Turbinens sammensetning fre 80 100 130 13. Drift av dampturbinen

Introduksjon

For store anlegg i alle bransjer med høyt varmeforbruk er det optimale systemet for energiforsyning fra en distrikts- eller industriell kraftvarme.

Prosessen med å generere elektrisitet ved kraftvarmeverk er preget av økt termisk effektivitet og høyere energiytelse sammenlignet med kondenskraftverk. Dette forklares av det faktum at spillvarmen til turbinen, som avledes til en kald kilde (en varmemottaker fra en ekstern forbruker), brukes i den.

I arbeidet utføres beregningen av det termiske skjemaet til kraftverket basert på produksjonsvarme- og kraftturbinen PT-80/100-130/13, som opererer i designmodus ved utelufttemperaturen.

Oppgaven med å beregne det termiske skjemaet er å bestemme parametrene, strømningshastighetene og retningene for strømmen av arbeidsvæsken i enheter og sammenstillinger, samt det totale dampforbruket, elektrisk kraft og indikatorer for termisk effektivitet til stasjonen.

Beskrivelse av det viktigste termiske diagrammet for PT-80/100-130/13 turbinanlegg

Den elektriske kraftenheten på 80 MW består av en trommelkjele høytrykk E-320/140, turbiner PT-80/100-130/13, generator og hjelpeutstyr.

Strømenheten har syv valg. Det er mulig å gjennomføre to-trinns oppvarming av nettvann i turbinanlegget. Det er en hoved- og toppkjele, samt en PVC, som slår seg på hvis kjelene ikke kan gi nødvendig oppvarming av nettverksvannet.

Frisk damp fra kjelen med et trykk på 12,8 MPa og en temperatur på 555 0 C kommer inn i turbinens HPC og sendes etter utmatting til turbinen HPC og deretter til HPC. Etter å ha trent, strømmer dampen fra LPC til kondensatoren.

Kraftenheten for regenerering har tre høytrykksvarmere (HPH) og fire lavtrykksvarmere (LPH). Varmerne er nummerert fra baksiden av turbinenheten. Kondensatet til oppvarmingsdampen HPH-7 kaskades inn i HPH-6, inn i HPH-5 og deretter inn i avlufteren (6 atm). Kondensatavløp fra LPH4, LPH3 og LPH2 utføres også i kaskade i LPH1. Deretter, fra LPH1, sendes kondensatet til oppvarmingsdampen til CM1 (se PRT2).

Hovedkondensatet og matevannet varmes opp sekvensielt i PE, SH og PS, i fire varmeovner lavtrykk(HDPE), i en avlufter på 0,6 MPa og i tre høytrykksvarmere (HPE). Damp tilføres disse varmeovnene fra tre justerbare og fire uregulerte turbindamputtak.

Blokken for oppvarming av vann i varmenettet har et kjeleanlegg, bestående av en nedre (PSG-1) og en øvre (PSG-2) nettvarmer, matet med henholdsvis damp fra 6. og 7. valg, og PVK. Kondensat fra øvre og nedre nettvarmere tilføres av avløpspumper til blandere SM1 mellom LPH1 og LPH2 og SM2 mellom varmeovner LPH2 og LPH3.

Matevannets oppvarmingstemperatur ligger innenfor (235-247) 0 С og avhenger av starttrykket til fersk damp, mengden undervarme i HPH7.

Den første dampekstraksjonen (fra HPC) brukes til å varme tilførselsvann i HPH-7, den andre dampekstraksjonen (fra HPC) - til HPH-6, den tredje (fra HPC) - til HPH-5, D6ata, for produksjon; den fjerde (fra CSD) - i LPH-4, den femte (fra CSD) - i LPH-3, den sjette (fra CSD) - i LPH-2, avlufter (1,2 atm), i PSG2, i PSV; den syvende (fra CND) - i PND-1 og PSG1.

For å ta igjen tap er det gitt et gjerde i ordningen rått vann. Råvann varmes opp i råvannvarmeren (RWS) til en temperatur på 35 ° C, deretter, etter å ha passert kjemisk behandling, går inn i avlufteren 1.2 ata. For å sikre oppvarming og avlufting av ekstra vann, brukes varmen fra dampen fra den sjette ekstraksjonen.

Damp fra tetningsstengene i mengden D stk = 0,003D 0 går til avlufteren (6 atm). Damp fra de ekstreme tetningskamrene ledes til SH, fra de midterste tetningskamrene til PS.

Kjelutblåsning - to-trinns. Damp fra ekspanderen på 1. trinn går til avlufteren (6 atm), fra ekspanderen på 2. trinn til avlufteren (1,2 atm). Vann fra ekspanderen til 2. trinn tilføres nettvannledningen, for delvis å fylle opp nettverkstap.

Figur 1. Skjematisk diagram av et termisk kraftverk basert på TU PT-80/100-130/13

Oppgave for et kursprosjekt
Student: Onuchin D.M..

Prosjekttema: Beregning av termisk skjema for PTU PT-80/100-130/13
Prosjektdata

P 0 \u003d 130 kg / cm 2;

;

;

Q t \u003d 220 MW;

;

.

Press ved uregulerte uttak - fra referansedata.

Klargjøring av ekstra vann - fra den atmosfæriske avlufteren "D-1.2".
Volumet av oppgjørsdelen

1. 
   Dimensjonerende beregning av PTU i SI-systemet for merkeeffekt.
2. 
   Fastsettelse av energiindikatorer for arbeidet til fagskoler.
3. 
   Valg av hjelpeutstyr for fagskoler.

1. Innledende referansedata
Hovedindikatorene for turbinen PT-80/100-130.

Tabell 1.

Turbinen har 8 uregulerte dampekstraksjoner designet for å varme opp fødevannet i lavtrykksvarmerne, avlufteren, i høytrykksvarmerne og for å drive drivturbinen til hovedmatepumpen. Eksosdampen fra turbodrevet returneres til turbinen.
Tabell 2.

Turbinen har to varmedamputtak, øvre og nedre, beregnet for ett- og totrinns oppvarming av nettvann. Varmeavtrekk har følgende trykkreguleringsgrenser:

Øvre 0,5-2,5 kg / cm 2;

Senk 0,3-1 kg/cm 2 .

2. Beregning av kjeleanlegget

WB - øvre kjele;

NB - nedre kjele;

Obr - omvendt nettverksvann.

D WB, D NB - dampstrøm til henholdsvis øvre og nedre kjeler.

Temperaturgraf: t pr / t o br \u003d 130 / 70 C;

T pr \u003d 130 0 C (403 K);

T arr \u003d 70 0 C (343 K).

Bestemmelse av dampparametere i varmeuttak

Vi aksepterer jevn oppvarming på VSP og NSP;

Vi aksepterer verdien av undervarme i nettverksvarmer
.

Vi aksepterer trykktap i rørledninger
.

