Анализ возможности перевода энергоблоков 20Вт ВТГРЭС с котлами ПК-47 на режим разгрузок со скользящим давлением во всем пароводяном тракте

1. Общие сведения об оборудовании ВТГРЭС.

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

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

I- очереди:

- 5 котлов ПК-14 и 8 котлов ПК-1Р 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 Вт, 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 голь (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 Вт, выработанная электроэнергия по линиям 220 Кв отпускается в энергосистему, выработанное тепло отпускается в виде горячей воды. В качестве топлива также используется экибастузский каменный голь (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 Вт, 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.20Вт 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:

3. ⁰СЕЕ...Е...Е....545

6. ⁰С 138

7. ⁰С 220

8. ⁰С 240

9. ⁰С ...300

10. ⁰С.........355

11. ⁰С...360

12. I, ⁰С .....430

13. II, ⁰С 480

14. I, ⁰С .....500

15. I, ⁰С ...Е.550

16. ⁰С...460

17. II, ⁰С ...ЕЕ530

18. II, ⁰С ......545

19.

20. ⁰С...468

21. ⁰С Е...ЕЕ545

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

От внутреннего торца выходной камеры ВРЧ-I пар поступает по трубопроводу к переднему торцу входной камеры КПП-I. На верхнем горизонтальном частке этого трубопровода установлена встроенная задвижка. Перед задвижкой становлены отводя с дроссельным клапаном Д-А,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. словия, необходимые для стойчивой 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 меньшить поверхность нагрева промпароперегревателя и снизить высоту конвективной шахты.

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

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

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

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

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

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

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

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

Регулирование температуры первичного пара осуществляется:

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

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

Примечание: от впрыска №3 имеется отвод с запорным органом за СРЧ-I, который необходим для поддержания температур за СРЧ-II, ВРЧ-I 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 КПП-I).

Расход мазута при номинальной нагрузке - 50 т/час.

Расход газа - 55 тыс.н.м³.

ТУРБИНА К-200-130-1

Ротор высокого давления цельнокованый из стали Р-2 (2ХIМIФ), 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 (2ХIМIФ), 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 (2ХIМIФ), 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, 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 становлены 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 (1ХIМIФ-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 (1ХIМIФ-Л) с приваренными к ней паровыми коробками,

- выхлопная часть сварной конструкции из листовой глеродистой 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 глеродистой 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 становлены 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 стройства, становленные с левой стороны турбины. Новые цилиндры, становленные при замене турбин, демпферных стройств не имеют.

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

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

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

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

ЦНД имеет по 2 камеры лабиринтовых плотнений.

Отборы.

Турбина имеет 7 нерегулируемых отборов.

№ отб.	за ступ.	Ду трубопр.	Р кгс/см²	^оС	расход на реген	расход сверх реген.	подогреватель
I	9	150	40	345	26	-	ПВД-7
II	12	200	17	345	25	30	ПВД-6
	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	800-1	0,25-0,27	77	21	-	ПНД-1

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

На шестом отборе становлен 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, отборов.

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

В пароохладителе становлено 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 точнен 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 Ц

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 становлены регуляторы ровня, для опорожнения дренажи по пару и по воде, воздушник.

Рабочие словия 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^оС	345^оС	395^оС
		пара при выходе в подогрев.	215^оС	250^оС	270^оС
		воды в трубках	158-180^оС	180-215^оС	215-240^оС
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, Па	Р_р_max	3,5	23
3	Рабочее (избыточное) давление, Па	Р_{р ном}	2,5+0,3	19+4
4	Максимально допустимая температура пара на входе в ПВД, ^оС	Т_max	360
5	Рабочая температура на входе в ПВД при номинальном режиме, ^оС	Т_вх	340+20	180
6	Рабочая температура на выходе из ПВД при номинальном режиме, ^оС	Т_вых	-	215
7	Площадь поверхности теплообмена, м²	полная зоны ОП зоны ОК	F_п F_оп F_ок	506,7 47,8 47,8
8	масса,т	ппарата сухого ппарата 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, ^оС	Трасч.	243	298
12	Давление гидравлического испытания, Па	Р_пр	4,9	33

ДЕАЭРАТОРЫ.

Деаэраторы ДСП-400 повышенного давления, предназначены для даления растворенных газов (кислорода, свободной глекислоты) 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 ^оС, количество тарелок в колонке 5 шт.

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

Котел типа ПК-47

Подольского машиностроительного

завода им.Орджоникидзе

№	Наименование	Размер-ность	Величина	Завод №	Приме-чание
1	2	3	4	5	6
	Котел ПК-47
	Паропроизводительность	т/час	640	1
	Давление первичного пара за котлом	кг/см²	140
	Температура первичного пара за котлом	^оС	540
	Расход вторичного пара за котлом	^т/час	544
	Давление вторичного пара за котлом	кг/см²	25
	Температура вторичного пара за котлом	^оС	540
	Температура питательной воды: / при включённых ПВД	^"	242
	б/ при отключенных ПВД	^"	158
	Температура горячего воздуха	^"	220
	Температура ходящих газов	^"	138
	Гидравлическое сопротивление котла по первичному тракту (без РПК)	кг/см²	44
	Гидравлическое сопротивление по вторичному тракту	"	2
	эродинамическое сопротивление котла по газовому тракту	мм.в.ст	205
	эродинамическое сопротивление котла по воздушному тракту	"	189
	МПД брутто	%	92,78
	Температура пароводяной смеси в водяном экономайзере: / вход	^оС	242
	б/ выход	^"	307
	Температура пароводяной смеси в НРЧ:
	/ вход	^оС	307
	б/ выход	^"	351
	Температура пароводяной смеси в ПХ: /а вход	^"	351
	б/ выход	^"	359
	Температура пара в СРЧ-1
	/ вход	^"	359
	б/ выход	^"	413
	Температура пара в СРЧ-П
	/ вход	^"	385
	б/ выход	^"	454
	Температура пара в ВРЧ-1
	/ вход	^"	454
	б/ выход	^"	493
	Температура пара в КПП-1
	/ вход	^"	493
	б/ выход	^"	547
	Температура пара в паропаровом теплообменнике (по первичному пару)
	/ вход	^"	547
	б/ выход	^"	467
	Температура пара в ВРЧ-П
	/ вход	^"	467
	б/ выход	^"	533
	Температура пара в КПП-П
	/ вход	^"	514
	б/ выход	^"	540
	Температура пара в ППТО (вторичный пар)
	/ вход	^"	357
	б/ выход	^"	467
	Температура пара в КПП (вторичный пар)
	/ вход	^"	467
	б/ выход	^"	540
	Температура воздуха в воздухоподогревателе:
	/ вход	^"	110
	б/ выход	^"	220
	ТОПКА:
	Обьем топки	м²	3990
	Сечение топки	м	8,62х8,5х2
	Видимое теплонапряжение топки	ккал/м³	1,28х105
	Теплонапряжение сечения топки	"	3,24х106
	Пароводяной объем котла по первичному тракту	м³	200
	Пароводяной объем котла до встроенной задвижки	"	150
	Пароводяной объем котла по вторичному тракту	"	150
	Дутьевой вентилятор			803	16-А
	Тип ВД-3Н-1			802	16-А
	Производит.опред.воздуху при Р-760 мм рт.ст. 730 об/мин. = 30^оС	м³/час	4
	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 порно 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	6
	Сила тока	мпер	160/92
	Тип подшипника: скольжения 220х220	шт	2
	Вес электродвигателя	тн	25,5
	Дымосос			1191 1192
	Тип Д 25-ШУ
	Производительность	м³/час	686
	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^оС в течение не более 1 часа.
	Вес самой тяжелой части ротора	тн	5,8
	Электродвигатель
	Тип ДАЗО 1914/10/1А	шт.	2	361749	16-А
				361750	16-Б
	Мощность	квт.	1500/850
	Число оборотов	об/мин.	597/497
	Сила тока	мпер	118/204
	Напряжение	вольт	6
	Тип подшипника: 220х220 скольж.	шт	2
	Вес	тн	24,3
	Вентилятор рециркуляции
	Тип Д 18х2	шт	1
	Производительность	м³/час	216
	Напор	мм.в.ст.	328
	Число оборотов	об/мин	730
	Температура воздуха	^оС	230
	Подшипники: роликовый двухрядный № 3638	шт	2
	Смазка: индустриальное "20", турбинное "22" консистентная смазка "УС"
	Электродвигатель
	Тип ДАЗО 13-42-8	шт	1	620966	16-А
	Мощность	квт.	320
	Напряжение	вольт	6
	Сила тока	мпер	40
	Число оборотов	об/мин	740
	Горелки "Липинского"
	Количество на котел	шт	4х2
	Производительность	т/м³/час	6,5/8
	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^оС	м³/час	200	352
	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 Т 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	мпер	188
	Вес	тн	1,15
	Насос II<-го подъема			58/52	2
	Тип Н-5х8	шт	4	57/51	1
	Производительность	м³/час	90	71	3
	Напор	м	445	76	4
	Число оборотов	об/мин	2950
	Рабочая температура	^оС	325
	Подшипники: Ш/под. № 66412	шт	2
	Смазка кольцевая: турбинное "Л"
	Электродвигатель
	Тип АТД-500	шт	4	151
	Мощность	квт	500	150 216
	Напряжение	вольт	6	217
	Сила тока	мпер	58
	Число оборотов	об/мин.	2975
	Подшипники скольжения
	Новосибирский турбогенераторный з-д
	Тип ТВТ (труба в трубе)	шт	2
	Количество в группе	"	2
	Температура за подогревателями по мазуту	^оС	115
	Поверхность нагрева	кв.м	5400
	Напор мазута	ти	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	42
	Геометрическая емкость	м³	1
	Высота резервуара	мм	7200
	Полезная емкость по проекту	м³	9667
	Площадь зеркала жидкости	м²	1384
	Предельная высота слива	мм	6700
	Температура мазута в резервуаре	^оС	60-70
	Высота от днища до верхнего обреза замерного люка	^мм	8120	рез-р	1
	(высота трафарета)	^"	8117	"	2

Питательные насосы.

Насосы конструктивно выполнены одинаково и отличаются друг от друга числом ступеней, концевыми плотнениями 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:а 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_мина<=а 205 Ц 137 = 68

Коэффициент регулирования: f_пер = 1 - f_мин = 1 - 0,668 = 0,332

Коэффициент плотности нагрузки f_ср = W_ср / W_макс = а139,1 / 205 = 0,679

При этом коэффициент использования становленной 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 величивается. Общий ровень нагрузок в выходные дни снижается.

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

Отсутствие в течение длительного периода времени высокоманневренных энергоблоков и сохранение тенденции роста неравнонмерности суточного и недельного электропотребления сугубляют поставленную задачу и требуют же в настоящее время масштабнного привлечения действующих энергоблоков мощностью 15Ч 1200 Вт с газомазутными и пылеугольными котлами для регулинрования графиков нагрузок энергосистем.

так же, проанализирована работа ВТГРЭС за последние три года, при этом коэффициент использования становленной 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 становленной мощности, что свидетельствует о росте потребления эл.эн., повышению загруженности оборудования, при этом темпы введения новых генерирующих мощностей значительно отстают ота роста потребностей. Энергетика приближается к моменту, дефицита генерируемой мощности и, по мнению некоторых экспертов, такой энергетический кризис ожидает нас же к 2020 году.

В связи с вышеизложеым становятся весьма актуальными задачи по вводу в эксплуатанцию, 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 казанных задач, в частности расшинрение регулировочного диапазона работы оборудования и выбора оптимального способа прохождения минимума нагрузки, рационнализация 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 отключеой системой регенерации высокого давления, определение влиняния частых пусков и остановов на долговечность оборудования, совершенствование схем и способов сжигания непроектных видов топлива в топках котлов и т. д. Эти работы, несомненно, направленны на повышение технического ровня оборудования и облегчают словия работы ТЭС в ОЭС при прохождении пиковой части гранфика нагрузок энергосистем.

Как показал анализ работы энергосистем и задач на ближайшую перспективу, вопросы эффективности работы действующих и вновь проектируемых энергоблоков на органинческом топливе, как в стационарных, так и в пусковых режимах остаются актуальными не только в настоящее время, но и в будунщем, 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 энернгоустановок относительно небольшой мощности с поперечными связями котлов. Начиная с 195Ч1960 гг. вновь вводимые ТЭС большой мощности строились по блочной схеме котел - турнбина Ч генератор, при этом энергоблоки компоновались как с однокорпусными, так и с двухкорпусными котлами. Основное преимущество последних заключалось в возможнности несения энергоблоком 50% номинального значения нангрузки при отключении одного из корпусов котла, однако это приводило к сложнению схемы паропроводов в связи с необнходимостью становки дополнительных запорно-регулирующих органов и к удорожанию энергоблока в целом. В дальнейшем опыт эксплуатации показал, что по основным показателям, танким, как коэффициенты использования максимальной нагрузки Кмакс и становленной мощности Кисп, надежности и готовнонсти, в работе моно- и дубль-блоков существенных отличий нет. В этой связи при проектировании более мощных энергоблоков 50Ч800 и 1200 Вт, как правило, разрабатывались однокорпусные котлы [3].

3.1.1 Режим работы энергоблоков с номинальным давлением свенжего пара.

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

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

В дальнейшем было становлено, что главным недостатком регулирования мощности при р=const является то, что незанвисимо 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 дросселиронвания пара в регулирующих клапанах турбины, к ухудшению ее надежности и маневренности в связи с изменением темперантурного режима металла турбины. Поэтому режим работы энернгоблока при номинальном давлении пара на частичных нагрузнках в настоящее время применяется в основном на тех энергонблоках, 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 регунлирования мощности турбины при полностью открытых регунлирующих 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 изменняется (часть регулирующих клапанов турбины открыта полнностью), при этом давление свежего пара перед турбиной изменняется в соответствии с изменением производительности питантельных насосов. Регулирование производительности котла осунществляется основными питательными насосами.

Со снижением нагрузки энергоблока меньшается давление пара перед турбиной, что приводит к некоторой потере принемистости энергоблока. Поэтому выбор варианта работы энергонблока на скользящем давлении (количество открытых полнонстью регулирующих клапанов турбины) производится с четом 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 снинжением давления среды в радиационных и конвективных поверхнностях нагрева. При снижении давления среды ниже критичеснкого в экранах котла появляется экономайзерная, испарительная и перегревательная зоны, поверхности нагрева работают в нерасчетных режимах.

Со снижением нагрузки на скользящем давлении среды венличивается тепловосприятие испарительной зоны и меньшается экономайзерной и перегревательной, 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 постояом давлениях среды показывает, что в ряде случаев для повыншения надежности работы радиационных экранов котла целесообразно поддерживать в испарительном тракте котла сверхнкритическое давление, в перегревательном скользящее. а

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 Вт в режимах номинального и комбинированного давлений среды: 1 (а,

Такой режим работы энергоблока на частичных нагрузках принято называть режимом с комбинированным давлением среды. Главным преимуществом режима работы котла с комбиниронванным давлением среды является возможность расширения регулировочного диапазона нагрузок энергоблока. Для реализанции таких режимов необходима тщательная проверка надежности работы зла встроенного сепаратора. При внедрении ренжимов в промышленную эксплуатацию в целях повышения эфнфективности работы энергоблока и надежности работы ВС можнно становить 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 распонлагаемые 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 чанстичных нагрузках является способ с применением скользящего давления среды во всем тракте.

Работа при скользящем давлении среды благоприятно сказынвается 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 паннели, которые представляют собой систему труб, объединяющихнся с помощью коллекторов, раздатчиков, соединительных труб в единый тракт, поэтому оценка работы экранов прямоточных котлов определяется несколько другими показателями, такими, как конэффициенты температурной, тепловой и гидравлической разверки, максимально допустимая по условию окалинообразования темпенратура металла экранов, отсутствие общекотловой, межпоточнной, межпанельной, межвитковой пульсаций массовых скоростей в экранах и т. д.

При переводе прямоточных котлов сверхкритического давления в режим скользящего давления движение кипящей жидкости сонпровождается непрерывным изменением структуры потока, ханрактеризующегося величением паровой и меньшением жидкой фаз.

