처음 10개의 로터 디스크 저기압샤프트와 일체형으로 단조되어 나머지 3개의 디스크가 장착됩니다.

HPC 및 LPC 로터는 로터와 일체형으로 단조된 플랜지를 사용하여 서로 견고하게 연결됩니다. LPC의 로터와 TVF-120-2 유형 발전기는 고정식 커플 링으로 연결됩니다.

터빈 증기 분포는 노즐입니다. 신선한 증기는 자동 셔터가 있는 별도의 노즐 상자에 공급되며, 여기서 증기는 우회 파이프를 통해 터빈 제어 밸브로 흐릅니다.

HPC에서 나오면 증기의 일부는 제어된 생산 추출로 이동하고 나머지는 LPC로 보내집니다.

가열 추출은 해당 LPC 챔버에서 수행됩니다.

터빈 고정 지점은 발전기 측 터빈 프레임에 위치하며 장치는 전면 베어링 쪽으로 확장됩니다.

예열 시간을 줄이고 시동 조건을 개선하기 위해 플랜지와 스터드의 증기 가열과 HPC 전면 씰에 대한 생증기 공급이 제공됩니다.

터빈에는 0.0067의 주파수로 장치의 축선을 회전시키는 축 회전 장치가 장착되어 있습니다.

터빈 블레이드 장치는 50Hz의 회전자 회전에 해당하는 50Hz의 네트워크 주파수에서 작동하도록 설계 및 구성되었습니다. 장편 49~50.5Hz의 네트워크 주파수를 갖는 터빈.

응축실 바닥면에서 터빈실 바닥면까지의 터빈 유닛 기초 높이는 8m이다.

2.1 PT-80/100-130/13 터빈의 열 회로도 설명

응축 장치에는 응축기 그룹, 공기 제거 장치, 응축수 및 순환 펌프, 이젝터 순환 시스템, 정수 필터, 필요한 부속품을 갖춘 파이프라인.

커패시터 그룹은 빔이 내장된 하나의 커패시터로 구성됩니다. 공통 표면 3000m²를 냉각하고 여기에 들어가는 증기를 응축하고 터빈 배기관에 진공을 생성하여 응축수를 보존하고 열 일정에 따라 작동 모드에서 응축기로 들어가는 증기의 열을 사용하도록 설계되었습니다. 내장된 번들의 보충수를 가열합니다.

응축기에는 증기 부분에 특수 챔버가 내장되어 있으며 여기에 HDPE 섹션 No. 1이 설치됩니다. 나머지 HDPE는 별도의 그룹으로 설치됩니다.

재생 장치는 가열용으로 설계되었습니다. 급수조절되지 않은 터빈 추출에서 얻은 증기에는 4단계의 LPH, 3단계의 LPH 및 탈기기가 있습니다. 모든 히터는 표면형입니다.

HPH 5,6,7호는 디슈퍼히터와 배수 쿨러가 내장된 수직형 설계입니다. PVD에는 자동 콘센트와 체크 밸브물 입구와 출구에는 전자석이 있는 자동 밸브, 히터를 시작하고 끄는 파이프라인이 있습니다.

HDPE 및 HDPE(HDPE No. 1 제외)에는 전자 조절기에 의해 제어되는 응축수 제거용 제어 밸브가 장착되어 있습니다.

히터에서 가열 증기 응축수의 배출은 캐스케이드 방식입니다. HDPE No.2에서 응축수는 배수 펌프에 의해 펌핑됩니다.

난방 네트워크 물 설치에는 두 개의 네트워크 히터, 응축수 및 네트워크 펌프가 ​​포함됩니다. 각 히터는 1300m²의 열교환 표면을 가진 수평형 증기-물 열교환기이며, 튜브 시트의 양면이 나팔 모양의 직선형 황동 파이프로 구성되어 있습니다.

3 선택 보조 장비역의 열 다이어그램

3.1 터빈과 함께 공급되는 장비

왜냐하면 콘덴서, 메인 이젝터, 로우 및 로우 히터 고압터빈과 함께 설계된 스테이션으로 전달된 다음 스테이션에 설치하기 위해 다음이 사용됩니다.

a) 응축기 유형 80-KTSST-1, 각 터빈당 하나씩 3개 조각;

b) 메인 이젝터 유형 EP-3-700-1 6개, 각 터빈당 2개;

c) 저압 히터 유형 PN-130-16-10-II(PND No. 2) 및 PN-200-16-4-I(PND No. 3,4);

d) PV-450-230-25(PVD No. 1), PV-450-230-35(PVD No. 2) 및 PV-450-230-50(PVD No. 3) 유형의 고압 히터.

표시된 장비의 특성은 표 2, 3, 4, 5에 요약되어 있습니다.

표 2 - 커패시터 특성

표 3 - 메인 콘덴서 이젝터의 특성

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주석

이에 코스 작업난방 시스템을 기반으로 한 발전소의 기본 열 다이어그램 계산이 수행되었습니다. 증기 터빈

온도에서 PT-80/100-130/13 환경, 재생 난방 시스템 및 네트워크 히터뿐만 아니라 터빈 설치 및 동력 장치의 열 효율 지표도 계산되었습니다.

부록은 PT-80/100-130/13 터빈 장치를 기반으로 한 기본 열 다이어그램, 네트워크 물 온도 및 지역 난방 부하 그래프, 터빈의 증기 팽창 h-s 다이어그램, PT-80/100-130/13 터빈 장치의 모드, 히터 고압 PV-350-230-50의 일반적인 모습, 사양 일반적인 견해 PV-350-230-50, 터빈 유닛 PT-80/100-130/13의 종단면, 화력 발전소 구성에 포함된 보조 장비의 일반 도면 사양.

작품은 45장으로 구성됐으며 표 6개와 삽화 17개로 구성됐다. 작품에는 5개의 문학적 출처가 사용되었습니다.

• 소개
• 과학 및 기술 문헌 검토(전기 및 열 에너지 생성 기술)
• 1. PT-80/100-130/13 터빈 장치의 열 회로도 설명
• 2. 고부하 모드에서 PT-80/100-130/13 터빈 장치의 기본 열 다이어그램 계산
• 2.1 계산을 위한 초기 데이터
• 2.2
• 2.3 터빈실의 증기 팽창 과정 매개변수 계산시간- 에스도표
• 2.4
• 2.5
• 2.6
• 2.6.1 네트워크 난방 설치(보일러실)
• 2.6.2 고압회생히터 및 공급장치(펌프)
• 2.6.3 급수 탈기기
• 2.6.4 히터 원수
• 2.6.5
• 2.6.6 탈기기 추가 물
• 2.6.7
• 2.6.8 콘덴서
• 2.7
• 2.8 터빈 유닛 PT-의 에너지 균형80/100-130/13
• 2.9
• 2.10
• 결론
• 참고자료
• 소개
• 열 소비가 많은 모든 산업의 대규모 공장의 경우 최적의 전원 공급 시스템은 지역 또는 산업용 화력 발전소에서 나옵니다.
• CHP 발전소에서 전기를 생산하는 과정은 응축 발전소에 비해 열 효율이 증가하고 에너지 성능이 더 높은 것이 특징입니다. 이는 차가운 소스(외부 소비자의 열 수신기)로 제거된 터빈의 폐열이 터빈에서 사용된다는 사실로 설명됩니다.
• 이 작업은 생산량을 기반으로 발전소의 기본 열 다이어그램을 계산합니다. 가열 터빈 PT-80/100-130/13, 설계 모드에서 작동 외부 온도공기.
• 열 회로를 계산하는 작업은 스테이션의 총 증기 소비량, 전력 및 열 효율 지표뿐만 아니라 장치 및 구성 요소의 작동 유체의 매개 변수, 유속 및 흐름 방향을 결정하는 것입니다.
• 1. PT 터빈 설치의 기본 열 다이어그램에 대한 설명80/100-130/13

전기 용량이 80MW인 동력 장치는 고압 드럼 보일러 E-320/140, 터빈 PT-80/100-130/13, 발전기 및 보조 장비로 구성됩니다.