Trykket til øvre og nedre ekstraksjoner fra turbinen for VSP og LSP:

bar;

bar.
h WB = 418,77 kJ/kg

h NB \u003d 355,82 kJ / kg

D WB (h 5 - t WB /) \u003d K W SV (h WB - h NB) →

→ D WB =1,01∙870,18(418,77-355,82)/(2552,5-448,76)=26,3 kg/s

D NB h 6 + D WB h WB / + K W SV h​OBR \u003d KW SV h​NB + (D WB +D NB) h NB / →

→ D NB \u003d / (2492-384,88) \u003d 25,34 kg / s

D WB + D NB \u003d D B \u003d 26,3 + 25,34 \u003d 51,64 kg/s

3. Konstruksjon av dampekspansjonsprosessen i turbinen
La oss ta trykktapet i dampfordelingsenhetene til sylindrene:

;

;

;

I dette tilfellet vil trykket ved innløpet til sylindrene (bak reguleringsventilene) være:

Prosessen i h,s-diagrammet er vist i fig. 2.

4. Balanse av damp og matevann.

• 
  Vi antar at endepakningene (D KU) og damputkasterne (D EP) mottar damp med høyere potensial.
• 
  Den brukte dampen fra endepakningene og fra ejektorene ledes til pakkboksvarmeren. Vi aksepterer oppvarming av kondensat i det:

• 
  Den brukte dampen i ejektorkjølerne ledes til ejektorvarmeren (EP). Oppvarming i den:

• 
  Vi aksepterer dampstrømmen til turbinen (D) som en kjent verdi.
• 
  Intrastasjonstap av arbeidsvæsken: D UT =0,02D.
• 
  Dampforbruk for endepakninger vil være 0,5 %: D KU = 0,005D.
• 
  Dampforbruk for hovedutkasterne vil være 0,3 %: D EJ = 0,003D.

Deretter:

• 
  Dampforbruk fra kjelen vil være:

• 
  Fordi trommelkjele, er det nødvendig å ta hensyn til utblåsningen av kjelen.

D prod \u003d 0,015D \u003d 1,03D K \u003d 0,0154D.

• 
  Mengden matevann som tilføres kjelen:

• 
  Mengde ekstra vann:

Kondensatap for produksjon:

(1-K pr) D pr \u003d (1-0,6) ∙ 75 \u003d 30 kg / s.

Trykket i kjeltrommelen er ca. 20 % høyere enn ferskdamptrykket ved turbinen (pga. hydrauliske tap), d.v.s.

P q.v. =1,2P 0 =1,2∙12,8=15,36 MPa →
kJ/kg.

Trykket i den kontinuerlige utblåsningsekspanderen (CRP) er ca. 10 % høyere enn i avlufteren (D-6), dvs.

P RNP \u003d 1,1P d \u003d 1,1 ∙ 5,88 \u003d 6,5 bar →

→
kJ/kg;

kJ/kg;

kJ/kg;

D P.R. \u003d β ∙ D prod \u003d 0,438 0,0154D \u003d 0,0067D;

D V.R. \u003d (1-β) D prod \u003d (1-0,438) 0,0154D \u003d 0,00865D.
D ext \u003d D ut + (1-K pr) D pr + D v.r. =0,02D+30+0,00865D=0,02865D+30.

Vi bestemmer forbruket av nettverksvann gjennom nettverksvarmer:

Vi aksepterer lekkasjer i varmeforsyningssystemet på 1 % av mengden sirkulerende vann.

Dermed den nødvendige ytelsen til chem. vannbehandling:

5. Bestemmelse av parametere for damp, matevann og kondensat ved PTS-elementer.
Vi aksepterer trykktapet i damprørledningene fra turbinen til varmeovnene til det regenerative systemet i mengden av:

Bestemmelsen av parametrene avhenger av utformingen av varmeovnene ( se fig. 3). I den beregnede ordningen er all HDPE og LDPE overflate.

I løpet av hovedkondensatet og tilførselsvannet fra kondensatoren til kjelen, bestemmer vi parameterne vi trenger.

5.1. Vi neglisjerer økningen i entalpien i kondensatpumpen. Deretter parametrene til kondensatet før EP:

0,04 bar
29°С,
121,41 kJ/kg.

5.2. Vi tar oppvarmingen av hovedkondensatet i ejektorvarmeren lik 5°C.

34 °С; kJ/kg.

5.3. Vannoppvarmingen i pakkboksvarmeren (SH) antas å være 5°C.

39 °С,
kJ/kg.

5.4. PND-1 - deaktivert.

Den lever av damp fra VI-utvalget.

69,12 °С,
289,31 kJ / kg \u003d h d2 (drenering fra HDPE-2).

°С,
4,19∙64,12=268,66kJ/kg

Den lever av damp fra V-utvalget.

Oppvarming av damptrykk i varmeapparatet:

96,7 °С,
405,21 kJ/kg;

Vannparametere bak varmeren:

°С,
4,19∙91,7=384,22 kJ/kg.

Vi setter foreløpig temperaturøkningen på grunn av blanding av strømninger foran LPH-3 ved
, dvs. vi har:

Den lever av damp fra IV-utvalget.

Oppvarming av damptrykk i varmeapparatet:

140,12°С,
589,4 kJ/kg;

Vannparametere bak varmeren:

°С,
4,19∙135,12=516,15 kJ/kg.

Parametre for varmemediet i avløpskjøleren:

5.8. Matvannsavlufter.

Fôrvannsavlufteren opererer med konstant damptrykk i foringsrøret

R D-6 \u003d 5,88 bar → t D-6 H \u003d 158 ˚C, h ’D-6 \u003d 667 kJ / kg, h ”D-6 \u003d 2755,54 kJ / kg,

5.9. Matepumpe.

La oss ta pumpeeffektiviteten
0,72.

Utløpstrykk: MPa. °C, og parametrene til varmemediet i avløpskjøleren:
Dampparametere i dampkjøleren:

°C;
2833,36 kJ/kg.

Vi setter oppvarmingen i OP-7 lik 17,5 ° С. Da er temperaturen på vannet bak HPH-7 lik °С, og parametrene til varmemediet i avløpskjøleren er:

°C;
1032,9 kJ/kg.

Matevanntrykket etter HPH-7 er:

Vannparametere bak selve varmeren.

Oppvarmingsdampturbin PT-80/100-130/13 med industri- og varmedampavsug er designet for direkte drift av elektrisk generator TVF-120-2 med en rotasjonshastighet på 50 rpm og varmeavgivelse for produksjons- og varmebehov.

De nominelle verdiene for hovedparametrene til turbinen er gitt nedenfor.

Effekt, MW

nominelle 80

maksimalt 100

Vurderte dampparametere

trykk, MPa 12,8

temperatur, 0 С 555

Forbruk av utvunnet damp til produksjonsbehov, t/t

nominell 185

maksimalt 300

Grenser for damptrykkendring i kontrollert varmeavtrekk, MPa

øvre 0,049-0,245

lavere 0,029-0,098

Produksjonsvalgtrykk 1,28

Vanntemperatur, 0 C

ernæringsmessig 249

kjøling 20

Kjølevannsforbruk, t/t 8000

Turbinen har følgende justerbare dampavtrekk:

produksjon med et absolutt trykk (1,275 0,29) MPa og to varmevalg - det øvre med et absolutt trykk i området 0,049-0,245 MPa og det nedre med et trykk i området 0,029-0,098 MPa. Varmeavtrekkstrykket reguleres ved hjelp av en reguleringsmembran installert i det øvre varmeavtrekkskammeret. Regulert trykk i varmeavtrekkene opprettholdes: i øvre avtrekk - når begge varmeavtrekk er slått på, i nedre avtrekk - når ett nedre varmeavtrekk er slått på. Nettverksvann gjennom nettverksvarmere til nedre og øvre varmetrinn må føres sekvensielt og i like mengder. Strømmen av vann som passerer gjennom nettverksvarmer må kontrolleres.