Как будет показано ниже, распределение рабочего тела по трунбам панелей прямоточных котлов различно, и энтальпия рабочего тела на выходе из отдельных труб отличается от среднего знанчения, при этом неравномерность тепловосприятия вызывается ненодинаковыми тепловыми характеристиками параллельно включеых труб, гидравлическая неравномерность - их неодинаконвыми гидравлическими характеристиками.

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

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

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

Максимальная температура наружной поверхности труб должна быть ниже температуры окалинообразования или темпенратуры 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 словиях способствует достаточно равномерному их тепловосприятию. В реальных словиях эксплуатации равномерного обогрева, а слендовательно, и тепловосприятия радиационных или конвективных поверхностей нагрева достичь невозможно, в связи с чем на пракнтике 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, снинжаются тепловые и гидравлические разверки.

Таблиц 3.2.1: Предельно допустимые температуры поверхностей нагрева по их жаростойкости,

Марка стали	Мазут	Эстонский сланец	Другие топлива
20	410	450	450
1ХМФ	585	540	585
1ХМФСР	585	540	595
ЭИ531	585	545	600
ЭИ756	620	560	630
Х1Н1Т	610	610	640

Примечание. Допустимая температура для стали 1ХМФ в экранах мазутных котлов с местными дельными тепловосприятиями более 350х10³ ккал/(м2×ч) ограничинвается 540

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 эффективнным средством является становка дроссельных шайб в экранные или подводящие трубы к входным коллекторам экранов. Диаметр шайб следует выбирать таким, чтобы странить пульсации и понлучить однозначную характеристику.

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

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

4. Примеры внедрения режима скользящего давления.

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

b) Энергоблоки 200 Вт с барабанными котлами ТП-100 и турбиной К-200-130 ПО ЛМЗ. Допустимая нагрузка блока, определённая по словиям надёжности работы оборудования, составляет 50 Вт, по словия 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]. а

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

e) Энергоблоки 800 Вт с прямоточными котлами типа ТГМП-204 на сверхкритические параметры пара (р=2Па; t<=545^оС) и турбиной К-800-240-3. После проведённых расчётов и опытов, Главтехуправлением Минэнергобыло принято решение: работу энергоблока 800 Вт на скользящем давлении разрешить в интервале нагрузок от 720 - 730 до 500 - 520 Вт с тремя регулирующими клапанами турбины, при полностью закрытом четвёртом клапане. В диапазоне нагрузок от 500 - 520 до 320 Вт работа энергоблока разрешается при постоянном давлении свежего пара перед турбиной 1Па с частичным прикрытием первых трёх регулирующих клапанов (ограничение - минимальная частота вращения ПТН 64с^-1, следовательно недопустимый рост перепада срабатываемого на РПК).

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

Для дубль блока 200 Вт с прямоточныма котлом типа ПК-47, рассчитанным на параметры свежего пара р=1Па; t<= 545^оС, расчётов и опытов по переводу в режим скользящего давления найти не далось.

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

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

5.4)

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

Тепловой расчёт на нагрузки ниже номинальной произведён с чётом рекомендаций [4], используемые зависимости, получены на основе анализа расчётных характеристик поверхностей нагрева от изменения тепловой нагрузки, дающие довлетворительный результат, (отклонения не более 5% от значения рассчитанного по нормативному методу) в диапазоне нагрузок 0,5 ÷ 1,0D_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; пв = 242 ^оС;

Р_пп = 130 кг/см²; ух г = 130 ^оС;

t_пп = 545 ^оС; гв = 130 ^оС.

Топливо - природный газ нитки Бухара - рал.

Состав газа по объёму, % (Бухара-Урал)
С_Н4	С_Н6	C_3H8	C₄H₁₀	C₅H₁₂	N₂	CO₂	H₂S	O₂	CO	H₂
94,9	3,2	0,4	0,1	0,1	0,9	0,4	0	0	0	0

Энтальпия 1 нм³ газа и воздуха. ккал/нм³

(Сn)_CO2	(Сn)_N2	(Сn)_H2O	(Сn)_ВОЗД
40,6	31	36	31,6
85,4	62,1	72,7	63,6
133,5	93,6	110,5	96,2
184,4	125,8	149,6	129,4
238	158,6	189,8	163,4
292	192	231	198,2
349	226	274	234
407	261	319	270
466	297	364	306
526		412	343
587	369	460	381
649	405	509	419
711	442	560	457
774	480	611	496
837	517	664	535
900		717	574
964	593	771	613
1028	631	826	652
1092	670	881	692
1157	708	938	732
1	747	994	772
1287	786	1051	812

Объёмы в-ха и продуктов сгорания газообр. т-ва, м3/м3
V⁰	V_RO2	V_N2	V_H2O	V⁰_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 ВОЗДУК (ккал/нм3)
J=J^oг+(a -1)×J^oв
t,C	I^oг	I^oв	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
1	4009,30	7,39	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	6,61	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	,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	,58	9225,23	9427,23	9629,22	9831,22	10033,2	10167,9
2	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	04,00	11341,02	11578,04	11815,1	11973,1

Тепловой баланс

Рассчитываемая величина

Обозначение

Размер-ность

Формула или обоснование

Расчёт

Располагаемое тепло топлива

Q^p_p

ккал/кг

Q^р_н-по характеристике топлива

8710,00

Температура ходящих газов

t _ух

^оС

задано

130,00

Энтальпия ходящих газов

I _ух

ккал/кг

по I-J таблице

585,48

Температура холодного воздуха

t _хв

^оС

задано

20,00

Энтальпия холодного воздуха

I _хв

ккал/кг

по I-J таблице

61,49

Потери :

от химического недожога

q ₃

нормативный метод (табл. 3)

0,50

от механического недожога

q ₄

нормативный метод (табл. 3)

0,00

с ходящими газами

q ₂

((I _ух-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

q ₂+q ₃+q₄+q ₅

6,61

КПД КА

h _ка

100-S

93,39

Расход первичного пара

D _пп

т/ч

задано

320,00

Давление п/пара за КА

Р_п

кгс/см²

задано

140,00

Температура там же

t _пп

⁰С

задано

545,00

Энтальпия

i _пп

ккал/нм

По таблицам

823,75

Давление пит. воды

Р _пв

кгс/см²

задано

180,00

Тем-ра пит. воды

t _пв

⁰С

задано

242,00

Энтальпия

i _пв

ккал/нм

По таблицам

250,62

расход вторичного пара на котел

D _вт

т/ч

задано

270,00

Давление вторичного пара за котлом

Р''_вт

кгс/см²

задано

25,00

температура втор. Пара за котлом

t'' _вт

⁰С

задано

545,00

Энтальпия

i'' _вт

ккал/нм

По таблицам

850,90

Давление вторичного пара до котла

Р'_вт

кгс/см²

задано

27,00

температура втор. Пара до котла

t _вт^'

⁰С

задано

467,00

Энтальпия

i _вт

ккал/кг

По таблицам

809,40

Тепло, полезно используемое в КА

Q _ка

ккал/ч

D _пп(i _пп-i _пв)+D_вт(i'' _вт-i' _вт)

1,95E+08

Полный расход топлива

м³/ч

(Q _ка×100)/(Q_p^p×h _ка)

23924,58

Расчётный расход топлива

В _p

м³/ч

B × (1-q₄ / 100)

23924,58

Коэф. сохранения тепла

1-(q ₅/(h _ка+q ₅))

1,00

Воздухоподогреватель

5,00

Диаметр труб

d 1

мм

из констр. данных

40,00

Диаметр труб

d ₂

мм.

из констр. данных

37,00

Шаги труб

S ₁

мм.

60,00

S₂

мм.

42,00

Поверхность нагрева

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

⁰С

задано

20,00

Энтальпия воздуха на входе

I'_хв

ккал/кг

по I - J таблице

71,48

Температура газов на выходе

J''

⁰С

задано

130,00

Энтальпия газов на выходе

I''_г

ккал/кг

по I - J таблице

590,23

Относительное количество воздуха

b _ср

a _та <- Da _та <+ вп/2+вп

0,93

Температура воздуха на выходе

t''

⁰С

задаёмся

290,00

Энтальпия воздуха на выходе

I''_хв

ккал/кг

по I - J таблице

899,66

Тепловосприятие по балансу

Q _б

ккал/кг

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

⁰С

Таблица 4

296,10

Средняя температура воздуха

⁰С

(t'+t'')/2

155,00

Средняя температура газов

⁰С

J'/2 + J''/2

213,05

Средняя скорость газов

w _г

м/с

(В _р×V _г× (273 + J))/ /3600×273×F _г

12,06

Коэффициент теплоотдачи с газовой стороны

a ₁

ккал/⁰С ×м2×ч

a₁ = C _ф × С _е × a _на (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/⁰С ×м2×ч

a_н×C_z×C₁×C_ф

47,52

Коэффициент использования поверхности нагрева

нормативный метод (табл. 9)

0,70

Коэффициент теплоотдачи

ккал/ /^оС×м²×ч

z × ((a ₁ × a ₂) / (a ₁+a ₂))

15,61

Температурный напор на входе газов

^oC

J' - t''

6,10

Температурный напор на выходе газов

^oC

J'' - t'

110,00

Средний температурный напор

^oC

y(D

52,25

Тепловосприятие воздухоподогревателя

Q _т

ккал/ /^оС×м²×ч

k×H×Dp

767,35

Расхождение с ранее принятым тепловосприятием

(Q_m/Q_б) ×100

99,63

Тепловой расчёт топочной камеры

5,00

Объём топки

V _т

м³

из констр. данных

1998,

Угловой коэфф. экрана

норм. метода номогр. 1 поз а-3

Полная лучевоспринимающая поверхность

H _л

м²

F_ст × Х

850,

Полная поверхность стен

F _ст

м²

2F_бок + F_фронт + F_задн

652,

Степень экранирования топки

Н_л/ F_ст

Эффективная толщина излучающего слоя

3,6×V_т/F_ст

8,462

Температура горячего в-ха

t_г.в

^oC

задаёмся

220,

Энтальпия воздуха на входе

I_г.в

ккал/кг

по I - J таблице

682,268

Температура воздуха на входе

t_хв

^оС

задано

20,

Энтальпия воздуха на входе

I_хв

ккал/кг

по I - J таблице

71,480

Тепло вносимое в топку с воздухом

Q _в

ккал/нм³

(a _т - Da _т) ×I _гв + Da _т×I _хв

689,416

Полезное тепловыделение в топке

Q_т

ккал/нм³

Q^p_p× ((100-q₃-q₄-q₅)/ 4))+Q_в

9329,736

Теоретическая температура горения

t_а

^oC

по I - J таблице

1984,290

Температура газов на выходе из топки

t"_т

^oC

задаёмся

1150,

Энтальпия газов на выходе из топки

I"_т

ккал/нм³

по I - J таблице

5068,030

Средняя суммарная теплоёмкость

u C_ф

ккал/кг^оС

(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

пункт 6-13 0,54 - 0,2×Х_т

0,516

Произведение

PnS

м×кгс/см²

P× r _n× S

2,291

Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами

K _r

cм²/кгс×м

номогр.3, норм. метод

0,250

Оптическая толщина

KpS

P × S ×r _n×K _г

0,573

Соотношение содержаний глерода 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

cм²/кгс×м

0,03× (2-a_т) × <×(1,6×t''_т/1 - 0,5) × ×Cр/Нр

0,109

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

_св

1 - е^{-(Кг×rп
+ Кс)} ^×pS

0,775

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

_г

1 - е^{-(Кг×rп×pS)}

0,436

Коэффициент учитывающий относительное заполнение топки светящимся пламенем

норм. метода стр. 25

0,100

Эффективная степень черноты факела

_ф

m×a_св + (1-m) ×а_г

0,470

Коэффициент тепловой эффективности экрана

X×z = 1<×0,65

0,650

Степень черноты топочной камеры

_т

номогр.6, норм. метод

0,640

Температура газов на выходе из топки

t"_т

^oC

Т_а/(М× (((4,9×y_ср×F_ст×a_т× ×(Т_a^3))/(108×B _p× <×uC _ф×j))^0,6)+1)-273

1145,531

Энтальпия газов на выходе из топки

I" _т

ккал/нм³

по I - J таблице

5990,910

Кол-во тепла воспринятого в топке

Q^т_л

ккал/нм³

j(Q _т - I" _т)

3328,134

Средняя тепловая нагрузка лучевоспринимающей поверхности

q _л

ккал/м²ч

B_p×Q^т_л/H_л

93675,557

Теплонапряжённость топочного объёма

q _v

ккал/м³ч

B _p×Q^р_н/V_т

104295,85

ПОЗОННЫЙ РАСЧЁТ ТОПОЧНОЙ КАМЕРЫ

Зона I - под топки

Суммарная экранированная поверхность стен

Fст

м²

конструктивные данные

65,245

Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху

Fc_I

м²

конструктивные данные

72,250

Относительная высота зоны

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

^oC

задаёмся

1800,

Энтальпия газов на выходе из зоны

I"_I

ккал/нм³

по I - J таблице

8362,896

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C"

ккал/кг^оС

I"_I / t"_I

4,646

Произведение

PnS

м×кгс/см²

P× r _n× S

2,291

Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами

K _r

cм²/кгс×м

номогр.3, норм. метод

0,500

Оптическая толщина

KpS

P × S ×r _n×K _г

0,135

Эффективная степень черноты факела

_ф

номогр.2, норм. метод

0,126

Коэффициент тепловой эффективности экрана

X×z = 1<×0,65

0,650

Степень черноты топки в зоне

_т

_ф/(а_ф+(1-а_ф) ×y)

0,182

Температура газов на выходе из зоны

t"_I

^oC

(b ^сг_I×Q^р_н+Q_в)/u C" - <-d _о×а_т×Т"_I⁴×yF/(В_р×u C")

1772,954

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны

q_лI

ккал/м²ч

d _о×y<×а_т×Т"_I⁴

101307,39

Тепловосприятие пода НРЧ

Q_пнрч

ккал/нм³

(q_л× F_пнрч / В_р)

276,28

Степень черноты топки последней зоны

Температура газов на выходе из последней зоны

t''

^oC

принята предварительно

1200,00

Произведение

PnS

м×кгс/см²

P× r _n× S

2,291

Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами

K _r

cм²/кгс×м

номогр.3, норм. метод

0,500

Оптическая толщина

KpS

P × S ×r _n×K _г

1,146

Эффективная степень черноты факела

_ф

номогр.2, норм. метод

0,140

Коэффициент тепловой эффективности экрана

X×z = 1<×0,45

0,450

Степень черноты топки в зоне

_т

номогр.6, норм. метод

0,275

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

Суммарная экранированная поверхность стен

F_ст

м²

конструктивные данные

178,024

Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху

F_cII

м²

конструктивные данные

72,250

Относительная высота зоны

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 - q₄/ 100)

0,950

Доля сгоревшего топлива в зоне

b ^сг_II - b ^сг_{II р}

Температура газов на входе в зону

t _II

^oC

из расчёта первой зоны

1772,954

Энтальпия газов на входе в зону

I _II

ккал/нм³

по I - J таблице

7985,720

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C

ккал/кг^оС

I _II / t _II

4,504

Температура газов на выходе из зоны

t"_II

^oC

задаёмся

1725,

Энтальпия газов на выходе из зоны

I"_II

ккал/нм³

по I - J таблице

7975,141

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C"

ккал/кг^оС

I"_II / t"_II

4,623

Отношение теплоёмкостей

u C/u C"

0,974

Средняя температура газов в зоне

^oC

(t"_II+ t_II) / 2

1748,977

Коэффициент тепловой эффективности экрана

X×z = 1<×0,65

0,650

Степень черноты топки в зоне

_т

по линейной интерполяции

0,230

Коэффициент переизлучения в данную зону

y^II - y^I

по п. 6-39

Температура газов на выходе из зоны

t"_II

^oC

Db<×Q^р_н/u C" + С/C"×t _IIа- - [1+ (T"/T)⁴] × (4,9× <×10^-8×a_т×Т⁴ / 2×В_р× <×u C") × y<×F_ст