전원 장치에는 7개의 추출 장치가 있습니다. 터빈 장치에서는 네트워크 물을 2단계로 가열하는 것이 가능합니다. 보일러가 네트워크 물에 필요한 난방을 제공할 수 없는 경우 켜지는 PVC뿐만 아니라 주 보일러와 피크 보일러도 있습니다.

12.8 MPa의 압력과 555 0의 온도를 가진 보일러의 신선한 증기는 터빈 고압 챔버로 들어가고 작동 후 터빈 압력 챔버로 보내진 다음 저압 펌프로 보내집니다. 배기 후 증기는 저압 장치에서 응축기로 들어갑니다.

회생용 동력장치는 고압히터(HPH) 3개와 저압히터(LPH) 4개로 구성된다. 히터의 번호는 터빈 장치의 꼬리 부분에서 나옵니다. 가열 증기 PVD-7의 응축수는 PVD-6, PVD-5, 탈기기(6 ata)로 계단식으로 유입됩니다. PND4, PND3 및 PND2의 응축수 배수도 PND1에서 캐스케이드 방식으로 수행됩니다. 그런 다음 PND1에서 가열 증기 응축수가 SM1로 보내집니다(PrTS2 참조).

주 응축수와 공급수는 PE, SH, PS, 4개의 저압 히터(LPH), 0.6MPa 탈기기 및 3개의 고압 히터(HPH)에서 순차적으로 가열됩니다. 증기는 3개의 조절식 및 4개의 비조절식 터빈 증기 추출을 통해 이러한 히터에 공급됩니다.

난방 네트워크의 물 가열용 블록에는 각각 6번째와 7번째 추출에서 나오는 증기와 PVC로 구동되는 하부(PSG-1) 및 상부(PSG-2) 네트워크 히터로 구성된 보일러가 설치되어 있습니다. 상부 및 하부 네트워크 히터의 응축수는 배수 펌프를 통해 LPH1과 LPH2 사이의 혼합기 SM1과 히터 LPH2와 LPH3 사이의 SM2로 공급됩니다.

급수 가열 온도는 (235-247) 0 C 범위에 있으며 신규 증기의 초기 압력과 HPH7의 과열 정도에 따라 달라집니다.

첫 번째 증기 추출(HPC에서)은 HPH-7의 급수를 가열하는 데 사용되며, 두 번째 추출(HPC에서)은 HPH-6으로, 세 번째(HPC에서)는 HPH-5로, D6ata, 생산용; 네 번째(ChSD에서) - PND-4, 다섯 번째(ChSD에서) - PND-3, 여섯 번째(ChSD에서) - PND-2, 탈기기(1.2 ata), PSG2, PSV 일곱 번째 (ChND에서) - PND-1 및 PSG1에서.

손실을 보충하기 위해 이 계획은 원수 섭취를 제공합니다. 원수는 원수히터(RWH)에서 35oC의 온도로 가열된 후 화학적 처리를 거쳐 1.2ata 탈기기로 유입됩니다. 추가 물의 가열 및 탈기를 보장하기 위해 여섯 번째 추출에서 나오는 증기열이 사용됩니다.

D PC = 0.003D 0 양의 씰 로드에서 나오는 증기는 탈기기(6 ata)로 이동합니다. 씰 외부 챔버의 증기는 씰의 중간 챔버에서 PS로 SH로 이동합니다.

보일러 퍼지는 2단계로 이루어집니다. 1단 팽창기에서 나온 증기는 탈기기(6 ata)로, 2단 팽창기에서 탈기기(1.2 ata)로 이동합니다. 2단계 확장기의 물은 네트워크 손실을 부분적으로 보충하기 위해 네트워크 수도 본관으로 공급됩니다.

그림 1. 기술 사양 PT-80/100-130/13을 기반으로 한 화력 발전소의 개략적인 열 다이어그램

2. 터빈 설치의 기본 열 다이어그램 계산PT-80/100-130/13 고부하 모드에서

터빈 설치의 기본 열 다이어그램 계산은 터빈으로의 지정된 증기 흐름을 기반으로 이루어집니다. 계산 결과 다음이 결정됩니다.

? 터빈 장치의 전력 - 여이자형;

? 터빈 장치와 화력 발전소 전체의 에너지 지표:

비. 계수 유용한 행동전기 생산을 위한 CHP;

다섯. 난방용 열 생산 및 공급을 위한 화력 발전소의 효율 계수;

d. 전기 생산을 위한 등가 연료의 특정 소비;

e. 열에너지 생산 및 공급을 위한 등가 연료의 특정 소비.

2.1 계산을 위한 초기 데이터

실시간 증기압 -

신선한 증기 온도 -

응축기의 압력 - P ~ =0.00226 MPa

생산 증기 매개변수:

증기 소비 -

서빙 - ,

뒤집다 - .

터빈당 신선한 증기 소비 -

열 회로 요소의 효율 값은 표 2.1에 나와 있습니다.

테이블 2.1. 열회로 요소의 효율성

열회로 요소	능률
	지정	의미
확장기 연속 부는
하단 네트워크 히터
상부 네트워크 히터
재생 난방 시스템:
공급펌프
급수 탈기기
퍼지 쿨러
정수온수기
응축수 탈기기
수도꼭지
씰 히터
씰 이젝터
파이프라인
발전기

2.2 터빈 출구의 압력 계산

열부하화력 발전소는 생산 증기 소비자의 요구와 난방, 환기 및 온수 공급을 위해 외부 소비자에게 열 공급에 의해 결정됩니다.

고부하 모드(-5°C 미만)에서 산업용 가열 터빈을 갖춘 화력 발전소의 열 효율 특성을 계산하려면 터빈 출구의 증기 압력을 결정해야 합니다. 이 압력은 산업 소비자의 요구 사항과 네트워크 물의 온도 일정에 따라 설정됩니다.

이 과정에서는 외부 소비자의 기술적 (생산) 요구에 맞는 증기의 지속적인 추출이 채택됩니다. 이는 터빈 장치의 공칭 작동 모드에 해당하는 압력과 동일하므로 규제되지 않은 압력 터빈 1번과 2번의 추출은 다음과 같습니다.

공칭 모드에서 터빈 배기가스의 증기 매개변수는 기본적으로 알려져 있습니다. 기술적 특성.

가열 추출에서 실제(즉, 특정 모드에 대한) 압력 값을 결정하는 것이 필요합니다. 이렇게 하려면 다음 작업을 순서대로 수행하십시오.

1. 난방 네트워크의 주어진 값과 선택된(지정된) 온도 일정을 기반으로 주어진 외부 공기 온도에서 네트워크 히터 뒤의 네트워크 물의 온도를 결정합니다. 티나르

티기원전 = 티 OS + b CHP( 티추신 - 티 OS)

티 BC = 55.6+ 0.6 (106.5 - 55.6) = 86.14 0C

2. 물 과열 및 값의 허용 값에 ​​따라 티 BC 우리는 네트워크 히터의 포화 온도를 찾습니다.

= 티태양 + 및

86.14 + 4.3 = 90.440C

그런 다음 물과 수증기의 포화 테이블을 사용하여 네트워크 히터의 증기 압력을 결정합니다. 아르 자형 BC =0.07136MPa.

3. 하부 네트워크 히터의 열부하는 보일러실 전체 부하의 60%에 도달합니다.

티 NS = 티 OS + 0.6 ( 티 VS - 티 OS)

t NS = 55.6+ 0.6 (86.14 - 55.6) = 73.924 0C

물과 수증기에 대한 포화표를 사용하여 네트워크 히터의 증기 압력을 결정합니다. 아르 자형 NC =0.04411MPa.

4. 파이프라인을 통해 허용되는 압력 손실을 고려하여 터빈의 가열(조절) 추출 6번, 7번에서 증기 압력을 결정합니다.

파이프라인과 터빈 제어 시스템에서 손실이 발생하는 경우: ;

5. 증기압의 값에 따라 ( 아르 자형 6 ) 터빈의 가열 배기 장치 6번에서 산업용 배기 장치 3번과 조절된 가열 배기 장치 6번 사이의 조절되지 않은 터빈 배기 장치의 증기 압력을 명확히 합니다(Flügel - Stodola 방정식에 따름).