Turbinen er en enakslet tosylindret enhet. HPC-strømningsbanen har et enkeltrads kontrolltrinn og 16 trykktrinn.

Flytdelen av LPC består av tre deler:

den første (opp til det øvre varmeuttaket) har et kontrolltrinn og 7 trykktrinn,

det andre (mellom varmekranene) to trykktrinn,

det tredje - kontrolltrinnet og to trykktrinn.

Høytrykksrotoren er smidd i ett stykke. De første ti skivene til lavtrykksrotoren er smidd integrert med akselen, de resterende tre skivene er montert.

Dampfordelingen til turbinen er dyse. Ved utgangen fra HPC går en del av dampen til kontrollert produksjonsutvinning, resten går til LPC. Varmeavtrekk utføres fra de tilsvarende LPC-kamrene.

For å redusere oppvarmingstiden og forbedre oppstartsforholdene, leveres dampoppvarming av flenser og bolter og tilførsel av levende damp til HPC-fronttetningen.

Turbinen er utstyrt med en sperreanordning som roterer akselen til turbinenheten med en frekvens på 3,4 rpm.

Turbinbladapparatet er konstruert for å operere med en nettfrekvens på 50 Hz, som tilsvarer en turbinenhets rotorhastighet på 50 rpm (3000 rpm). Tillatt langt arbeid turbiner med et frekvensavvik i nettet på 49,0-50,5 Hz.

Type dampturbin PT-60-130/13– kondenserende, med to justerbare dampavtrekk. Merkeeffekt 60 000 kW (60 MW) ved 3 000 o/min. Turbinen er designet direkte for å drive generatortypen TVF-63-2 med en kapasitet på 63 000 kW, med en spenning på generatorterminalene på 10 500 V, montert på et felles fundament med en turbin. Turbinen er utstyrt med en regenerativ enhet - for oppvarming av fødevann og må fungere med kondenseringsenhet. Når turbinen er i drift uten kontrollerte uttak (ren kondenseringsmodus), tillates en belastning på 60 MW.

Type dampturbin PT-60-130/13 designet for følgende parametere:

• friskt damptrykk foran den automatiske stengeventilen (ASK) 130 atm;
• frisk damptemperatur foran ASC 555 ºС;
• mengden kjølevann som passerer gjennom kondensatoren (ved designtemperaturen ved innløpet til kondensatoren 20 ºС) 8000 m/t;
• estimert maksimalt dampforbruk ved nominelle parametere er 387 t/t.

Turbinen har to justerbare dampavtrekk: industriell med nominelt trykk 13 ata og kraftvarme med et nominelt trykk på 1,2 atm. Produksjon og varmeutvinning har følgende trykkkontrollgrenser:

• produksjon 13+3 ATA;
• oppvarming 0,7-2,5 ata.

Turbinen er en enakslet tosylindret enhet. høytrykkssylinder har et enkelt-krone kontrolltrinn og 16 trykktrinn. Lavtrykkssylinder består av to deler, hvorav mellomtrykksdelen har et kontrolltrinn og 8 trykktrinn, og lavtrykksdelen har et kontrolltrinn og 3 trykktrinn.

Alle høytrykksrotorens skiver er smidd integrert med akselen. De første ti skivene til lavtrykksrotoren er smidd integrert med akselen, de resterende fire skivene er overhengende.

HP- og LPC-rotorene er sammenkoblet ved hjelp av en fleksibel kobling. Rotorene til lavtrykkssylinderen og generatoren er koblet sammen ved hjelp av en stiv kobling. nRVD = 1800 rpm, nRPD = 1950 rpm.

Smidd rotor HPC-turbin PT-60-130/13 har en relativt lang fremre ende av skaftet og en kronblad (ermeløs) utforming av labyrintforseglinger. Med denne utformingen av rotoren, forårsaker selv en liten beiting av akselen av kamskjellene på ende- eller mellomtetninger lokal oppvarming og elastisk avbøyning av akselen, noe som resulterer i vibrasjon av turbinen, aktivering av bandasjepiggene, rotorbladene og en økning i radielle klaringer i mellom- og skjermtetningene. Vanligvis vises rotoravbøyning i driftshastighetssonen på 800-1200 rpm. under oppstart av turbinen eller under utkjøring av rotorene når den er stoppet.

Turbinen er levert snuanordning, roterer rotoren med en hastighet på 3,4 rpm. Dreieanordningen drives av en elektrisk motor med en ekorn-burrotor.

Turbin har dysedampfordeling. Frisk damp tilføres en frittstående dampboks, hvor det er plassert en automatisk lukker, hvorfra dampen strømmer gjennom omløpsrør til turbinreguleringsventilene. plassert i dampbokser sveiset inn i fremre del av turbinsylinderen. Minimumspassasjen av damp i kondensatoren bestemmes av modusdiagrammet.

Turbinen er utstyrt vaskeapparat, som gjør det mulig å spyle turbinens strømningsvei på farten, med tilsvarende redusert belastning.

For å redusere oppvarmingstiden og forbedre forholdene for å starte turbinen, leveres HPC-flenser og bolter, samt tilførsel av levende damp til HPC-fronttetningen. For å sikre riktig driftsmodus og fjernstyring av systemet under turbinstart og -stopp, gis gruppedrenering gjennom avløpsdilatator inn i kondensatoren.

Send det gode arbeidet ditt i kunnskapsbasen er enkelt. Bruk skjemaet nedenfor

Studenter, hovedfagsstudenter, unge forskere som bruker kunnskapsbasen i studiene og arbeidet vil være veldig takknemlige for deg.

postet på http://www.allbest.ru/

merknad

I dette semesteroppgave beregningen av den grunnleggende termiske ordningen til kraftverket basert på kraftvarmen damp turbin

PT-80/100-130/13 ved temperatur miljø, systemet med regenerativ oppvarming og nettverksvarmer, samt den termiske effektiviteten til turbinanlegget og kraftenheten beregnes.

Vedlegget viser et skjematisk termisk diagram basert på PT-80/100-130/13 turbinanlegg, en graf over temperaturer på nettverksvann og en varmelast, h-s diagram av dampekspansjon i turbinen, et diagram over moduser til PT -80/100-130/13 turbinanlegg, en generell oversikt over varmeren høytrykk PV-350-230-50, spesifikasjon generelt syn PV-350-230-50, kutt på langs turbinanlegg PT-80/100-130/13, spesifikasjon av den generelle oversikten over hjelpeutstyr inkludert i TPP-ordningen.

Verket er komponert på 45 ark og inkluderer 6 tabeller og 17 illustrasjoner. 5 litterære kilder ble brukt i arbeidet.