1727,288

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны

q_лII

ккал/м²ч

d _о×y<×а_т×Т"_II⁴

122445,3

Тепловосприятие второй зоны НРЧ

Q_{II нрч}

ккал/нм³

q_{л II}× F_{II нрч} / В_р

911,12

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

Суммарная экранированная поверхность стен

Fст

м²

конструктивные данные

104,311

Сечение топочной камеры, ограничивающее зону сверху

м²

конструктивные данные

72,250

Относительная высота зоны

h/ H_т= 12,9 / 29

0,445

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

b ^сг

табл.XXII, норм. метод

0,980

То же на сгоревшее топливо

b ^сг_р

b ^сг / (1 - q₄/ 100)

0,980

Доля сгоревшего топлива в зоне

b ^сг - b ^сг_р

Температура газов на входе в зону

^oC

из расчёта второй зоны

1727,288

Энтальпия газов на входе в зону

ккал/нм³

по I - J таблице

7986,971

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C

ккал/кг^оС

I / t

4,624

Температура газов на выходе из зоны

^oC

задаёмся

1620,

Энтальпия газов на выходе из зоны

ккал/нм³

по I - J таблице

7434,027

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C"

ккал/кг^оС

I" / t"

4,589

Отношение теплоёмкостей

u C/

u C/u C"

1,008

Средняя температура газов в зоне

^oC

(t"+ t) / 2

1673,644

Коэффициент тепловой эффективности экрана

X×z = 1<×0,65

0,650

Степень черноты топки в зоне

_т

по линейной интерполяции

0,260

Коэффициент переизлучения в данную зону

y-y^II

по п. 6-39

Температура газов на выходе из зоны

^oC

Db<×Q^р_н/u C"+ С/C"×t _а- [1 + (T"/T)⁴] × (4,9×10^-8×a_т×Т⁴ / 2×Вр× ×u C") × ×y<×Fст

1638,693

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева третьей зоны

q_л

ккал/м²ч

d _о×y<×а_т×Т"⁴

118912,9

Тепловосприятие третьей зоны НРЧ

Q_нрч

ккал/нм³

q_л× F_нрч / В_р

518,46

Распределение тепловосприятия по ходам НРЧ

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны

q_лI

ккал/м²ч

d _о×y<×а_т×Т"_I⁴

101307,4

Тепловосприятие первой зоны НРЧ

Q_{I нрч}

ккал/нм³

q_л_I× F_I_нрч / В_р

276,28

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны

q_лII

ккал/м²ч

d _о×y<×а_т×Т"_II⁴

122445,3

Тепловосприятие второй зоны НРЧ

Q_{II нрч}

ккал/нм³

q_{л II}× F_{II нрч} / В_р

911,12

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева третьей зоны

q_л

ккал/м²ч

d _о×y<×а_т×Т"⁴

118912,9

Тепловосприятие третьей зоны НРЧ

Q_нрч

ккал/нм³

q_л× F_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+ DI_нрчI

327,11

Давление среды в первой зоне

Р_I

кг/см²

Из гидравлического расчёта

190,90

Температура среды на выходе из первой зоны НРЧ

t_I

^oC

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+ DI_нрчII

395,23

Давление среды во второй зоне

Р_II

кг/см²

Из гидравлического расчёта

190,90

Температура среды на выходе из первой зоны НРЧ

t_II

^oC

по таблицам воды и пара

350,00

Энтальпия среды на входе в третью зону НРЧ

I_нрч

ккал/кг

по I - J таблице

395,23

Приращение энтальпии среды в экранах НРЧ третьей зоны

D I_нрч

ккал/кг

Q_нрч × Вр / D_нрч

38,76

Энтальпия среды на выходе из третьей зоны НРЧ

I^II_нрч

ккал/кг

I_нрчII+ DI_нрч

433,99

Давление среды в третьейа зоне

кг/см²

Из гидравлического расчёта

187,27

Температура среды на выходе из третьей зоны НРЧ

^oC

по таблицам воды и пара

360,00

Определение расчётной температуры металла стенки труб НРЧ
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчёт
Точка 1	Точка 2	Точка 3
Диаметр и толщина стенки труб	dхd	мм	Конструктивные данные	38х4	38х4	45х4,5
Отношение наружного диаметра к внутреннему	b		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 чётом 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/см²	Из гидравлического расчёта	190,90	190,90	187,27
Температура среды в расчётном сечении	t	^oC	по таблицам воды и пара	307,00	350,00	360,00
Коэффициент конструктивной нетождественности для параллельных лент	h _к		с чётом 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 дельного 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 частке	h _т.уч		(hт₁×H₁ + hт₂×H₂ + +hт₃×H₃) / ΣH	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) × DI	336,10	433,02	454,34
Давление среды в расчётном сечении	P	кг/см²	Из гидравлического расчёта	190,90	190,90	187,27
Максимальная температура среды в расчётном сечении	tmax	^oC	по таблицам воды и пара	314,50	363,00	372,60
Превышение температуры среды в расчётном сечении над средней	D	^oC	tmax - t	7,50	13,00	12,60
Температура газов в расчётном сечении	J	^oC	Из позонного расчёта	1772,95	1727,29	1638,69
Удельное тепловосприятие поверхности нагрева в расчётном сечении	q_с	ккал/м²ч	Из позонного расчёта	101307,39	122445,26	118912,92
Максимальное расчётное дельное тепловосприятие	q_{max р}	ккал/м²ч	h^ш_max × h_ст × q_с	131699,60	171423,36	166478,08
Принятое максимальное дельное тепловосприятие	q_max	ккал/м²ч	Принимаем по табл. IV-5	35,00	35,00	35,00
Сечение для прохода среды каждой зоны	f	м²	0,785×d²_вн × n_тр	0,042	0,042	0,042
Массовая скорость среды с чётом разверки	gw	кг/м²сек	D×r_г / F×3600	2013,053	2034,023	2013,053
Коэффициент теплоотдачи от стенки к среде	a₂	ккала 2ч^оС)	Принимаем предварительно	18500,00	18700,00	18600,00
Коэффициент теплопроводности металла стенки	l_м	ккала оС)	По табл. IV-1	37,00	36,00	36,00
Критерий Био	Bi		d_нар×a₂ / (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/м²ч	m × b × q_max	163483,11	212793,54	203935,65
Расчётный коэффициент теплоотдачи от стенки к среде	a₂	ккала 2ч^оС)	По номограмме 36	18500,	18900,	19100,
Средняя по толщине температура металла стенки	tст	^оС	t + Dт + bmmax + (dм × 1/(1+b)+1/a₂)	331,13	384,69	393,35
Температура наружной поверхности стенки	tст.н	^оС	t + Dт + bmmax + (dм × 2/(1+b)+1/a₂)	338,93	395,12	403,42
Температура окалинообразования	tок	^оС	Табл. 3-1 гидравлический расчёт котельных агрегатов	450,00	450,00	450,00
Недогрев до температуры окалинообразования	D	^оС	tок - tст.н	,07	54,88	46,58

5.2. Нагрузка 70%
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчёт
1	2	3	4	5
Расход питательной воды при нагрузке 70%	Dх	т / ч	320 / 100 × 70	224
Расход питательной воды при нагрузке 70%	Dх	кг / с	Dо × 1 / 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 ходящих газов	J^х_ух	^оС	J^оух × (Dх/Do × ×a^х_ух/a^о_ух)ⁿ	139,12
Коэффициент			I^oга oв	1,17
Коэффициент	bх		t^х_хв/ J^х_ух	0,22
Коэффициент	bо		t^о_хв/ J^о_ух	0,23
Потери теплоты с ходящими газами	q₂	%	q^о₂×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^о₃ × (Dх / Dо)	0,35
Потеря теплоты в окружающую среду	q ₅	%	q^o₅ × (Dх / Dо)	0,21
Сумма тепловых потерь	S	%	q ₂+q ₃+q₄+q ₅	8,31
КПД КА	h^х _ка	%	100-S	91,69
Давление перегретого пара	Р^х_пп	кг/см²	При скользящем давлении	62,00
Температура	t^х _пп	⁰С	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/см²	р'^о_вт × (Dх/Do)	18,90
Температура вторично-перегретого пара на входе	t'^хвт	^оС	t'^o_вт ×а (Dх/Do)^0,25	427,16
Энтальпия вторично-перегретого пара на входе	h'^xвт	ккал/кг	По таблицам воды и пара	790,61
Давление вторично-перегретого пара на выходе	р''^х_вт	кг/см²	р'^х_вта<- 0,2× (Dх/Do)	18,76
Энтальпия вторично-перегретого пара на выходе	h''^xвт	ккал/кг	По таблицам воды и пара	852,50
Температура питательной воды	t^хпв	^оС	43,04×Ln(2G) - 37,723	225,03
Давление питательной воды в скользящем режиме	Р^хпв	кг/см²	0,4013×Nэл + 56,2085	116,92
Энтальпия	h^хпв	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	Dо_к	ккал/кг	(h^о_пп - h^о_пв) + d_вт×(h"^о_вт - а<-h'^о_вт)	608,15
1	2	3	4	5
Средний расчётный теплоперепад 1кг рабочей среды при прохождении водопарового тракта котла	Dх_к	ккал/кг	(h^х_пп - h^х_пв) + d_вт×(h"^х_вт - h'^х_вт)	611,34
Полный расчётный расход топлива	В	м³/ч	В^о_р×[(Dх×h^o_ка- q^о₄×Dх_к) / х_ка- q^х₄×Dо_к)]	17058,18
РАСЧЁТ ТЕПЛООБМЕНА В ТОПОЧНОЙ КАМЕРЕ
Температура горячего воздуха	t^хгв	^оС	t^oгв×((Dх/Do)× ×(a^х_ух/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^хгв	ккал/нм³	Q^о_гв×(b^х_гв/b^о_гв)×(t^х_гв/t^о_гв)	588,79
Изменение теплоты вносимой в топку воздухом	DQгв	ккал/нм³	Q^огв - Q^хгв	100,62
Полезное тепловыделение в топке	Q_т	ккал/нм³	Q^от - DQгв	9229,11
Теоретическая температура горения	Т_а	^oC	по I - J таблице	1965,06
Температура газов на выходе из топки	J<"^хт	^оС	J<"^от×(Dх/Do)^0,3	1029,29
Энтальпия газов на выходе из топки	I" _т	ккал/нм³	по I - J таблице	4656,557
Коэффициент тепловой эффективности экрана	y		X×z = 1<×0,65	0,650
Кол-во тепла воспринятого в топке	Q^х_л	ккал/нм³	j(Q _т - I" _т)	2972,161
Средняя тепловая нагрузка лучевоспринимающей поверхности	q^х _л	ккал/м²ч	q^ол × (B^х_p×Q^х_л/B^о p×Q^ол)	59646,659
Теплонапряжённость топочного объёма	q _v	ккал/м³ч	q^о_v×(В^хр/В^ор)	74362,742
ПОЗОННЫЙ РАСЧЁТ ТОПОЧНОЙ КАМЕРЫ
Зона I <- под топки
Суммарная экранированная поверхность стен	Fст	м²	конструктивные данные	65,245
Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху	Fc_I	м²	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	^oC	задаёмся	1740,
Энтальпия газов на выходе из зоны	I"_I	ккал/нм³	по I - J таблице	8052,692
Теплоёмкость продуктов сгорания	u C"	ккал/кг^оС	I"_I / t"_I	4,628
Произведение	PnS	м×кгс/см²	P× r _n× S	2,291
1	2	3	4	5
Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами	K _r	cм²/кгс×м	номогр.3, норм. метод	0,500
Оптическая толщина	KpS		P × S ×r _n×K _г	1,146
Эффективная степень черноты факела	_ф		номогр.2, норм. метод	0,126
Коэффициент тепловой эффективности экрана	y		X×z = 1<×0,65	0,650
Степень черноты топки в зоне	_т		_ф/(а_ф+(1-а_ф)×y)	0,170
Температура газов на выходе из зоны	t"_I	^oC	(b ^сг_I×Q^р_н+Q_в)/u C" - <-d _о×а_т×Т"_I⁴×yF/(В_р×u C")	1747,573
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны	q_лI	ккал/м²ч	d _о×y<×а_т×Т"_I⁴	90251,867
Тепловосприятие пода НРЧ	Q_пнрч	ккал/нм³	(q_л× F_пнрч / В_р)	345,20
Степень черноты топки последней зоны
Температура газов на выходе из последней зоны	t''	^oC	принята предварительно	1190,00
Произведение	PnS	м×кгс/см²	P× r _n× S	0,450
Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами	K _r	cм²/кгс×м	номогр.3, норм. метод	0,500
Оптическая толщина	KpS		P × S ×r _n×K _г	0,225
Эффективная степень черноты факела	_ф		номогр.2, норм. метод	0,157
Коэффициент тепловой эффективности экрана	y		X×z = 1<×0,45	0,450
Степень черноты топки в зоне	_т		номогр.6, норм. метод	0,300
Зона II - от начала пода топки до линии перехода тр. 38х4 на тр. 45х4,5
1	2	3	4	5
Суммарная экранированная поверхность стен	Fст	м²	конструктивные данные	178,024
Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху	Fc_II	м²	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 - q₄/ 100)	0,950
Доля сгоревшего топлива в зоне	Db		b ^сг_II - b ^сг_{II р}	0,
Температура газов на входе в зону	t _II	^oC	из расчёта первой зоны	1747,573
Энтальпия газов на входе в зону	I _II	ккал/нм³	по I - J таблице	8091,843
Теплоёмкость продуктов сгорания	u C	ккал/кг^оС	I _II / t _II	4,630
Температура газов на выходе из зоны	t"_II	^oC	задаёмся	1580,
Энтальпия газов на выходе из зоны	I"_II	ккал/нм³	по I - J таблице	7228,741
1	2	3	4	5
Теплоёмкость продуктов сгорания	u C"	ккал/кг^оС	I"_II / t"_II	4,575
Отношение теплоёмкостей	u C/u C"		u C/u C"	1,012
Средняя температура газов в зоне	t	^oC	(t"_II+ t_II) / 2	1663,786
Коэффициент тепловой эффективности экрана	y		X×z = 1<×0,65	0,650
Степень черноты топки в зоне	_т		по линейной интерполяции	0,250
Коэффициент переизлучения в данную зону	y^II - y^I		по п. 6-39	0,
Температура газов на выходе из зоны	t"_II	^oC	Db<×Q^р_н/u C" + С/C"×t _IIа- [1+(T"/T)⁴] × (4,9×10^-8× ×a_т×Т⁴ / 2×Вр× ×u C") × ×y<×Fст	1585,852
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны	q_лII	ккал/м²ч	d _о×y<×а_т×Т"_II⁴	95066,753
Тепловосприятие второй зоны НРЧ	Q_{II нрч}	ккал/нм³	q_{л II}× F_{II нрч} / В_р	992,14
Зона - от начал линии перехода тр. 38х4 на тр. 45х4,5, до выхода НРЧ
1	2	3	4	5
Суммарная экранированная поверхность стен	Fст	м²	конструктивные данные	104,311
Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху	Fc	м²	конструктивные данные	72,250
Относительная высота зоны	x		h/ H_т= 12,9 / 29	0,445
Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо)	b ^сг		табл.XXII, норм. метод	0,980
То же на сгоревшее топливо	b ^сг_р		b ^сг / (1 - q₄/ 100)	0,980
Доля сгоревшего топлива в зоне	Db		b ^сг - b ^сг_р	0,
Температура газов на входе в зону	t	^oC	из расчёта второй зоны	1585,852
Энтальпия газов на входе в зону	I	ккал/нм³	по I - J таблице	7258,680
Теплоёмкость продуктов сгорания	u C	ккал/кг^оС	I / t	4,577
Температура газов на выходе из зоны	t"	^oC	задаёмся	1450,
Энтальпия газов на выходе из зоны	I"	ккал/нм³	по I - J таблице	6567,502
Теплоёмкость продуктов сгорания	u C"	ккал/кг^оС	I" / t"	4,529
Отношение теплоёмкостей	u C/u C"		u C/u C"	1,011
Средняя температура газов в зоне	t	^oC	(t"+ t) / 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	_т		по линейной интерполяции	0,278
Коэффициент переизлучения в данную зону	y-y^II		по п. 6-39	0,
Температура газов на выходе из зоны	t"	^oC	Db<×Q^р_н/u C" + С/C"×t _IIа- а<-[1+(T"/T)⁴] × (4,9×10^-8× ×a_т×Т⁴ / 2×Вр × u C") × ×y<×Fст	1442,393
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева третьей зоны	q_л	ккал/м²ч	d _о×y<×а_т×Т"⁴	91088,758
Тепловосприятие третьей зоны НРЧ	Q_нрч	ккал/нм³	q_л× F_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/м²ч	d _о×y<×а_т×Т"_I⁴	90251,867
Тепловосприятие первой зоны НРЧ	Q_{I нрч}	ккал/нм³	q_л_I× F_I_нрч / В_р	345,20
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны	q_лII	ккал/м²ч	d _о×y<×а_т×Т"_II⁴	95066,753
Тепловосприятие второй зоны НРЧ	Q_{II нрч}	ккал/нм³	q_{л II}× F_{II нрч} / В_р	992,14
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева третьей зоны	q_л	ккал/м²ч	d _о×y<×а_т×Т"⁴	91088,758
Тепловосприятие третьей зоны НРЧ	Q_нрч	ккал/нм³	q_л× F_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+ DI_нрчI	327,35
Давление среды в первой зоне	Р_I	кг/см²	Из гидравлического расчёта	108,79
Температура среды на выходе из первой зоны НРЧ	t_I	^oC	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+ DI_нрчII	342,50
Давление среды во второй зоне	Р_II	кг/см²	Из гидравлического расчёта	107,63
Температура среды на выходе из второй зоны НРЧ	t_II	^oC	по таблицам воды и пара	314,60
1	2	3	4	5
Энтальпия среды на входе в третью зону НРЧ	I_нрч	ккал/кг	по I - J таблице	342,50
Приращение энтальпии среды в экранах НРЧ третьей зоны	D I_нрч	ккал/кг	Q_нрч × Вр / D_нрч	42,42
Энтальпия среды на выходе из третьей зоны НРЧ	I^II_нрч	ккал/кг	I_нрчII+ DI_нрч	384,92
Давление среды в третьейа зоне	Р	кг/см²	Из гидравлического расчёта	106,50
Температура среды на выходе из третьей зоны НРЧ	t	^oC	по таблицам воды и пара	342,00

