ОЦЕНКА ЭФФЕКТИВНОСТИ МОДЕРНИЗАЦИИ БЕЗЫМЯНСКОЙ ТЭЦ ПУТЕМ ПРИМЕНЕНИЯ ПАРОГАЗОВОЙ УСТАНОВКИ Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

только кинематическое моделирование привода. Необходимые динамические параметры брались по ожидаемым лучшим значениям. Итак, если мощность привода в [8] составила 200 кВт, то в этой работе снижение потребляемой приводом энергии составило лишь 0,1614 %. Здесь не принималось никаких допущений, выводящих результат на более низкий уровень достоверности. Разрабатываемую технологию с полнейшей уверенностью можно называть энергосберегающей.

§ 3. Окончательный подбор мощности, частоты вращения и марки приводного асинхронного

электродвигателя переменного тока Теперь следует найти мощность приводного двигателя и подобрать его тип и марку. Тип - самый выгодный и желательный - асинхронный. Марку электродвигателя определим из данных интернета. Но, поскольку мощность «нетто» является «смешной», правила учёта потерь энергии, различные коэффициенты учитывать также не будем. Перво-наперво, округлив расход энергии на деформацию на каждом переходе в большую сторону, получим 2,0 кВт. Теперь, увеличив эту величину в 5 раз, получим 10 кВт. Эта мощность учтёт даже все непредвиденные потери энергии. Марка двигателя - 4 АМ132 М2, его мощность составляет 11 кВт, синхронная частота вращения его вала - 3000 об/мин, что максимально возможно и ближе всего к числу оборотов автомобильного двигателя внутреннего сгорания.

Дальнейшее совершенствование динамического моделирования прямоточного волочения. (подведение итогов) Рассмотрение отображённой в статье сделанной работы показало, что в ряде уравнений равновесия, являющихся системой, общий вид которой представлен уравнением (1), описываются все 5-ть переходов. Неизвестных в каждом уравнении системы - 4-ре (исключая задаваемые параметры), и эти 4-ре вида уравнений для каждого из 5-ти переходов в итоге дают 20 отдельных уравнений. Уравнение (1) шифрует 4-ре для каждого перехода.

Далее сделан вывод, что формула Перлина слишком сложна, она имеет много сокращающих запись формулы обозначений, а понятие «критическое противонатяжение» вообще недостаточно адекватно, т.к. не имеет явной физической природы и достаточно обоснованного технического смысла.

Отслеживая деформационное упрочнение от перехода к переходу, мы использовали справочник Третьякова А.В. Там, по частным дп и суммарным вытяжкам определяли условные пределы текучести ссад для всех переходов. При определении необходимой мощности, затрачиваемой на протяжку передельной проволоки, и при подборе марки общего для всего волочильного стана приводного асинхронного электродвигателя переменного тока с короткозамкнутым ротором, должна быть экономия по многим, если не по всем возможным статьям капитальных затрат и пр. расходов.

Рассмотрено напряжённо-деформированное состояние металла в деформационной зоне прямоточного волочения с использованием очевидных методов теории пластических деформаций. Прямоточное волочение должно себя оправдывать лишь в случае эффективного действия противонатяжения на каждом переходе, включая 1 -й. Для полноты картины деформации вытяжки должно также наблюдаться значительное снижение коэффициента контактного трения в деформационной зоне волочильного инструмента.

Сначала считалось, что после кинематического моделирования следует динамическое, т.е. будет логичным, если прямоточное волочение каким-то образом зависит от силовых причин, т.е. динамики этого процесса. Кинематическое моделирование даёт лишь примерную, ориентировочную картину, а последующее динамическое моделирование в чистом виде невозможно, ведь при рассмотрении влияния динамики она должна влиять на кинематику, например, изменением общей схемы процесса или компоновки прямоточного волочильного стана, это будет не «динамическое», а уже «+-динамическое», или просто «механическое» моделирование.