어디 디 0 , 디, R 60 , R 6 - 각각 공칭 모드와 계산 모드에서 터빈 출구의 증기 흐름과 압력.

2.3 매개변수 계산터빈실의 증기 팽창 과정시간- 에스도표

아래에 설명된 방법과 이전 단락에서 찾은 추출의 압력 값을 사용하여 터빈 흐름 부분의 증기 팽창 과정에 대한 다이어그램을 구성합니다. 티 나르=- 15 є 와 함께.

교차점 시간, 에스- 등온선을 포함한 등압선 다이어그램은 새로운 증기의 엔탈피를 결정합니다(점 0 ).

정지 및 제어 밸브와 밸브가 완전히 열린 상태에서 시동 증기 경로의 신규 증기 압력 손실은 약 3%입니다. 따라서 터빈의 첫 번째 단계 이전의 증기 압력은 다음과 같습니다.

~에 시간, 에스- 다이어그램은 등압선과 신선한 증기의 엔탈피 수준(점 0 /)의 교차점을 표시합니다.

각 터빈 구획의 출구에서 증기 매개변수를 계산하기 위해 구획의 내부 상대 효율 값이 있습니다.

표 2.2. 구획별 내부 상대 터빈 효율

결과 지점(점 0 /)에서 선택 항목 3번의 압력 등압선과 교차할 때까지 수직 아래(등엔트로프를 따라) 선이 그려집니다. 교차점의 엔탈피는 다음과 같습니다.

실제 팽창 과정에서 세 번째 재생 선택 챔버의 증기 엔탈피는 다음과 같습니다.

마찬가지로 h,s- 다이어그램에는 여섯 번째 및 일곱 번째 추출 챔버의 증기 상태에 해당하는 점이 포함되어 있습니다.

증기팽창공정을 구축한 후 시간, 에스- 재생식 히터에 대한 규제되지 않은 추출의 등압선이 다이어그램에 표시됩니다. 아르 자형 1 , 아르 자형 2 ,아르 자형 4 ,아르 자형 5 및 이러한 선택에서 증기 엔탈피가 설정됩니다.

기반 h,s- 다이어그램에서 점은 선으로 연결되어 있으며 이는 터빈 흐름 부분의 증기 팽창 과정을 반영합니다. 증기 팽창 과정의 그래프는 그림 A.1에 나와 있습니다. (부록 A).

건축된 바에 따르면 h,s- 다이어그램을 사용하여 압력과 엔탈피 값을 기반으로 해당 터빈 출구의 증기 온도를 결정합니다. 모든 매개변수는 표 2.3에 나와 있습니다.

2.4 히터의 열역학적 매개변수 계산

축열식 히터의 압력은 추출 파이프라인, 안전 밸브 및 차단 밸브의 유압 저항으로 인한 압력 손실만큼 추출 챔버의 압력보다 낮습니다.

1. 축열식 히터의 포화 수증기 압력을 계산합니다. 터빈 출구에서 해당 히터까지의 파이프라인을 통한 압력 손실은 다음과 같다고 가정됩니다.

공급수 및 응축수 탈기기의 포화 수증기 압력은 기술적 특성으로 알려져 있으며 각각 다음과 같습니다.

2. 포화 상태의 물과 증기의 특성표를 사용하고 발견된 포화 압력을 사용하여 가열 증기 응축수의 온도와 엔탈피를 결정합니다.

3. 물의 과열을 허용합니다.

고압 재생식 히터의 경우 - 2,와 함께

저압 재생식 히터의 경우 - 5,와 함께,

탈기기에서 - 0є 와 함께 ,

따라서 이 히터에서 나오는 물의 온도는 다음과 같습니다.

, є 와 함께

4. 해당 히터 뒤의 수압이 결정됩니다. 수압 저항경로 및 펌프 작동 모드. 이 압력의 값은 표 2.3에 허용되어 표시됩니다.

5. 물과 과열 증기에 대한 표를 사용하여 히터 이후의 물 엔탈피를 결정합니다 (및 값을 기준으로).

6. 히터에서 물의 가열은 히터 입구와 출구에서 물의 엔탈피 차이로 정의됩니다.

, kJ/kg;

kJ/kg;

kJ/kg;

kJ/kg;

kJ/kg

kJ/kg;

kJ/kg;

kJ/kg;

kJ/kg,

씰 히터 출구에서 응축수의 엔탈피는 어디에 있습니까? 본 연구에서는 이 값이 동일하다고 가정합니다.

7. 히터에서 증기를 물로 가열하여 방출되는 열:

2.5 터빈 장치의 증기 및 물 매개변수

추가 계산의 편의를 위해 위에서 계산한 터빈 장치의 증기 및 물 매개변수를 표 2.3에 요약했습니다.

배수 냉각기의 증기 및 물 매개변수에 대한 데이터는 표 2.4에 나와 있습니다.

표 2.3. 터빈 장치의 증기 및 물 매개변수

피, MPa

티, 0 와 함께

h, kJ/kg

p", MPa

티" 시간, 0 와 함께

시간 비 시간, kJ/kg

0 와 함께

피 비, MPa

티 피, 0 와 함께

시간 비 피, kJ/kg

kJ/kg

표 2.4. 배수 냉각기의 증기 및 물 매개변수

2.6 열 회로 요소의 증기 및 응축수 유량 결정

계산은 다음 순서로 수행됩니다.

1. 설계 모드에서 터빈당 증기 소비량.

2. 씰을 통해 증기가 누출됩니다.

그럼 받아들인다

4. 보일러당 급수사용량(블로우다운 포함)

연속적으로 블로우다운되는 보일러수의 양은 어디입니까?

디 홍보=(비 홍보/100)디 페이지=(1.5/100)·131.15=1.968kg/s

5. 퍼지 확장기에서 증기 배출

연속 퍼지 팽창기의 퍼지수에서 방출되는 증기의 비율은 어디에 있습니까?

6.익펜더로부터의 퍼지수 배출

7.화학수 처리장(CWT)에서 추가로 물 소비

응축수 회수 계수는 어디에 있습니까?

산업 소비자 여러분, 우리는 받아들입니다.

탈기기 및 응축기의 재생 및 네트워크 히터로 유입되는 증기 흐름과 히터 및 혼합기를 통과하는 응축수 흐름의 계산은 재료 및 열 균형 방정식을 기반으로 합니다.

균형 방정식은 열 회로의 각 요소에 대해 순차적으로 컴파일됩니다.

터빈 설치의 열 계획을 계산하는 첫 번째 단계는 네트워크 히터의 열 균형을 작성하고 터빈의 지정된 열 부하와 온도 일정을 기반으로 각 히터의 증기 소비량을 결정하는 것입니다. 그 후, 고압 축열식 히터, 탈기기 및 저압 히터의 열 균형이 집계됩니다.

2.6.1 네트워크 난방 설치(보일러실))

표 2.5. 네트워크 난방 설비의 증기 및 물 매개변수

지시자	바닥 히터	상부히터
증기 가열 선택압력 P, MPa
히터의 압력 P?, MPa
증기 온도 t, С
방출되는 열 qns, qsu, kJ/kg
증기 응축수 가열 포화 온도 tн, С
포화 시 엔탈피 h?, kJ/kg
네트워크 물 히터 Ins, Ivs, ψС의 과열
입구 온도 tос, tнс, цС
입구 엔탈피, kJ/kg
출구 온도 tns,ts, ψС
출력 엔탈피, kJ/kg
히터의 가열 fns, fvs, kJ/kg

설치 매개변수는 다음 순서로 결정됩니다.

1. 계산된 모드에 대한 네트워크 물 소비량

2. 하부 네트워크 히터의 열수지

하부 네트워크 히터의 가열 증기 소비량

표 2.1에서.