Определение расчётной температуры металла стенки труб НРЧ
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчёт
Точка 1	Точка 2	Точка 3
Диаметр и толщина стенки труб	dхd	мм	Конструктивные данные	38х4	38х4	45х4,5
Отношение наружного диаметра к внутреннему	b		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 чётом 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/см²	Из гидравлического расчёта	108,79	107,63	106,50
Температура среды в расчётном сечении	t	^oC	по таблицам воды и пара	305,00	352,00	342,00
Коэффициент конструктивной нетождественности для параллельных лент	h к		с чётом 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 дельного 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 частке	h т.уч		(hт₁×H₁ + hт₂×H₂ + +hт₃×H₃) / ΣH	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) × DI	338,79	,82	407,19
Давление среды в расчётном сечении	P	кг/см²	Из гидравлического расчёта	108,79	107,63	106,50
Максимальная температура среды в расчётном сечении	tmax	^oC	по таблицам воды и пара	313,00	368,00	354,00
Превышение температуры среды в расчётном сечении над средней	D	^oC	tmax - t	8,00	16,00	12,00
Температура газов в расчётном сечении	J	^oC	Из позонного расчёта	1747,57	1585,85	1442,39
Удельное тепловосприятие поверхности нагрева в расчётном сечении	q_с	ккал/м²ч	Из позонного расчёта	90251,87	95066,75	91088,76
Максимальное расчётное дельное тепловосприятие	q_{max р}	ккал/м²ч	h^ш_max × h_ст × q_с	117327,43	133093,45	127524,26
Принятое максимальное дельное тепловосприятие	q_max	ккал/м²ч	Принимаем по табл. IV-5	35,00	35,00	35,00
Сечение для прохода среды каждой зоны	f	м²	0,785×d²_вн × n_тр	0,042	0,042	0,061
Массовая скорость среды с чётом разверки	gw	кг/м²сек	D×r_г / F×3600	1409,137	1423,816	978,568
Коэффициент теплоотдачи от стенки к среде	a₂	ккала 2ч^оС)	Принимаем предварительно	18500,00	18900,00	19100,00
Коэффициент теплопроводности металла стенки	l_м	ккала оС)	По табл. IV-1	37,00	36,00	36,00
Критерий Био	Bi		d_нар×a₂ / (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/м²ч	m × b × q_max	145642,45	165213,34	156217,22
Расчётный коэффициент теплоотдачи от стенки к среде	a₂	ккала 2ч^оС)	По номограмме 36	19300,	19550,	19100,
Средняя по толщине температура металла стенки	tст	^оС	t + Dт + bmmax + (dм × 1/(1+b)+1/a₂)	327,49	384,55	369,89
Температура наружной поверхности стенки	tст.н	^оС	t + Dт + bmmax + (dм × 2/(1+b)+1/a₂)	334,44	392,65	377,61
Температура окалинообразования	tок	^оС	Табл. 3-1 гидравлический расчёт котельных агрегатов	450,00	450,00	450,00
Недогрев	D	^оС	tок - tст.н	115,56	57,35	72,39

5.3. Нагрузка 50%

Рассчитываемая величина

Обозна-чение

Размер-ность

Формула или обоснование

Расчёт

Расход питательной воды при нагрузке 50%

Dх

т / ч

320 / 100 × 50

160

Расход питательной воды при нагрузке 50%

Dх

кг / с

Dо × 1 / 3600 / 100 × 50

44,44

Отношение

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 ходящих газов

J^х_ух

^оС

J^оух × (Dх/Do × a^х_ух/a^о_ух)ⁿ

112,48

Коэффициент

I^oга oв

1,17

Коэффициент

bх

t^х_хв/ J^х_ух

0,27

Коэффициент

bо

t^о_хв/ J^о_ух

0,23

Потери теплоты с ходящими газами

q₂

q^о₂ × 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^о₃ × (Dх / Dо)

0,25

Потеря теплоты в окружающую среду

q ₅

q^o₅ × (Dх / Dо)

0,15

Сумма тепловых потерь

q ₂+q ₃+q₄+q ₅

6,64

КПД КА

h^х _ка

100-S

93,36

Давление перегретого пара

Р^х_пп

кг/см²

При скользящем давлении

41,88

Температура

t^х _пп

⁰С

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/см²

р'^о_вт × (Dх/Do)

13,50

Температура вторично-перегретого пара на входе

t'^хвт

^оС

t'^o_вт ×(Dх/Do)^0,25

392,70

Энтальпия вторично-перегретого пара на входе

h'^xвт

ккал/кг

По таблицам воды и пара

774,89

Давление вторично-перегретого пара на выходе

р''^х_вт

кг/см²

р'^o_вта<- 0,2×(Dх/Do)

24,90

Энтальпия вторично-перегретого пара на выходе

h''^xвт

ккал/кг

По таблицам воды и пара

851,15

Температура питательной воды

t^хпв

^оС

43,04×Ln(2G) - 37,723

155,41

Давление питательной воды в скользящем режиме

Р^хпв

кг/см²

0,4013×Nэл + 56,2085

71,41

Энтальпия

h^хпв

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

Dо_к

ккал/кг

(h^о_пп - h^о_пв) + d_вт×(h"^о_вт - h'^о_вт)

608,15

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

Dх_к

ккал/кг

(h^х_пп - h^х_пв) + d_вт×(h"^х_вт - h'^х_вт)

795,28

Полный расчётный расход топлива

м³/с

В^о_р×[(Dх×h^o_ка- q^о₄×Dх_к) / х_ка- q^х₄×Dо_к)]

11966,219

Расчёт теплообмена в топочной камере

Температура горячего воздуха

t^хгв

^оС

t^oгв×((Dх/Do)×(a^х_ух/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^хгв

ккал/нм³

Q^о_гв×(b^х_гв/b^о_гв)×(t^х_гв/t^о_гв)

551,90

Изменение теплоты вносимой в топку воздухом

DQгв

ккал/нм³

Q^огв - Q^хгв

137,51

Полезное тепловыделение в топке

Q_т

ккал/нм³

Q^от - DQгв

9192,22

Теоретическая температура горения

_{Т а}

^oC

по I - J таблице

1958,02

Температура газов на выходе из топки

J<"^хт

^оС

J<"^от×(Dх/Do)^0,3

930,46

Энтальпия газов на выходе из топки

I" _т

ккал/нм³

по I - J таблице

4009,080

Коэффициент тепловой эффективности экрана

X×z = 1<×0,65

0,650

Кол-во тепла воспринятого в топке

Q^х_л

ккал/нм³

j(Q _т - I" _т)

3369,043

Средняя тепловая нагрузка лучевоспринимающей поверхности

q^х _л

ккал/м²ч

q^ол × (B^х_p×Q^х_л/B^о p×Q^ол)

47429,073

Теплонапряжённость топочного объёма

q _v

ккал/м³ч

q^о_v×(В^хр/В^ор)

52165,051

ПОЗОННЫЙ РАСЧЁТ ТОПОЧНОЙ КАМЕРЫ НА 50% НАГРУЗКЕ

Зона I - под топки

Суммарная экранированная поверхность стен

Fст

м²

конструктивные данные

65,245

Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху

Fc_I

м²

конструктивные данные

72,250

Относительная высота зоны

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

^oC

задаёмся

1710,

Энтальпия газов на выходе из зоны

I"_I

ккал/нм³

по I - J таблице

7897,590

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C"

ккал/кг^оС

I"_I / t"_I

4,618

Произведение

PnS

м×кгс/см²

P× r _n× S

2,291

Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами

K _r

cм²/кгс×м

номогр.3, норм. метод

0,500

Оптическая толщина

KpS

P × S ×r _n×K _г

1,146

Эффективная степень черноты факела

_ф

номогр.2, норм. метод

0,126

Коэффициент тепловой эффективности экрана

X×z = 1<×0,65

0,650

Степень черноты топки в зоне

_т

_ф/(а_ф+(1-а_ф)×y)

0,182

Температура газов на выходе из зоны

t"_I

^oC

(b ^сг_I×Q^р_н+Q_в)/u C" - <-d _о×а_т×Т"_I⁴×yF/(В_р×u C")

1711,267

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны

q_лI

ккал/м²ч

d _о×y<×а_т×Т"_I⁴

89631,085

Тепловосприятие пода НРЧ

Q_пнрч

ккал/нм³

(q_л× F_пнрч / В_р)

488,71

Степень черноты топки последней зоны

Температура газов на выходе из последней зоны

t''

^oC

принята предварительно

1090,00

Произведение

PnS

м×кгс/см²

P× r _n× S

0,400

Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами

K _r

cм²/кгс×м

номогр.3, норм. метод

0,530

Оптическая толщина

KpS

P × S ×r _n×K _г

0,212

Эффективная степень черноты факела

_ф

номогр.2, норм. метод

0,220

Коэффициент тепловой эффективности экрана

X×z = 1<×0,45

0,450

Степень черноты топки в зоне

_т

номогр.6, норм. метод

0,380

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

Суммарная экранированная поверхность стен

Fст

м²

конструктивные данные

178,024

Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху

Fc_II

м²

конструктивные данные

72,250

Относительная высота зоны

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 - q₄/ 100)

0,950

Доля сгоревшего топлива в зоне

b ^сг_II - b ^сг_{II р}

Температура газов на входе в зону

t _II

^oC

из расчёта первой зоны

1711,267

Энтальпия газов на входе зону

I _II

ккал/нм³

по I - J таблице

7904,142

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C

ккал/кг^оС

I _II / t _II

4,619

Температура газов на выходе из зоны

t"_II

^oC

задаёмся

1450,

Энтальпия газов на выходе из зоны

I"_II

ккал/нм³

по I - J таблице

6567,502

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C"

ккал/кг^оС

I"_II / t"_II

4,529

Отношение теплоёмкостей

u C/u C"

1,020

Средняя температура газов в зоне

^oC

(t"_II+ t_II) / 2

1580,634

Коэффициент тепловой эффективности экрана

X×z = 1<×0,65

0,650

Степень черноты топки в зоне

_т

по линейной интерполяции

0,230

Коэффициент переизлучения в данную зону

y^II - y^I

по п. 6-39

Температура газов на выходе из зоны

t"_II

^oC

Db<×Q^р_н/u C" + С/C"×t _IIа- [1+(T"/T)⁴] × (4,9×10^-8× ×a_т×Т⁴ / 2×Вр× ×u C") × ×y<×Fст

1452,5688

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны

q_лII

ккал/м²ч

d _о×y<×а_т×Т"_II⁴

64948,086

Тепловосприятие второй зоны НРЧ

Q_{II нрч}

ккал/нм³

q_{л II}× F_{II нрч} / В_р

966,25

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

Суммарная экранированная поверхность стен

Fст

м²

конструктивные данные

104,311

Сечение топочной камеры ограничивающее зону сверху

м²

конструктивные данные

72,250

Относительная высота зоны

h/ H_т= 12,9 / 29

0,445

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

b ^сг

табл.XXII, норм. метод

0,980

То же на сгоревшее топливо

b ^сг_р

b ^сг / (1 - q₄/ 100)

0,980

Доля сгоревшего топлива в зоне

b ^сг - b ^сг_р

Температура газов на входе в зону

^oC

из расчёта второй зоны

1452,569

Энтальпия газов на входе в зону

ккал/нм³

по I - J таблице

6580,446

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C

ккал/кг^оС

I / t

4,530

Температура газов на выходе из зоны

^oC

задаёмся

1370,

Энтальпия газов на выходе из зоны

ккал/нм³

по I - J таблице

6163,374

Теплоёмкость продуктов сгорания

u C"

ккал/кг^оС

I" / t"

4,499

Отношение теплоёмкостей

u C/u C"

1,007

Средняя температура газов в зоне

^oC

(t"+ t) / 2

1411,284

Коэффициент тепловой эффективности экрана

X×z = 1<×0,65

0,450

Степень черноты топки в зоне

_т

по линейной интерполяции

0,270

Коэффициент переизлучения в данную зону

y-y^II

по п. 6-39

Температура газов на выходе из зоны

^oC

Db<×Q^р_н/u C" + С/C"×t _IIа- [1+(T"/T)⁴] × (4,9×10^-8× ×a_т×Т⁴ / 2×Вр× ×u C") × ×y<×Fст

1369,5376

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева третьей зоны

q_л

ккал/м²ч

d _о×y<×а_т×T⁴

47910,869

Тепловосприятие третьей зоны НРЧ

Q_нрч

ккал/нм³

q_л× F_нрч / В_р

417,65

Распределение тепловосприятия по ходам НРЧ

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны

q_лI

ккал/м²ч

d _о×y<×а_т×Т"_I⁴

89631,085

Тепловосприятие первой зоны НРЧ

Q_{I нрч}

ккал/нм³

q_л_I× F_I_нрч / В_р

488,71

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева первой зоны

q_лII

ккал/м²ч

d _о×y<×а_т×Т"_II⁴

64948,086

Тепловосприятие второй зоны НРЧ

Q_{II нрч}

ккал/нм³

q_{л II}× F_{II нрч} / В_р

966,25

Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева третьей зоны

q_л

ккал/м²ч

d _о×y<×а_т×Т"⁴

47910,869

Тепловосприятие третьей зоны НРЧ

Q_нрч

ккал/нм³

q_л× F_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+ DI_нрчI

320,97

Давление среды в первой зоне

Р_I

кг/см²

Из гидравлического расчёта

74,70

Температура среды на выходе из первой зоны НРЧ

t_I

^oC

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+ DI_нрчII

342,50

Давление среды во второй зоне

Р_II

кг/см²

Из гидравлического расчёта

74,20

Температура среды на выходе из второй зоны НРЧ

t_II

^oC

по таблицам воды и пара

315,00

Энтальпия среды на входе в третью зону НРЧ

I_нрч

ккал/кг

по I - J таблице

342,50

Приращение энтальпии среды в экранах НРЧ третьей зоны

D I_нрч

ккал/кг

Q_нрч × Вр / D_нрч

29,40

Энтальпия среды на выходе из третьей зоны НРЧ

I^II_нрч

ккал/кг

I_нрчII+ DI_нрч

371,90

Давление среды в третьейа зоне

кг/см²

Из гидравлического расчёта

73,98

Температура среды на выходе из третьей зоны НРЧ

^oC

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}) / нас пара - h'_{воды на лин нас})	вода	7,5475	19,68809
70%	вода	8,68080401	22,35056
50%	вода	15,6512155	27,23285