• Introduksjon
• Gjennomgang av vitenskapelig og teknisk litteratur (Teknologier for generering av elektrisk og termisk energi)
• 1. Beskrivelse av det viktigste termiske diagrammet for PT-80/100-130/13 turbinanlegg
• 2. Beregning av det viktigste termiske diagrammet til PT-80/100-130/13 turbinanlegg i økt belastningsmodus
• 2.1 Innledende data for beregning
• 2.2
• 2.3 Beregning av parametrene for dampekspansjonsprosessen i turbinrommene ih- Sdiagram
• 2.4
• 2.5
• 2.6
• 2.6.1 Nettverksvarmeinstallasjon (kjele)
• 2.6.2 Høytrykks regenerative varmeovner og mateanlegg (pumpe)
• 2.6.3 Matvannsavlufter
• 2.6.4 Råvannvarmer
• 2.6.5
• 2.6.6 Ekstra vannavlufter
• 2.6.7
• 2.6.8 Kondensator
• 2.7
• 2.8 Energibalansen til turbinenheten PT-80/100-130/13
• 2.9
• 2.10
• Konklusjon
• Bibliografi
• Introduksjon
• For store anlegg i alle bransjer med høyt varmeforbruk er det optimale systemet for energiforsyning fra en distrikts- eller industriell kraftvarme.
• Prosessen med å generere elektrisitet ved kraftvarmeverk er preget av økt termisk effektivitet og høyere energiytelse sammenlignet med kondenskraftverk. Dette forklares av det faktum at spillvarmen til turbinen, som avledes til en kald kilde (en varmemottaker fra en ekstern forbruker), brukes i den.
• I arbeidet utføres beregningen av det termiske skjemaet til kraftverket basert på produksjonsvarme- og kraftturbinen PT-80/100-130/13, som opererer i designmodus ved utelufttemperaturen.
• Oppgaven med å beregne det termiske skjemaet er å bestemme parametrene, strømningshastighetene og retningene for strømmen av arbeidsvæsken i enheter og sammenstillinger, samt det totale dampforbruket, elektrisk kraft og indikatorer for termisk effektivitet til stasjonen.
• 1. Beskrivelse av det viktigste termiske diagrammet for turbinanlegget PT-80/100-130/13

Den elektriske kraftenheten på 80 MW består av en E-320/140 høytrykks trommelkjele, en PT-80/100-130/13 turbin, en generator og hjelpeutstyr.

Strømenheten har syv valg. Det er mulig å gjennomføre to-trinns oppvarming av nettvann i turbinanlegget. Det er en hoved- og toppkjele, samt en PVC, som slår seg på hvis kjelene ikke kan gi nødvendig oppvarming av nettverksvannet.

Frisk damp fra kjelen med et trykk på 12,8 MPa og en temperatur på 555 0 Den kommer inn i turbinens HPC og sendes etter utmatting til turbinen HPC og deretter til HPC. Etter å ha trent, strømmer dampen fra LPC til kondensatoren.

Kraftenheten for regenerering har tre høytrykksvarmere (HPH) og fire lavtrykksvarmere (LPH). Varmerne er nummerert fra baksiden av turbinenheten. Kondensatet til oppvarmingsdampen HPH-7 kaskades inn i HPH-6, inn i HPH-5 og deretter inn i avlufteren (6 atm). Kondensatavløp fra LPH4, LPH3 og LPH2 utføres også i kaskade i LPH1. Deretter, fra LPH1, sendes kondensatet til oppvarmingsdampen til CM1 (se PRT2).

Hovedkondensatet og tilførselsvannet varmes sekvensielt i PE, SH og PS, i fire lavtrykksvarmere (LPH), i en 0,6 MPa avlufter og i tre høytrykksvarmere (HPV). Damp tilføres disse varmeovnene fra tre justerbare og fire uregulerte turbindamputtak.

Blokken for oppvarming av vann i varmenettet har et kjeleanlegg, bestående av en nedre (PSG-1) og en øvre (PSG-2) nettvarmer, matet med henholdsvis damp fra 6. og 7. valg, og PVK. Kondensat fra øvre og nedre nettvarmere tilføres av avløpspumper til blandere SM1 mellom LPH1 og LPH2 og SM2 mellom varmeovner LPH2 og LPH3.

Matevannets oppvarmingstemperatur ligger innenfor (235-247) 0 С og avhenger av starttrykket til fersk damp, mengden undervarme i HPH7.

Den første dampekstraksjonen (fra HPC) brukes til å varme tilførselsvann i HPH-7, den andre dampekstraksjonen (fra HPC) - til HPH-6, den tredje (fra HPC) - til HPH-5, D6ata, for produksjon; den fjerde (fra CSD) - i LPH-4, den femte (fra CSD) - i LPH-3, den sjette (fra CSD) - i LPH-2, avlufter (1,2 atm), i PSG2, i PSV; den syvende (fra CND) - i PND-1 og PSG1.

For å dekke opp for tap, sørger ordningen for inntak av råvann. Råvann varmes opp i råvannvarmeren (RWS) til en temperatur på 35 o C, deretter, etter kjemisk behandling, går det inn i avlufteren 1,2 ata. For å sikre oppvarming og avlufting av ekstra vann, brukes varmen fra dampen fra den sjette ekstraksjonen.

Damp fra tetningsstengene i mengden D stk = 0,003D 0 går til avlufteren (6 atm). Damp fra de ekstreme tetningskamrene ledes til SH, fra de midterste tetningskamrene til PS.

Kjelutblåsning - to-trinns. Damp fra ekspanderen på 1. trinn går til avlufteren (6 atm), fra ekspanderen på 2. trinn til avlufteren (1,2 atm). Vann fra ekspanderen til 2. trinn tilføres nettvannledningen, for delvis å fylle opp nettverkstap.

Figur 1. Skjematisk diagram av et termisk kraftverk basert på TU PT-80/100-130/13

2. Beregning av det prinsipielle termiske diagrammet for et turbinanleggfre-80/100-130/13 i høybelastningsmodus

Beregning av det grunnleggende termiske skjemaet til turbinanlegget er basert på den gitte dampstrømningshastigheten for turbinen. Som et resultat av beregningen, bestem:

? elektrisk kraft til turbinenheten - W e;

? energiytelsen til turbinanlegget og kraftvarmeverket som helhet:

b. koeffisient nyttig handling CHP for produksjon av elektrisitet;

i. effektivitetsfaktor for CHPP for produksjon og tilførsel av varme til oppvarming;

d. spesifikt forbruk av referansedrivstoff for elektrisitetsproduksjon;

e. Spesifikt forbruk av referansebrensel for produksjon og forsyning av termisk energi.

2.1 Innledende data for beregning

Levende damptrykk -

Frisk damptemperatur -

Trykk i kondensatoren - P til = 0,00226 MPa

Parametre for valg av dampproduksjon:

dampforbruk -

gir -,

omvendt -.

Fersk dampforbruk for turbinen -

Effektivitetsverdiene til de termiske kretselementene er gitt i tabell 2.1.

Bord 2.1. Effektivitetsfaktor for termiske kretselementer

2.2 Beregning av trykk i turbinuttak

Termisk belastning CHPP bestemmes av behovene til produksjonsforbrukeren av damp og tilførsel av varme til en ekstern forbruker for oppvarming, ventilasjon og varmtvannsforsyning.