3. 상부 네트워크 히터의 열 균형

상부 네트워크 히터의 가열 증기 소비량

재생식 고압 히터 압력 및 공급 장치 설치(펌프)

PVD 7

방정식 열 균형 PVD7

HPH7에서의 가열 증기 소비량

PVD 6

PVD6의 열 균형 방정식

HPH6에서의 가열 증기 소비

배수구 OD2에서 열 제거

공급펌프(PN)

PN 이후의 압력

PN의 펌프 압력

압력 강하

PN v PN의 물의 특정 부피 - 값으로 표에서 결정됨

아르 자형월.

피드 펌프 효율

PN의 물 가열

PN 이후 엔탈피

어디서 - 표 2.3에서;

PVD5의 열 균형 방정식

HPH5에서의 가열 증기 소비량

2.6.3 급수 탈기기

DPV의 밸브 스템 씰에서 나오는 증기 흐름은 다음과 같이 가정됩니다.

밸브 스템 씰에서 나오는 증기 엔탈피는 다음과 같습니다.

(에 P = 12,9 MPa그리고 티 = 556 0 와 함께) :

탈기기로부터의 증발:

디 문제=0,02 디 PV=0.02

증기의 비율(탈기기에서 PE로 가는 증기의 일부, 중간 및 끝 밀봉 챔버의 밀봉)

탈기기 재료 균형 방정식:

.

탈기기 열 균형 방정식

이 방정식에 표현식을 대입한 후 디우리가 얻는 CD:

세 번째 터빈 추출에서 DPV까지 가열 증기 흐름

따라서 터빈 출구 3번에서 DPV까지 가열 증기가 소비됩니다.

디 D = 4.529.

탈기기 입구의 응축수 흐름:

디 CD = 111.82 - 4.529 = 107.288.

2.6.4 원온수기

배수 엔탈피 시간 PSV=140

.

2.6.5 2단계 퍼지 확장기

2단계 : 6ata 양의 물이 끓는 팽창

최대 1ata의 압력.

= + (-)

대기 탈기기로 보내집니다.

2.6.6 메이크업수 탈기기

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회수 응축수 탈기기와 추가 물 DKV의 물질 수지 방정식.

디 KV = + 디 POV + 디알았어 + 디산부인과;

화학적으로 정제된 물 소비량:

디산부인과 = ( 디피 - 디알았어) + + 디유타.

OP 퍼지 워터 쿨러의 열 균형

응축수 터빈 유닛 재료

어디 큐 OP = 시간 시간 OP의 추가 물에 열이 공급됩니다.

큐 OP = 670.5-160 = 510.5kJ/kg,

어디: 시간 OP 출구에서의 퍼지수의 엔탈피.

우리는 산업용 열 소비자로부터의 응축수 회수를 받아들입니다. k = 0.5(50%), 그러면:

디알았어 = ?k* 디 P = 0.5 51.89 = 25.694kg/s;

디 RH = (51.89 - 25.694) + 1.145 + 0.65 = 27.493kg/s.

OP의 열 균형 방정식을 통해 OP에서 추가 물의 가열을 결정합니다.

= 여기에서 27.493:

= 21.162kJ/kg.

블로우다운 냉각기(BC) 이후 추가된 물은 화학적 수처리를 거쳐 화학적으로 정제된 온수기로 이동합니다.

화학적으로 정화된 온수기 POV의 열 균형:

어디 큐 6 - 터빈 출구 6번에서 증기에 의해 히터로 전달되는 열의 양;

POV에서 물을 가열합니다. 우리는 받아들인다 시간 RH = 140kJ/kg, 그러면

.

화학적으로 정화된 온수기의 열 균형을 통해 PWF의 증기 소비량을 결정합니다.

디 POV 2175.34= 27.493 230.4 어디에서 디 POV = 2.897kg/초.

따라서,

디 KV = 디

화학적으로 정제된 물 탈기기의 열 균형 방정식:

디 시간 6 + 디 POV 시간+ 디좋아요 시간+ 디산부인과 시간디 HF 시간

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

여기에서 디= 0.761 kg/s - DHF 및 터빈 출구 6번에서 가열 증기 소비.

DKV 출구의 응축수 흐름:

디 KV = 0.761+56.084 = 56.846kg/s.

2.6.7 저압 재생 히터

HDPE 4

PND4의 열 균형 방정식

.

PND4에서의 가열 증기 소비

,

어디

HDPE3 및 믹서SM2

통합 열 균형 방정식:

HDPE2 출력의 응축수 흐름은 어디에 있습니까?

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

대체하자 디 K2를 결합된 열 균형 방정식으로 대입하면 다음과 같습니다.

디= 0.544 kg/s - 추출 번호 5에서 LPH3의 가열 증기 소비량

터빈.

PND2, 믹서 SM1, PND1

PS 뒤의 온도:

1개의 재료 방정식과 2개의 열 수지 방정식이 컴파일됩니다.

1.

2.

3.

방정식 2로 대체

우리는 다음을 얻습니다:

kg/s;

디 P6 = 1,253 kg/s;

디 P7 = 2,758 kg/s.

2.6.8 콘덴서

커패시터 재료 균형 방정식

.

2.7 재료 수지 계산 확인

계산에서 열 회로의 모든 흐름을 고려한 정확성을 확인하는 것은 터빈 장치 응축기의 증기 및 응축수의 물질 수지를 비교하여 수행됩니다.

응축기로의 배기 증기 흐름:

,

숫자가 있는 터빈 추출 챔버의 증기 흐름은 어디에 있습니까?

추출 시 발생하는 증기 소비량은 표 2.6에 나와 있습니다.

표 2.6. 터빈 추출에 의한 증기 소비

선택번호	지정	증기 소비량, kg/s
	디 1 =D P1
	디 2 =D P2
	디 3 =D P3+디 디+디 피
	디 4 =D P4
	디 5 = 디 NS + 디 P5
	디 6 =디 P6+디 해++디 PSV
	디 7 =D P7+디 HC

터빈 추출로 인한 총 증기 흐름

터빈 후 응축기로 유입되는 증기 흐름:

증기 및 응축수 균형 오류

증기와 응축수 균형의 오류가 허용 한계를 초과하지 않으므로 열 회로의 모든 흐름이 올바르게 고려됩니다.

2.8 터빈 유닛의 에너지 균형 PT- 80/100-130/13

터빈 구획의 출력과 총 출력을 결정해 보겠습니다.

N 나=

어디 N 나 OTC - 터빈실 전력, N 나 OTS = 디 나 OTS 시간 나 OTS,

시간 나 OTS = 시간 나 OTS - 시간 나 +1 TTC - 구획 내 열 강하, kJ/kg,

디 나 OTS - 구획을 통한 증기 통과, kg/s.

구획 0-1:

디 01 OTS = 디 0 = 130,5 킬로그램/초,

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

N 01 OTS = 130,5 . 253,6 = 33,095 MV티.

- 구획 1-2:

디 12 OTS = 디 01 - 디 1 = 130,5 - 8,631 = 121,869 킬로그램/초,

시간 12 OTS = 시간 1 OTS - 시간 2 OTS = 3233,4 - 3118,2 = 11 5,2 kJ/kg,

N 12 OTS = 121,869 . 11 5,2 = 14,039 MV티.

- 구획 2-3:

디 23 OTS =D 12 - 디 2 = 121,869 - 8,929 = 112,94 킬로그램/초,

시간 23 OTS = 시간 2 OTS - 시간 3 OTS = 3118,2 - 2981,4 = 136,8 kJ/kg,

N 23 OTS = 112,94 . 136,8 = 15,45 MV티.

- 구획 3-4:

디 34 OTS = 디 23 - 디 3 = 112,94 - 61,166 = 51,774 킬로그램/초,

시간 34 OTS = 시간 3 OTS - 시간 4 OTS = 2981,4 - 2790,384 = 191,016 kJ/kg,

N 34 OTS = 51,774 . 191,016 = 9,889 MV티.

- 구획 4-5:

디 45 OTS = 디 34 - 디 4 = 51,774 - 8,358 = 43,416 킬로그램/초,

시간 45 OTS = 시간 4 OTS - 시간 5 OTS = 2790,384 - 2608,104 = 182,28 kJ/kg,

N 45 OTS = 43,416 . 182,28 = 7,913 MV티.

