топливо b сг III р ___ b сг III / (1 - q 4 / 100) 0,980
Доля сгоревшего топлива в зоне Db ___ b сг III - b сг III р 0,000
Температура газов на входе в зону t III o C из расчёта второй зоны 1452,569
Энтальпия газов на входе в зону I III ккал/нм 3 по I - J таблице 6580,446
Теплоёмкость продуктов сгорания u C ккал/кг о С I III / t III 4,530
Температура газов на выходе из зоны t' III o C задаёмся 1370,000
Энтальпия газов на выходе из зоны I' III ккал/нм 3 по I - J таблице 6163,374
Теплоёмкость продуктов сгорания u C' ккал/кг о С I' III / t' III 4,499
Отношение теплоёмкостей u C/ u C' ___ u C/ u C' 1,007
Средняя температура газов в зоне t o C (t' III + t III ) / 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 y III -y II по п. 6-39 0,000
Температура газов на выходе из зоны t' III o C Db Q р н / u C' + С/C' t II - [1+(T'/T) 4 ] (4,9 10 -8 a т Т 4 / 2 Вр u C') y Fст 1369,5376
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева третьей зоны q лIII ккал/м 2 ч d о y а т T 4 47910,869
Тепловосприятие третьей зоны НРЧ Q III нрч ккал/нм 3 q л III F III нрч / В р 417,65
Распределение тепловосприятия по ходам НРЧ
1 2 3 4 5
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны q лI ккал/м 2 ч d о y а т Т' I 4 89631,085
Тепловосприятие первой зоны НРЧ Q I нрч ккал/нм 3 q л I F I нрч / В р 488,71
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны q лII ккал/м 2 ч d о y а т Т' II 4 64948,086
Тепловосприятие второй зоны НРЧ Q II нрч ккал/нм 3 q л II F II нрч / В р 966,25
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева третьей зоны q лIII ккал/м 2 ч d о y а т Т' III 4 47910,869
Тепловосприятие третьей зоны НРЧ Q III нрч ккал/нм 3 q л III F III нрч / В р 417,65
Энтальпия среды на входе в НРЧ I нрч ккал/кг Из гидравлического расчёта 286,57
Приращение энтальпии среды в экранах НРЧ первой зоны D I нрчI ккал/кг Q нрчI Вр / D нрч 34,40
Энтальпия среды на выходе первой зоны НРЧ I II нрчI ккал/кг I нрч + D I нрчI 320,97
1 2 3 4 5
Давление среды в первой зоне Р I кг/см 2 Из гидравлического расчёта 74,70
Температура среды на выходе из первой зоны НРЧ t I o C по таблицам воды и пара 300,00
Энтальпия среды на входе во вторую зону НРЧ I нрчII ккал/кг по I - J таблице 320,97
Приращение энтальпии среды в экранах НРЧ второй зоны D I нрчII ккал/кг Q нрчII Вр / D нрч 68,01
Энтальпия среды на выходе из второй зоны НРЧ I II нрчII ккал/кг I нрчI + D I нрчII 342,50
Давление среды во второй зоне Р II кг/см 2 Из гидравлического расчёта 74,20
Температура среды на выходе из второй зоны НРЧ t II o C по таблицам воды и пара 315,00
Энтальпия среды на входе в третью зону НРЧ I нрчIII ккал/кг по I - J таблице 342,50
Приращение энтальпии среды в экранах НРЧ третьей зоны D I нрчIII ккал/кг Q нрчIII Вр / D нрч 29,40
Энтальпия среды на выходе из третьей зоны НРЧ I II нрчIII ккал/кг I нрчII + D I нрчIII 371,90
Давление среды в третьей зоне Р III кг/см 2 Из гидравлического расчёта 73,98
Температура среды на выходе из третьей зоны НРЧ t III o C по таблицам воды и пара 335,00
Массовое паросодержание, на выходе из зон №1,2,3, при различных нагрузках:
100% n % 100 (h смеси - 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 dх d мм Конструктивные данные 38х4 38х4 45х4,5
Отношение наружного диаметра к внутреннему b ___ d нар / d вн 1,27 1,27 1,25
Материал ___ ___ Конструктивные данные Ст 20 Ст 20 Ст 20
Энтальпия среды на входе I нрч 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 Q зоны нрч ккал/кг q л F нрч / В р 488,71 966,25 417,65
Приращение энтальпии (с учётом разверки по элементам) D I ккал/кг h ш Q зоны нрч h ст Вр / D нрч 34,40 68,01 29,40
Энтальпия среды на выходе I II ккал/кг I нрч + D I 320,97 388,98 371,90
Давление среды в расчётном сечении Р кг/см 2 Из гидравлического расчёта 74,70 74,20 73,98
Температура среды в расчётном сечении t o C 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 ___ ( h т 1 H 1 + h т 2 H 2 + h т 3 H 3 ) / H 1,30 1,38 1,38
Максимальная энтальпия среды в расчётном сечении I max ккал/кг I + (( h т уч h к / r г ) -1) D I 339,24 449,19 396,30
Давление среды в расчётном сечении P кг/см 2 Из гидравлического расчёта 74,70 74,20 73,98
Максимальная температура среды в расчётном сечении tmax o C по таблицам воды и пара 310,00 369,00 349,00
Превышение температуры среды в расчётном сечении над средней D tт o C tmax - t 10,00 24,00 14,00
Температура газов в расчётном сечении J o C Из позонного расчёта 1711,27 1452,57 1369,54
Удельное тепловосприятие поверхности нагрева q с ккал/м 2 ч Из позонного расчёта 89631,09 64948,09 47910,87
Максимальное расчётное удельное тепловосприятие q max р ккал/м 2 ч h ш max h ст q с 116520,41 90927,32 67075,22
Принятое максимальное удельное тепловосприятие q max ккал/м 2 ч Принимаем по табл. IV-5 350000,00 350000,00 350000,00
Сечение для прохода среды каждой зоны f м 2 0,785 d 2 вн n тр 0,042 0,042 0,061
Массовая скорость среды с учётом разверки gw кг/м 2 сек D r г / F 3600 1002,595 891,196 618,886
Коэффициент теплоотдачи от стенки к среде a 2 ккал / (м 2 ч о С) Принимаем предварительно 17000,00 17000,00 17000,00
Коэффициент теплопроводности металла стенки l м ккал / (м ч о С) По табл. IV-1 37,00 36,00 36,00
Критерий Био Bi ___ d нар a 2 / (2 b l м ) 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 q вн.max ккал/м 2 ч m b q max 434466,67 434466,67 428750,00
Расчётный коэффициент теплоотдачи от стенки к среде a 2 ккал / (м 2 ч о С) По номограмме 36 18000,000 17800,000 17800,000
Средняя по толщине температура металла стенки tст о С t + D t т + bm q max + ( d / l м 1/(1+ b )+1/ a 2 ) 354,86 380,87 357,67
Температура наружной поверхности стенки tст.н о С t + D t т + bm q max + ( d / l м 2/(1+ b )+1/ a 2 ) 331,83 386,41 361,73
Температура окалинообразования tок о С Табл. 3-1 гидравлический расчёт к.а. 450,00 450,00 450,00
Недогрев D t о С tок - tст.н 118,17 63,59 88,27
6. Гидравлический расчёт котла. 6.1 Нагрузка 100%.
Вод я ной 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 м 2 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 м 2 0,027
отметка относит. нулевого уровн я h 1 м 19
собирающий
наружный и внутренний диаметры Dнар/Dвн мм 245/185
количество n шт 1
сечение элемента F м 2 0,026866625
отметка относит. нулевого уровн я h 2 м 17,85
перепад h=h 1 -h 2 м 1,15
Раздающий коллектор
Расчетна я величина Обозначение Размерность Формула, обоснование Числ. значение
2 3 4 5 6
давление Р'вэ кг/см 2 задано 200
температура t'вэ о С задано 240
энтальпи я i'пв ккал/кг табл. III норм. метод 284,4
удельный объём u ' м 3 /кг табл. III норм. метод 0,0012052
плотность среды g ' кг/м 3 g =1/ u 829,738
расход среды Dпв кг/сек задано 88,889
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 3308,525
средн я я скорость w м/сек w = gwu ' 3,987
коэфф., учитывающий вид отвода среды А ___ п.2-60, норм. метод 0,800
изменение статического давлени я на входе D Pкол кг/см 2 D Ркол = А w 2 g /2g 0,054
изменение статического давлени я на входе D Pкол кг/см 2 D Ркол = А (gw w) /(2g 10^4) 0,054
изменение статического давлени я на участке от места ввода, до разверенной трубы D Рсредн кг/см 2 D Рсредн = 2 D Pкол/3 0,036
Трубы экономайзера
Расчетна я величина Обозначение Размерность Формула, обоснование Числ. значение
температура на выходе t''вэ о С задано 307
давление на выходе Р''вэ кг/см 2 принимаем 198,5
энтальпи я на выходе i''пв ккал/кг табл. III норм. метод 327,5
удельный объём на выходе u '' м 3 /кг табл. III норм. метод 0,0014022
средний удельный объём u м 3 /кг u = (u ' + u '')/2 0,0013037
плотность среды на выходе g '' кг/м 3 g ''=1/ u '' 713,165
средн я я плотность среды g кг/м 3 g = (g ' + g '' )/2 771,451
нивелирный перепад давлени я D Pнив кг/см 2 D Pнив = h g 0,089
абсолютна я шероховатость труб К мм п.2-37, норм. метод 0,08
приведённый коэффициент трени я l o 1/м рис.2-3 норм. метод 1,3
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 974,813
средн я я скорость w м/сек w = gwu 1,264
потер я давлени я от трени я D Pтр кг/см 2 D Pтр = lo l ( gw ) 2 u / / 2g 1,282
отношение d/dкол ___ 0,117 > 0,1
коэфф. сопротивлени я входа в трубу, отнесённый к скорости в ней z вх ___ табл.2-2 норм. метод 0,7
коэфф. сопротивлени я выхода из трубы, отнесённый к скорости в ней z вых ___ табл.2-3 норм. метод 0,8
отношение Rгиба/dтр ___ 50/22 2,273
коэфф. сопротивлени я гибов ( a = 180 o ) (17 шт) z н 1 = 0,45 ___ z н n 5,61
коэфф. сопротивлени я гибов ( a = 90 o ) (2 шт) z н 2 = 0,35 ___ z н n 0,52
сумма сопротивлений z м ___ z м = z вх + z вых + z н 1 + z н 2 7,63
потер я давлени я в местных сопротивлени я х D Pм кг/см 2 D Pм = z м w 2 /(2g u ) 0,048
общее сопротивление элемента D Рэл кг/см 2 D Рэл = D Pм+ + D Pтр+ D Рнив 1,383
Собирающий коллектор
Расчетна я величина Обозна-чение Размер-ность Формула, обоснование Числ. значение
2 3 4 5 6
расход среды Dпв кг/сек задано 88,889
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 3308,525
средн я я скорость w м/сек w = gwu '' 4,639
коэфф., учитывающий вид подвода среды А ___ п.2-60, норм. метод 0,8
изменение статического давлени я на входе D Pкол кг/см 2 D Ркол = А w 2 g /2g 0,063
изменение статического давлени я на входе D Pкол кг/см 2 D Ркол = А (gw w) /(2g 10^4) 0,063
изменение статического давлени я на участке от места ввода, до разверенной трубы D Рсредн кг/см 2 D Рсредн = 2 D Pкол/3 0,042
общее сопротивление экономайзера D Рэк кг/см 2 D Рэк = D Ркол разд + D Рэл + D Pкол 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 м 2 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 о С задано 307
давление Р кг/см 2 из расчёта ВЭ 198,5
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 327,5
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,0014022
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 713,165
нивелирный перепад давлени я D Pнив кг/см 2 D Pнив = h g -1,141
абсолютна я шероховатость труб К мм п.2-37, норм. метод 0,08
приведённый коэффициент трени я l o 1/м рис.2-3 норм. метод 0,068
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = D/F 2085,768
средн я я скорость w м/сек w = gwu 2,925
потер я давлени я от трени я D Pтр кг/см 2 D Pтр = lo l ( gw ) 2 u / 2g 0,074
отношение Fбол/ Fм ___ 0,630
коэффициент сопротивлени я при резком изменении сечени я z вх ___ рис.2-9 норм. метод 0,18
отношение Rгиба/dтр ___ 1000/233 4,292
коэфф. сопротивлени я гибов ( a = 90 o ) (7 шт) z н = 0,2 ___ z н n 1,4
сумма сопротивлений z м ___ z м = z вх + z н 1,58
потер я давлени я в местных сопротивлени я х D Pм кг/см 2 D Pм = z м w 2 /(2g u ) 0,049174838
сопротивление РПК D Pрпк кг/см 2 прин я то 7
общее сопротивление элемента D Рэл кг/см 2 D Рэл = D Pм+ + D Pтр+ D Рнив+ D Pрпк 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 м 2 0,043
расход среды D кг/сек задано 88,889
температура t о С задано 307
давление Р кг/см 2 из расчёта тр-да 192,518
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 306,4
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,0013306
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 751,541
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = D/F 2085,768
средн я я скорость w м/сек w = gwu 2,775
коэфф. сопротивлени я тройника, отнесённый к скорости в ответвлении z тр ___ табл.2-4 норм. метод 4,1
сопротивление тройника D Ртр кг/см 2 D Pтр = z тр w 2 /(2g u ) 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 м 2 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/см 2 из расчёта тройника 192,397
температура t о С задано 307
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 306,45
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,0013316
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 750,976
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = D/F 1401,379
средн я я скорость w м/сек w = gwu 1,866
абсолютна я шероховатость труб К мм п.2-37, норм. метод 0,08
приведённый коэффициент трени я l o 1/м рис.2-3 норм. метод 0,075
потер я давлени я от трени я D Pтр кг/см 2 D Pтр = lo l ( gw ) 2 u / / 2g 0,004
отношение Rгиба/dтр ___ 1000/201 4,975
коэфф. сопротивлени я гибов ( a = 90 o ) (1 шт) z н = 0,2 ___ z н n 0,2
сумма сопротивлений z м ___ z м = z н 0,2
потер я давлени я в местных сопротивлени я х D Pм кг/см 2 D Pм = z м w 2 /(2g u ) 0,00266845
суммарное сопротивление D P кг/см 2 D P = D Pм + D Pтр 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 м 2 0,063
отметка относит. нулевого уровн я h 2 м 3,000
давление Р кг/см 2 задано 192,391
температура t о С задано 307
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 306,45
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,0013316
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 750,976
расход среды D кг/сек задано 88,889
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 1401,379
средн я я скорость w м/сек w = gwu ' 1,866
коэфф., учитывающий вид отвода среды А ___ п.2-60, норм. метод 0,800
изменение статического давлени я на входе D Pкол кг/см 2 D Ркол = А w 2 g /2g 0,011
изменение статического давлени я на участке от места ввода, до разверенной трубы D Рсредн кг/см 2 D Рсредн = 2 D Pкол/3 0,007
Подпорные шайбы НРЧ
Внутренний диаметр d ш мм конструктивные данные 12,000
Наружный диаметр d мм 32,000
Толщина b мм 12,000
Отношение b/d ш мм b/d ш 1,000
Коэффициент сопротивлени я отнесённый к скорости z о ___ рис. 2-8 норм. метод 0,500
Пересчёт коэффициента на скорость в трубе z ш ___ z о (dт / d ш ) 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 м 2 0,04239
длина труб l м 58,5
гибы:
угол поворота a град 90
количество n шт 12
давление Р кг/см 2 задано 192,380
температура t о С задано 307
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 306,45
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,0013316
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 750,976
расход среды D кг/сек задано 88,889
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 2096,931
средн я я скорость w м/сек w = gwu 2,792
абсолютна я шероховатость труб К мм п.2-37, норм. метод 0,08
приведённый коэффициент трени я l o 1/м рис.2-3 норм. метод 0,8
потер я давлени я от трени я D Pтр кг/см 2 D Pтр = lo l ( gw ) 2 u / /2g 1,398
отношение d/dкол ___ 0,117 > 0,1
коэфф. сопротивлени я входа в трубу, отнесённый к скорости в ней z вх ___ табл.2-2 норм. метод 0,7
коэфф. сопротивлени я выхода из трубы, отнесённый к скорости в ней z вых ___ табл.2-3 норм. метод 0,8
отношение Rгиба/dтр ___ 300/30 10,000
коэфф. сопротивлени я гибов ( a = 90 o ) (12 шт) z н=0,06 ___ z н n 0,72
сумма сопротивлений z м ___ z м = z вх + z вых + z н + z ш 2,606
потер я давлени я в местных сопротивлени я х D Pм кг/см 2 D Pм = z м w 2 /(2g u ) 0,078
общее сопротивление элемента D Рэл кг/см 2 D Рэл = D Pм + D Pтр 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 м 2 0,04239
длина труб l м 33,5
гибы:
угол поворота a град 90
количество n шт 4
давление Р кг/см 2 задано 190,904
температура t о С задано 357
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 415,5
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,001848771
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 540,900
расход среды D кг/сек задано 88,889
весова я скорость среды gw кг/м 2 с gw = Dпв/F 2096,931
средн я я скорость w м/сек w = gwu 3,877
абсолютна я шероховатость труб К мм п.2-37, норм. метод 0,08
приведённый коэффициент трени я l o 1/м рис.2-3 норм. метод 0,8
потер я давлени я от трени я D Pтр кг/см 2 D Pтр = lo l ( gw ) 2 u /2g 1,112
отношение Rгиба/dтр ___ 300/30 10,000
коэфф. сопротивлени я гибов ( a = 90 o ) (4 шт) z н = 0,06 ___ z н n 0,24
потер я давлени я в местных сопротивлени я х D Pм кг/см 2 D Pм = z м w 2 /(2g u ) 0,010
потер я давлени я от ускорени я D Pуск кг/см 2 (gw) 2 (u кон - u нач ) / 2g 0,012
общее сопротивление элемента D Рэл кг/см 2 D Рэл = D Pм+ D Pтр+ D Руск 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 м 2 0,06104
длина труб l м 52,5
гибы:
угол поворота a град 90
количество n шт 8
давление Р кг/см 2 задано 189,771