Определение расчётной температуры металла стенки труб НРЧ
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчёт
Точка 1	Точка 2	Точка 3
Диаметр и толщина стенки труб	dхd	мм	Конструктивные данные	38х4	38х4	45х4,5
Отношение наружного диаметра к внутреннему	b		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_ла× F_нрч / В_р	488,71	966,25	417,65
Приращение энтальпии (с чётом 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/см²	Из гидравлического расчёта	74,70	74,20	73,98
Температура среды в расчётном сечении	t	^oC	по таблицам воды и пара	300,00	345,00	335,00
Коэффициент конструктивной нетождественности для параллельных лент	h к		с чётом 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 дельного 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 частке	h т.уч		(hт₁×H₁ + hт₂×H₂ + hт₃×H₃) / ΣH	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) × DI	339,24	449,19	396,30
Давление среды в расчётном сечении	P	кг/см²	Из гидравлического расчёта	74,70	74,20	73,98
Максимальная температура среды в расчётном сечении	tmax	^oC	по таблицам воды и пара	310,00	369,00	349,00
Превышение температуры среды в расчётном сечении над средней	D	^oC	tmax - t	10,00	24,00	14,00
Температура газов в расчётном сечении	J	^oC	Из позонного расчёта	1711,27	1452,57	1369,54
Удельное тепловосприятие поверхности нагрева	q_с	ккал/м²ч	Из позонного расчёта	89631,09	64948,09	47910,87
Максимальное расчётное дельное тепловосприятие	q_{max р}	ккал/м²ч	h^ш_max × h_ст × q_с	116520,41	90927,32	67075,22
Принятое максимальное дельное тепловосприятие	q_max	ккал/м²ч	Принимаем по табл. IV-5	35,00	35,00	35,00
Сечение для прохода среды каждой зоны	f	м²	0,785×d²_вн × n_тр	0,042	0,042	0,061
Массовая скорость среды с чётом разверки	gw	кг/м²сек	D×r_г / F×3600	1002,595	891,196	618,886
Коэффициент теплоотдачи от стенки к среде	a₂	ккала 2ч^оС)	Принимаем предварительно	17,00	17,00	17,00
Коэффициент теплопроводности металла стенки	l_м	ккала оС)	По табл. IV-1	37,00	36,00	36,00
Критерий Био	Bi		d_нар×a₂ / (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/м²ч	m × b × q_max	434466,67	434466,67	428750,00
Расчётный коэффициент теплоотдачи от стенки к среде	a₂	ккала 2ч^оС)	По номограмме 36	18,	17800,	17800,
Средняя по толщине температура металла стенки	tст	^оС	t + Dт + bmmax + (dм × ×1/(1+b)+1/a₂)	354,86	380,87	357,67
Температура наружной поверхности стенки	tст.н	^оС	t + Dт + bmmax + (dм × ×2/(1+b)+1/a₂)	331,83	386,41	361,73
Температура окалинообразования	tок	^оС	Табл. 3-1 гидравлический расчёт к..	450,00	450,00	450,00
Недогрев	D	^оС	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

шт

240

сечение элемента

м²

0,091

длина труб

156

гибы:

угол поворота

град

180

количество

шт

угол поворота

град

количество

шт

коллектора:

раздающий

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

245/185

количество

шт

сечение элемента

м²

0,027

отметка относит. нулевого ровн я

h₁

собирающий

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

245/185

количество

шт

сечение элемента

м²

0,026825

отметка относит. нулевого ровн я

h₂

17,85

перепад

h=h₁-h₂

1,15

Раздающий коллектор

Расчетна я величина

Обозначение

Размерность

Формула, обоснование

Числ. значение

давление

Р'вэ

кг/см²

задано

200

температура

t'вэ

^оС

задано

240

энтальпи я

i'пв

ккал/кг

табл. норм. метод

284,4

удельный объём

u <'

м³/кг

табл. норм. метод

0,0012052

плотность среды

g <'

кг/м³

g =1/u

829,738

расход среды

Dпв

кг/сек

задано

88,889

весова я скорость среды

кг/м²сек

gw <= Dпв/F

3308,525

средн я я скорость

м/сек

w = gwu <'

3,987

коэфф., учитывающий вид отвода среды

п.2-60, норм. метод

0,800

изменение статического давлени я на входе

кг/см²

DРкол = Аw²g

0,054

изменение статического давлени я на входе

кг/см²

DРкол = А(gw<×w)

0,054

изменение статического давлени я на частке от места ввода, до разверенной трубы

DРсредн

кг/см²

DРсредн = 2D

0,036

Трубы экономайзера

Расчетна я величина

Обозначение

Размерность

Формула, обоснование

Числ. значение

температура на выходе

t''вэ

^оС

задано

307

давление на выходе

Р''вэ

кг/см²

принимаем

198,5

энтальпи я на выходе

i''пв

ккал/кг

табл. норм. метод

327,5

удельный объём на выходе

u <''

м³/кг

табл. норм. метод

0,0014022

средний дельный объём

м³/кг

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

0,0013037

плотность среды на выходе

g <''

кг/м³

g ''=1/u <''

713,165

средн я я плотность среды

кг/м³

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

771,451

нивелирный перепад давлени я

кг/см²

0,089

бсолютна я шероховатость труб

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трени я

1/м

рис.2-3 норм. метод

1,3

весова я скорость среды

кг/м²сек

gw <= Dпв/F

974,813

средн я я скорость

м/сек

w = gwu

1,264

потер я давлени я от трени я

кг/см²

2×u /

1,282

отношение

d/dкол

0,117 > 0,1

коэфф. сопротивлени я входа в трубу, отнесённый к скорости в ней

zвх

табл.2-2 норм. метод

0,7

коэфф. сопротивлени я выхода из трубы, отнесённый к скорости в ней

zвых

табл.2-3 норм. метод

0,8

отношение

Rгиба/dтр

50/22

2,273

коэфф. сопротивлени я гибова (a<= 180^o) (17 шт)

zн₁ = 0,45

zн × n

5,61

коэфф. сопротивлени я гибова (a<= 90^o) (2 шт)

zн₂ = 0,35

zн × n

0,52

сумма сопротивлений

zм

zм = zвх + zвых + zн₁ + zн₂

7,63

потер я давлени я в местных сопротивлени я х

кг/см²

2/(2gu )

0,048

общее сопротивление элемента

DРэл

кг/см²

DРэл = D

1,383

Собирающий коллектор

Расчетна я величина

Обозна-чение

Размер-ность

Формула, обоснование

Числ. значение

расход среды

Dпв

кг/сек

задано

88,889

весова я скорость среды

кг/м²сек

gw <= Dпв/F

3308,525

средн я я скорость

м/сек

w = gwu <''

4,639

коэфф., учитывающий вид подвода среды

п.2-60, норм. метод

0,8

изменение статического давлени я на входе

кг/см²

DРкол = Аw²g

0,063

изменение статического давлени я на входе

кг/см²

DРкол = А(gw<×w)

0,063

изменение статического давлени я на частке от места ввода, до разверенной трубы

DРсредн

кг/см²

DРсредн = 2D

0,042

общее сопротивление экономайзера

DРэк

кг/см²

DРэк = DРкол аразд +DРэл +D

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

м²

0,043

длина труб

гибы:

угол поворота

град

количество

шт

радиус гибов

мм

расход среды

кг/сек

задано

88,889

температура

^оС

задано

307

давление

кг/см²

из расчёта ВЭ

198,5

энтальпи я

ккал/кг

табл. норм. метод

327,5

удельный объём

м³/кг

табл. норм. метод

0,0014022

плотность среды

кг/м³

g =1/u

713,165

нивелирный перепад давлени я

кг/см²

-1,141

бсолютна я шероховатость труб

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трени я

1/м

рис.2-3 норм. метод

0,068

весова я скорость среды

кг/м²сек

gw <= D/F

2085,768

средн я я скорость

м/сек

w = gwu

2,925

потер я давлени я от трени я

кг/см²

2×u

0,074

отношение

Fбол/ Fм

0,630

коэффициент сопротивлени я при резком изменении сечени я

zвх

рис.2-9 норм. метод

0,18

отношение

Rгиба/dтр

1/233

4,292

коэфф. сопротивлени я гибова (a<= 90^o) (7 шт)

zн = 0,2

zн × n

1,4

сумма сопротивлений

zм

zм = zвх + zн

1,58

потер я давлени я в местных сопротивлени я х

кг/см²

2/(2gu )

0,049174838

сопротивление РПК

кг/см²

прин я то

общее сопротивление элемента

DРэл

кг/см²

DРэл = D

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

м²

0,043

расход среды

кг/сек

задано

88,889

температура

^оС

задано

307

давление

кг/см²

из расчёта тр-да

192,518

энтальпи я

ккал/кг

табл. норм. метод

306,4

удельный объём

м³/кг

табл. норм. метод

0,0013306

плотность среды

кг/м³

g =1/u

751,541

весова я скорость среды

кг/м²сек

gw <= D/F

2085,768

средн я я скорость

м/сек

w = gwu

2,775

коэфф. сопротивлени я тройника, отнесённый к скорости в ответвлении

zтр

табл.2-4 норм. метод

4,1

сопротивление тройника

DРтр

кг/см²

2/(2gu )

0,121

Трубопровод м.у. разд. тройником и НРЧ

Величина

Обозначение

Размерность

Формула, обоснование

Числ. значение

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные данные

245/201

сечение

м²

0,063

длина труб

3,500

гибы:

конструктивные данные

угол поворота

град

90,

количество

шт

радиус гибов

мм

расход среды

кг/сек

задано

88,889

давление

кг/см²

из расчёта тройника

192,397

температура

^оС

задано

307

энтальпи я

ккал/кг

табл. норм. метод

306,45

удельный объём

м³/кг

табл. норм. метод

0,0013316

плотность среды

кг/м³

g =1/u

750,976

весова я скорость среды

кг/м²сек

gw <= D/F

1401,379

средн я я скорость

м/сек

w = gwu

1,866

бсолютна я шероховатость труб

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трени я

1/м

рис.2-3 норм. метод

0,075

потер я давлени я от трени я

кг/см²

2×u

0,004

отношение

Rгиба/dтр

1/201

4,975

коэфф. сопротивлени я гибова (a<= 90^o) (1 шт)

zн = 0,2

zн × n

0,2

сумма сопротивлений

zм

zм = zн

0,2

потер я давлени я в местных сопротивлени я х

кг/см²

2/(2gu )

0,00266845

суммарное сопротивление

кг/см²

0,006

НРЧ

Раздающий коллектор НРЧ

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные данные

245/201

количество

шт

сечение элемента

м²

0,063

отметка относит. нулевого ровн я

h₂

давление

кг/см²

задано

192,391

температура

^оС

задано

307

энтальпи я

ккал/кг

табл. норм. метод

306,45

удельный объём

м³/кг

табл. норм. метод

0,0013316

плотность среды

кг/м³

g =1/u

750,976

расход среды

кг/сек

задано

88,889

весова я скорость среды

кг/м²сек

gw <= Dпв/F

1401,379

средн я я скорость

м/сек

w = gwu <'

1,866

коэфф., учитывающий вид отвода среды

п.2-60, норм. метод

0,800

изменение статического давлени я на входе

кг/см²

DРкол = Аw²g

0,011

изменение статического давлени я на частке от места ввода, до разверенной трубы

DРсредн

кг/см²

DРсредн = 2D

0,007

Подпорные шайбы НРЧ

Внутренний диаметр

d_ш

мм

конструктивные данные

12,

Наружный диаметр

мм

32,

Толщина

мм

12,

Отношение

b/d_ш

мм

b/d_ш

Коэффициент сопротивлени я отнесённый к скорости

zо

рис. 2-8 норм. метод

0,500

Пересчёт коэффициента на скорость в трубе

z_ш

zо × (dт / d_ш)⁴

0,386

ТРУБЫ НРЧ

Величина

Обозна-чение

Размер-ность

Формула, обоснование

Числ. значение

трубы 38х4 (экономайзерный часток)

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные данные

38/30

количество параллельных труб

шт

сечение элемента

м²

0,04239

длина труб

58,5

гибы:

угол поворота

град

количество

шт

давление

кг/см²

задано

192,380

температура

^оС

задано

307

энтальпи я

ккал/кг

табл. норм. метод

306,45

удельный объём

м³/кг

табл. норм. метод

0,0013316

плотность среды

кг/м³

g =1/u

750,976

расход среды

кг/сек

задано

88,889

весова я скорость среды

кг/м²сек

gw <= Dпв/F

2096,931

средн я я скорость

м/сек

w = gwu

2,792

бсолютна я шероховатость труб

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трени я

1/м

рис.2-3 норм. метод

0,8

потер я давлени я от трени я

кг/см²

2×u

1,398

отношение

d/dкол

0,117 > 0,1

коэфф. сопротивлени я входа в трубу, отнесённый к скорости в ней

zвх

табл.2-2 норм. метод

0,7

коэфф. сопротивлени я выхода из трубы, отнесённый к скорости в ней

zвых

табл.2-3 норм. метод

0,8

отношение

Rгиба/dтр

300/30

10,

коэфф. сопротивлени я гибова (a<= 90^o) (12 шт)

zн=0,06

zн × n

0,72

сумма сопротивлений

zм

zм = zвх + zвыха <+ zн + zш

2,606

потер я давлени я в местных сопротивлени я х

кг/см²

2/(2gu )

0,078

общее сопротивление элемента

DРэл

кг/см²

DРэл = D

1,476

трубы 38х4 (испарительный часток)

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные данные

38/30

количество параллельных труб

шт

конструктивные данные

сечение элемента

м²

0,04239

длина труб

33,5

гибы:

угол поворота

град

количество

шт

давление

кг/см²

задано

190,904

температура

^оС

задано

357

энтальпи я

ккал/кг

табл. норм. метод

415,5

удельный объём

м³/кг

табл. норм. метод

0,001848771

плотность среды

кг/м³

g =1/u

540,900

расход среды

кг/сек

задано

88,889

весова я скорость среды

кг/м²с

gw <= Dпв/F

2096,931

средн я я скорость

м/сек

w = gwu

3,877

бсолютна я шероховатость труб

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трени я

1/м

рис.2-3 норм. метод

0,8

потер я давлени я от трени я

кг/см²

2×u

1,112

отношение

Rгиба/dтр

300/30

10,

коэфф. сопротивлени я гибова (a<= 90^o) (4 шт)

zн = 0,06

zн × n

0,24

потер я давлени я в местных сопротивлени я х

кг/см²

2/(2gu )

0,010

потер я давлени я от скорени я

кг/см²

(gw)²<×(u_кон а<- u_нач) / 2g

0,012

общее сопротивление элемента

DРэл

кг/см²

DРэл =D

1,133

трубы 45х4,5 (испарительный часток)

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные данные

45/36

количество параллельных труб

шт

сечение элемента

м²

0,06104

длина труб

52,5

гибы:

угол поворота

град

количество

шт

давление

кг/см²

задано

189,771

температура

^оС

задано

357

энтальпи я

ккал/кг

табл. норм. метод

540

удельный объём

м³/кг

табл. норм. метод

0,004950212

плотность среды

кг/м³

g =1/u

202,012

расход среды

кг/сек

задано

88,889

весова я скорость среды

кг/м²сек

gw <= Dпв/F

1456,202

средн я я скорость

м/сек

w = gwu

7,209

бсолютна я шероховатость труб

мм

п.2-37, норм. метод

0,08

приведённый коэффициент трени я

1/м

рис.2-3 норм. метод

0,65

потер я давлени я от трени я

кг/см²

2×u

1,828

отношение

Rгиба/dтр

300/36

коэфф. сопротивлени я гибова (a<= 90^o) (8шт)

zн = 0,06

zн × n

0,48

потер я давлени я в местных сопротивлени я х

кг/см²

2/(2gu )