- 구획 5-6:

디 56 OTS = 디 45 - 디 5 = 43,416 - 9,481 = 33, 935 킬로그램/초,

시간 56 OTS = 시간 5 OTS - 시간 6 OTS = 2608,104 - 2566,944 = 41,16 kJ/kg,

N 45 OTS = 33, 935 . 41,16 = 1,397 MV티.

- 구획 6-7:

디 67 OTS = 디 56 - 디 6 = 33, 935 - 13,848 = 20,087 킬로그램/초,

시간 67 OTS = 시간 6 OTS - 시간 7 OTS = 2566,944 - 2502,392 = 64,552 kJ/kg,

N 67 OTS = 20,087 . 66,525 = 1, 297 MV티.

- 구획 7-K:

디 7천 OTS = 디 67 - 디 7 = 20,087 - 13,699 = 6,388 킬로그램/초,

시간 7천 OTS = 시간 7 OTS - 시간 에게 OTS = 2502,392 - 2442,933 = 59,459 kJ/kg,

N 7천 OTS = 6,388 . 59,459 = 0,38 MV티.

3.5.1 터빈실의 총 출력

3.5.2 터빈 장치의 전력은 다음 공식에 의해 결정됩니다.

N E = N 나

발전기의 기계적, 전기적 효율은 어디에 있습니까?

N E =83.46. 0.99. 0.98=80.97MW.

2.9 터빈 장치의 열효율 표시기

터빈 장치의 총 열 소비량

, MW

.

2. 난방에 필요한 열량

,

어디 시간 티- 난방 시스템의 열 손실을 고려한 계수.

3. 산업 소비자의 총 열 소비량

,

.

4. 외부 소비자의 총 열 소비량

, MW

.

5. 전기 생산을 위한 터빈 설치의 열 소비량

,

6. 전기 생산을 위한 터빈 설치 효율성(자체 전력 소비량을 고려하지 않음)

,

.

7. 전기 생산을 위한 비열 소비량

,

2.10 화력 발전소의 에너지 지표

증기 발생기 출구의 신선 증기 매개변수.

- 압력 P PG = 12.9 MPa;

- 증기 발생기를 포함한 증기 발생기 총 효율 = 0.92;

- 온도 t PG = 556oC;

- 시간 PG = 지정된 경우 3488kJ/kg 아르 자형 PG와 티 PG.

E-320/140 보일러의 특성을 고려한 증기발생기 효율

.

1. 증기발생기 설비의 열부하

, MW

2. 파이프라인의 효율성(열수송)

,

.

3. 전력생산을 위한 화력발전소의 효율성

,

.

4. PVC를 고려한 난방용 열 생산 및 공급을 위한 화력 발전소의 효율성

,

.

PVK 티 N=- 15 0 와 함께공장,

5. 전기 생산을 위한 등가 연료의 특정 소비

,

.

6. 열에너지 생산 및 공급을 위한 등가 연료의 구체적인 소비

,

.

7. 역별 연료열 소모량

,

.

8. 동력 장치의 총 효율(총)

,

9. 화력발전소의 동력단위당 비열소비량

,

.

10. 동력 장치 효율(순)

,

.

여기서 E S.N은 자체 전력 소비량, E S.N =0.03입니다.

11. 등가 연료 "순"의 특정 소비량

,

.

12. 등가 연료 소비량

kg/s

13. 외부 소비자에게 공급되는 열을 발생시키기 위한 등가 연료 소비

kg/s

14. 발전을 위한 등가 연료 소비

V E U =V U -V T U =13.214-8.757=4.457kg/s

결론

상온에서 고부하 모드로 작동하는 생산 가열 터빈 PT-80/100-130/13을 기반으로 발전소의 열 선도를 계산한 결과, 발전소를 특징짓는 주요 매개변수의 다음 값은 다음과 같습니다. 다음 유형의 정보를 얻었습니다.

터빈 추출 시 증기 소비

네트워크 히터의 가열 증기 소비량

터빈 유닛을 이용한 난방용 열 공급

큐 티= 72.22MW;

터빈 장치에서 산업 소비자에게 열 공급

큐 피= 141.36MW;

총 소비량외부 소비자에게 열

큐 TP= 231.58MW;

발전기 단자 전원

N 음=80.97MW;

전기 생산을 위한 CHP 효율성

난방용 열 생산 및 공급을 위한 화력 발전소의 효율성

전기 생산을 위한 특정 연료 소비

비 이자형 유= 162.27g/kW/h

열에너지 생산 및 공급을 위한 특정 연료 소비량

비 티 유= 40.427kg/GJ

CHP 발전소의 총 효율 “총”

CHP 발전소 "순"의 총 효율

스테이션 "순"당 등가 연료의 특정 소비량

참고자료

1. Ryzhkin V.Ya. 화력발전소: 대학 교과서 - 2판, 개정. -M .: 에너지, 1976.-447 p.

2. Aleksandrov A.A., Grigoriev B.A. 물과 수증기의 열물리적 특성 표: 핸드북. -M .: 출판사. MPEI, 1999. - 168p.

3. Poleshchuk I.Z. 화력 발전소의 기본 열 다이어그램 작성 및 계산. 지침"화력 발전소 및 원자력 발전소" 분야의 코스 프로젝트, / Ufa State. 비행 기술 대학 - t. - 우파, 2003.

4. 기업 표준(STP UGATU 002-98). 건설, 프리젠테이션, 디자인 요구 사항 - Ufa.: 1998.

5. 보이코 E.A. 화력 발전소의 증기관 발전소: 참조 가이드- IPC KSTU, 2006. -152s

6. . 화력 및 원자력 발전소: 디렉토리/총편집. 통신 회원 RAS A.V. Klimenko와 V.M. 조리나. - 3판. - M .: 출판사 MPEI, 2003. - 648 p .: 아픈. - (화력 공학 및 난방 공학, 도서 3).

7. . 화력 및 원자력 터빈 발전소: 대학 교과서 / Ed. A.G., 코스츄카, V.V. Frolova. - 2판, 개정됨. 그리고 추가 -M .: 출판사 MPEI, 2001. - 488 p.

8. 증기 터빈 플랜트의 열 회로 계산: 교육용 전자 간행물 / Poleshchuk I.Z. - 고등 전문 교육 기관 UGATU, 2005.

전설 발전소, 장비 및 그 요소 (포함텍스트, 그림, 색인)

D - 급수 탈기기;

DN - 배수 펌프;

K - 콘덴서, 보일러;

KN - 응축수 펌프;

OE - 배수 냉각기;

PrTS - 기본 열 다이어그램

LDPE, HDPE - 재생식 히터(고압, 저압);

PVK - 최고 온수 보일러;

PG - 증기 발생기;

PE - 증기 과열기(1차);

PN - 공급 펌프;

PS - 스터핑 박스 히터;

PSG - 수평 네트워크 히터;

PSV - 원온수기;

PT - 증기 터빈; 산업 및 난방 증기 추출 기능을 갖춘 난방 터빈;

PHOV - 화학적으로 정제된 온수기;

PE - 이젝터 냉각기;

R - 확장기;

CHPP - 열병합 발전소;

SM - 믹서;

CX - 스터핑 박스 냉장고;

HPC - 고압 실린더;

LPC - 저압 실린더;

EG - 발전기;

부록 A

부록 B

PT-80/100 모드 다이어그램

부록 B

휴일 품질 관리를 위한 난방 일정일일 평균 외부 기온을 기준으로 한 열

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	다음에 대한 할당 코스 프로젝트	3
1.	초기 참조 데이터	4
2.	보일러 설치 계산	6
3.	터빈의 증기 팽창 과정 구성	8
4.	증기와 급수 균형	9
5.	PTS 요소에 의한 증기, 급수 및 응축수의 매개변수 결정	11
6.	PTS의 섹션 및 요소에 대한 열 균형 방정식 작성 및 해결	15
7.	에너지 전력 방정식과 그 해	23
8.	계산 확인	24
9.	에너지 지표 결정	25
10.	보조 장비 선택	26
	참고자료	27

코스 프로젝트 할당
학생에게: 오누친 D.M..