температура t о С задано 357
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 540
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,004950212
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 202,012
расход среды D кг/сек задано 88,889
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 1456,202
средн я я скорость w м/сек w = gwu 7,209
абсолютна я шероховатость труб К мм п.2-37, норм. метод 0,08
приведённый коэффициент трени я l o 1/м рис.2-3 норм. метод 0,65
потер я давлени я от трени я D Pтр кг/см 2 D Pтр = lo l ( gw ) 2 u / 2g 1,828
отношение Rгиба/dтр ___ 300/36 8,333
коэфф. сопротивлени я гибов ( a = 90 o ) (8шт) z н = 0,06 ___ z н n 0,48
потер я давлени я в местных сопротивлени я х D Pм кг/см 2 D Pм = z м w 2 /(2g u ) 0,026
потер я давлени я от ускорени я D Pуск кг/см 2 D Руск = (gw) 2 (u кон - u нач ) / 2g 0,034
нивелирный перепад давлени я D Pнив кг/см 2 D Pнив = h g 0,616
общее сопротивление элемента D Рэл кг/см 2 D Рэл = D Pм + D Pтр + D Руск + D Pнив 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 м 2 0,063
отметка относит. нулевого уровн я h 2 м 14,390
давление Р кг/см 2 из расчёта труб НРЧ 187,268
температура t о С из расчёта труб НРЧ 357
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 540
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,004950212
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 202,012
расход среды D кг/сек задано 88,889
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 1401,379
средн я я скорость w м/сек w = gwu ' 6,937
коэфф., учитывающий вид отвода среды А ___ п.2-60, норм. метод 2,000
изменение статического давлени я на входе D Pкол кг/см 2 D Ркол = А w 2 g /2g 0,099
давление на выходе из собирающего коллектора НРЧ Рнрч кг/см 2 Рнрч = Р - D Ркол 187,169
суммарное сопротивление НРЧ D Рнрч кг/см 2 D Рнрч=Рразд.кол.- Рнрч 5,349
6.2 Нагрузка 70% (топливо газ G пв =224 т/ч)
Раздающий коллектор
Расчетна я величина Обозна-чение Размер-ность Формула, обоснование Числ. значение
давление Р'вэ кг/см 2 0,4013 Nэл + 56,2085 112,3905
температура t'вэ о С задано 225,03
энтальпи я i'пв ккал/кг табл. III норм. метод 231,5
удельный объём u ' м 3 /кг табл. III норм. метод 0,001187
плотность среды g ' кг/м 3 g =1/ u 842,460
расход среды Dпв кг/сек задано 62,222
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 2315,967
средн я я скорость w м/сек w = gwu ' 2,749
коэфф., учитывающий вид отвода среды А ___ п.2-60, норм. метод 0,800
изменение статического давлени я на входе D Pкол кг/см 2 D Ркол = А w 2 g /2g 0,026
изменение статического давлени я на входе D Pкол кг/см 2 D Ркол = А (gw w) /(2g 10 4 ) 0,026
изменение статического давлени я на участке от места ввода, до разверенной трубы D Рсредн кг/см 2 D Рсредн = 2 D Pкол/3 0,017
Трубы экономайзера
Расчетна я величина Обозначение Размерность Формула, обоснование Числ. значение
температура на выходе t''вэ о С задано 285,03
давление на выходе Р''вэ кг/см 2 принимаем 110,56
энтальпи я на выходе i''пв ккал/кг табл. III норм. метод 300,96
удельный объём на выходе u '' м 3 /кг табл. III норм. метод 0,00134
средний удельный объём u м 3 /кг u = (u ' + u '')/2 0,0012635
плотность среды на выходе g '' кг/м 3 g ''=1/ u '' 746,269
средн я я плотность среды g кг/м 3 g = (g ' + g '' )/2 794,364
нивелирный перепад давлени я D Pнив кг/см 2 D Pнив = h g 0,091
абсолютна я шероховатость труб К мм п.2-37, норм. метод 0,08
приведённый коэффициент трени я l o 1/м рис.2-3 норм. метод 1,3
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 682,369
средн я я скорость w м/сек w = gwu 0,859
потер я давлени я от трени я D Pтр кг/см 2 D Pтр = lo l ( gw ) 2 u / 2g 0,609
отношение d/dкол ___ 0,117 > 0,1
коэфф. сопротивлени я входа в трубу, отнесённый к скорости в ней z вх ___ табл.2-2 норм. метод 0,7
коэфф. сопротивлени я выхода из трубы, отнесённый к скорости в ней z вых ___ табл.2-3 норм. метод 0,8
отношение Rгиба/dтр ___ 50/22 2,273
коэфф. сопротивлени я гибов ( a = 180 o ) (17 шт) z н 1 = 0,45 ___ z н n 5,61
коэфф. сопротивлени я гибов ( a = 90 o ) (2 шт) z н 2 = 0,35 ___ z н n 0,52
сумма сопротивлений z м ___ z м = z вх + z вых + z н 1 + z н 2 7,63
потер я давлени я в местных сопротивлени я х D Pм кг/см 2 D Pм = z м w 2 /(2g u ) 0,023
общее сопротивление элемента D Рэл кг/см 2 D Рэл = D Pм+ + D Pтр+ D Рнив 0,657
Собирающий коллектор
Расчетна я величина Обозначение Размерность Формула, обоснование Числ. значение
расход среды Dпв кг/сек задано 62,222
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 2315,967
средн я я скорость w м/сек w = gwu '' 3,103
коэфф., учитывающий вид подвода среды А ___ п.2-60, норм. метод 0,8
изменение статического давлени я на входе D Pкол кг/см 2 D Ркол = А w 2 g /2g 0,029
изменение статического давлени я на входе D Pкол кг/см 2 D Ркол = А (gw w) /(2g 10 4 ) 0,029
изменение статического давлени я на участке от места ввода, до разверенной трубы D Рсредн кг/см 2 D Рсредн = 2 D Pкол/3 0,020
общее сопротивление экономайзера D Рэк кг/см 2 D Рэк = D Ркол разд + D Рэл + D Pкол 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 м 2 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 о С задано 285,03
давление Р кг/см 2 из расчёта ВЭ 109,847
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 300,96
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,00134
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 746,269
нивелирный перепад давлени я D Pнив кг/см 2 D Pнив = h g -1,194
абсолютна я шероховатость труб К мм п.2-37, норм. метод 0,08
приведённый коэффициент трени я l o 1/м рис.2-3 норм. метод 0,068
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = D/F 1460,038
средн я я скорость w м/сек w = gwu 1,956
потер я давлени я от трени я D Pтр кг/см 2 D Pтр = lo l ( gw ) 2 u / 2g 0,035
отношение Fбол/Fм ___ 0,630
коэффициент сопротивлени я при резком изменении сечени я z вх ___ рис.2-9 норм. метод 0,18
отношение Rгиба/dтр ___ 1000/233 4,292
коэфф. сопротивлени я гибов ( a = 90 o ) (7 шт) z н = 0,2 ___ z н n 1,4
сумма сопротивлений z м ___ z м = z вх + z н 1,58
потер я давлени я в местных сопротивлени я х D Pм кг/см 2 D Pм = z м w 2 /(2g u ) 0,023026814
сопротивление РПК D Pрпк кг/см 2 прин я то 7
общее сопротивление элемента D Рэл кг/см 2 D Рэл = D Pм+ + D Pтр+ D Рнив+ D Pрпк 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 м 2 0,043
расход среды D кг/сек задано 62,222
температура t о С задано 285,03
давление Р кг/см 2 из расчёта тр-да 103,984
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 301,059
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,0013365
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 748,223
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = D/F 1460,038
средн я я скорость w м/сек w = gwu 1,951
коэфф. сопротивлени я тройника, отнесённый к скорости в ответвлении z тр ___ табл.2-4 норм. метод 4,1
сопротивление тройника D Ртр кг/см 2 D Pтр = z тр w 2 /(2g u ) 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 м 2 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/см 2 из расчёта тройника 103,924
температура t о С задано 285,03
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 301,059
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,0013365
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 748,223
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = D/F 980,966
средн я я скорость w м/сек w = gwu 1,311
абсолютна я шероховатость труб К мм п.2-37, норм. метод 0,08
приведённый коэффициент трени я l o 1/м рис.2-3 норм. метод 0,075
потер я давлени я от трени я D Pтр кг/см 2 D Pтр = lo l ( gw ) 2 u / 2g 0,002
отношение Rгиба/dтр ___ 1000/201 4,975
коэфф. сопротивлени я гибов ( a = 90 o ) (1 шт) z н = 0,2 ___ z н n 0,2
сумма сопротивлений z м ___ z м = z н 0,2
потер я давлени я в местных сопротивлени я х D Pм кг/см 2 D Pм = z м w 2 /(2g u ) 0,001312352
суммарное сопротивление D P кг/см 2 D P = D Pм + D Pтр 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 м 2 0,063
отметка относит. нулевого уровн я h 2 м 3,000
давление Р кг/см 2 задано 103,921
температура t о С задано 285,03
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 301,059
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,0013365
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 748,223
расход среды D кг/сек задано 62,222
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 980,966
средн я я скорость w м/сек w = gwu ' 1,311
коэфф., учитывающий вид отвода среды А ___ п.2-60, норм. метод 0,800
изменение статического давлени я на входе D Pкол кг/см 2 D Ркол = А w 2 g /2g 0,005
изменение статического давлени я на участке от места ввода, до разверенной трубы D Рсредн кг/см 2 D Рсредн = 2 D Pкол/3 0,003
Подпорные шайбы НРЧ
Внутренний диаметр d ш мм конструктивные данные 12,000
Наружный диаметр d мм 32,000
Толщина b мм 12,000
Отношение b/d ш мм b/d ш 1,000
Коэффициент сопротивлени я отнесённый к скорости z о ___ рис. 2-8 норм. метод 0,500
Пересчёт коэффициента на скорость в трубе z ш ___ z о (dт / d ш ) 4 0,386
потер я давлени я в местных сопротивлени я х D Pм кг/см 2 D Pм = z м w 2 /(2g u ) 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 м 2 0,04239
длина труб l м 58,5
гибы:
угол поворота a град 90
количество n шт 12
давление Р кг/см 2 задано 103,859
температура t о С из теплового расчёта 285,03
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 301,059
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,0013365
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 748,223
расход среды D кг/сек задано 62,222
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 1467,851
средн я я скорость w м/сек w = gwu 1,962
абсолютна я шероховатость труб К мм п.2-37, норм. метод 0,08
приведённый коэффициент трени я l o 1/м рис.2-3 норм. метод 0,8
потер я давлени я от трени я D Pтр кг/см 2 D Pтр = lo l ( gw ) 2 u / /2g 0,688
отношение d/dкол ___ 0,117 > 0,1
коэфф. сопротивлени я входа в трубу, отнесённый к скорости в ней z вх ___ табл.2-2 норм. метод 0,7
коэфф. сопротивлени я выхода из трубы, отнесённый к скорости в ней z вых ___ табл.2-3 норм. метод 0,8
отношение Rгиба/dтр ___ 300/30 10,000
коэфф. сопротивлени я гибов ( a = 90 o ) (12 шт) z н = 0,06 ___ z н n 0,72
сумма сопротивлений z м ___ z м = z вх + z вых + z н + z ш 2,606
потер я давлени я в местных сопротивлени я х D Pм кг/см 2 D Pм = z м w 2 /(2g u ) 0,038
общее сопротивление элемента D Рэл кг/см 2 D Рэл = D Pм + D Pтр 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 м 2 0,04239
длина труб l м 33,5
гибы:
угол поворота a град 90
количество n шт 4
давление Р кг/см 2 задано 103,133
температура t о С из теплового расчёта 310
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 334,4
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,0014406
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 694,155
расход среды D кг/сек задано 62,222
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 1467,851
средн я я скорость w м/сек w = gwu 2,115
абсолютна я шероховатость труб К мм п.2-37, норм. метод 0,08
приведённый коэффициент трени я l o 1/м рис.2-3 норм. метод 0,8
потер я давлени я от трени я D Pтр кг/см 2 D Pтр = lo l ( gw ) 2 u / 2g 0,424
отношение Rгиба/dтр ___ 300/30 10,000
коэфф. сопротивлени я гибов ( a = 90 o ) (4 шт) z н = 0,06 ___ z н n 0,24
потер я давлени я в местных сопротивлени я х D Pм кг/см 2 D Pм = z м w 2 /(2g u ) 0,004
потер я давлени я от ускорени я D Pуск кг/см 2 D Руск = (gw) 2 (u кон - u нач ) / 2g 0,001
общее сопротивление элемента D Рэл кг/см 2 D Рэл = D Pм + D Pтр + D Руск 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 м 2 0,0610416
длина труб l м 52,5
гибы:
угол поворота a град 90
количество n шт 8
давление Р кг/см 2 задано 102,704
температура t о С задано 340
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 382,17
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,001688
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 592,417
расход среды D кг/сек задано 62,222
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 1019,341
средн я я скорость w м/сек w = gwu 1,721
абсолютна я шероховатость труб К мм п.2-37, норм. метод 0,08
приведённый коэффициент трени я l o 1/м рис.2-3 норм. метод 0,65
потер я давлени я от трени я D Pтр кг/см 2 D Pтр = lo l ( gw ) 2 u / 2g 0,305
отношение Rгиба/dтр ___ 300/36 8,333
коэфф. сопротивлени я гибов ( a = 90 o ) (8 шт) z н = 0,06 ___ z н n 0,48
потер я давлени я в местных сопротивлени я х D Pм кг/см 2 D Pм = z м w 2 /(2g u ) 0,004
потер я давлени я от ускорени я D Pуск кг/см 2 D Руск = (gw) 2 (u кон - u нач ) / 2g 0,001
нивелирный перепад давлени я D Pнив кг/см 2 D Pнив = h g 0,791
общее сопротивление элемента D Рэл кг/см 2 D Рэл = D Pм + D Pтр + D Руск + D Pнив 1,102
Собирающий коллектор НРЧ
наружный и внутренний диаметры Dнар/Dвн мм конструктивные данные 245/201
количество n шт 2,000
сечение элемента F м 2 0,063
отметка относит. нулевого уровн я h 2 м 14,390
давление Р кг/см 2 из расчёта труб НРЧ 101,602
температура t о С из расчёта труб НРЧ 340
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 382,17
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,001688
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 592,417
расход среды D кг/сек задано 62,222
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 980,966
средн я я скорость w м/сек w = gwu ' 1,656
коэфф., учитывающий вид отвода среды А ___ п.2-60, норм. метод 2,000
изменение статического давлени я на входе D Pкол кг/см 2 D Ркол = А w 2 g /2g 0,017
давление на выходе из собирающего коллектора НРЧ Рнрч кг/см 2 Рнрч = Р - D Ркол 101,585
суммарное сопротивление НРЧ D Рнрч кг/см 2 D Рнрч=Рразд.кол.- Рнрч 2,398
6.3 Нагрузка 50% (топливо газ Gпв=170 т/ч)
Раздающий коллектор
Расчетна я величина Обозна-чение Размер-ность Формула, обоснование Числ. значение
давление Р'вэ кг/см 2 0,4013 Nэл + 56,2085 96,3385
температура t'вэ о С задано 213,15
энтальпи я i'пв ккал/кг табл. III норм. метод 218,13
удельный объём u ' м 3 /кг табл. III норм. метод 0,001172
плотность среды g ' кг/м 3 g =1/ u 853,242
расход среды Dпв кг/сек задано 47,222
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 1757,654
средн я я скорость w м/сек w = gwu ' 2,060
коэфф., учитывающий вид отвода среды А ___ п.2-60, норм. метод 0,800
изменение статического давлени я на входе D Pкол кг/см 2 D Ркол = А w 2 g /2g 0,015
изменение статического давлени я на входе D Pкол кг/см 2 D Ркол = А (gw w) /(2g 10^4) 0,015
изменение статического давлени я на участке от места ввода, до разверенной трубы D Рсредн кг/см 2 D Рсредн = 2 D Pкол/3 0,010
Трубы экономайзера
Расчетна я величина Обозначение Размерность Формула, обоснование Числ. значение
температура на выходе t''вэ о С задано 273,15
давление на выходе Р''вэ кг/см 2 принимаем 77
энтальпи я на выходе i''пв ккал/кг табл. III норм. метод 286,56
удельный объём на выходе u '' м 3 /кг табл. III норм. метод 0,001307
средний удельный объём u м 3 /кг u = (u ' + u '')/2 0,0012395
плотность среды на выходе g '' кг/м 3 g ''=1/ u '' 765,111
средн я я плотность среды g кг/м 3 g = (g ' + g '' )/2 809,177
нивелирный перепад давлени я D Pнив кг/см 2 D Pнив = h g 0,093
абсолютна я шероховатость труб К мм п.2-37, норм. метод 0,08
приведённый коэффициент трени я l o 1/м рис.2-3 норм. метод 1,3
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 517,869
средн я я скорость w м/сек w = gwu 0,640
потер я давлени я от трени я D Pтр кг/см 2 D Pтр = lo l ( gw ) 2 u / 2g 0,344
отношение d/dкол ___ d/dкол 0,117>0,1
коэфф. сопротивлени я входа в трубу, отнесённый к скорости в ней z вх ___ табл.2-2 норм. метод 0,7
коэфф. сопротивлени я выхода из трубы, отнесённый к скорости в ней z вых ___ табл.2-3 норм. метод 0,8
отношение Rгиба/dтр ___ 50/22 2,273
коэфф. сопротивлени я гибов ( a = 180 o ) (17 шт) z н 1 = 0,45 ___ z н n 5,61
коэфф. сопротивлени я гибов ( a = 90 o ) (2 шт) z н 2 = 0,35 ___ z н n 0,52
сумма сопротивлений z м ___ z м = z вх + z вых + z н 1 + z н 2 7,63