For å beregne egenskapene til den termiske effektiviteten til et CHP-anlegg med en industriell varme- og kraftturbin i økt belastningsmodus (under -5ºС), er det nødvendig å bestemme damptrykket i turbinutløpene. Dette trykket settes ut fra kravene til den industrielle brukeren og temperatur graf nettverksvann.

I dette kursarbeidet tas det i bruk et konstant damputtak for de teknologiske (industrielle) behovene til en ekstern forbruker, som er lik trykket, som tilsvarer den nominelle driften av turbinanlegget, derfor trykket i de uregulerte turbinuttakene nr. 1 og nr. 2 er:

Dampparametrene i turbinekstraksjonene ved nominell modus er kjent fra hovedparametrene. spesifikasjoner.

Det er nødvendig å bestemme den faktiske (dvs. for en gitt modus) trykkverdi i varmeekstraksjonen. For å gjøre dette utføres følgende handlingssekvens:

1. I henhold til gitt verdi og valgt (gitt) temperaturgraf for varmenettet, bestemmer vi temperaturen på nettvannet bak nettvarmerne ved en gitt utetemperatur t NAR

t Sol = t O.S + b CHP ( t P.S - t O.S)

t BC \u003d 55,6 + 0,6 (106,5 - 55,6) \u003d 86,14 0 C

2. I henhold til den aksepterte verdien av vann underkjøling og og verdi t BC finner vi metningstemperaturen i nettverksvarmeren:

= t sol + og

86,14 + 4,3 \u003d 90,44 0 C

Deretter, i henhold til metningstabellene for vann og damp, bestemmer vi damptrykket i nettverksvarmeren R BC = 0,07136 MPa.

3. Varmebelastningen på nedre nettvarmer når 60 % av totalbelastningen på fyrrommet

t NS = t O.S + 0,6 ( t V.S - t O.S)

t NS \u003d 55,6 + 0,6 (86,14 - 55,6) \u003d 73,924 0 C

I henhold til metningstabellene for vann og damp, bestemmer vi damptrykket i nettverksvarmeren R H C \u003d 0,04411 MPa.

4. Vi bestemmer damptrykket i kraftvarmeutvinningen (regulert) nr. 6, nr. 7 av turbinen, under hensyntagen til de aksepterte trykktapene gjennom rørledninger:

hvor tap i rørledninger og kontrollsystemer til turbinen er akseptert:; ;

5. I henhold til damptrykkverdien ( R 6 ) i varmeavtrekk nr. 6 til turbinen spesifiserer vi damptrykket i de uregulerte turbinuttakene mellom industrielt uttak nr. 3 og det kontrollerte varmeavtrekket nr. 6 (ifølge Flugel-Stodola-ligningen):

hvor D 0 , D, R 60 , R 6 - dampstrømningshastighet og trykk i turbinavtrekket i henholdsvis nominell og beregnet modus.

2.3 Beregning av parameteredampekspansjonsprosess i turbinrommene ih- Sdiagram

Ved å bruke metoden beskrevet nedenfor og verdiene av trykk i ekstraksjonene funnet i forrige avsnitt, konstruerer vi et diagram over dampekspansjonsprosessen i turbinens strømningsbane kl. t køyeseng=- 15 є MED.

Krysspunkt kl h, s- isobardiagram med isoterm bestemmer entalpien til fersk damp (punkt 0 ).

Tapet av levende damptrykk i stopp- og kontrollventiler og oppstartsdampveien med ventiler helt åpne er ca. 3 %. Derfor er damptrykket foran turbinens første trinn:

På h, s- diagrammet viser skjæringspunktet for isobaren med nivået av entalpi av fersk damp (punkt 0 /).

For å beregne dampparametrene ved utløpet av hvert turbinrom, har vi verdiene for den interne relative effektiviteten til rommene.

Tabell 2.2. Intern relativ effektivitet av turbinen etter avdelinger

Fra det oppnådde punktet (punkt 0 /) trekkes en linje vertikalt nedover (langs isentropen) til skjæringspunktet med trykkisobaren i utvalg nr. 3. Entalpien til skjæringspunktet er lik.

Entalpien til damp i kammeret til det tredje regenerative utvalget i den virkelige ekspansjonsprosessen er lik:

Lik h,s- diagrammet inneholder punkter som tilsvarer tilstanden til damp i kammeret til sjette og syvende valg.

Etter å ha konstruert dampekspansjonsprosessen i h, S- diagrammet viser isobarer av uregulerte ekstraksjoner for regenerative varmeovner R 1 , R 2 ,R 4 ,R 5 og entalpiene til damp i disse ekstraksjonene er etablert.

bygd på h,s- i diagrammet er punktene forbundet med en linje, som gjenspeiler prosessen med dampekspansjon i turbinens strømningsbane. Grafen over dampekspansjonsprosessen er vist i figur A.1. (Vedlegg A).

I følge bygget h,s- diagrammet bestemmer temperaturen på dampen i det tilsvarende valget av turbinen ved verdiene av dens trykk og entalpi. Alle parametere er gitt i tabell 2.3.

2.4 Beregning av termodynamiske parametere i varmeovner

Trykket i regenerative varmeovner er mindre enn trykket i ekstraksjonskamrene med mengden trykktap på grunn av den hydrauliske motstanden til ekstraksjonsrørledningene, sikkerhets- og stoppventilene.

1. Vi beregner trykket til mettet vanndamp i regenerative varmeovner. Trykktapene i rørledningen fra turbinuttaket til den tilsvarende varmeren tas lik:

Trykket av mettet vanndamp i mate- og kondensatvannavlufterne er kjent fra deres tekniske spesifikasjoner og er lik hhv.

2. I henhold til tabellen over egenskaper til vann og damp i metningstilstand, i henhold til metningstrykkene som er funnet, bestemmer vi temperaturene og entalpiene til oppvarmingsdampkondensatet.

3. Vi aksepterer underkjøling av vann:

I høytrykks regenerative varmeovner - 2єMed

I lavtrykks regenerative varmeovner - 5єMed,

I avluftere - 0є Med ,

derfor er vanntemperaturen ved utløpet av disse varmeovnene:

, є Med

4. Vanntrykket bak de respektive varmeovnene bestemmes av den hydrauliske motstanden til kanalen og driftsmodusen til pumpene. Verdiene for disse trykkene er akseptert og er gitt i tabell 2.3.

5. I henhold til tabellene for vann og overopphetet damp, bestemmer vi entalpien til vann etter varmeovnene (ved verdiene og):

6. Vannoppvarming i varmeren er definert som forskjellen mellom entalpiene til vann ved innløpet og utløpet av varmeren:

, kJ/kg;

kJ/kg;

kJ/kg;

kJ/kg;

kJ/kg

kJ/kg;

kJ/kg;

kJ/kg;

kJ/kg,

hvor er entalpien til kondensatet ved utløpet av tetningsvarmeren. I dette arbeidet er denne verdien tatt lik.

7. Varmen som avgis av oppvarmingsdampen til vannet i varmeren:

2.5 Damp- og vannparametere i turbinanlegget

For å lette videre beregning er parameterne for damp og vann i turbinanlegget, beregnet ovenfor, oppsummert i tabell 2.3.

Data om damp- og vannparametere i avløpskjølere er gitt i tabell 2.4.