프로젝트 주제: STU PT-80/100-130/13의 열 회로 계산
프로젝트 데이터

P 0 =130kg/cm 2 ;

;

;

Qt=220MW;

;

.

규제되지 않은 추출의 압력 – 참조 데이터에서.

추가 물 준비 - 대기 탈기기 "D-1,2"에서.
계산부분의 부피

1. 
   정격 전력에 대한 SI 시스템의 STU 설계 계산.
2. 
   기술 훈련 시설의 에너지 성능 지표 결정.
3. 
   직업훈련시설 보조장비 선정.

1. 초기 참고자료
PT-80/100-130 터빈의 주요 지표.

표1.

매개변수	크기	차원
정격 출력	80	MW
최대 출력	100	MW
초기 압력	23,5	MPa
초기온도	540	와 함께
중심 정맥 펌프 출구의 압력	4,07	MPa
HPC 출구 온도	300	와 함께
과열 증기 온도	540	와 함께
냉각수 흐름	28000	m 3 / 시간
냉각수 온도	20	와 함께
콘덴서 압력	0,0044	MPa

터빈에는 저압 히터, 탈기기, 고압 히터의 급수를 가열하고 주 급수 펌프의 구동 터빈에 전력을 공급하도록 설계된 8개의 조절되지 않은 증기 추출 장치가 있습니다. 터보 드라이브의 배기 증기는 터빈으로 돌아갑니다.
표2.

	선택	압력, MPa	온도, 0C
나	PVD 7호	4,41	420
II	PVD 6호	2,55	348
III	HDPE 5호	1,27	265
	탈기기	1,27	265
IV	HDPE 4호	0,39	160
다섯	HDPE 3호	0,0981	-
VI	HDPE 2호	0,033	-
Ⅶ	HDPE 1호	0,003	-

터빈에는 네트워크 물의 1단계 및 2단계 가열을 위해 설계된 상부 및 하부 2개의 가열 증기 추출 장치가 있습니다. 가열 추출에는 다음과 같은 압력 제어 한계가 있습니다.

상부 0.5-2.5kg/cm 2 ;

0.3-1kg/cm2를 낮추십시오.

2. 보일러 설치 계산

VB – 상부 보일러;

NB – 하부 보일러;

반환 – 네트워크 물을 반환합니다.

D VB, D NB - 각각 상부 및 하부 보일러의 증기 소비량.

온도 그래프: t pr / t o br =130 / 70 C;

Tpr = 130℃(403K);

Tarr = 70℃(343K).

지역난방 추출의 증기 매개변수 결정

VSP와 NSP에서 균일한 가열을 가정해 보겠습니다.

우리는 네트워크 히터의 과열 가치를 받아들입니다.
.

우리는 파이프라인의 압력 손실을 수용합니다.
.

VSP 및 NSP용 터빈의 상부 및 하부 추출 압력:

술집;

술집.
h WB =418.77kJ/kg

h NB =355.82kJ/kg

D WB (h 5 - h WB /)=K W NE (h WB - h NB) →

→ D WB =1.01∙870.18(418.77-355.82)/(2552.5-448.76)=26.3kg/s

D NB h 6 + D WB h WB / +K W NE h OBR = KW NE h NB +(D WB +D NB) h NB / →

→ D NB =/(2492-384.88)=25.34kg/s

D VB +D NB =D B =26.3+25.34=51.64kg/s

3. 터빈의 증기 팽창 과정 구성
실린더 증기 분배 장치의 압력 손실을 가정해 보겠습니다.

;

;

;

이 경우 실린더 입구(제어 밸브 뒤)의 압력은 다음과 같습니다.

h,s 다이어그램의 프로세스는 그림 1에 나와 있습니다. 2.

4. 증기와 급수의 균형.

• 
  우리는 잠재력이 가장 높은 증기가 엔드 씰(D KU)과 증기 이젝터(D EP)로 이동한다고 가정합니다.
• 
  엔드 씰과 이젝터에서 소비된 증기는 스터핑 박스 히터로 보내집니다. 우리는 응축수 가열을 허용합니다.

• 
  이젝터 냉각기의 배기 증기는 이젝터 히터(EH)로 향합니다. 그것에 있는 난방:

• 
  터빈으로의 증기 흐름(D)은 알려진 값이라고 가정합니다.
• 
  작동 유체의 스테이션 내 손실: D У =0.02D.
• 
  엔드 씰의 증기 소비량을 0.5%로 가정합니다: D KU =0.005D.
• 
  메인 이젝터의 증기 소비량이 0.3%라고 가정합니다: D EJ =0.003D.

그 다음에:

• 
  보일러의 증기 소비량은 다음과 같습니다.

D K = D + D UT + D KU + D EJ =(1+0.02+0.005+0.003)D=1.028D

• 
  왜냐하면 보일러가 드럼 보일러인 경우 보일러 퍼지를 고려해야 합니다.

블로우다운은 1.5%입니다.

D 연속 = 0.015D = 1.03D K = 0.0154D.

• 
  보일러에 공급되는 급수량:

D PV = D K + D 연속 = 1.0434D

• 
  추가 물의 양:

D ext =D ut +(1-K pr)D pr +D v.r.

생산 시 응축수 손실:

(1-K pr)D pr =(1-0.6)∙75=30kg/s.

보일러 드럼의 압력은 (유압 손실로 인해) 터빈의 새로운 증기 압력보다 약 20% 더 높습니다.

P k.v. =1.2P 0 =1.2∙12.8=15.36MPa →
kJ/kg.

연속 블로우다운 팽창기(CPD)의 압력은 탈기기(D-6)의 압력보다 약 10% 더 높습니다.

P RNP =1.1P d =1.1∙5.88=6.5bar →

→
kJ/kg;

kJ/kg;

kJ/kg;

D P.R.=β∙D cont =0.438∙0.0154D=0.0067D;

D V.R. =(1-β)D 계속 =(1-0.438)0.0154D=0.00865D.
D ext =D ut +(1-K pr)D pr +D v.r. =0.02D+30+0.00865D=0.02865D+30.

네트워크 히터를 통한 네트워크 물의 흐름을 결정합니다.

난방 시스템의 누수는 순환수량의 1%로 인정됩니다.

따라서 필요한 화학 생산성. 물 처리:

5. PTS 요소를 기반으로 증기, 급수 및 응축수의 매개변수를 결정합니다.
우리는 터빈에서 재생 시스템의 히터까지 증기 파이프라인의 압력 손실을 다음과 같이 가정합니다.

나는 선택	PVD-7	4%
II 선택	PVD-6	5%
III 선택	PVD-5	6%
IV 선택	PVD-4	7%
V 선택	PND-3	8%
VI 선택	PND-2	9%
VII 선택	PND-1	10%

매개변수의 결정은 히터의 설계에 따라 달라집니다( 그림을 참조하십시오. 3). 계산된 방식에서 HDPE와 PVD는 모두 표면입니다.

주 응축수와 급수가 응축기에서 보일러로 흐르면서 필요한 매개변수를 결정합니다.

5.1. 응축수 펌프의 엔탈피 증가는 무시합니다. 그러면 ED 앞의 응축수의 매개변수는 다음과 같습니다.

0.04바,
29°C,
121.41kJ/kg.

5.2. 이젝터 히터의 주 응축수의 가열량은 5°C라고 가정합니다.

34℃; kJ/kg.

5.3. 글랜드 히터(SP)의 물 가열 온도를 5°C로 가정합니다.

39°C,
kJ/kg.

5.4. PND-1 – 비활성화되었습니다.

VI 선택에서 증기가 공급됩니다.

69.12°C,
289.31 kJ/kg = h d2(HDPE-2의 배수).

°С,
4.19∙64.12=268.66kJ/kg

V 선택에서 증기가 공급됩니다.

히터 본체의 가열 증기 압력:

96.7℃,
405.21kJ/kg;

히터 뒤의 물 매개변수:

°С,
4.19∙91.7=384.22kJ/kg.

LPH-3 앞의 흐름 혼합으로 인한 온도 상승을 미리 설정했습니다.
, 즉. 우리는:

IV 선택에서 증기가 공급됩니다.