потер я давлени я в местных сопротивлени я х D Pм кг/см 2 D Pм = z м w 2 /(2g u ) 0,013
общее сопротивление элемента D Рэл кг/см 2 D Рэл = D Pм+ + D Pтр+ D Рнив 0,372
Собирающий коллектор
Расчетна я величина Обозначение Размерность Формула, обоснование Числ. значение
расход среды Dпв кг/сек задано 47,222
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 1757,654
средн я я скорость w м/сек w = gwu '' 2,297
коэфф., учитывающий вид подвода среды А ___ п.2-60, норм. метод 0,8
изменение статического давлени я на входе D Pкол кг/см 2 D Ркол = А w 2 g /2g 0,016
изменение статического давлени я на входе D Pкол кг/см 2 D Ркол = А (gw w) /(2g 10 4 ) 0,016
изменение статического давлени я на участке от места ввода, до разверенной трубы D Рсредн кг/см 2 D Рсредн = 2 D Pкол/3 0,011
общее сопротивление экономайзера D Рэк кг/см 2 D Рэк = D Ркол разд + D Рэл + D Pкол 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 м 2 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 о С задано 273,15
давление Р кг/см 2 из расчёта ВЭ 76,597
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 286,553
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,001307
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 765,111
нивелирный перепад давлени я D Pнив кг/см 2 D Pнив = h g -1,224
абсолютна я шероховатость труб К мм п.2-37, норм. метод 0,08
приведённый коэффициент трени я l o 1/м рис.2-3 норм. метод 0,068
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = D/F 1460,038
средн я я скорость w м/сек w = gwu 1,908
потер я давлени я от трени я D Pтр кг/см 2 D Pтр = lo l ( gw ) 2 u / 2g 0,034
отношение Fбол/Fм ___ 0,630
коэффициент сопротивлени я при резком изменении сечени я z вх ___ рис.2-9 норм. метод 0,18
отношение Rгиба/dтр ___ 1000/233 4,292
коэфф. сопротивлени я гибов ( a = 90 o ) (7 шт) z н = 0,2 ___ z н n 1,4
сумма сопротивлений z м ___ z м = z вх + z н 1,58
потер я давлени я в местных сопротивлени я х D Pм кг/см 2 D Pм = z м w 2 /(2g u ) 0,022459736
сопротивление РПК D Pрпк кг/см 2 прин я то 3
общее сопротивление элемента D Рэл кг/см 2 D Рэл = D Pм+ + D Pтр+ D Рнив+ D Pрпк 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 м 2 0,043
расход среды D кг/сек задано 47,222
температура t о С задано 273,15
давление Р кг/см 2 из расчёта тр-да 74,765
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 286,5696
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,0013076
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 764,760
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = D/F 1108,064
средн я я скорость w м/сек w = gwu 1,449
коэфф. сопротивлени я тройника, отнесённый к скорости в ответвлении z тр ___ табл.2-4 норм. метод 4,1
сопротивление тройника D Ртр кг/см 2 D Pтр = z тр w 2 /(2g u ) 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 м 2 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/см 2 из расчёта тройника 74,731
температура t о С задано 273,15
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 286,5696
2 3 4 5 6
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,0013076
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 764,760
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = D/F 980,966
средн я я скорость w м/сек w = gwu 1,283
абсолютна я шероховатость труб К мм п.2-37, норм. метод 0,08
приведённый коэффициент трени я l o 1/м рис.2-3 норм. метод 0,075
потер я давлени я от трени я D Pтр кг/см 2 D Pтр = lo l ( gw ) 2 u / 2g 0,002
отношение Rгиба/dтр ___ 1000/201 4,975
коэфф. сопротивлени я гибов ( a = 90 o ) (1 шт) z н = 0,2 ___ z н n 0,2
сумма сопротивлений z м ___ z м = z н 0,2
потер я давлени я в местных сопротивлени я х D Pм кг/см 2 D Pм = z м w 2 /(2g u ) 0,001283974
суммарное сопротивление D P кг/см 2 D P = D Pм + D Pтр 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 м 2 0,063
отметка относит. нулевого уровн я h 2 м 3,000
давление Р кг/см 2 задано 74,728
температура t о С задано 273,15
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 286,5696
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,0013076
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 764,760
расход среды D кг/сек задано 47,222
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 744,483
средн я я скорость w м/сек w = gwu ' 0,973
коэфф., учитывающий вид отвода среды А ___ п.2-60, норм. метод 0,800
изменение статического давлени я на входе D Pкол кг/см 2 D Ркол = А w 2 g /2g 0,003
изменение статического давлени я на участке от места ввода, до разверенной трубы D Рсредн кг/см 2 D Рсредн = 2 D Pкол/3 0,002
Подпорные шайбы НРЧ
Внутренний диаметр d ш мм конструктивные данные 12,000
Наружный диаметр d мм 32,000
Толщина b мм 12,000
Отношение b/d ш мм b/d ш 1,000
Коэффициент сопротивлени я отнесённый к скорости z о ___ рис. 2-8 норм. метод 0,500
Пересчёт коэффициента на скорость в трубе z ш ___ z о (dт / d ш ) 4 0,386
потер я давлени я в местных сопротивлени я х D Pм кг/см 2 D Pм = z м w 2 /(2g u ) 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 м 2 0,04239
длина труб l м 58,5
гибы:
угол поворота a град 90
количество n шт 12
давление Р кг/см 2 задано 74,689
температура t о С из теплового расчёта 298,00
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 320,97
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,001477
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 677,048
расход среды D кг/сек задано 47,222
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 1113,994
средн я я скорость w м/сек w = gwu 1,645
абсолютна я шероховатость труб К мм п.2-37, норм. метод 0,08
приведённый коэффициент трени я l o 1/м рис.2-3 норм. метод 0,8
потер я давлени я от трени я D Pтр кг/см 2 D Pтр = lo l ( gw ) 2 u / 2g 0,438
отношение d/dкол ___ d/dкол 0,117>0,1
коэфф. сопротивлени я входа в трубу, отнесённый к скорости в ней z вх ___ табл.2-2 норм. метод 0,7
коэфф. сопротивлени я выхода из трубы, отнесённый к скорости в ней z вых ___ табл.2-3 норм. метод 0,8
отношение Rгиба/dтр ___ 300/30 10,000
коэфф. сопротивлени я гибов ( a = 90 o ) (12 шт) z н = 0,06 ___ z н n 0,72
сумма сопротивлений z м ___ z м = z вх + z вых + z н + z ш 2,606
потер я давлени я в местных сопротивлени я х D Pм кг/см 2 D Pм = z м w 2 /(2g u ) 0,024
общее сопротивление элемента D Рэл кг/см 2 D Рэл = D Pм + D Pтр 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 м 2 конструктивные данные 0,04239
длина труб l м 33,5
гибы:
угол поворота a град 90
количество n шт 4
давление Р кг/см 2 задано 74,227
температура t о С из теплового расчёта 310
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 334,4
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,0014406
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 694,155
расход среды D кг/сек задано 47,222
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 1113,994
средн я я скорость w м/сек w = gwu 1,605
абсолютна я шероховатость труб К мм п.2-37, норм. метод 0,08
приведённый коэффициент трени я l o 1/м рис.2-3 норм. метод 0,8
потер я давлени я от трени я D Pтр кг/см 2 D Pтр = lo l ( gw ) 2 u / 2g 0,244
отношение Rгиба/dтр ___ 300/30 10,000
коэфф. сопротивлени я гибов ( a = 90 o ) (4 шт) z н = 0,06 ___ z н n 0,24
потер я давлени я в местных сопротивлени я х D Pм кг/см 2 D Pм = z м w 2 /(2g u ) 0,002
потер я давлени я от ускорени я D Pуск кг/см 2 D Руск = (gw) 2 (u кон - u нач ) / 2g 0,000
общее сопротивление элемента D Рэл кг/см 2 D Рэл = D Pм + D Pтр + D Руск 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 м 2 0,0610416
длина труб l м 52,5
гибы:
угол поворота a град 90
количество n шт 8
давление Р кг/см 2 задано 73,981
температура t о С задано 343
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 371,9
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,001762
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 567,537
расход среды D кг/сек задано 47,222
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 773,607
средн я я скорость w м/сек w = gwu 1,363
абсолютна я шероховатость труб К мм п.2-37, норм. метод 0,08
приведённый коэффициент трени я l o 1/м рис.2-3 норм. метод 0,65
потер я давлени я от трени я D Pтр кг/см 2 D Pтр = lo l ( gw ) 2 u / 2g 0,184
отношение Rгиба/dтр ___ 300/36 8,333
коэфф. сопротивлени я гибов ( a = 90 o ) (8 шт) z н = 0,06 ___ z н n 0,48
потер я давлени я в местных сопротивлени я х D Pм кг/см 2 D Pм = z м w 2 /(2g u ) 0,003
потер я давлени я от ускорени я D Pуск кг/см 2 D Руск = (gw) 2 (u кон - u нач ) / 2g 0,001
нивелирный перепад давлени я D Pнив кг/см 2 D Pнив = h g 0,791
общее сопротивление элемента D Рэл кг/см 2 D Рэл = D Pм + D Pтр + D Руск + D Pнив 0,978
Собирающий коллектор НРЧ
наружный и внутренний диаметры Dнар/Dвн мм конструктивные данные 245/201
количество n шт 2,000
сечение элемента F м 2 0,063
отметка относит. нулевого уровн я h 2 м 14,390
давление Р кг/см 2 из расчёта труб НРЧ 73,003
температура t о С из расчёта труб НРЧ 343
энтальпи я i ккал/кг табл. III норм. метод 371,9
удельный объём u м 3 /кг табл. III норм. метод 0,001762
плотность среды g кг/м 3 g =1/ u 567,537
расход среды D кг/сек задано 47,222
весова я скорость среды gw кг/м 2 сек gw = Dпв/F 744,483
средн я я скорость w м/сек w = gwu ' 1,312
коэфф., учитывающий вид отвода среды А ___ п.2-60, норм. метод 2,000
изменение статического давлени я на входе D Pкол кг/см 2 D Ркол = А w 2 g /2g 0,010
давление на выходе из собирающего коллектора НРЧ Рнрч кг/см 2 Рнрч = Р - D Ркол 72,993
суммарное сопротивление НРЧ D Рнрч кг/см 2 D Рнрч=Рразд.кол.- Рнрч 1,772
7. Расчёт разверочной характеристики НРЧ. Дл я навивки Рамзина коэффициент неравномерности тепловоспри я ти я разверенной трубы определ я етс я по формуле h т q = h ш макс h т макс = 1,0 1,1 = 1,1, где h ш макс и h т макс определ я ютс я из табл. 1-2 и 1-3 [1]. Разверочна я характеристика строитс я дл я случа я внезапного увеличени я приращени я энтальпии на 20% (п. 5-57, [1]), при посто я нном расходе воды и значени я х r q = 1,25; 1,5; 2,0; 3,0. Исходное значение D I дл я этого расчёта определ я етс я по формуле D I = D I ср b = 127,54 1,2 = 153,048 ккал/кг. Расчётный режим дл я разверенной трубы (согласно п 5-58 [1]) соответствует точке ( h т + Dh т ) разверочной характеристики и равен 1,1+0,2=1,3. Значение Dh т определ я етс я из таблицы I -4 [1] и равно 0,2 (дл я многоходового элемента). Из графика 7.1 видно, что температура на выходе из змеевиков НРЧ, при понижении нагрузки в режиме скольз я щего давлени я , 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 Расчётна я формула Расчётные значени я
Средн я я труба Разверенна я труба
Коэффициент тепловой разверки r q ___ Прин я т 1,00 1,25 1,50 2,00 3,00
Энтальпи я среды на входе I' нрч ккал/кг Из гидравлического расчёта 306,45
Среднее приращение энтальпии в НРЧ D I ср ккал/кг Из теплового расчёта 127,54
Приращение энтальпии среды на входе с учётом тепловой разверки D I ккал/кг r q D I ср 1,2 153,05 191,31 229,57 306,10 459,14
Энтальпи я 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 м 3 /кг u к I' нрч - u н I' нрч / (I' нрч - I' нрч ) 0,00705 0,008775 0,010874 0,014541 0,02531
Средн я я плотность среды g кг/м 3 g к I' нрч - g н I' нрч / (I' нрч - I' нрч ) 751,3148 582,803013 571,978633 499,899 395,311
Разность средних плотностей среды Dg кг/м 3 g - g т ____ 168,51 179,34 251,42 356,00
Массова я скорость среды gw кг/(м 2 с) Из гидравлического расчёта 2100,00
Высота h м Конструктивные данные 12,00
Полный коэффициент сопротивлени я z эл ___ z вх + z пов + l o l + z вых z вх по табл.2-1 z пов по п. 2-40 l o по рис. 2-3 z вых по табл. 2-3 41,60
Коэффициент гидравлической разверки r г ___
(u z/ u т z т ) [1+2gh D I / /( gw) 2 u z]
1 0,961 0,868 0,775 0,614
Коэффициент тепловой неравномерности h t ___ r q r г 1 1,202 1,302 1,551 1,842
Температура среды на выходе t o C По I' нрч и Р к 358,5 358,5 358,5 362 481
Расчёт разверочной характеристики НРЧ ( нагрузка - 70%)
Величина Обозначение Размерность Расчётна я формула Расчётные значени я
Средн я я труба Разверенна я труба
Коэффициент тепловой разверки r q ___ Прин я т 1,00 1,25 1,50 2,00 3,00
Энтальпи я среды на входе I' нрч ккал/кг Из гидравлического расчёта 301,06
Среднее приращение энтальпии в НРЧ D I ср ккал/кг Из теплового расчёта 81,60
Приращение энтальпии среды на входе с учётом тепловой разверки D I ккал/кг r q D I ср 1,2 97,92 122,40 146,88 195,84 293,76
Энтальпи я 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 м 3 /кг u к I' нрч - u н I' нрч / (I' нрч - I' нрч ) 0,01053 0,016805 0,021660 0,025092 0,02987
Средн я я плотность среды g кг/м 3 g к I' нрч - g н I' нрч / (I' нрч - I' нрч ) 705,6560 530,1053 508,0512 448,257 301,657
Разность средних плотностей среды Dg кг/м 3 g - g т ____ 221,21 243,26 303,06 449,66
Массова я скорость среды gw кг/(м 2 с) Из гидравлического расчёта 1450,00
Высота h м Конструктивные данные 12,00
Полный коэффициент сопротивлени я z эл ___ z вх + z пов + l o l + z вых z вх по табл.2-1 z пов по п. 2-40 l o по рис. 2-3 z вых по табл. 2-3 41,60
Коэффициент гидравлической разверки r г ___
(u z/ u т z т ) [1+2gh D I / ( gw) 2 u z]
1 0,920 0,785 0,690 0,610
Коэффициент тепловой неравномерности h t ___ r q r г 1 1,150 1,295 1,380 1,83
Температура среды на выходе t o C По I' нрч и Р к 342 344,000 346 372,000 616,3
Расчёт разверочной характеристики НРЧ ( нагрузка - 50%)
Величина Обозначение Размерность Расчётна я формула Расчётные значени я
Средн я я труба Разверенна я труба
Коэффициент тепловой разверки r q ___ Прин я т 1,00 1,25 1,50 2,00 3,00
Энтальпи я среды на входе I' нрч ккал/кг Из гидравлического расчёта 320,70
Среднее приращение энтальпии в НРЧ D I ср ккал/кг Из теплового расчёта 105,60
Приращение энтальпии среды на входе с учётом тепловой разверки D I ккал/кг r q D I ср 1,2 126,72 158,40 190,08 253,44 380,16
Энтальпи я 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 м 3 /кг u к I' нрч - u н I' нрч / (I' нрч - I' нрч ) 0,012053 0,016980 0,022510 0,036521 0,036502
Средн я я плотность среды g кг/м 3 g к I' нрч - g н I' нрч / (I' нрч - I' нрч ) 642,5060 500,9905 450,802 382,871 280,363
Разность средних плотностей среды Dg кг/м 3 g - g т ____ 250,32 300,51 368,44 470,95
Массова я скорость среды gw кг/(м 2 с) Из гидравлического расчёта 940,00
Высота h м Конструктивные данные 12,00
Полный коэффициент сопротивлени я z эл ___ z вх + z пов + l o l + z вых z вх по табл.2-1 z пов по п. 2-40 l o по рис. 2-3 z вых по табл. 2-3 41,60
Коэффициент гидравлической разверки r г ___
(u z/ u т z т ) [1+2gh D I / /( gw) 2 u z]
1 0,896 0,730 0,612 0,521
Коэффициент тепловой неравномерности h t ___ r q r г 1 1,120 1,198 1,278 1,675
Температура среды на выходе t o C По I' нрч и Р к 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, теплова я нагрузка поверхностей нагрева уменьшаетс я . Но при этом изменение тепловой нагрузки пода топки, заметно отстаёт, от её изменени я во второй и третьей зонах, что объ я сн я етс я смещением я дра факела вниз относительно его расположени я при номинальной нагрузке. При этом теплова я нагрузка, рекомендуема я нормативным методом, как максимально-возможна я составл я ет 350000 ккал/м 2 ч, что свидетельствует о большом запасе надёжности по этому показателю. При таком характере изменени я тепловой нагрузки поверхностей нагрева НРЧ, тепловоспри я тие поверхности практически не измен я етс я , это происходит, вследствие увеличени я длинны испарительного и уменьшени я длинны экономайзерного участков, при этом коэффициент теплопередачи “К” увеличиваетс я , с понижением давлени я насыщени я , а как следствие и температуры. Зона горелок, по сравнению с остальными находитс я , как в зоне больших тепловых нагрузок при всех режимах, так и больших тепловоспри я тий, 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 окалинообразовани я дл я стали 20 составл я ет 47 о С. При понижении нагрузки температурный режим труб несколько улучшаетс я , за счёт малой температурной и гидравлической разверок.