Марка единого для прямоточного волочильного стана электродвигателя - 4 АМ132 М2, его мощность составляет 11 кВт, что является «смешным». Отсюда главное - формула И.Л. Перлина и все остальные - они достаточно «искусственные», чтобы адекватно применяться таком моделировании. Прямоточное волочение - процесс настолько передовой, что его можно верно охарактеризовать, рассмотрев напряжённо-деформированное состояние металла в деформационной зоне волочильного инструмента, у которого углом конусности рабочего канала и коэффициентом трения можно пренебречь.

Полученная интерпретация результатов механического моделирования процесса грубо-среднего прямоточного волочения опровергает то мнение, что «устоявшееся» разделение технологий волочения на «толстое (грубое)», «среднее» и «тонкое» волочение является окончательным и бесповоротным. Результаты подтверждают, что, например, прямоточная технология грубо-среднего волочения ещё имеет огромный потенциал для совершенствования, как, впрочем, и др. технологии, имеющие характерные различия в диаметрах.

Список литературы:

1. Кузнецов С.А., Соловьёв К.А., Морошкин А.С. и Заплатина Е.А. Подготовка методики динамического моделирования волочильного стана прямоточного типа с автомобильной трансмиссией в качестве привода. Прорывные научные исследования как двигатель науки: сборник статей Международной научно-практической конференции (4.12.2018 г, г. Магнитогорск). В 3-х ч; ч. 3/ - Уфа: МЦИИ ОМЕГА САЙНС, 2018, 290с.

2. Перлин И.Л., Ерманок М.З. Теория волочения. 2-е изд., М.: Металлургия, 1971. -448с.

3. Третьяков А.В., Зюзин В.И. Механические свойства металлов и сплавов при обработке давлением. -Изд. 2-е, М.: Металлургия, 1973.

4. Кузнецов С.А., Земсков А.В. Моделирование поведения сыпучей среды в установке абразивно-порошковой очистки катанки от окалины. Сталь, № 9, М.: Металлургия, 2005, с.56-58.

5. Кузнецов С.А. и Виноградов А.И. Теория волочения и прессования - лабораторный практикум. Учебно-методическое пособие по выполнению лабораторных работ.- Череповец: ЧГУ, 1998.

6. Кузнецов С.А., Соловьёв К.А. и Морошкин А.С. Возможные подходы к динамическому моделированию прямоточного волочения проволоки грубо-средних сечений. Сборник статей по итогам Международной научно-практической конференции «Прорывные научные исследования как двигатель науки», г. Тюмень, 26.04.2019.

7. С.А. Кузнецов, А.И. Виноградов. Теория волочения и прессования. Учебно-методическое пособие по выполнению практических занятий. Череповец: ЧГУ, 2001, 21с.

8. Кузнецов С.А. Кинематическое моделирование многократного волочильного стана прямоточного типа с автомобильной трансмиссией в качестве привода. Сборник статей по итогам Международной научно-практической конференции «Научно-техническое творчество: проблемы и перспективы», РФ, г. Новосибирск, 04.06.2018, Стерлитамак: АМИ, 16с, с 60.

© Кузнецов Сергей Александрович.

УДК 621.311.22

ОЦЕНКА ЭФФЕКТИВНОСТИ МОДЕРНИЗАЦИИ БЕЗЫМЯНСКОЙ ТЭЦ ПУТЕМ ПРИМЕНЕНИЯ ПАРОГАЗОВОЙ УСТАНОВКИ

Садчиков Н.Е., Сидоров В.Е., Кавун А.М.

магистранты 2 курса, напр. «Теплоэнергетика и теплотехника», профиль спец.«Теплоэнергетика и теплотехника» СамГТУ,

г. Самара научный руководитель, Зиганшина С.К., д.т.н., доцент.,

кафедра «тепловые электрические станции» СамГТУ,

г. Самара

Аннотация. В статье рассмотрена возможность применения парогазовой установки на Безымянской ТЭЦ-1. Произведен расчет и оценка эффективности внедрения парогазовой установки в цикл станции. Дается характеристика устанавливаемого оборудования. Произведен расчет общих эксплуатационных затрат. В заключении описываются преимущества использования парогазового установки .

Ключевые слова: газовая турбина, котел утилизатор, оценка эффективности.