히터 본체의 가열 증기 압력:

140.12°С,
589.4kJ/kg;

히터 뒤의 물 매개변수:

°С,
4.19∙135.12=516.15kJ/kg.

배수 냉각기의 열매체 매개변수:

5.8. 급수 탈기기.

급수 탈기기는 하우징 내에서 일정한 증기 압력으로 작동합니다.

R D-6 =5.88 bar → t D-6 N =158 ˚С, h' D-6 =667 kJ/kg, h” D-6 =2755.54 kJ/kg,

5.9. 공급 펌프.

펌프 효율을 살펴보자
0,72.

토출 압력: MPa. °C, 배수 냉각기의 열매체 매개변수는 다음과 같습니다.
증기 냉각기의 증기 매개변수:

℃;
2833.36kJ/kg.

OP-7의 가열 온도를 17.5°C로 설정했습니다. 그런 다음 PVD-7 뒤의 수온은 °C와 같고 배수 냉각기의 열매체 매개변수는 다음과 같습니다.

℃;
1032.9kJ/kg.

PPH-7 이후의 급수압력은 다음과 같습니다.

히터 자체 뒤에 있는 물 매개변수.

3.3.4 증기터빈 유닛 PT-80/100-130/13

산업용 및 난방용 증기 추출 기능을 갖춘 열병합 증기 터빈 PT-80/100-130/13은 직접 구동용으로 설계되었습니다. 발전기 50rps의 회전 속도와 생산 및 난방 요구에 맞는 열 공급 기능을 갖춘 TVF-120-2.

전력, MW

공칭 80

최대 100

증기 평가

압력, MPa 12.8

온도, 0℃ 555

생산 요구에 따른 추출된 증기 소비량, t/h

공칭 185

최대 300

상한 0.049-0.245

낮은 0.029-0.098

생산선택압력 1.28

수온, 0C

영양가 있는 249

냉각 20

냉각수 소비량, t/h 8000

터빈에는 다음과 같은 조정 가능한 증기 추출 기능이 있습니다.

절대 압력(1.275 ± 0.29) MPa 및 2개의 가열 추출을 사용한 생산 - 절대 압력이 0.049-0.245 MPa 범위인 상위 및 0.029-0.098 MPa 범위의 압력으로 하위. 가열 블리드 압력은 상부 가열 블리드 챔버에 설치된 하나의 제어 다이어프램을 사용하여 조절됩니다. 조정 가능한 압력난방 콘센트에서는 다음과 같이 지원됩니다. 상단 콘센트에서는 두 난방 콘센트가 모두 켜져 있고 하단 콘센트에서는 하단 난방 콘센트 하나가 켜져 있습니다. 네트워크 물은 하부 및 상부 가열 단계의 네트워크 히터를 순차적으로 동일한 양으로 통과해야 합니다. 네트워크 히터를 통과하는 물의 흐름을 제어해야 합니다.

터빈은 단일 샤프트 2기통 장치입니다. HPC의 흐름 부분에는 단일 코일 제어 단계와 16가지 압력 수준이 있습니다.

LPC의 흐름 부분은 세 부분으로 구성됩니다.

첫 번째(상부 가열 배출구까지)에는 제어 단계와 7가지 압력 레벨이 있습니다.

두 번째(가열 추출 사이) 두 개의 압력 단계,

세 번째 - 조절 단계와 두 개의 압력 단계.

고압 로터는 단조되어 있습니다. 저압 로터의 처음 10개 디스크는 샤프트와 일체형으로 단조되고 나머지 3개 디스크는 장착됩니다.

터빈 증기 분포는 노즐입니다. HPC 출구에서 증기의 일부는 제어된 생산 추출로 이동하고 나머지는 LPC로 보내집니다. 가열 추출은 해당 LPC 챔버에서 수행됩니다.

예열 시간을 줄이고 시동 조건을 개선하기 위해 플랜지와 스터드의 증기 가열과 HPC 전면 씰에 대한 생증기 공급이 제공됩니다.

터빈에는 3.4rpm의 주파수로 터빈 유닛의 축선을 회전시키는 축 회전 장치가 장착되어 있습니다.

터빈 블레이드 장치는 50Hz의 네트워크 주파수에서 작동하도록 설계되었으며, 이는 50rpm(3000rpm)의 터빈 장치 회전자 속도에 해당합니다. 터빈의 장기간 작동은 49.0-50.5Hz의 네트워크 주파수 편차로 허용됩니다.

3.3.5 증기터빈장치 R-50/60-130/13-2

배압 R-50/60-130/13-2를 갖춘 증기 터빈은 50s-1의 회전 속도로 TVF-63-2 발전기를 구동하고 생산 요구에 맞게 증기를 방출하도록 설계되었습니다.

터빈의 주요 매개변수의 공칭 값은 다음과 같습니다.

전력, MW

공칭 52.7

최대 60

초기 증기 매개변수

압력, MPa 12.8

온도, о С 555

배기관의 압력, MPa 1.3

터빈에는 고압 히터의 급수를 가열하도록 설계된 두 개의 조절되지 않은 증기 추출 장치가 있습니다.

터빈 설계:

터빈은 단일 크라운 제어 단계와 16개의 압력 단계를 갖춘 단일 실린더 장치입니다. 모든 로터 디스크는 샤프트와 일체형으로 단조됩니다. 바이패스를 이용한 터빈 증기 분배. 신선한 스팀이 별도 공급됩니다. 스팀박스, 자동 셔터 밸브가 위치하며 증기가 우회 파이프를 통해 4개의 제어 밸브로 흐릅니다.

터빈 블레이드 장치는 3000rpm의 주파수에서 작동하도록 설계되었습니다. 네트워크의 주파수 편차가 49.0-50.5Hz일 때 터빈의 장기 작동이 허용됩니다.

터빈 유닛이 장착되어 있습니다. 보호 장치신호를 보내 바이패스 라인을 켜는 동시에 고압 펌프를 끄는 것입니다. 대기 다이어프램 밸브는 배기관에 설치되어 있으며 파이프의 압력이 0.12 MPa로 증가하면 열립니다.

3.3.6 증기터빈 유닛 T-110/120-130/13

가열 증기 추출 기능이 있는 가열 증기 터빈 T-110/120-130/13은 50rps의 회전 속도로 TVF-120-2 발전기를 직접 구동하고 난방에 필요한 열을 방출하도록 설계되었습니다.

터빈의 주요 매개변수의 공칭 값은 다음과 같습니다.

전력, MW

공칭 110

최대 120

증기 평가

압력, MPa 12.8

온도, 0℃ 555

공칭 732

최대 770

조절된 가열 출구의 증기 압력 변화 한계, MPa

상한 0.059-0.245

낮은 0.049-0.196

수온, 0C

영양가 있는 232

냉각 20

냉각수 소비량, t/h 16000

응축기의 증기 압력, kPa 5.6

터빈에는 네트워크 물을 단계적으로 가열하도록 설계된 하부 및 상부의 두 개의 가열 배출구가 있습니다. 두 개의 가열 배출구에서 나오는 증기로 네트워크 물을 단계적으로 가열할 때 제어 장치는 상부 네트워크 히터 뒤에서 네트워크 물의 설정 온도를 유지합니다. 하나의 하부 가열 배출구로 네트워크 물을 가열할 때 네트워크 물의 온도는 하부 네트워크 히터 뒤에서 유지됩니다.

조정 가능한 가열 배출구의 압력은 다음 한도 내에서 달라질 수 있습니다.

두 개의 가열 추출이 켜진 상태에서 상위 0.059 - 0.245 MPa,

상부 가열 공급 장치가 꺼진 상태에서 하부 0.049 - 0.196 MPa.

T-110/120-130/13 터빈은 HPC, CSD, LPC의 3개 실린더로 구성된 단일 축 장치입니다.

HPC는 단일 흐름이며 2코일 제어 단계와 8가지 압력 수준을 갖습니다. 고압 로터는 단조되어 있습니다.