Суммарное сопротивление НРЧ (рис 8.4), с понижением нагрузки блока – уменьшаетс я , но нельз я однозначно утверждать, что и сопротивление всего тракта измен я етс я по подобному закону. В лит.[3] описано повышение сопротивлени я тракта котла ТГМП-204, вход я щего в состав блока 800 МВт, за счёт больших скоростей пара. В нашем случае така я ситуаци я 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 уменьшаютс я , но не пропорционально нагрузке: разность скоростей на выходе из первой не равна её разности на выходе из НРЧ, это я вл я етс я следствием повышени я массового паросодержани я , с уменьшением нагрузки блока. Расчёты показали, что при понижении нагрузки блока, среда на выходе из первой зоны (под топки) находитс я в состо я нии воды (рис 8.6), не наход я щейс я на линии насыщени я , что обеспечивает запас по недогреву воды, а так же исключаетс я возможность вскипани я среды непосредственно на выходе из раздающего коллектора НРЧ, что недопустимо, т.к. в этом случае резко увеличиваетс я гидравлическа я 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 давлени я – уменьшаютс я массовые скорости среды, сопротивление НРЧ, при этом температура металла стенки труб НРЧ не превышает предельно допустимого уровн я дл я Ст20, что позвол я ет говорить о том, что блок 200МВт с котлом ПК-47 может разгружатьс я до нагрузки 100МВт в режиме скольз я щего давлени я среды во всём паровод я ном тракте. При достижении нагрузки 100МВт, один из корпусов котла, по услови я м экономичности, должен быть отключён, а второй при этом выведен на номинальную производительность.