0,026

потер я давлени я от скорени я

кг/см²

DРуск = (gw)²<×(u_кон а<- u_нач) / 2g

0,034

нивелирный перепад давлени я

кг/см²

0,616

общее сопротивление элемента

DРэл

кг/см²

DРэл = D

2,503

Собирающий коллектор НРЧ

наружный и внутренний диаметры

Dнар/Dвн

мм

конструктивные данные

245/201

количество

шт

конструктивные данные

сечение элемента

м²

0,063

отметка относит. нулевого ровн я

h₂

14,390

давление

кг/см²

из расчёта труб НРЧ

187,268

температура

^оС

из расчёта труб НРЧ

357

энтальпи я

ккал/кг

табл. норм. метод

540

удельный объём

м³/кг

табл. норм. метод

0,004950212

плотность среды

кг/м³

g =1/u

202,012

расход среды

кг/сек

задано

88,889

весова я скорость среды

кг/м²сек

gw <= Dпв/F

1401,379

средн я я скорость

м/сек

w = gwu <'

6,937

коэфф., учитывающий вид отвода среды

п.2-60, норм. метод

изменение статического давлени я на входе

кг/см²

DРкол = Аw²g

0,099

давление на выходе из собирающего коллектора НРЧ

Рнрч

кг/см²

Рнрч =- DРкол

187,169

суммарное сопротивление НРЧ

DРнрч

кг/см²

DРнрч=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/см²	0,4013×Nэл + 56,2085	112,3905
температура	t'вэ	^оС	задано	225,03
энтальпи я	i'пв	ккал/кг	табл. норм. метод	231,5
удельный объём	u <'	м³/кг	табл. норм. метод	0,001187
плотность среды	g <'	кг/м³	g =1/u	842,460
расход среды	Dпв	кг/сек	задано	62,
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	gw <= Dпв/F	2315,967
средн я я скорость	w	м/сек	w = gwu <'	2,749
коэфф., учитывающий вид отвода среды			п.2-60, норм. метод	0,800
изменение статического давлени я на входе	D	кг/см²	DРкол = Аw²g	0,026
изменение статического давлени я на входе	D	кг/см²	DРкол = А(gw<×w)4)	0,026
изменение статического давлени я на частке от места ввода, до разверенной трубы	DРсредн	кг/см²	DРсредн = 2D	0,017

Трубы экономайзера
Расчетна я величина	Обозначение	Размерность	Формула, обоснование	Числ. значение
температура на выходе	t''вэ	^оС	задано	285,03
давление на выходе	Р''вэ	кг/см²	принимаем	110,56
энтальпи я на выходе	i''пв	ккал/кг	табл. норм. метод	300,96
удельный объём на выходе	u <''	м³/кг	табл. норм. метод	0,00134
средний дельный объём	u	м³/кг	u = (u ' + u <'')/2	0,0012635
плотность среды на выходе	g <''	кг/м³	g ''=1/u <''	746,269
средн я я плотность среды	g	кг/м³	g = (g <' + g <'')/2	794,364
нивелирный перепад давлени я	D	кг/см²	D	0,091
бсолютна я шероховатость труб	К	мм	п.2-37, норм. метод	0,08
приведённый коэффициент трени я	l	1/м	рис.2-3 норм. метод	1,3
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	gw <= Dпв/F	682,369
средн я я скорость	w	м/сек	w = gwu	0,859
потер я давлени я от трени я	D	кг/см²	D 2×u	0,609
отношение	d/dкол			0,117 > 0,1
коэфф. сопротивлени я входа в трубу, отнесённый к скорости в ней	zвх		табл.2-2 норм. метод	0,7
коэфф. сопротивлени я выхода из трубы, отнесённый к скорости в ней	zвых		табл.2-3 норм. метод	0,8
отношение	Rгиба/dтр		50/22	2,273
коэфф. сопротивлени я гибова (a<= 180^o) (17 шт)	zн₁ = 0,45		zн × n	5,61
коэфф. сопротивлени я гибова (a<= 90^o) (2 шт)	zн₂ = 0,35		zн × n	0,52
сумма сопротивлений	zм		zм = zвх + zвых + zн₁ + zн₂	7,63
потер я давлени я в местных сопротивлени я х	D	кг/см²	D 2/(2gu )	0,023
общее сопротивление элемента	DРэл	кг/см²	DРэл = D	0,657

Собирающий коллектор
Расчетна я величина	Обозначение	Размерность	Формула, обоснование	Числ. значение
расход среды	Dпв	кг/сек	задано	62,
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	gw <= Dпв/F	2315,967
средн я я скорость	w	м/сек	w = gwu <''	3,103
коэфф., учитывающий вид подвода среды			п.2-60, норм. метод	0,8
изменение статического давлени я на входе	D	кг/см²	DРкол = Аw²g	0,029
изменение статического давлени я на входе	D	кг/см²	DРкол = А(gw<×w)4)	0,029
изменение статического давлени я на частке от места ввода, до разверенной трубы	DРсредн	кг/см²	DРсредн = 2D	0,020
общее сопротивление экономайзера	DРэк	кг/см²	DРэк = DРкол аразд +DРэл +D	0,713
Тр-д между экономайзером и раздающим тройником
Величина	Обозначение	Размерность	Формула, обоснование	Числ. значение
наружный и внутренний диаметры	Dнар/Dвн	мм	конструктивные данные	273/233
сечение	F	м²	0,043
длина труб	l	м	35
гибы:
угол поворота	a	град	90
количество	n	шт	7
радиус гибов	R	мм	1
расход среды	D	кг/сек	задано	62,
температура	t	^оС	задано	285,03
давление	Р	кг/см²	из расчёта ВЭ	109,847
энтальпи я	i	ккал/кг	табл. норм. метод	300,96
удельный объём	u	м³/кг	табл. норм. метод	0,00134
плотность среды	g	кг/м³	g =1/u	746,269
нивелирный перепад давлени я	D	кг/см²	D	-1,194
бсолютна я шероховатость труб	К	мм	п.2-37, норм. метод	0,08
приведённый коэффициент трени я	l	1/м	рис.2-3 норм. метод	0,068
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	gw <= D/F	1460,038
средн я я скорость	w	м/сек	w = gwu	1,956
потер я давлени я от трени я	D	кг/см²	D 2×u	0,035
отношение	Fбол/Fм			0,630
коэффициент сопротивлени я при резком изменении сечени я	zвх		рис.2-9 норм. метод	0,18
отношение	Rгиба/dтр		1/233	4,292
коэфф. сопротивлени я гибова (a<= 90^o) (7 шт)	zн = 0,2		zн × n	1,4
сумма сопротивлений	zм		zм = zвх + zн	1,58
потер я давлени я в местных сопротивлени я х	D	кг/см²	D 2/(2gu )	0,023026814
сопротивление РПК	D	кг/см²	прин я то	7
общее сопротивление элемента	DРэл	кг/см²	DРэл = D	5,864

Раздающий тройник
Величина	Обозначение	Размерность	Формула, обоснование	Числ. значение
наружный и внутренний диаметры	Dнар/Dвн	мм	конструктивные данные	273/233
сечение элемента	F	м²	0,043
расход среды	D	кг/сек	задано	62,
температура	t	^оС	задано	285,03
давление	Р	кг/см²	из расчёта тр-да	103,984
энтальпи я	i	ккал/кг	табл. норм. метод	301,059
удельный объём	u	м³/кг	табл. норм. метод	0,0013365
плотность среды	g	кг/м³	g =1/u	748,223
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	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	zтр		табл.2-4 норм. метод	4,1
сопротивление тройника	DРтр	кг/см²	D 2/(2gu )	0,060

Трубопровод м.у. разд. тройником и НРЧ
Величина	Обозна-чение	Размер-ность	Формула, обоснование	Числ. значение
наружный и внутренний диаметры	Dнар/Dвн	мм	конструктивные данные	245/201
сечение	F	м²	0,063
длина труб	l	м	3,500
гибы:
угол поворота	a	град	90,
количество	n	шт	1,
радиус гибов	R	мм	1,
расход среды	D	кг/сек	задано	62,
давление	Р	кг/см²	из расчёта тройника	103,924
температура	t	^оС	задано	285,03
энтальпи я	i	ккал/кг	табл. норм. метод	301,059
удельный объём	u	м³/кг	табл. норм. метод	0,0013365
плотность среды	g	кг/м³	g =1/u	748,223
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	gw <= D/F	980,966
средн я я скорость	w	м/сек	w = gwu	1,311
бсолютна я шероховатость труб	К	мм	п.2-37, норм. метод	0,08
приведённый коэффициент трени я	l	1/м	рис.2-3 норм. метод	0,075
потер я давлени я от трени я	D	кг/см²	D 2×u	0,002
отношение	Rгиба/dтр		1/201	4,975
коэфф. сопротивлени я гибова (a<= 90^o) (1 шт)	zн = 0,2		zн × n	0,2
сумма сопротивлений	zм		zм = zн	0,2
потер я давлени я в местных сопротивлени я х	D	кг/см²	D 2/(2gu )	0,001312352
суммарное сопротивление	D	кг/см²	D	0,003


НРЧ
Раздающий коллектор НРЧ
наружный и внутренний диаметры	Dнар/Dвн	мм	конструктивные данные	245/201
количество	n	шт	2,
сечение элемента	F	м²	0,063
отметка относит. нулевого ровн я	h₂	м	3,
давление	Р	кг/см²	задано	103,921
температура	t	^оС	задано	285,03
энтальпи я	i	ккал/кг	табл. норм. метод	301,059
удельный объём	u	м³/кг	табл. норм. метод	0,0013365
плотность среды	g	кг/м³	g =1/u	748,223
расход среды	D	кг/сек	задано	62,
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	gw <= Dпв/F	980,966
средн я я скорость	w	м/сек	w = gwu <'	1,311
коэфф., учитывающий вид отвода среды			п.2-60, норм. метод	0,800
изменение статического давлени я на входе	D	кг/см²	DРкол = Аw²g	0,005
изменение статического давлени я на частке от места ввода, до разверенной трубы	DРсредн	кг/см²	DРсредн = 2D	0,003

Подпорные шайбы НРЧ
Внутренний диаметр	d_ш	мм	конструктивные данные	12,
Наружный диаметр	d	мм	32,
Толщина	b	мм	12,
Отношение	b/d_ш	мм	b/d_ш	1,
Коэффициент сопротивлени я отнесённый к скорости	zо		рис. 2-8 норм. метод	0,500
Пересчёт коэффициента на скорость в трубе	z_ш		zо × (dт / d_ш)⁴	0,386
потер я давлени я в местных сопротивлени я х	D	кг/см²	D 2/(2gu )	0,057

ТРУБЫ НРЧ
Величина	Обозна-чение	Размер-ность	Формула, обоснование	Числ. значение
трубы 38х4 (экономайзерный часток)
наружный и внутренний диаметры	Dнар/Dвн	мм	конструктивные данные	38/30
количество параллельных труб	n	шт	60
сечение элемента	F	м²	0,04239
длина труб	l	м	58,5
гибы:
угол поворота	a	град	90
количество	n	шт	12
давление	Р	кг/см²	задано	103,859
температура	t	^оС	из теплового расчёта	285,03
энтальпи я	i	ккал/кг	табл. норм. метод	301,059
удельный объём	u	м³/кг	табл. норм. метод	0,0013365
плотность среды	g	кг/м³	g =1/u	748,223
расход среды	D	кг/сек	задано	62,
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	gw <= Dпв/F	1467,851
средн я я скорость	w	м/сек	w = gwu	1,962
бсолютна я шероховатость труб	К	мм	п.2-37, норм. метод	0,08
приведённый коэффициент трени я	l	1/м	рис.2-3 норм. метод	0,8
потер я давлени я от трени я	D	кг/см²	D 2×u	0,688
отношение	d/dкол			0,117 > 0,1
коэфф. сопротивлени я входа в трубу, отнесённый к скорости в ней	zвх		табл.2-2 норм. метод	0,7
коэфф. сопротивлени я выхода из трубы, отнесённый к скорости в ней	zвых		табл.2-3 норм. метод	0,8
отношение	Rгиба/dтр		300/30	10,
коэфф. сопротивлени я гибова (a<= 90^o) (12 шт)	zн = 0,06		zн × n	0,72
сумма сопротивлений	zм		zм = zвх + zвыха <+ zн + zш	2,606
потер я давлени я в местных сопротивлени я х	D	кг/см²	D 2/(2gu )	0,038
общее сопротивление элемента	DРэл	кг/см²	DРэл = D	0,726
трубы 38х4 (испарительный часток)
наружный и внутренний диаметры	Dнар/Dвн	мм	конструктивные данные	38/30
количество параллельных труб	n	шт	конструктивные данные	60
сечение элемента	F	м²	0,04239
длина труб	l	м	33,5
гибы:
угол поворота	a	град	90
количество	n	шт	4
давление	Р	кг/см²	задано	103,133
температура	t	^оС	из теплового расчёта	310
энтальпи я	i	ккал/кг	табл. норм. метод	334,4
удельный объём	u	м³/кг	табл. норм. метод	0,0014406
плотность среды	g	кг/м³	g =1/u	694,155
расход среды	D	кг/сек	задано	62,
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	gw <= Dпв/F	1467,851
средн я я скорость	w	м/сек	w = gwu	2,115
бсолютна я шероховатость труб	К	мм	п.2-37, норм. метод	0,08
приведённый коэффициент трени я	l	1/м	рис.2-3 норм. метод	0,8
потер я давлени я от трени я	D	кг/см²	D 2×u	0,424
отношение	Rгиба/dтр		300/30	10,
коэфф. сопротивлени я гибова (a<= 90^o) (4 шт)	zн = 0,06		zн × n	0,24
потер я давлени я в местных сопротивлени я х	D	кг/см²	D 2/(2gu )	0,004
потер я давлени я от скорени я	D	кг/см²	DРуск = (gw)²<×(u_кон а<- u_нач) / 2g	0,001
общее сопротивление элемента	DРэл	кг/см²	DРэл = D	0,429
трубы 45х4,5 (испарительный часток)
наружный и внутренний диаметры	Dнар/Dвн	мм	конструктивные данные	45/36
количество параллельных труб	n	шт	60
сечение элемента	F	м²	0,0610416
длина труб	l	м	52,5
гибы:
угол поворота	a	град	90
количество	n	шт	8
давление	Р	кг/см²	задано	102,704
температура	t	^оС	задано	340
энтальпи я	i	ккал/кг	табл. норм. метод	382,17
удельный объём	u	м³/кг	табл. норм. метод	0,001688
плотность среды	g	кг/м³	g =1/u	592,417
расход среды	D	кг/сек	задано	62,
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	gw <= Dпв/F	1019,341
средн я я скорость	w	м/сек	w = gwu	1,721
бсолютна я шероховатость труб	К	мм	п.2-37, норм. метод	0,08
приведённый коэффициент трени я	l	1/м	рис.2-3 норм. метод	0,65
потер я давлени я от трени я	D	кг/см²	D 2×u	0,305
отношение	Rгиба/dтр		300/36	8,
коэфф. сопротивлени я гибова (a<= 90^o) (8 шт)	zн = 0,06		zн × n	0,48
потер я давлени я в местных сопротивлени я х	D	кг/см²	D 2/(2gu )	0,004
потер я давлени я от скорени я	D	кг/см²	DРуск = (gw)²<×(u_кон а<- u_нач) / 2g	0,001
нивелирный перепад давлени я	D	кг/см²	D	0,791
общее сопротивление элемента	DРэл	кг/см²	DРэл = D	1,102

Собирающий коллектор НРЧ
наружный и внутренний диаметры	Dнар/Dвн	мм	конструктивные данные	245/201
количество	n	шт	2,
сечение элемента	F	м²	0,063
отметка относит. нулевого ровн я	h₂	м	14,390
давление	Р	кг/см²	из расчёта труб НРЧ	101,602
температура	t	^оС	из расчёта труб НРЧ	340
энтальпи я	i	ккал/кг	табл. норм. метод	382,17
удельный объём	u	м³/кг	табл. норм. метод	0,001688
плотность среды	g	кг/м³	g =1/u	592,417
расход среды	D	кг/сек	задано	62,
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	gw <= Dпв/F	980,966
средн я я скорость	w	м/сек	w = gwu <'	1,656
коэфф., учитывающий вид отвода среды			п.2-60, норм. метод	2,
изменение статического давлени я на входе	D	кг/см²	DРкол = Аw²g	0,017
давление на выходе из собирающего коллектора НРЧ	Рнрч	кг/см²	Рнрч =- DРкол	101,585
суммарное сопротивление НРЧ	DРнрч	кг/см²	DРнрч=Рразд.кол.- Рнрч	2,398