Tabell 2.3. Damp- og vannparametere i turbinanlegget

Tabell 2.4. Damp- og vannparametere i avløpskjølere

2.6 Bestemmelse av damp- og kondensatstrømningshastigheter i elementene i det termiske skjemaet

Beregningen utføres i følgende rekkefølge:

1. Dampstrøm til turbinen i designmodus.

2. Damp lekker gjennom tetninger

Godta, da

4. Matevannforbruk per kjele (inkludert utblåsning)

hvor er mengden kjelevann som går inn i den kontinuerlige utblåsningen

D etc=(b etc/100)·D s=(1,5/100) 131,15=1,968kg/s

5. Damputtak fra renseekspander

hvor er andelen damp som frigjøres fra utblåsningsvannet i den kontinuerlige utblåsningsekspanderen

6. Utblåsningsvann fra ekspanderen

7. Forbruk av tilleggsvann fra det kjemiske vannbehandlingsanlegget (CWT)

hvor er kondensatreturkoeffisienten fra

produksjon forbrukere, vi aksepterer;

Beregning av dampstrømningshastigheter i regenerative og nettverksvarmer i avlufteren og kondensatoren, samt kondensatstrømningshastigheter gjennom varmeovner og miksere er basert på ligningene for material- og varmebalanser.

Balanseligninger kompileres sekvensielt for hvert element i det termiske skjemaet.

Det første trinnet i beregningen av det termiske skjemaet til et turbinanlegg er utarbeidelsen av termiske balanser for nettverksvarmer og bestemmelse av dampstrømningshastigheter for hver av dem basert på den gitte termiske belastningen til turbinen og temperaturgrafen. Deretter kompileres varmebalanser for høytrykks regenerative varmeovner, avluftere og lavtrykksvarmer.

2.6.1 Nettvarmeinstallasjon (fyrrom)

Tabell 2.5. Damp- og vannparametere i et nettverksvarmeanlegg

Installasjonsparameterne er definert i følgende rekkefølge.

1. Forbruk av nettverksvann for beregnet modus

2.Varmebalansen til den nedre nettverksvarmeren

Varmedampstrøm til nedre nettverksvarmer

fra tabell 2.1.

3.Varmebalansen til den øvre nettverksvarmeren

Varmedampstrøm til øvre nettverksvarmer

Regenerative høytemperaturvarmere trykk- og mateanlegg (pumpe)

LDPE 7

HPH7 varmebalanseligning

Varmedampforbruk for PVD7

LDPE 6

Varmebalanseligning for HPH6

Varmedampforbruk for PVD6

varme fjernet fra dreneringen OD2

Matepumpe (PN)

Trykk etter PN

Trykk i pumpen i PN

Trykkfall

Det spesifikke volumet av vann i PN v PN - bestemt fra tabellene etter verdi

R man.

Effektivitet for matepumpe

Vannoppvarming i man

Entalpi etter PN

Hvor - fra tabell 2.3;

HPH5 varmebalanseligning

Varmedampforbruk for PVD5

2.6.3 Matevannsavlufter

Dampstrømningshastigheten fra tetningene til ventilstammene i DPV er akseptert

Dampentalpi fra ventilstammetetninger

(på P = 12,9 MPa og t=556 0 Med) :

Fordampning fra avlufteren:

D utgave=0,02 D PV=0.02

Andelen av damp (i fraksjoner av dampen fra avlufteren som går til PE, tetningene til midt- og endeforseglingskamrene

Avlufter materialbalanse ligning:

.

Avlufterens varmebalanselikning

Etter å ha erstattet uttrykket i denne ligningen D CD vi får:

Oppvarmingsdampforbruk fra tredje turbinuttak til DPV

derav forbruket av oppvarmingsdamp fra turbinuttaket nr. 3 til DPV:

D D = 4,529.

Kondensatstrøm ved avlufterens innløp:

D KD \u003d 111,82 - 4,529 \u003d 107,288.

2.6.4 Råvannvarmer

Dreneringsentalpi h PSV=140

.

2.6.5 To-trinns Purge Expander

2. trinn: utvidelse av vann som koker ved 6 atm i mengde

opp til et trykk på 1 atm.

= + (-)

sendt til den atmosfæriske avlufteren.

2.6.6 Ekstra vannavlufter

postet på http://www.allbest.ru/

Ligning av materialbalansen til returkondensatavlufteren og tilleggsvann DKV.

D KV = + D P.O.V + D OK + D OV;

Forbruk av kjemisk behandlet vann:

D OB = ( D P - D OK) + + D UT.

Termisk balanse til utblåsningsvannkjøleren

material turbinkondensat

hvor q OP = h h varme tilført tilleggsvannet i OP.

q OP \u003d 670,5- 160 \u003d 510,5 kJ / kg,

hvor: h entalpi av utblåsningsvann ved utløpet av OP.

Vi aksepterer retur av kondensat fra industrielle varmeforbrukere?k = 0,5 (50%), da:

D OK = ?k* D P = 0,5 51,89 = 25,694 kg/s;

D RH = (51,89 - 25,694) + 1,145 + 0,65 = 27,493 kg/s.

Den ekstra vannoppvarmingen i OP bestemmes fra OP varmebalanseligningen:

= 27.493 herfra:

= 21,162 kJ/kg.

Etter utblåsningskjøleren (BP) går tilleggsvannet inn i den kjemiske vannbehandlingen, og deretter til den kjemisk behandlede varmtvannsberederen.

Termisk balanse til POV kjemisk renset varmtvannsbereder:

hvor q 6 - mengden varme som overføres i varmeren med damp fra turbinekstraksjon nr. 6;

vannoppvarming i POV. Aksepterer h RH = 140 kJ/kg, da

.

Dampstrømningshastigheten for SOW bestemmes fra varmebalansen til den kjemisk behandlede varmtvannsberederen:

D POV 2175,34 = 27,493 230,4 hvorfra D POV = 2,897 kg/s.

Og dermed,

D KV = D

Varmebalanseligning for kjemisk behandlet vannavlufter:

D h 6 + D POV h+ D OK h+ D OV hD HF h

D 2566,944+ 2,897 391,6+ 25,694 376,77 + 27,493 370,4= (D+ 56,084) * 391,6

Herfra D\u003d 0,761 kg / s - oppvarming av dampforbruk ved DKV og utvinning nr. 6 av turbinen.

Strømmen av kondensat ved utløpet av DKV:

D KV \u003d 0,761 + 56,084 \u003d 56,846 kg / s.

2.6.7 Lavtrykks regenerative varmeovner

HDPE 4

Varmebalanseligning for HDPE4

.

Varmedampforbruk for LPH4

,

hvor

HDPE og mikserCM2

Kombinert varmebalanseligning:

hvor er kondensatstrømmen ved LPH2-utløpet:

D K6 = D KD - D HF -D Sol - D PSV = 107,288 -56,846 - 8,937 - 2,897 = 38,609

erstatning D K2 inn i den kombinerte varmebalanseligningen:

D\u003d 0,544 kg / s - oppvarming av dampforbruk ved LPH3 fra utvalg nr. 5

turbiner.

PND2, mikser CM1, PND1

Temperatur for PS:

1 materialligning og 2 varmebalanseligninger er kompilert:

1.

2.

3.

erstatte i ligning 2

Vi får:

kg/s;

D P6 = 1,253 kg/s;

D P7 = 2,758 kg/s.