Дальнейшее снижение нагрузки до 50МВт следует вести в режиме скольз я щего давлени я , при этом экономи я электроэнергии на привод питательного насоса возрастает.

Ограничений по работе турбины К-200-130, при переводе блока на скольз я щее давление не наблюдалось[3]. 10. Экономическа я часть Расчёт эффективности внедрени я частотно-регулируемого привода питательного насоса Верхнетагильской ГРЭС, при переводе энергоблока на разгрузки со скольз я щим давлением во всём паровод я ном тракте. В качестве исходных данных были использованы показани я АСКУЭ ВТГРЭС. Нагрузки блоков № 9;10;11, за март 2005г с интервалом 30минут, а так же нормативы ПТО. Блоки № 9;10;11. Дл я расчёта был выбран насос типа ПЭ-640-180, со следующими характеристиками: Тип приводного асинхронного электродвигател я – 4АЗМ-5000/6000 Номинальна я мощность – 5000 кВт; Номинальное напр я жение – 6000 В; Номинальный ток – 548 А; Номинальна я скорость вращени я – 2982 об/мин; Частота питающего напр я жени я – 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 регул я торов подачи питательной воды и включени я рециркул я ции приведён на рисунке 9.2. Рис.9.2 На основании зависимостей определённых по рис.9.1; 9.2 рассчитываем мощность, потребл я емую электроприводом ПЭН, по формуле: где: Э н ПЭН – нормативный расход электроэнергии на тонну перекачиваемой среды при различных нагрузках энергоблока, [кВт час/т]. G ПЭН – нормативный расход питательной воды, [т/ч]. Давление питательной воды на напоре ПЭН при нагрузках 50-100% от номинальной, в режиме с посто я нным давлением острого пара перед регулирующими клапанами турбины, представлен на рис.9.3. Рис.9.3 График зависимости давлени я на напоре ПЭН и давлени я за регулирующей ступенью турбины, с учётом сделанных ранее предположений, представлен на рис.9.4. Рис.9.4 Далее используем общеприн я тые зависимости: где: Н – напор насоса, м; Q – подача насоса, м 3 /час; Р – мощность, потребл я ема я электроприводом питательного насоса, кВт; n – скорость вращени я рабочего колеса (ротора электродвигател я ), об/мин. При этом принимаем среднее сокращение общего КПД насоса на 7%, снижение КПД приводного электродвигател я на 3%. Средний КПД примен я емого преобразовател я частоты, выполненного по схеме с многообмоточным трансформатором, при среднем диапазоне регулировани я – 95%, номинальный КПД данного преобразовател я частоты – 98%. Таким образом, суммарный средний КПД регулировани я равен: где: h S - суммарный средний КПД регулировани я ; D h НАС – уменьшение КПД насоса при регулировании производительности; D h ДВ – уменьшение КПД приводного электродвигател я при регулировании; h ПЧ – регулировочный КПД примен я емого преобразовател я частоты; Определ я ем скорость вращени я привода ПЭН, при регулировании n 2 [об/мин]: Определ я ем мощность Р 2 потребл я емую электродвигателем ПЭН при регулировании [кВт ч]: Определ я ем экономию электроэнергии на приводе ПЭН [кВт ч]: Результаты расчета в виде электронных таблиц Excel приведены в приложении к дипломному проекту.