6.3 Нагрузка 50% (топливо газ Gпв=170 т/ч)
Раздающий коллектор
Расчетна я величина	Обозна-чение	Размер-ность	Формула, обоснование	Числ. значение
давление	Р'вэ	кг/см²	0,4013×Nэл + 56,2085	96,3385
температура	t'вэ	^оС	задано	213,15
энтальпи я	i'пв	ккал/кг	табл. норм. метод	218,13
удельный объём	u <'	м³/кг	табл. норм. метод	0,001172
плотность среды	g <'	кг/м³	g =1/u	853,242
расход среды	Dпв	кг/сек	задано	47,
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	gw <= Dпв/F	1757,654
средн я я скорость	w	м/сек	w = gwu <'	2,060
коэфф., учитывающий вид отвода среды			п.2-60, норм. метод	0,800
изменение статического давлени я на входе	D	кг/см²	DРкол = Аw²g	0,015
изменение статического давлени я на входе	D	кг/см²	DРкол = А(gw<×w)	0,015
изменение статического давлени я на частке от места ввода, до разверенной трубы	DРсредн	кг/см²	DРсредн = 2D	0,010

Трубы экономайзера
Расчетна я величина	Обозначение	Размерность	Формула, обоснование	Числ. значение
температура на выходе	t''вэ	^оС	задано	273,15
давление на выходе	Р''вэ	кг/см²	принимаем	77
энтальпи я на выходе	i''пв	ккал/кг	табл. норм. метод	286,56
удельный объём на выходе	u <''	м³/кг	табл. норм. метод	0,001307
средний дельный объём	u	м³/кг	u = (u ' + u <'')/2	0,0012395
плотность среды на выходе	g <''	кг/м³	g ''=1/u <''	765,
средн я я плотность среды	g	кг/м³	g = (g <' + g <'')/2	809,177
нивелирный перепад давлени я	D	кг/см²	D	0,093
бсолютна я шероховатость труб	К	мм	п.2-37, норм. метод	0,08
приведённый коэффициент трени я	l	1/м	рис.2-3 норм. метод	1,3
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	gw <= Dпв/F	517,869
средн я я скорость	w	м/сек	w = gwu	0,640
потер я давлени я от трени я	D	кг/см²	D 2×u	0,344
отношение	d/dкол		d/dкол	0,117>0,1
коэфф. сопротивлени я входа в трубу, отнесённый к скорости в ней	zвх		табл.2-2 норм. метод	0,7
коэфф. сопротивлени я выхода из трубы, отнесённый к скорости в ней	zвых		табл.2-3 норм. метод	0,8
отношение	Rгиба/dтр		50/22	2,273
коэфф. сопротивлени я гибова (a<= 180^o) (17 шт)	zн₁ = 0,45		zн × n	5,61
коэфф. сопротивлени я гибова (a<= 90^o) (2 шт)	zн₂ = 0,35		zн × n	0,52
сумма сопротивлений	zм		zм = zвх + zвых + zн₁ + zн₂	7,63
потер я давлени я в местных сопротивлени я х	D	кг/см²	D 2/(2gu)	0,013
общее сопротивление элемента	DРэл	кг/см²	DРэл = D	0,372

Собирающий коллектор
Расчетна я величина	Обозначение	Размерность	Формула, обоснование	Числ. значение
расход среды	Dпв	кг/сек	задано	47,
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	gw <= Dпв/F	1757,654
средн я я скорость	w	м/сек	w = gwu <''	2,297
коэфф., учитывающий вид подвода среды			п.2-60, норм. метод	0,8
изменение статического давлени я на входе	D	кг/см²	DРкол = Аw²g	0,016
изменение статического давлени я на входе	D	кг/см²	DРкол = А(gw<×w)4)	0,016
изменение статического давлени я на частке от места ввода, до разверенной трубы	DРсредн	кг/см²	DРсредн = 2D	0,011
общее сопротивление экономайзера	DРэк	кг/см²	DРэк = DРкол аразд +DРэл +D	0,403

Тр-д между экономайзером и раздающим тройником
Величина	Обозна-чение	Размер-ность	Формула, обоснование	Числ. значение
наружный и внутренний диаметры	Dнар/Dвн	мм	конструктивные данные	273/233
сечение	F	м²	0,043
длина труб	l	м	35
гибы:
угол поворота	a	град	90
количество	n	шт	7
радиус гибов	R	мм	1
расход среды	D	кг/сек	задано	62,
температура	t	^оС	задано	273,15
давление	Р	кг/см²	из расчёта ВЭ	76,597
энтальпи я	i	ккал/кг	табл. норм. метод	286,553
удельный объём	u	м³/кг	табл. норм. метод	0,001307
плотность среды	g	кг/м³	g =1/u	765,
нивелирный перепад давлени я	D	кг/см²	D	-1,224
бсолютна я шероховатость труб	К	мм	п.2-37, норм. метод	0,08
приведённый коэффициент трени я	l	1/м	рис.2-3 норм. метод	0,068
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	gw <= D/F	1460,038
средн я я скорость	w	м/сек	w = gwu	1,908
потер я давлени я от трени я	D	кг/см²	D 2×u	0,034
отношение	Fбол/Fм			0,630
коэффициент сопротивлени я при резком изменении сечени я	zвх		рис.2-9 норм. метод	0,18
отношение	Rгиба/dтр		1/233	4,292
коэфф. сопротивлени я гибова (a<= 90^o) (7 шт)	zн = 0,2		zн × n	1,4
сумма сопротивлений	zм		zм = zвх + zн	1,58
потер я давлени я в местных сопротивлени я х	D	кг/см²	D 2/(2gu )	0,022459736
сопротивление РПК	D	кг/см²	прин я то	3
общее сопротивление элемента	DРэл	кг/см²	DРэл = D	1,832

Раздающий тройник
Величина	Обозна-чение	Размер-ность	Формула, обоснование	Числ. значение
наружный и внутренний диаметры	Dнар/Dвн	мм	конструктивные данные	273/233
сечение элемента	F	м²	0,043
расход среды	D	кг/сек	задано	47,
температура	t	^оС	задано	273,15
давление	Р	кг/см²	из расчёта тр-да	74,765
энтальпи я	i	ккал/кг	табл. норм. метод	286,5696
удельный объём	u	м³/кг	табл. норм. метод	0,0013076
плотность среды	g	кг/м³	g =1/u	764,760
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	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	zтр		табл.2-4 норм. метод	4,1
сопротивление тройника	DРтр	кг/см²	D 2/(2gu )	0,034

Трубопровод м.у. разд. тройником и НРЧ
Величина	Обозна-чение	Размер-ность	Формула, обоснование	Числ. значение
наружный и внутренний диаметры	Dнар/Dвн	мм	конструктивные данные	245/201
сечение	F	м²	0,063
длина труб	l	м	3,500
гибы:
угол поворота	a	град	90,
количество	n	шт	1,
радиус гибов	R	мм	1,
расход среды	D	кг/сек	задано	62,
давление	Р	кг/см²	из расчёта тройника	74,731
температура	t	^оС	задано	273,15
энтальпи я	i	ккал/кг	табл. норм. метод	286,5696
2	3	4	5	6
удельный объём	u	м³/кг	табл. норм. метод	0,0013076
плотность среды	g	кг/м³	g =1/u	764,760
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	gw <= D/F	980,966
средн я я скорость	w	м/сек	w = gwu	1,283
бсолютна я шероховатость труб	К	мм	п.2-37, норм. метод	0,08
приведённый коэффициент трени я	l	1/м	рис.2-3 норм. метод	0,075
потер я давлени я от трени я	D	кг/см²	D 2×u	0,002
отношение	Rгиба/dтр		1/201	4,975
коэфф. сопротивлени я гибова (a<= 90^o) (1 шт)	zн = 0,2		zн × n	0,2
сумма сопротивлений	zм		zм = zн	0,2
потер я давлени я в местных сопротивлени я х	D	кг/см²	D 2/(2gu )	0,001283974
суммарное сопротивление	D	кг/см²	D	0,003


НРЧ
Раздающий коллектор НРЧ
наружный и внутренний диаметры	Dнар/Dвн	мм	конструктивные данные	245/201
количество	n	шт	2,
сечение элемента	F	м²	0,063
отметка относит. нулевого ровн я	h₂	м	3,
давление	Р	кг/см²	задано	74,728
температура	t	^оС	задано	273,15
энтальпи я	i	ккал/кг	табл. норм. метод	286,5696
удельный объём	u	м³/кг	табл. норм. метод	0,0013076
плотность среды	g	кг/м³	g =1/u	764,760
расход среды	D	кг/сек	задано	47,
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	gw <= Dпв/F	744,483
средн я я скорость	w	м/сек	w = gwu <'	0,973
коэфф., учитывающий вид отвода среды			п.2-60, норм. метод	0,800
изменение статического давлени я на входе	D	кг/см²	DРкол = Аw²g	0,003
изменение статического давлени я на частке от места ввода, до разверенной трубы	DРсредн	кг/см²	DРсредн = 2D	0,002

Подпорные шайбы НРЧ
Внутренний диаметр	d_ш	мм	конструктивные данные	12,
Наружный диаметр	d	мм	32,
Толщина	b	мм	12,
Отношение	b/d_ш	мм	b/d_ш	1,
Коэффициент сопротивлени я отнесённый к скорости	zо		рис. 2-8 норм. метод	0,500
Пересчёт коэффициента на скорость в трубе	z_ш		zо × (dт / d_ш)⁴	0,386
потер я давлени я в местных сопротивлени я х	D	кг/см²	D 2/(2gu )	0,036

ТРУБЫ НРЧ
Величина	Обозна-чение	Размер-ность	Формула, обоснование	Числ. значение
трубы 38х4 (экономайзерный часток)
наружный и внутренний диаметры	Dнар/Dвн	мм	конструктивные данные	38/30
количество параллельных труб	n	шт	60
сечение элемента	F	м²	0,04239
длина труб	l	м	58,5
гибы:
угол поворота	a	град	90
количество	n	шт	12
давление	Р	кг/см²	задано	74,689
температура	t	^оС	из теплового расчёта	298,00
энтальпи я	i	ккал/кг	табл. норм. метод	320,97
удельный объём	u	м³/кг	табл. норм. метод	0,001477
плотность среды	g	кг/м³	g =1/u	677,048
расход среды	D	кг/сек	задано	47,
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	gw <= Dпв/F	3,994
средн я я скорость	w	м/сек	w = gwu	1,645
бсолютна я шероховатость труб	К	мм	п.2-37, норм. метод	0,08
приведённый коэффициент трени я	l	1/м	рис.2-3 норм. метод	0,8
потер я давлени я от трени я	D	кг/см²	D 2×u	0,438
отношение	d/dкол		d/dкол	0,117>0,1
коэфф. сопротивлени я входа в трубу, отнесённый к скорости в ней	zвх		табл.2-2 норм. метод	0,7
коэфф. сопротивлени я выхода из трубы, отнесённый к скорости в ней	zвых		табл.2-3 норм. метод	0,8
отношение	Rгиба/dтр		300/30	10,
коэфф. сопротивлени я гибова (a<= 90^o) (12 шт)	zн = 0,06		zн × n	0,72
сумма сопротивлений	zм		zм = zвх + zвыха <+ zн + zш	2,606
потер я давлени я в местных сопротивлени я х	D	кг/см²	D 2/(2gu )	0,024
общее сопротивление элемента	DРэл	кг/см²	DРэл = D	0,462
трубы 38х4 (испарительный часток)
наружный и внутренний диаметры	Dнар/Dвн	мм	конструктивные данные	38/30
количество параллельных труб	n	шт	60
сечение элемента	F	м²	конструктивные данные	0,04239
длина труб	l	м	33,5
гибы:
угол поворота	a	град	90
количество	n	шт	4
давление	Р	кг/см²	задано	74,227
температура	t	^оС	из теплового расчёта	310
энтальпи я	i	ккал/кг	табл. норм. метод	334,4
удельный объём	u	м³/кг	табл. норм. метод	0,0014406
плотность среды	g	кг/м³	g =1/u	694,155
расход среды	D	кг/сек	задано	47,
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	gw <= Dпв/F	3,994
средн я я скорость	w	м/сек	w = gwu	1,605
бсолютна я шероховатость труб	К	мм	п.2-37, норм. метод	0,08
приведённый коэффициент трени я	l	1/м	рис.2-3 норм. метод	0,8
потер я давлени я от трени я	D	кг/см²	D 2×u	0,244
отношение	Rгиба/dтр		300/30	10,
коэфф. сопротивлени я гибова (a<= 90^o) (4 шт)	zн = 0,06		zн × n	0,24
потер я давлени я в местных сопротивлени я х	D	кг/см²	D 2/(2gu )	0,002
потер я давлени я от скорени я	D	кг/см²	DРуск = (gw)²<×(u_кон а<- u_нач) / 2g	0,
общее сопротивление элемента	DРэл	кг/см²	DРэл = D	0,246
трубы 45х4,5 (испарительный часток)
наружный и внутренний диаметры	Dнар/Dвн	мм	конструктивные данные	45/36
количество параллельных труб	n	шт	60
сечение элемента	F	м²	0,0610416
длина труб	l	м	52,5
гибы:
угол поворота	a	град	90
количество	n	шт	8
давление	Р	кг/см²	задано	73,981
температура	t	^оС	задано	343
энтальпи я	i	ккал/кг	табл. норм. метод	371,9
удельный объём	u	м³/кг	табл. норм. метод	0,001762
плотность среды	g	кг/м³	g =1/u	567,537
расход среды	D	кг/сек	задано	47,
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	gw <= Dпв/F	773,607
средн я я скорость	w	м/сек	w = gwu	1,363
бсолютна я шероховатость труб	К	мм	п.2-37, норм. метод	0,08
приведённый коэффициент трени я	l	1/м	рис.2-3 норм. метод	0,65
потер я давлени я от трени я	D	кг/см²	D 2×u	0,184
отношение	Rгиба/dтр		300/36	8,
коэфф. сопротивлени я гибова (a<= 90^o) (8 шт)	zн = 0,06		zн × n	0,48
потер я давлени я в местных сопротивлени я х	D	кг/см²	D 2/(2gu )	0,003
потер я давлени я от скорени я	D	кг/см²	DРуск = (gw)²<×(u_кон а<- u_нач) / 2g	0,001
нивелирный перепад давлени я	D	кг/см²	D	0,791
общее сопротивление элемента	DРэл	кг/см²	DРэл = D	0,978

Собирающий коллектор НРЧ
наружный и внутренний диаметры	Dнар/Dвн	мм	конструктивные данные	245/201
количество	n	шт	2,
сечение элемента	F	м²	0,063
отметка относит. нулевого ровн я	h₂	м	14,390
давление	Р	кг/см²	из расчёта труб НРЧ	73,003
температура	t	^оС	из расчёта труб НРЧ	343
энтальпи я	i	ккал/кг	табл. норм. метод	371,9
удельный объём	u	м³/кг	табл. норм. метод	0,001762
плотность среды	g	кг/м³	g =1/u	567,537
расход среды	D	кг/сек	задано	47,
весова я скорость среды	gw	кг/м²сек	gw <= Dпв/F	744,483
средн я я скорость	w	м/сек	w = gwu <'	1,312
коэфф., учитывающий вид отвода среды			п.2-60, норм. метод	2,
изменение статического давлени я на входе	D	кг/см²	DРкол = Аw²g	0,010
давление на выходе из собирающего коллектора НРЧ	Рнрч	кг/см²	Рнрч =- DРкол	72,993
суммарное сопротивление НРЧ	DРнрч	кг/см²	DРнрч=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^макси 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 величени 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 DI дл я а этого расчёта определ я етс я по формуле

DI = DI^срb = 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 чётом тепловой разверки

D I

ккал/кг

r_q×DI^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 дельный объём среды

м³/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

кг/м³

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

кг/м³

g <- g_т

168,51

179,34

251,42

356,00

Массова я скорость среды

кг/(м²с)