2.6.8 Kondensator

Kondensator Materialbalanse ligning

.

2.7 Kontrollere materialbalanseberegningen

Kontroll av riktigheten av å ta hensyn til i beregningene av alle strømninger av termisk skjema utføres ved å sammenligne materialbalansene for damp og kondensat i turbinkondensatoren.

Eksosdampstrøm til kondensator:

,

hvor er dampstrømningshastigheten fra turbinekstraksjonskammeret med tallet.

Dampstrømningshastigheter fra ekstraksjoner er gitt i tabell 2.6.

Tabell 2.6. Dampforbruk for turbinuttak

Total dampstrøm fra turbinuttak

Dampstrøm til kondensatoren etter turbinen:

Feil i damp- og kondensatbalanse

Siden feilen i balansen mellom damp og kondensat ikke overstiger den tillatte verdien, blir derfor alle strømninger av termisk skjema tatt i betraktning riktig.

2.8 Energibalansen til turbinenheten fre- 80/100-130/13

La oss bestemme kraften til turbinrommene og dens totale kraft:

N Jeg=

hvor N Jeg OTS - kraften til turbinrommet, N Jeg UTS = D Jeg UTS H Jeg UTS,

H Jeg UTS = H Jeg UTS - H Jeg +1 HTS - varmefall i kupeen, kJ/kg,

D Jeg OTS - passasje av damp gjennom kammeret, kg/s.

avdeling 0-1:

D 01 UTS = D 0 = 130,5 kg/s,

H 01 UTS = H 0 UTS - H 1 UTS = 34 8 7 - 3233,4 = 253,6 kJ/kg,

N 01 UTS = 130,5 . 253,6 = 33,095 MVt.

- rom 1-2:

D 12 UTS = D 01 -D 1 = 130,5 - 8,631 = 121,869 kg/s,

H 12 UTS = H 1 UTS - H 2 UTS = 3233,4 - 3118,2 = 11 5,2 kJ/kg,

N 12 UTS = 121,869 . 11 5,2 = 14,039 MVt.

- rom 2-3:

D 23 UTS = D 12 -D 2 = 121,869 - 8,929 = 112,94 kg/s,

H 23 UTS = H 2 UTS - H 3 UTS = 3118,2 - 2981,4 = 136,8 kJ/kg,

N 23 UTS = 112,94 . 136,8 = 15,45 MVt.

- rom 3-4:

D 34 UTS = D 23 -D 3 = 112,94 - 61,166 = 51,774 kg/s,

H 34 UTS = H 3 UTS - H 4 UTS = 2981,4 - 2790,384 = 191,016 kJ/kg,

N 34 UTS = 51,774 . 191,016 = 9,889 MVt.

- rom 4-5:

D 45 UTS = D 34 -D 4 = 51,774 - 8,358 = 43,416 kg/s,

H 45 UTS = H 4 UTS - H 5 UTS = 2790,384 - 2608,104 = 182,28 kJ/kg,

N 45 UTS = 43,416 . 182,28 = 7,913 MVt.

- rom 5-6:

D 56 UTS = D 45 -D 5 = 43,416 - 9,481 = 33, 935 kg/s,

H 56 UTS = H 5 UTS - H 6 UTS = 2608,104 - 2566,944 = 41,16 kJ/kg,

N 45 UTS = 33, 935 . 41,16 = 1,397 MVt.

- rom 6-7:

D 67 UTS = D 56 -D 6 = 33, 935 - 13,848 = 20,087 kg/s,

H 67 UTS = H 6 UTS - H 7 UTS = 2566,944 - 2502,392 = 64,552 kJ/kg,

N 67 UTS = 20,087 . 66,525 = 1, 297 MVt.

- rom 7-K:

D 7k UTS = D 67 -D 7 = 20,087 - 13,699 = 6,388 kg/s,

H 7k UTS = H 7 UTS - H til UTS = 2502,392 - 2442,933 = 59,459 kJ/kg,

N 7k UTS = 6,388 . 59,459 = 0,38 MVt.

3.5.1 Total effekt av turbinrom

3.5.2 Den elektriske kraften til turbinsettet bestemmes av formelen:

N E = N Jeg

hvor er den mekaniske og elektriske effektiviteten til generatoren,

N E \u003d 83,46. 0,99. 0,98=80,97MW.

2.9 Turbinens termiske effektivitetsindikatorer

Totalt varmeforbruk for turbinanlegget

, MW

.

2. Varmeforbruk til oppvarming

,

hvor h T- koeffisient som tar hensyn til varmetap i varmesystemet.

3. Totalt varmeforbruk for industrielle forbrukere

,

.

4. Totalt varmeforbruk for eksterne forbrukere

, MW

.

5. Varmeforbruk til turbinanlegget for produksjon av elektrisitet

,

6. Effektivitet av turbinanlegget for produksjon av elektrisitet (eksklusive eget forbruk av elektrisitet)

,

.

7. Spesifikt varmeforbruk for elektrisitetsproduksjon

,

2.10 Energiindikatorer for CHP

Fersk dampparametere ved utløpet av dampgeneratoren.

- trykk P PG = 12,9 MPa;

- Brutto dampgeneratoreffektivitet fra SG = 0,92;

- temperatur t SG = 556 о С;

- h PG = 3488 kJ / kg ved spesifisert R PG og t PG.

Effektiviteten til dampgeneratoren, hentet fra egenskapene til kjelen E-320/140

.

1. Termisk belastning av dampgeneratorsettet

, MW

2. Effektivitet av rørledninger (varmetransport)

,

.

3. Effektivitet av CHP for produksjon av elektrisitet

,

.

4. Effektiviteten til CHPP for produksjon og tilførsel av varme til oppvarming, tatt i betraktning PVK

,

.

PVC kl t H=- 15 0 Med virker,

5. Spesifikt forbruk av referansedrivstoff for elektrisitetsproduksjon

,

.

6. Spesifikt forbruk av referansebrensel for produksjon og forsyning av termisk energi

,

.

7. Brennstoffvarmeforbruk per stasjon

,

.

8. Total virkningsgrad for kraftenheten (brutto)

,

9. Spesifikt varmeforbruk per kraftvarmeenhet

,

.

10. Effektiviteten til kraftenheten (nett)

,

.

hvor E S.N - eget spesifikt forbruk av elektrisitet, E S.N = 0,03.

11. Spesifikt forbruk av referansedrivstoff "netto"

,

.