Экономи я электроэнергии дл я блоков №9;10 за мес я ц составила 2127149,737 кВт час.

Годова я экономи я электроэнергии составит 25525796 кВт час. При себестоимости электроэнергии 48,7 коп., годова я экономи я денежных средств составит: где: С ЭК.Э/Э – стоимость сэкономленных денежных средств, руб.; W ЭК .ГОД – годова я экономи я электроэнергии, кВт час; С Э/Э – стоимость электроэнергии, руб., Если за основу прин я ть рыночную стоимость электроэнергии (на я нварь 2005 г. – 1,07 руб.), то экономи я в денежном выражении составит: При стоимости одного терристорного преобразовател я равной 11299000 руб. и затратах на транспортировку, монтаж и наладку в размере 30% от стоимости оборудовани я , окончательные затраты (С ЧРП ), состав я т 13558800 руб., сроки его окупаемости при цене за кВт час 48,7 коп., и 1,07 руб., дл я двух блоков будут равны соответственно: В экономической части не посчитан р я д других эффектов от внедрени я режима скольз я щего давлени я : а) Основной эффект - повышение мощности вырабатываемой в ЦВД турбины. b ) От исключени я дросселировани я в регулирующих клапанах турбины, при котором внутренний относительный КПД ЦВД, который при работе на номинальном давлении свежего пара при частичных нагрузках уменьшаетс я до 60-70%, остаётс я практически посто я нным, равным номинальному при полном открытии соответствующего числа клапанов. с) Увеличение энтальпии по проточной части ЦВД вызывает также повышение теплоиспользовани я 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 привод я т к изменению количества теплоты, подводимой к пару в котле. е) Переход на скольз я щее давление характеризуетс я также меньшими давлени я ми срабатываемыми на РПК котла, а следовательно снижаетс я его эрозионный износ, увеличиваетс я срок службы. f ) Весь тракт, после ПЭНа, в режиме скольз я щего давлени я , находитс я при пониженном давлении (по сравнению с работой при посто я нном), а следовательно уменьшаютс я внутренние напр я жени я металла поверхностей нагрева, что ведёт к увеличению их срока службы. Хот я с другой стороны имеют место случаи повышени я скорости среды в парообразующих поверхност я х нагрева, за счёт большего, по сравнению с режимом с посто я нным давлением среды, массового паросодержани я 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 рассматриваетс я перевод котла ПК-47 на работу со скольз я щим давлением во всём паровод я ном тракте.Основным оборудованием КТЦ-2 я вл я ютс я 5 энергоблоков 200 МВт. За их работой посменно след я т 15 машинистов котла ( по п я ть человек в каждой смене). К вспомогательному оборудованию относ я тс я ПЭНы, дымососы, дутьевые вентил я торы и т.д.. При работе котлов неизбежны тепловыделени я в окружающую среду. Кроме того, источником тепловыделений я вл я етс я эл. нагрузка. Она же создает возможность поражени я персонала электрическим током. Так как основное топливо экибастузский уголь, то машинист котла подвергаетс я воздействию аэрозолей, преимущественно фиброгенного действи я . В зоне обслуживани я 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 значени я 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 располагаютс я следующим образом: - я нии 1-1,5 км расположены кварталы жилой застройки г. ВТагил; - я нии 8 км – поселок Ежовский; - я нии 7 км – г.

Кировград; - я нии 10 кмпоселок – Н. Руд я нка; - я нии 6 км – поселок Белоречка; - я нии 6 км – поселок Половинный; Основным источником загр я знени я атмосферы я вл я ютс я энергетические котлы.

Санитарно защитна я зона ВТГРЭС 1,5 км.

Метрологические характеристики и коэффициенты, определ я ющие услови я рассеивани я загр я зн я ющих веществ в атмосфере, прин я ты в соответствии с письмом Уральского территориального управлени я по гидрометеорологии и мониторингу окружающей среды

Наименование характеристик Величина
Средн я я температура наиболее жаркого мес я ца 22,4
Средн я я температура наиболее холодного мес я ца -15,7
Средне годова я роза ветров, %
С 11
СВ 7
В 4
ЮВ 9
Ю 15
ЮЗ 20
З 20
СЗ 14
Штиль 11
Скорость ветра, повтор я емость превышени я которой составл я ет 5 %, м/сек 9
По услови я м загр я знени я жилых районов вредными выбросами следует считать юго-западное и западное направление.

Следовательно расположение ВТГРЭС относительно жилой застройки города благопри я тно. 10.2.Безопасность проекта.

Рабочее место старшего машиниста энергоблока находитс я в непосредственной близости от КА, отсутствуют защитные ограждени я и кабина звукоизол я ции. 28.08.2000 на ВТГРЭС была проведена аттестаци я рабочих мест. 10.2.1. Состо я ние воздуха рабочей зоны 10.2.1.1. Микроклимат.

№ п/п Наименование производственного фактора, единица измерени я ПДК, ПДУ, допустимый уровень Фактический уровень производственного фактора Величина отклонени я Класс условий труда, степень вредности опасности Продолжительность воздействи я , мин.
1 Температура воздуха, 0 С 21 23/ 22 24,0 33/20 10 /- 3.2 120
2 Относительна я влажность, % 60-45 38/56 - 2 120
3 Скорость движени я воздуха, м/с 0,1 0,5/0,4 0,2./- 3.1 120
В соответствии с СанПиН 2.2.4.548-96 состо я ние микроклимата не соответствует по температуре и скорости движени я воздуха. 10.2.1.2. Запыленность и загазованность воздуха рабочей зоны.
№ п/п Наименование производственного фактора, единица измерени я ПДК, ПДУ, допустимый уровень Фактический уровень производственного фактора Величина отклонени я Класс условий труда, степень вредности опасности Продолжительность воздействи я , мин.
1 Углерода пыли с содержанием свободного SiO 2 от 5 до 10 %, мг/м 3 4 5,08 1,27 3.1 120
По ГОСТ 12.1.005-88 содержание в воздухе Углерода пыли с содержанием свободного SiO 2 от 5 до 10 % превышает допустимый уровень. 10.2.1.3. Меропри я ти я дл я поддержани я оптимального состо я ни я воздуха рабочей зоны: 1) я ции и поддержание надлежащего воздухообмена в помещении; 2) я изол я ци я излучающих поверхностей ; 3) ; 4) я ; 5) я топлива. 10.2.2. Освещенность.
№ п/п Наименование производственного фактора, единица измерени я ПДК, ПДУ, допустимый уровень Фактический уровень производственного фактора Величина отклонени я Класс условий труда, степень вредности опасности Продолжительность воздействи я , 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 значени я м. 10.2.3. Уровни шума. 10.2.3.1. Требовани я к уровн я м шума.
№ п/п Наименование производственного фактора, единица измерени я ПДК, ПДУ, допустимый уровень Фактический уровень производственного фактора Величина отклонени я Класс условий труда, степень вредности опасности Продолжительность воздействи я , 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. Меропри я ти я по защите от шума: 1) я источников шума; 2) я ционна я кабина ; 3) ; 4) ( прил №3) ; 5) я ци я шум я щего оборудовани я перегородками. 10.2.4. Уровни вибрации. 10.2.4.1. Требовани я к уровн я м вибрации на рабочем месте.
№ п/п Наименование производственного фактора, единица измерени я ПДК, ПДУ, допустимый уровень Фактический уровень производственного фактора Величина отклонени я Класс условий труда, степень вредности опасности Продолжительность воздействи я , мин.
1 Обща я вибраци я 3 категориитехнологическа я , дБ 92 58/101/93 }93 1 3.1 120
Согласно СН № 3044-84 обща я вибраци я превышает допустимый уровень. 10.2.4.2. Меропри я ти я по защите от вибрации: Снижение уровн я вибрации путем балансировки роторов, валов, использование подшипников скольжени я . 10.2.5. Электробезопасность.

Категори я помещени я по электробезопасностиособо опасное помещение.

Требовани я электробезопасности описаны в ГОСТ 12.1.030-81. Примен я емое напр я жение- 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 выключател я ми или предохранител я ми и оснащено средствами электроавтоматики и телемеханики в соответствии с Правилами технической эксплуатации электроустановок потребителей.

Существующие меры защиты: обеспечение недоступности токоведущих частей оборудовани я , снижение напр я жени я прикосновени я через человека, ограничение продолжительности воздействи я электрического тока на человека.

Технические меры защиты: малые напр я жени я , разделение сетей, компенсаци я емкостного тока, защитные заземлени я , занулени я , двойна я изол я ци я , защитные отключени я . Все металлические части электрооборудовани я , которые могут оказатьс я под напр я жением вследствие нарушени я изол я ции, заземлены или занулены.

Каждый элемент установки заземлен отдельным проводником.

Открыто проложенные заземл я ющие проводники имеют черную окраску.

Расчет заземлени я . Рассчитываем заземл я ющее устройство дл я электроустановки напр я жением 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 заземл я ющего устройства R доп = 4 Ом. В качестве заземлител я прин я т стальной уголок 60 60 6 мм длиной 2,5 м, располагающийс я вертикально, и одиночна я стальна я горизонтальна я полоса 80 4 мм.