Из гидравлического расчёта

2100,00

Высота

Конструктивные данные

12,00

Полный коэффициент сопротивлени я

z_эл

z_вх + Σпов + l_ol + z_вых вх по табл.2-1 <Σпов по п. 2-40 o по рис. 2-3 вых по табл. 2-3

41,60

Коэффициент гидравлической разверки

r_г

(uтz_т)× [1+2ghDI / /(gw)²u

0,961

0,868

0,775

0,614

Коэффициент тепловой неравномерности

h_t

r_qr_г

1,202

1,302

1,551

1,842

Температура среды на выходе

^oC

По I"_нрч и Р_к

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 чётом тепловой разверки

D I

ккал/кг

r_q×DI^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 дельный объём среды

м³/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

кг/м³

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

кг/м³

g <- g_т

221,21

243,26

303,06

449,66

Массова я скорость среды

кг/(м²с)

Из гидравлического расчёта

1450,00

Высота

Конструктивные данные

12,00

Полный коэффициент сопротивлени я

z_эл

z_вх + Σпов + l_ol + z_вых вх по табл.2-1 <Σпов по п. 2-40 o по рис. 2-3 вых по табл. 2-3

41,60

Коэффициент гидравлической разверки

r_г

(uтz_т)× [1+2ghDI / (gw)²u

0,920

0,785

0,690

0,610

Коэффициент тепловой неравномерности

h_t

r_qr_г

1,150

1,295

1,380

1,83

Температура среды на выходе

^oC

По I"_нрч и Р_к

342

344,

346

372,

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 чётом тепловой разверки

D I

ккал/кг

r_q×DI^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 дельный объём среды

м³/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

кг/м³

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

кг/м³

g <- g_т

250,32

300,51

368,44

470,95

Массова я скорость среды

кг/(м²с)

Из гидравлического расчёта

940,00

Высота

Конструктивные данные

12,00

Полный коэффициент сопротивлени я

z_эл

z_вх + Σпов + l_ol + z_вых вх по табл.2-1 <Σпов по п. 2-40 o по рис. 2-3 вых по табл. 2-3

41,60

Коэффициент гидравлической разверки

r_г

(uтz_т)× [1+2ghDI / /(gw)²u

0,896

0,730

0,612

0,521

Коэффициент тепловой неравномерности

h_t

r_qr_г

1,120

1,198

1,278

1,675

Температура среды на выходе

^oC

По I"_нрч и Р_к

336

338,

354

385,

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 меньшаетс 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 35 ккал/м²ч, 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 величени я длинны испарительного и меньшени я длинны экономайзерного частков, при этом коэффициент теплопередачи КФ ― величиваетс я , с понижением давлени я насыщени я , 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, также при переходе по горелкам, ПНам.

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^оС. При понижении нагрузки температурный режим труб несколько лучшаетс я , за счёт малой температурной и гидравлической разверок.

Суммарное сопротивление НРЧ (рис 8.4), с понижением нагрузки блока - меньшаетс я , но нельз я однозначно тверждать, 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 Вт, 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.

Рис 8.4 Рис 8.5

Массовые скорости среды (рис 8.5) при понижении нагрузки, так же меньшаютс 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 меньшением 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, так же исключаетс я возможность вскипани я среды непосредственно на выходе из раздающего коллектора НРЧ, что недопустимо, т.к. в этом случае резко величиваетс 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 - меньшаютс 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 20Вт с котлом ПК-47 может разгружатьс я до нагрузки 10Вт в режиме скольз я щего давлени я среды во всём паровод я ном тракте. При достижении нагрузки 10Вт, один из корпусов котла, по слови я м экономичности, должен быть отключён, второй при этом выведен на номинальную производительность. Дальнейшее снижение нагрузки до 5Вт 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 - АЗМ-5/6

Номинальна я мощность - 5 кВт;

Номинальное напр я жение - 6 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 дельного 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_ПЭНЦ 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 чётом 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, м³/час;

Р - мощность, потребл я ема я электроприводом питательного насоса, кВт;

- 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 Ц 98%. Таким образом, суммарный средний КПД регулировани я равен:

где: h_S - суммарный средний КПД регулировани я ;

DНАС - меньшение КПД насоса при регулировании производительности;

DДВ - меньшение 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 n₂ [об/мин]:

Определ я ем мощность Р₂ 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 Ц 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 11299 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 :

) 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 меньшаетс я до 60-70%, остаётс я практически посто я нным, равным номинальному при полном открытии соответствующего числа клапанов.

с) величение энтальпии по проточной части ЦВД вызывает также повышение теплоиспользовани я пара в ПВД, т.е. меньшение расхода пара на указанные подогреватели (при неизменном нагреве воды), величение 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 величение 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, следовательно снижаетс я его эрозионный износ, величиваетс я срок службы.

f) Весь тракт, после ПНа, в режиме скольз я щего давлени я , находитс я при пониженном давлении (по сравнению с работой при посто я нном), а следовательно меньшаютс 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 величению 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 Вт. 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 ПНы, 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 голь, 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 гольной пыли и газа создает на рабочем месте машиниста котла угрозу пожаров и взрывов, 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. В- Тагил;

- я нии 8 км - поселок Ежовский;

- я нии 7 км - г. Кировград;

- я нии 10 км- поселок - 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 ральского территориального правлени 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 слови 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. 28.08.2 на ВТГРЭС была проведена аттестаци я рабочих мест.

10.2.1. Состо я ние воздух рабочей зоны

10.2.1.1. Микроклимат.

№ п/п	Наименование производственного фактора, единица измерени я	ПДК, ПДУ, допустимый ровень	Фактический ровень производственного фактора	Величина отклонени я	Класс словий труда, степень вредности опасности	Продолжительность воздействи я , мин.
1	Температура воздуха, ⁰С	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 ровень	Фактический ровень производственного фактора	Величина отклонени я	Класс словий труда, степень вредности опасности	Продолжительность воздействи я , мин.
1	Углерода пыли с содержанием свободного SiO2 от 5 до 10 %, мг/м³	4	5,08	1,27	3.1	120

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

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 ровень	Фактический ровень производственного фактора	Величина отклонени я	Класс словий труда, степень вредности опасности	Продолжительность воздействи я , мин.
1	Искусственное освещение, к	200	210	-	2	360
2	Естественное освещение, %	0,6	-	-	3.2	360

По НиП 23-05-95 освещенность рабочего места соответствует требуемым значени я м.

10.2.3. ровни шума.

10.2.3.1. Требовани я к ровн я м шума.

№ п/п	Наименование производственного фактора, единица измерени я	ПДК, ПДУ, допустимый ровень	Фактический ровень производственного фактора	Величина отклонени я	Класс словий 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 ровень 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. ровни вибрации.

10.2.4.1. Требовани я к ровн я м вибрации на рабочем месте.

№ п/п	Наименование производственного фактора, единица измерени я	ПДК, ПДУ, допустимый ровень	Фактический ровень производственного фактора	Величина отклонени я	Класс словий труда, степень вредности опасности	Продолжительность воздействи я , мин.
1	Обща я вибраци я 3 категории- технологическа 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 ровн я вибрации путем балансировки роторов, валов, использование подшипников скольжени я .

10.2.5. Электробезопасность.

Категори я помещени я по электробезопасности- особо опасное помещение. Требовани я электробезопасности описаны в ГОСТ 12.1.030-81.

Примен я емое напр я жение- 12, 220, 380, 500, 3 В.

Силовое оборудование электроустановок и электрических сетей станции защищено от коротких замыканий и нарушений нормальных режимов работы стройствами 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 стройство дл я электроустановки напр я жением 380 В в трехфазной сети с заземленной нейтралью. Грунт - чернозем с дельным электрическим сопротивлением 250 Ом×м. Мощность питающего трансформатора 100 кВА.

Требуемое по ГОТу 12.1.030-81 допускаемое сопротивление заземл я ющего устройства R_доп= 4 Ом.

В качестве заземлител я прин я т стальной голок 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 ρ k_м= 0,298×250×1,6=119,2 Ом,

где ρ- удельное электрическое сопротивление заземл я ющего устройства;

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

Определ я ем сопротивление стальной полосы, соедин я ющей заземлители, без чета экранирующего вли я ни я вертикальных заземлителей:

RТ_г.п.= [(0,366×ρ× k_м)/L<]×lg[(2×L²)/(b<×t_o)]= [(0,366×250× 1,6)/50]×lg[(2×50²)/(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);

ρ- удельное электрическое сопротивление заземл я ющего устройства;

k_мЦ 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

η_в=0,69 и η_г=0,40.

Определ я ем действительное заземление вертикальных заземлителей:

R_в= R_о.у./(n<× η_в)= 119,2_./(30× 0,69)=5,758 Ом

Определ я ем сопротивление горизонтальной полосы с четом вли я ни я вертикальных заземлителей

R_г= RТ_г.п./(n<× η_г)= 14,93_./(30× 0,4)= 1,2442 Ом

Определ я ем общее расчетное сопротивление заземл я ющего стройства:

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 стройства, 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 Па (0,5 кг/см²) дл я сосудов с давлением до 0,3 Па (3 кгс/см²), на 15 % - дл я сосудов с давлением свыше 0,3 до 6,0 Па (от 3 до 60 кгс/см²) и на 10 % - дл я сосудов с давлением свыше 6,0 Па (60 кгс/см²).

Конструкцию и материалы элементов клапанов и их вспомогательных стройств следует выбирать в зависимости от свойств и параметров рабочей среды, и они должны обеспечивать надежность функционировани я клапана в рабочих слови я х.

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

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

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

Клапаны следует размещать в местах, доступных дл я добного 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 добства обслуживани я .

10.2.7. Энергетические воздействи я .

№ п/п	Наименование производственного фактора, единица измерени я	ПДК, ПДУ, допустимый ровень	Фактический ровень производственного фактора	Величина отклонени я	Класс словий 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 ровень 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 четный 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 голь и мазут относ я тс я к предпри я ти я м второго класса и должны иметь СЗЗ не менее 1 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	зота 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 слови 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 , крытьс я в подвальных помещени я х.
4	Повреждение емкости с серной кислотой, аммиаком	Нарушение технологий, износ оборундовани я , несоблюденние мер безопасности, низка я трудова я дисциплина	Человеческие жертвы, нанесенние т я жкого вреда здоровью челонвека, заражение окружающей среды, материнальный щерб	Строга я трудова я дисциплина, собнлюдение требованний безопасности, контроль за состо я ннием оборудовани я , замена изнош. техн. обор-и я	Рассеивание распыленной водой, срезанние сло я груннта, изол я ци я места песком, нейтрализаци я слабым щел. и кисл. раств-ом
5	Выброс химинчески отравл я нющих веществ на АО БАЗ (15 т хлора)				Распыл водой, промыв больншим количестнвом воды, пенсок, возд.-мех. пена, щелочнной раствор
6	Возникновение пожаров на объекте	Несоблюденние ППБ/ЧС природ, характера	Возможность понжара в др. цехе, взрыв, разрушенни я , выброс прондуктов горени я в раб.зону, атмосферу, челов.жертвы, щерб здоровью, поврежд. сооружени я		Срочно прининмаемые меры по тушению очагов пожанров средствами пожаротушенни я , своевренменное оповещение
7	варии на оборудовании ТЭЦ	Износ оборудовани я , несоблюдение ПТБ	Опасность пожанра, взрыва, разруншени я , матер, щерб, щерб здоровью, челов. жертвы, загр я зннение окр. среды		Срочное и своевр. страннение аварий и неполадок, восстановленние де я тельнности предпр.

Защита персонала: оповещение, выдача индивидуальных средств защиты (противогазы, респираторы, медицинские средства защиты), бежища, крыти 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 взрыво- и пожаробезопасности по НПБ 105 - 0Ф- Г. Класс помещени я по ПЭУ дл я выбора типа электрооборудовани я ЦП-1. степень огнестойкости- II.

Пожаро- и взрывоопасные вещества и материалы: наличие осветительных и силовых сетей электрооборудовани я , наличие осаждающейс я гольной пыли, газовые разводки природного газа, ацетилена и кислорода, наличие сгораемых листов при текущих ремонтах.

Первичные средства пожаротушени я : аогнетушители глекислотные ОУ-Ф, ФОУ-Ф, ОУ-Ф, 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 словно 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, 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 Вт 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 ПНа.

4) Внедрение данного режима, кроме экономии эл.эн на приводе ПНа, 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 величение расхода пара на промежуточный перегрев привод я т к изменению количества теплоты, подводимой к пару в котле.

c) Весь тракт, после ПНа, в режиме скольз я щего давлени я , находитс я при пониженном давлении, следовательно меньшаютс 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 величению 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, 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 ПНа), 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., значит давлени я и подачи на напоре ПЭН - исчезает потребность в линии рециркул я ции ПНа, срабатывающей при малых расходах, 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 ПНом, на РПК обоих корпусов котла срабатываетс я меньшее давление, что приводит к величению 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.

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 Ф, 1978. - 256 с., ил.

2. Тепловой расчёт котельных агрегатов (Нормативный метод). Под ред. Н. В. Кузнецова и др., М., Энерги я Ф, 1937. - 296 с. с ил.

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

4. Липов Ю. М. Тепловой расчёт парового котла (учебное пособие дл я вузов).Ц 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 Вт // Промышленна я теплотехника. 1985. Т. 7, № 1. С. 99 - 102.

10. Исследование пароперегревател я котла ТГМ-94 с целью величени я регулировочного диапазона энергоблока 150 Вт / 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, 1г.

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 Ц 95. Определение категорий помещений, зданий и наружных становок 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 2г. // Производственна я служба передового опыта эксплуатации энергопредпри я тий ОРГРЭС. // М. Семёновский переулок, дом 15.

23. Письмо из материалов переписки УрВТИ-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) правление 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, правление скоростью осуществл я етс я с помощью регулировани я амплитуды и фазы вектора пол я двигател я .

синхронные электродвигатели имеют значительное преимущество перед электродвигател я ми посто я нного тока, за счет простоты конструкции и добства 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 стройств (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 казанные 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 правлени я обеспечивает высокое качество правлени 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 ющийа 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 правлени 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 же 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 а эксплуатации.

ПЧ (преобразовательна я часть) предназначен дл я эксплуатации в районах с меренным и холодным климатом (климатическое исполнение и категори я размещени я УХЛ4 по ГОСТ 15150-69) при температуре от плюс 1⁰С до плюс 40⁰С, относительна я влажность не более 80 % при температуре плюс 20⁰С.

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 .

тмосфера в районах типа II по ГОСТ 15150-69.

Группа условий эксплуатации по коррозийной активности атмосферы дл я металлов и сплавов без покрытий, также с металлическими и неметаллическими неорганическими покрыти я ми по ГОСТ 15150-69.

1 - дл я электрооборудовани я в климатическом исполнении ХЛ4.

2 - дл я трансформаторов и сглаживающих реакторов.

Высота установки над ровнем мор я - до 1м.

Содержание нетокопровод я щей пыли в помещени я х, в которых станавливаетс я ПЧ и в воздухе дл я охлаждени я не должно быть более 0,5 кг/м³.

Группа условий эксплуатации в части воздействий механических факторов внешней среды -а М2 по ГОСТ 17516-72. Дл я приводного двигател я , реакторов, тахометрических стройств группа словий эксплуатации определ я етс я техническими слови я ми на эти издели я .

Рабочее положение шкафов ПЧ вертикальное, допускаетс я отклонение от вертикального положени я в любую сторону на гол не более 5⁰.

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 правлени я ПЧ осуществл я етс я от трехфазной сети 38В, 50 Гц,(60)Гц с применением трансформатора. Отклонение напр я жени я собственных нужд от + 10 % до - 15 %.

Степень защиты IP21 по ГОСТ 14254‑96.

Одним из существенных преимуществ терристорных преобразователей частоты, я вл я етс я их небольшой размер. Например, дл я двигател я мощностью Вт - это 5 шкафов размером в основании 1100×800мм и высотой 2мм, что позвол я ет свободно разместить его в машинном зале ТЭС.

Blog

Анализ возможности перевода энергоблоков 20Вт ВТГРЭС с котлами ПК-47 на режим разгрузок со скользящим давлением во всем пароводяном тракте