12. Referanse drivstofforbruk

kg/s

13. Forbruk av referansebrensel for generering av varme levert til eksterne forbrukere

kg/s

14. Referansebrenselforbruk for elektrisitetsproduksjon

V E U \u003d V U -V T U \u003d 13.214-8.757 \u003d 4.457 kg/s

Konklusjon

Som et resultat av beregningen av det termiske skjemaet til kraftverket basert på produksjonsvarme- og kraftturbinen PT-80/100-130/13, som opererer i økt belastningsmodus ved omgivelsestemperatur, er følgende verdier av hovedparametrene som karakteriserer kraftverket av denne typen ble oppnådd:

Dampforbruk i turbinuttak

Oppvarmingsdampforbruk for nettvarmere

Varmeeffekt for oppvarming av et turbinanlegg

Q T= 72,22MW;

Varmeeffekt fra et turbinanlegg til industrielle forbrukere

Q P= 141,36 MW;

Totalt varmeforbruk for eksterne forbrukere

Q TP= 231,58 MW;

Strøm ved generatorterminaler

N eh=80,97 MW;

CHP-effektivitet for kraftproduksjon

Effektivitet av CHPP for produksjon og tilførsel av varme til oppvarming

Spesifikt forbruk drivstoff til elektrisitetsproduksjon

b E På= 162,27 g/kw/t

Spesifikt drivstofforbruk for produksjon og forsyning av termisk energi

b T På= 40,427 kg/GJ

Brutto total kraftvarmeeffektivitet

Total effektivitet av CHP "netto"

Spesifikt referansedrivstoffforbruk per stasjon "netto"

Bibliografi

1. Ryzhkin V.Ya. Termiske kraftverk: En lærebok for universiteter - 2. utg., Revidert. - M.: Energi, 1976.-447s.

2. Alexandrov A.A., Grigoriev B.A. Tabeller over termofysiske egenskaper til vann og damp: en håndbok. - M.: Red. MPEI, 1999. - 168s.

3. Poleshchuk I.Z. Utarbeiding og beregning av grunnleggende termiske skjemaer for termisk kraftstasjon. Retningslinjer til kursprosjektet på faget "TPP og NPP", / Ufa State. luftfart tech.un - t. - Ufa, 2003.

4. Standard for bedriften (STP UGATU 002-98). Krav til konstruksjon, presentasjon, utforming.-Ufa.: 1998.

5. Boyko E.A. Damprørkraftverk til TPP: Referansemanual - CPI KSTU, 2006. -152s

6. . Termiske og kjernekraftverk: Håndbok / Under den generelle redaksjonen. tilsvarende medlem RAS A.V. Klimenko og V.M. Zorin. - 3. utg. - M.: Izd MPEI, 2003. - 648s.: ill. - (Varmekraftteknikk og varmeteknikk; Bok 3).

7. . Turbiner av termiske og kjernekraftverk: Lærebok for videregående skoler / Ed. A.G., Kostyuk, V.V. Frolova. - 2. utg., revidert. og tillegg - M.: Izd MPEI, 2001. - 488 s.

8. Beregning av termiske kretsløp for dampturbinanlegg: Pedagogisk elektronisk utgave / Poleshchuk I.Z. - GOU VPO UGATU, 2005.

Konvensjoner kraftverk, utstyr og deres elementer (inkluderttekst, figurer, indekser)

D - avlufter for matevann;

DN - dreneringspumpe;

K - kondensator, kjele;

KN - kondensatpumpe;

OE - dreneringskjøler;

PrTS - grunnleggende termisk diagram;

PVD, HDPE - regenerativ varmeapparat (høyt, lavt trykk);

PVK - topp varmtvannskjele;

SG - dampgenerator;

PE - overheter (primær);

PN - matepumpe;

PS - pakkboksvarmer;

PSG - horisontal nettverksvarmer;

PSV - råvannvarmer;

PT - dampturbin; oppvarmingsturbin med industriell og oppvarmingsdampekstraksjon;

PHOV - kjemisk renset varmtvannsbereder;

PE - ejektorkjøler;

P - ekspander;

CHPP - kombinert varme- og kraftverk;

CM - mikser;

СХ - pakkbokskjøler;

HPC - høytrykkssylinder;

LPC - lavtrykkssylinder;

EG - elektrisk generator;

Vedlegg A

Vedlegg B

Modusdiagram PT-80/100

Vedlegg B

Varmeplaner for kvalitetsregulering av slippvarme i henhold til gjennomsnittlig daglig utetemperatur

Vert på Allbest.ru

Lignende dokumenter

Beregning av det viktigste termiske diagrammet, konstruksjon av dampekspansjonsprosessen i turbinrommene. Beregning av systemet for regenerativ oppvarming av matevann. Bestemmelse av kondensatstrøm, turbin- og pumpedrift. Totalt bladtap og intern effektivitet.

semesteroppgave, lagt til 19.03.2012


Konstruksjon av dampekspansjonsprosessen i turbinen i H-S diagrammet. Bestemmelse av parametere og strømningshastigheter for damp og vann ved et kraftverk. Sammenstilling av de viktigste varmebalansene for enheter og enheter i termisk skjema. Foreløpig estimat av dampstrømmen til turbinen.

semesteroppgave, lagt til 12.05.2012


Analyse av metodene for verifikasjonsberegning av den termiske kretsen til et kraftverk basert på en kraftvarmeturbin. Beskrivelse av design og drift av kondensatoren KG-6200-2. Beskrivelse av det overordnede termiske diagrammet for et varmeanlegg basert på et turbinanlegg av typen T-100-130.

avhandling, lagt til 09.02.2010


termisk ordning kraftenhet. Dampparametere i turbinuttak. Konstruksjon av prosessen i hs-diagrammet. Sammendragstabell over damp- og vannparametere. Sammenstilling av de viktigste varmebalansene for enheter og enheter i termisk skjema. Beregning av avlufter og nettverksinstallasjon.

semesteroppgave, lagt til 17.09.2012


Konstruksjon av dampekspansjonsprosessen i h-s diagram. Beregning av installasjon av nettverksvarmer. Dampekspansjonsprosess i drivturbinen til matepumpen. Bestemmelse av dampstrømningshastigheter for turbinen. Beregning av termisk effektivitet av TPP og valg av rørledninger.

semesteroppgave, lagt til 06.10.2010


Valg og begrunnelse av den grunnleggende termiske ordningen for blokken. Å tegne en balanse mellom hovedstrømmene av damp og vann. De viktigste egenskapene til turbinen. Konstruksjon av dampekspansjonsprosessen i turbinen på hs-diagrammet. Beregning av varmeflatene til spillvarmekjelen.

semesteroppgave, lagt til 25.12.2012


Beregning av en dampturbin, parametere for hovedelementene i det skjematiske diagrammet til et dampturbinanlegg og foreløpig konstruksjon av den termiske prosessen med dampekspansjon i turbinen i h-s-diagrammet. Økonomiske indikatorer dampturbinanlegg med regenerering.

semesteroppgave, lagt til 16.07.2013


Sammenstilling av den beregnede termiske ordningen til TU NPP. Bestemmelse av parametrene til arbeidsfluidet, dampforbruk ved utvinning av turbinenheten, intern kraft og indikatorer for termisk effektivitet og enheten som helhet. Kraften til pumpene til kondensatmatingsbanen.

semesteroppgave, lagt til 14.12.2010


Dampekspansjonsprosess i en turbin. Bestemmelse av forbruk av levende damp og matevann. Beregning av elementer i den termiske ordningen. Matriseløsning etter Cramers metode. Koden til programmet og resultatet av resultatene av maskinberegninger. Tekniske og økonomiske indikatorer for kraftenheten.

semesteroppgave, lagt til 19.03.2014


Studie av design av K-500-240 turbin og termisk beregning av turbinanlegget til kraftverket. Valget av antall turbinsylindertrinn og nedbrytningen av dampentalpi faller med trinnene. Bestemmelse av turbineffekt og beregning av arbeidsbladet for bøying og strekk.