Определ я ем сопротивление растеканию зар я дов одиночного заземлител я : R о.у. = 0,298 k м = 0,298 250 1,6=119,2 Ом, где - удельное электрическое сопротивление заземл я ющего устройства; k м – коэффициент, который зависит от местности (равен 1,6). Определ я ем сопротивление стальной полосы, соедин я ющей заземлители, без учета экранирующего вли я ни я вертикальных заземлителей: R ’ г.п. = [(0,366 k м )/ L ] lg [(2 L 2 )/( b t o )]= [(0,366 250 1,6)/50] lg [(2 50 2 )/(0,08 0,5)] =14,93 Ом, где L - длина полосы (принимаем 50 м); t o -глубина заложени я заземлител я (принимаем 0,5 м); b -ширина полосы (равна 0,08 м); - удельное электрическое сопротивление заземл я ющего устройства; k м – коэффициент, который зависит от местности (равен 2,0). Определ я ем число одиночных вертикальных заземлителей: n = R о.у. / R доп =30 шт.

Принимаем расположение вертикальных заземлителей в р я д с рассто я нием между смежными заземлител я ми 5 м.

Действительные значени я коэффициентов использовани я в =0,69 и г =0,40. Определ я ем действительное заземление вертикальных заземлителей: R в = R о.у. /( n в )= 119,2 . /(30 0,69)=5,758 Ом Определ я ем сопротивление горизонтальной полосы с учетом вли я ни я вертикальных заземлителей R г = R ’ г.п. /( n г )= 14,93 . /(30 0,4)= 1,2442 Ом Определ я ем общее расчетное сопротивление заземл я ющего устройства: R = R в R г /( R в + R г )= 5,758 1,2442/( 5,758+1,2442)=1,0231 Ом. По расчету общее сопротивление заземл я ющего устройства 1,0231 Ом, что меньше 4 Ом.

Следовательно, требовани я ГОСТ 12.1.030-81 выполн я ютс я . 10.2.6. Обеспечение безопасности сосудов, работающих под давлением. Дл я защиты сосудов следует примен я ть клапаны и их вспомогательные устройства, соответствующие требовани я м ГОСТ 12.2.063. Защите предохранительными клапанами подлежат сосуды, в которых возможно превышение рабочего давлени я от питающего источника, химической реакции, нагрева подогревател я ми, солнечной радиации, в случае возникновени я пожара р я дом с сосудом и т. д.

Количество клапанов, их размеры и пропускна я способность должны быть выбраны так, чтобы в сосуде не могло создаватьс я давление, превышающее расчетное давление более чем на 0,05 МПа (0,5 кг/см 2 ) дл я сосудов с давлением до 0,3 МПа (3 кгс/см 2 ), на 15 % — дл я сосудов с давлением свыше 0,3 до 6,0 МПа (от 3 до 60 кгс/см 2 ) и на 10 % — дл я сосудов с давлением свыше 6,0 МПа (60 кгс/см 2 ). Конструкцию и материалы элементов клапанов и их вспомогательных устройств следует выбирать в зависимости от свойств и параметров рабочей среды, и они должны обеспечивать надежность функционировани я клапана в рабочих услови я х.

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

Конструкци я клапанов и их вспомогательных устройств должна исключать возможность произвольного изменени я их регулировки.

Конструкци я клапана должна исключать возможность возникновени я недопустимых ударов при открывании и закрывании.

Клапаны следует размещать в местах, доступных дл я удобного и безопасного обслуживани я и ремонта. При расположении клапана, требующего систематического обслуживани я на высоте более 1,8 м, должны быть предусмотрены устройства дл я удобства обслуживани я . 10.2.7. Энергетические воздействи я .

№ п/п Наименование производственного фактора, единица измерени я ПДК, ПДУ, допустимый уровень Фактический уровень производственного фактора Величина отклонени я Класс условий труда, степень вредности опасности Продолжительность воздействи я , мин.
1 Ионизирующее излучение: гамма излучение, мкр/ч 33 22-19-15-19 - 2 120
Источником ионизирующего излучени я я вл я етс я зола, оставша я с я при сжигании твердого топлива.

Согласно ГН 2.6.1.054-96 уровень ионизирующего излучени я не превышает допустимые значени я . 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 де я тельности ГРЭС. Нормирование выбросов в атмосферный воздух определ я етс я томом ПДВ. На ГРЭС организован учетный контроль выбросов загр я зн я ющих 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 относ я тс я к предпри я ти я м 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 неорганическа я : 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 услови я х возможна аварийна я ситуаци я . Возможное развитие аварий, последствий Способы и средства предотвращени я аварий Меры по локализации аварий
1 Землетр я сение Необходимо покинуть помещение, но если это невозможно встать в дверном проеме у несущей стены.
2 Наводнение Следует эвакуироватьс я , в противном случае оставатьс я на рабочем месте, так как оно находитс я на отметке 11,4 м.
3 Ураган, Смерч Следует плотно закрыть двери , окна, вентил я ционные отверсти я , укрытьс я в подвальных помещени я х.
4 Повреждение емкости с серной кислотой, аммиаком Нарушение технологий, износ оборудовани я , несоблюдение мер безопасности, низка я трудова я дисциплина Человеческие жертвы, нанесение т я жкого вреда здоровью человека, заражение окружающей среды, материальный ущерб Строга я трудова я дисциплина, соблюдение требований безопасности, контроль за состо я нием оборудовани я , замена изнош. техн. обор-и я Рассеивание распыленной водой, срезание сло я грунта, изол я ци я места песком, нейтрализаци я слабым щел. и кисл. раств-ом
5 Выброс химически отравл я ющих 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, разрушени я , выброс продуктов горени я в раб.зону, атмосферу, челов.жертвы, ущерб здоровью, поврежд. сооружени я Срочно принимаемые меры по тушению очагов пожаров средствами пожаротушени я , своевременное оповещение
7 Аварии на оборудовании ТЭЦ Износ оборудовани я , несоблюдение ПТБ Опасность пожара, взрыва, разрушени я , матер, ущерб, ущерб здоровью, челов. жертвы, загр я знение окр. среды Срочное и своевр. устранение аварий и неполадок, восстановление де я тельности предпр.
Защита персонала: оповещение, выдача индивидуальных средств защиты (противогазы, респираторы, медицинские средства защиты), убежища, укрыти я . Схема организации гражданской обороны ВТГРЭС. 10.4.2. Пожарна я безопасность.

Пожарна я безопасность на ВТГРЭС обеспечиваетс я мерами, предусмотренными ГОСТ 12.1.004 -91-1. Категори я по взрывои пожаробезопасности по “НПБ 105 - 03”- Г. Класс помещени я по ПЭУ дл я выбора типа электрооборудовани я –П-1. степень огнестойкостиII . Пожарои взрывоопасные вещества и материалы: наличие осветительных и силовых сетей электрооборудовани я , наличие осаждающейс я угольной пыли, газовые разводки природного газа, ацетилена и кислорода, наличие сгораемых листов при текущих ремонтах.

Первичные средства пожаротушени я : огнетушители углекислотные “ОУ-2”, ”ОУ-5”, “ОУ-8”, пожарные краны по периметру котельного отделени я , я щики с песком. Дл я оповещени я людей служит пожарна я сигнализаци я . Эвакуаци я людей при пожаре – через дверные проемы.

Количество выходов- 4. Двери открываютс я по направлению выхода из здани я . Выводы: Рабочее место машиниста блока не соответствует требовани я м нормативных актов по следующим показател я м: теплова я нагрузка, запыленность, шум. По заключени я м аттестационной комиссии рабочее место машиниста блока условно аттестовано.

Возможные последстви я дл я здоровь я машиниста блока: тепловой удар, заболевание легких, частична я потер я слуха. 12. Заключение Изученна я литература и произведённые расчёты, позвол я ют сделать следующие выводы: 1) Поверхность НРЧ котла ПК-47, по критерию окалинообразовани я на нагрузках 100, 70 и 50% от номинальной – работает надёжно. 2) Т.к. основным сдерживающим фактором, при внедрении режима скольз я щего давлени я , я вл я етс я температурное состо я ние поверхностей нагрева котла, а самой опасной зоной с этой точки зрени я , я вл я етс я парогенерирующа я часть тракта [] (дл я пр я моточных котлов докритических параметров) и ЗБТ (дл я котлов СКД), то при допущенных ранее предположени я х, работа блока 200 МВт с котлом типа ПК-47 и турбиной К-200-130 ПО ЛМЗ – возможна. 3) Экономическа я целесообразность внедрени я режима разгрузок энергоблока на скольз я щем давлении подтверждаетс я 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, св я занное с повышением располагаемого теплоперепада, за счёт отсутстви я дросселировани я 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 привод я т к изменению количества теплоты, подводимой к пару в котле. c ) Весь тракт, после ПЭНа, в режиме скольз я щего давлени я , находитс я при пониженном давлении, а следовательно уменьшаютс я внутренние напр я жени я металла поверхностей нагрева, что ведёт к увеличению их срока службы. Хот я с другой стороны имеют место случаи повышени я скорости среды в парообразующих поверхност я х нагрева, за счёт большего, по сравнению с режимом с посто я нным давлением среды, массового паросодержани я 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 поверхност я х нагрева, продлевает их срок службы, а следовательно снижаетс я межремонтный период, снижаютс я затраты на ремонтные работы (трудозатраты, приобретение материалов и др.) e ) Кроме я вного достоинства (экономии эл.эн. на приводе ПЭНа), внедрение терристорного преобразовател я частоты приводит к повышению надёжности работы, как самого насоса (исключение возможности его запаривани я , при внедрении скольз я щего давлени я ), так и его электродвигател я (при регулировании частоты вращени я эл.дв., а значит давлени я и подачи на напоре ПЭН – исчезает потребность в линии рециркул я ции ПЭНа, срабатывающей при малых расходах, а также в защитах св я занных с возможностью неоткрыти я линии рециркул я ции). Кроме того, за счёт того, что регулирование осуществл я етс я ПЭНом, на РПК обоих корпусов котла срабатываетс я меньшее давление, что приводит к увеличению его надёжности и срока службы. f ) Реализаци я режима разгрузки на скольз я щем давлении, позволит наиболее экономично проходить минимумы электрических нагрузок, не только дл я данных блоков, но и дл я станции в целом. Выше изложены основные достоинства режима разгрузок энергоблока на скольз я щем давлении среды.

Основным недостатком такого режима я вл я етс я снижение маневренности энергоблока, причиной которого я вл я етс я больша я инерционность котла.