CSD는 단일 흐름이며 14가지 압력 수준을 갖습니다. 중압 로터의 처음 8개 디스크는 샤프트와 일체형으로 단조되고 나머지 6개는 장착됩니다. CSD의 첫 번째 단계의 가이드 베인은 하우징에 설치되고 나머지 다이어프램은 케이지에 설치됩니다.

LPC는 이중 흐름이며 왼쪽 및 오른쪽 회전의 각 흐름에 두 단계(제어 단계 하나와 압력 단계 하나)가 있습니다. 마지막 단계 작업 블레이드의 길이는 550mm이고, 이 단계 임펠러의 평균 직경은 1915mm입니다. 저압 로터에는 4개의 디스크가 장착되어 있습니다.

뜨거운 상태에서 터빈의 시동을 용이하게 하고 부하 작동 중 기동성을 높이기 위해 제어 장치에서 나오는 뜨거운 증기를 혼합하여 HPC 전면 씰의 두 번째 챔버에 공급되는 증기의 온도를 높입니다. 밸브 로드 또는 주 증기 라인에서. 씰의 마지막 구획에서 증기-공기 혼합물이 씰 흡입 이젝터에 의해 흡입됩니다.

가열 시간을 줄이고 터빈 시동 조건을 개선하기 위해 HPC 플랜지 및 스터드의 증기 가열이 제공됩니다.

터빈 블레이드 장치는 50Hz의 네트워크 주파수에서 작동하도록 설계되었으며, 이는 50rpm(3000rpm)의 터빈 장치 회전자 속도에 해당합니다.

터빈의 장기간 작동은 49.0-50.5Hz의 네트워크 주파수 편차로 허용됩니다. 시스템의 비상 상황에서는 49Hz 미만의 네트워크 주파수에서 터빈의 단기 작동이 허용되지만 46.5Hz 미만에서는 허용되지 않습니다(시간은 기술 사양에 지정되어 있음).

"변경을 통한 알마티 CHPP-2의 현대화" 작업에 대한 정보 물 화학 체제공급수의 온도를 140~145C까지 높이기 위한 보충수 준비 시스템"

레닌그라드 금속 공장(NOG LMZ)의 열병합 증기 터빈 PT-80/100-130/13 공칭 전력 80MW, 초기 증기 압력 12.8MPa에서 최대 100MW의 산업 및 난방 증기 추출과 관련된 터빈 건물 생산 협회 50Hz의 회전 주파수와 생산 및 난방 요구에 맞는 열 공급을 갖춘 직접 구동 발전기 TVF-120-2용으로 설계되었습니다.

터빈을 주문할 때나 기타 문서에서는 "증기 터빈 1GG-80/100-130/13 TU 108-948-80"으로 지정해야 합니다.

터빈 PT-80/100-130/13은 GOST 3618-85, GOST 24278-85 및 GOST 26948-86의 요구 사항을 충족합니다.

터빈에는 절대 압력(1.275±0.29)MPa의 생산과 2개의 가열 추출(상부 절대 압력 0.049-0.245MPa 범위 및 하부 압력 0.029-0.098MPa 범위)의 조정 가능한 증기 추출 기능이 있습니다.

가열 블리드 압력은 상부 가열 블리드 챔버에 설치된 하나의 제어 다이어프램을 사용하여 조절됩니다. 가열 배출구의 조절된 압력은 상부 배출구에서 - 두 가열 배출구가 모두 켜져 있을 때, 하부 배출구에서 - 하나의 하부 가열 배출구가 켜져 있을 때 유지됩니다. 네트워크 물은 하부 및 상부 가열 단계의 네트워크 히터를 순차적으로 동일한 양으로 통과합니다. 네트워크 히터를 통과하는 물의 흐름이 제어됩니다.

터빈 PT-80/100-130/13의 주요 매개변수의 공칭값

매개변수	PT-8O/100-130/13
1. 전력, MW
명사 같은	80
최고	100
2. 초기 증기 매개변수:
압력, MPa	12.8
온도. ℃	555
284 (78.88)
4. 생산을 위해 추출된 증기를 소비합니다. 필요량, t/h
명사 같은	185
최고	300
5. 생산 추출 압력, MPa	1.28
6. 최대 유량신선한 증기, t/h	470
7. 조절된 가열 증기 추출 시 증기 압력 변화의 한계(MPa)
위쪽에	0.049-0.245
아래쪽에	0.029-0.098
8. 수온, °C
영양가 있는	249
냉각	20
9. 냉각수 소비량, t/h	8000
10. 응축기의 증기 압력, kPa	2.84

새로운 증기의 공칭 매개변수, 냉각수 유량 8000m3/h, 냉각수 온도 20°C, 재생이 완전히 활성화되고 HPH에서 가열된 응축수의 양은 터빈을 통과하는 증기 유량의 100%와 같습니다. , 터빈 장치가 0.59 MPa의 탈기기로 작동하고 네트워크 물을 단계적으로 가열하여 최대한 활용하는 경우 대역폭터빈 및 응축기로의 최소 증기 흐름에 따라 다음 추출 값을 사용할 수 있습니다.

— 80MW 전력에서 규제된 추출의 공칭 값

— 생산 선택 — 1.275 MPa의 절대 압력에서 185 t/h;

- 총 가열 추출 - 절대 압력에서 285 GJ/h (132 t/h): 상부 추출에서 - 0.088 MPa 및 하부 추출에서 - 0.034 MPa;

- 추출 챔버의 절대 압력 1.275 MPa에서 생산 추출의 최대값은 300 t/h입니다. 이 생산 추출 값과 가열 추출이 없는 경우 터빈 전력은 -70MW입니다. 정격 출력이 80MW이고 가열 추출이 없는 경우 최대 생산 추출은 -250t/h입니다.

- 가열 추출의 최대 총 값은 420 GJ/h(200 t/h)입니다. 이 양의 열 추출과 생산 추출이 없는 경우 터빈 전력은 약 75MW입니다. 정격 전력이 80MW이고 생산 추출이 없는 경우 최대 가열 추출은 약 250GJ/h(-120t/h)입니다.

— 생산 및 난방 추출이 꺼지고 냉각수 유량이 20°C에서 8000m3/h이고 재생이 완전히 켜진 상태에서 최대 터빈 출력은 80MW가 됩니다. 최대 터빈 출력은 100MW입니다. 생산 및 가열 추출의 특정 조합으로 얻은 값은 추출 크기에 따라 달라지며 모드의 격막에 의해 결정됩니다.

내장된 번들을 통한 보충수 및 네트워크 물의 통과로 터빈 유닛 작동이 가능합니다.

응축기가 네트워크 물로 냉각되면 터빈은 열 일정에 따라 작동할 수 있습니다. 최고 화력내장빔은 -130 GJ/h이며 배기부 온도는 80 °C 이하로 유지됩니다.

정격 출력에서 ​​터빈의 장기 작동은 공칭 매개변수와 주요 매개변수의 다음 편차로 허용됩니다.

• 신선한 증기의 초기 매개 변수 조합 (12.25 ~ 13.23 MPa의 압력 및 545 ~ 560 ° C의 온도)을 동시에 변경합니다. 이 경우 냉각수의 온도는 20°C보다 높아서는 안 됩니다.
• 응축기 입구의 냉각수 온도가 33°C로 증가하고 냉각수 유량이 8000m3/h일 때, 신선한 증기의 초기 매개변수가 공칭 매개변수보다 낮지 않은 경우;
• 동시에 생산 및 가열 증기 추출 값을 0으로 줄입니다.
• 새로운 증기 압력이 13.72MPa로 증가하고 온도가 565°C로 증가하면 터빈은 30분 이상 작동할 수 없으며 이 매개변수에서 터빈 작동의 총 지속 시간은 연간 200시간을 초과해서는 안 됩니다.

이 터빈 유닛 PT-80/100-130/13에는 고압 히터 No. 7(PVD-475-230-50-1)이 사용됩니다. PVD-7은 히터에 들어가기 전에 증기 매개변수(압력 4.41MPa, 온도 420°C 및 증기 흐름 7.22kg/s)로 작동합니다. 급수 매개변수는 압력 15.93MPa, 온도 233°C, 유속 130kg/s입니다.