Таковы основные достоинства и недостатки режима разгрузки энергоблока при скольз я щем давлении среды, но получение количественного выражени я каждого из них, требует проведени я дополнительных расчётов. 5) Считаю, что рассмотренный вопрос заслуживает дальнейшего изучени я , проведени я необходимых расчётов, экспериментального их подтверждени я и внедрени я режима разгрузок на скольз я щем 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.: “Энерги я ”, 1978. – 256 с., ил. 2. Тепловой расчёт котельных агрегатов (Нормативный метод). Под ред. Н. В. Кузнецова и др., М., “Энерги я ”, 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 дл я вузов).– Ижевск: НИЦ “Регул я рна я и хаотическа я динамика”, 2001, 176 стр. 5. Рыжкин В. Я. Тепловые электрические станции. М.: Энерги я , 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. Теплова я экономичность работы энергетических блоков при скольз я щем начальном давлении пара // Теплоэнергетика. 1967. № 12. С. 60 – 64. 8. Гиршфельд В. Я., Силовска я Е. Г. К вопросу о регулировании мощности блоков скольз я щим начальным давлением пара // Теплоэнергетика. 1966. № 3. С. 24 – 29. 9. Мысак И. С. Внедрение режимов скольз я щего давлени я на котлах блоков 300 – 800 МВт // Промышленна я теплотехника. 1985. Т. 7, № 1. С. 99 – 102. 10. Исследование пароперегревател я котла ТГМ-94 с целью увеличени я 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 дл я 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 оборудовани я электрических и тепловых сетей. М. ЭНАС, 2002г. 14. СН 2.2.4./2.1.8.562 – 96. Шум на рабочих местах, в помещени я х 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. Производственна я вибраци я , вибраци я в помещени я х 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. Пожарна я безопасность. Общие требовани я . 20. СанПиН 2.2.4.548 – 96. Гигиенические требовани я к микроклимату производственных помещений. 21. Материалы ПТО ВТГРЭС (нормативы). 22. Обзор показателей топливоиспользовани я тепловых электростанций акционерных обществ и тепловых электростанций России за 2000г. // Производственна я служба передового опыта эксплуатации энергопредпри я тий ОРГРЭС. // М. Семёновский переулок, дом 15. 23. Письмо из материалов переписки “УралВТИ-Чел я бэнергосетьпроект” и ТГК №9 филиалом ВТГРЭС. // Предложение по выполнению работ на котле ПК-47 ВТГРЭС: «Исследование режимов разгрузки на скольз я щем давлении». факс №7917415 от 31.05.05.. 9. Тиристорные преобразователи дл я ТЭС Преобразователи частоты представл я ют собой электронные устройства дл я плавного бесступенчатого регулировани я скорости вращени я вала асинхронного двигател я с короткозамкнутым ротором. В простейшем случае (частотное регулирование) управление осуществл я етс я с помощью изменени я частоты и амплитуды трехфазного напр я жени я питани я двигател я . Мен я я параметры питающего напр я жени я , можно делать скорость вращени я двигател я как ниже, так и выше номинальной. При векторном регулировании, в отличии от частотного, управление скоростью осуществл я етс я с помощью регулировани я амплитуды и фазы вектора пол я двигател я . Асинхронные электродвигатели имеют значительное преимущество перед электродвигател я ми посто я нного тока, за счет простоты конструкции и удобства обслуживани я . Это обуславливает их однозначное преобладание и повсеместное применение практически во всех отрасл я х промышленности, энергетики и городской инфраструктуре.

Известно, что регулирование скорости вращени я исполнительного механизма можно осуществл я ть с помощью различных устройств (способов), среди которых наиболее известны и распространены следующие: механический вариатор гидравлическа я муфта электромеханический преобразователь частоты (системы Генератор-Двигатель) дополнительно вводимые в статор или фазный ротор сопротивлени я и др. статический преобразователь частоты Первые четыре способа отличаютс я различными комбинаци я ми из следующих недостатков: сложности в применении, обслуживании, эксплуатации низкое качество и диапазон регулировани я не высока я экономичность Все указанные недостатки отсутствуют при использовании преобразователей частоты.

Регулирование скорости вращени я асинхронного электродвигател я в этом случае производитс я путем изменени я частоты и величины напр я жени я питани я двигател я . КПД такого преобразовани я составл я ет около 98 %, из сети потребл я етс я практически только активна я составл я юща я тока нагрузки, микропроцессорна я система управлени я обеспечивает высокое качество управлени я электродвигателем и контролирует множество его параметров, предотвраща я возможность развити я аварийных ситуаций. На рисунке 9.1 показан состав силовой части такого преобразовател я : входной неуправл я емый выпр я митель - звено посто я нного тока с LC-фильтром - автономный инвертор напр я жени я с ШИМ, позвол я ющий получить напр я жение близкое к синусоидальному. Рис 9.1 Теристорный преобразователь частоты решает целый р я д вопросов, практически любого предпри я ти я энергетики, промышленности, систем ЖКХ и др.: экономии энергоресурсов, увеличени я сроков службы технологического оборудовани я , снижени я затрат на планово-предупредительные и ремонтные работы, обеспечени я оперативного управлени я и достоверного контрол я за ходом технологических процессов и др. Можно сразу выделить типовые механизмы, отличающиес я 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 регулировани я производительности таких объектов я вл я етс я использование задвижек или регулирующих клапанов, но сегодн я абсолютно доступным становитс я частотное регулирование асинхронного двигател я , привод я щего в движение, например, рабочее колесо насосного агрегата или вентил я тора.

Перспективность частотного регулировани я нагл я дно видна из приведённого ниже рисунка 9.2. Рис 9.2 Можно заметить, что при дросселировании энерги я потока вещества, сдерживаемого задвижкой или клапаном, просто тер я етс я , не соверша я никакой полезной работы.

Применение преобразовател я частоты в составе насосного агрегата или вентил я тора позвол я ет 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 преобразовател я частоты.

Несмотр я на кажущуюс я значительную стоимость современных преобразователей, окупаемость вложенных средств за счёт экономии энергоресурсов и других составл я ющих эффективности не превышает в среднем 1,5 лет. Это вполне реальные сроки, а, учитыва я многолетний ресурс подобной техники, можно подсчитать ожидаемую экономию на длительный период.

Услови я эксплуатации. ПЧ (преобразовательна я часть) предназначен дл я эксплуатации в районах с умеренным и холодным климатом (климатическое исполнение и категори я размещени я УХЛ4 по ГОСТ 15150-69) при температуре от плюс 1 0 С до плюс 40 0 С, относительна я влажность не более 80 % при температуре плюс 20 0 С. Климатическое исполнение и категори я размещени я сглаживающих и токоограничивающих реакторов У3, если они не встраивались в шкаф преобразовател я , а поставл я ютс я комплектно.

Окружающа я среда невзрывоопасна я . Атмосфера в районах типа II по ГОСТ 15150-69. Группа условий эксплуатации по коррозийной активности атмосферы дл я металлов и сплавов без покрытий, а также с металлическими и неметаллическими неорганическими покрыти я ми по ГОСТ 15150-69. 1 - дл я электрооборудовани я в климатическом исполнении УХЛ4. 2 – дл я трансформаторов и сглаживающих реакторов.

Высота установки над уровнем мор я – до 1000м.

Содержание нетокопровод я щей пыли в помещени я х, в которых устанавливаетс я ПЧ и в воздухе дл я охлаждени я не должно быть более 0,5 кг/м 3 . Группа условий эксплуатации в части воздействий механических факторов внешней среды - М2 по ГОСТ 17516-72. Дл я приводного двигател я , реакторов, тахометрических устройств группа условий эксплуатации определ я етс я техническими услови я ми на эти издели я . Рабочее положение шкафов ПЧ вертикальное, допускаетс я отклонение от вертикального положени я в любую сторону на угол не более 5 0 . Отклонение напр я жени я питающей сети от номинального значени я не должно превышать плюс минус 10%. Отклонение частоты – не более плюс минус 2,5% от номинального значени я . Питание системы управлени я ПЧ осуществл я етс я от трехфазной сети 380В, 50 Гц,(60)Гц с применением трансформатора.

оценка стоимости гостиницы в Курске
оценить ущерб квартиры в Твери
экспертиза легковых автомобилей в Орле

Менеджмент (Теория управления и организации)

Экономическая теория, политэкономия, макроэкономика

Микроэкономика, экономика предприятия, предпринимательство

Политология, Политистория

Геология

Материаловедение

Международные экономические и валютно-кредитные отношения

Философия

Медицина

География, Экономическая география

Авиация

Педагогика

Экономика и Финансы

Государственное регулирование, Таможня, Налоги

Архитектура

Уголовное право

Административное право

Бухгалтерский учет

Теория государства и права

Литература, Лингвистика

Компьютерные сети

Радиоэлектроника

Технология

Право

Прокурорский надзор

Гражданское право

Промышленность и Производство

Музыка

История

Финансовое право

История отечественного государства и права

Нероссийское законодательство

Экскурсии и туризм

Пищевые продукты

Культурология

Уголовное и уголовно-исполнительное право

Конституционное (государственное) право России

Банковское право

Маркетинг, товароведение, реклама

Программирование, Базы данных

Астрономия

Техника

Химия

Программное обеспечение

Физкультура и Спорт, Здоровье

Религия

Компьютеры, Программирование

Уголовный процесс

Законодательство и право

Ценные бумаги

Компьютеры и периферийные устройства

Военное дело

Здоровье

Математика

Физика

Транспорт

Охрана природы, Экология, Природопользование

Космонавтика

Геодезия

Психология, Общение, Человек

Биология

Искусство

Разное

История государства и права зарубежных стран

Муниципальное право России

Гражданское процессуальное право

Социология

Сельское хозяйство

Налоговое право

Римское право

Трудовое право

Охрана правопорядка

Конституционное (государственное) право зарубежных стран

Металлургия

Международное право

Криминалистика и криминология

Правоохранительные органы

Страховое право

Ветеринария

Физкультура и Спорт

Арбитражно-процессуальное право

Нотариат

Астрономия, Авиация, Космонавтика

Историческая личность

Банковское дело и кредитование

Подобные работы

Разработка конструкции мобильной ленточной пилорамы

echo "Спроектирована транспортировка к месту работы и организация площадки под пилораму. Освещен экологический фактор и техника безопасности. Содержание 1 Характеристика существующих пилорам. Общ

Проектирование силового кулачкового контроллера

echo "Исходя из найденных длин отдельных участков вала в разделе «Разработка конструкции вала» находим места приложения сосредоточенных внешних нагрузок "; echo ''; echo " перенеся их в центры тяжести

Технология транспортирования зеркал и стекла

echo "Ижевский Государственный Технически Университет. Контрольная работа На тему: Технология транспортирования и хранения стекла, зеркал и стеклоизделий для мебели. Выполнил: Студент гр. 4-60-2 Пуш

Коломяжская котельная Санкт-Петербурга

echo "Высота 29 960 мм > Топочная камера. Топочная камера котла призматической формы вертикальная, размеры по осям экранных труб 6430 х 5740 мм. Фронтовой и задний экраны из труб 60x4 с шагом 64мм.

Автоматизация процесса производства геля

echo "Проектом передбачено використання реатора-змішувача, в якому проходить процес виготовлення гелю [1]. Останнім часом в парфумерно-косметичному виробництві для обробки та гомогенізації в ’ язких п

Установки для водоподготовки в общественных зданиях

echo "Поскольку очень редко вода, имеющаяся в природе, обладает всеми необходимыми качествами, практически всегда перед подачей в распределительную сеть она должна проходить определенную подготовку. С

Особенности свойств резин как конструкционного материала

echo "Шевченко -завод по производству полистирола и различных сополимеров, которые являлись флагманами индустрии пластмасс в Республике. По запросам производства на кафедре под научным руководством д.

Разработка электропривода механизма передвижения мостового крана

echo "Вращение ротора двигателя передаётся через редуктор ходовым колесом, имеющем диаметр D =0.4м и цапф D ц =0,008м.Тележка перемещает кран с грузом m г =28 т на расстоянии перемещения L =18 м, скор