В настоящее время на Безымянской ТЭЦ-1 электрическая мощность равняется 94 МВт, при внедрении парогазового блока электрическая мощность станции составит 178,7МВт. ПГУ Тепловая схема которой включает в себя одну ГТУ с КУ, деаэратор и паровую турбину с конденсацией отработавшего пара. Деаэратор питается паром из коллектора, к которому присоединены трубопроводы контуров НД КУ. Поток перегретого пара, выходящий из контура ВД КУ, подается к паровой турбине. Потоки пара, вышедшие из контура НД, перемешиваются друг с другом и подаются в камеру смешения, расположенную в ЦВД.

В статье представлена ГТУ ГТЭ-45, указаны ее технические характеристики, габаритные размеры и принципиальная схема ГТУ.

Разработчик и изготовитель - НПО "Турбоатом" (г. Харьков, Украина).

Газотурбинная установка ГТЭ-45 предназначена для выработки электроэнергии в составе парогазовой установки с высоконапорным парогенератором и в составе парогазовой установки со сбросом газов в котел или с подогревом • отработавшими газами питательной воды, а также в качестве автономной ГТУ с утилизацией или без утилизации тепла уходящих газов. Может использоваться в базовом, полупиковом и пиковом режимах.

Техническая характеристика ГТЭ-45-3М

- электрическая мощность 57,7МВт;

- расход воздуха на входе в компрессор 303кг/с;

- температура газов на выходе 448 оС;

- электрический КПД ГТУ 30%

- топливо - природный газ, газотурбинное

Габаритные размеры турбогруппы:

- Длина - 16,2 м

- Ширина - 4,6 м

- Высота - 4,0 м

Конструкция установки. Газотурбинная установка выполнена одновальной по простой схеме и включает в себя осевой компрессор, турбину, систему автоматического регулирования, управления и защиты, устройство тиристорного пуска с использованием генератора в качестве привода, аппаратуру контроля и сигнализации, систему топливоподачи, систему маслоснабжения. ГТЭ-45-3М, предназначенная для работы в составе парогазового блока, не имеет своей камеры сгорания.

Турбина и компрессор имеют общий корпус. Роторы компрессора и турбины, соединенные между собой жесткой муфтой, имеют три опоры. В собранном виде турбина и компрессор образуют единый транспортабельный блок - турбокомпрессорную группу.

Камера сгорания автономной ГТУ - кольцевая прямоточного типа, оснащена 18 комбинированными двухтопливными горелками. Форсунки двухступенчатые, механического распыла.

Компрессор шестнадцатиступенчатый. Входной направляющий аппарат выполнен с поворотными лопатками.

Ротор компрессора дискобарабанного типа, сварен из трех частей. Хвостовые соединения лопаток зубчикового типа выполнены в осевом направлении по дуге окружности.

Турбина имеет четыре ступени. Сопловые лопатки 1-, 2- и 3-й ступеней полые, литые, лопатки 4-й ступени штампованные. Сопловые лопатки 1 -й ступени дефлекторного типа с конвективным охлаждением.

Выхлоп из турбины осевой, с развитым диффузором. Ротор турбины комбинированного типа: откованные заодно с хвостовиками диски 3 - и 4-й ступеней сварены между собой, а диски 1 - и 2-й ступеней насадные.

Рабочие лопатки соединяются с дисками замками "елочного" типа, выполненными по дуге окружности. Рабочие лопатки 1-, 2- и 3-й ступеней выполнены с удлиненной ножкой.

Паровая турбина Т-22-6/0,12 РЭП холдинг с регулируемым отбором пара на теплофикацию с давлением 1,2-2,5 кгс/см2 и четырьмя нерегулируемыми отборами для регенеративного подогрева питательной воды. Турбина рассчитана на начальные параметры пара 30 кгс/см2 и 428°С , с расходом свежего пара 90 т/ч.

Расчет ПГУ 1.1. Исходные данные

1. Химический состав природного газа: СН4 — 98,6%; С2Н6 — 0,12%; С3Н8 = 0,015%; С4Н10 = 0,035%; СО — 0,07%;его плотность ртГ = 0,669.

2. ГТУ ГТЭ-45-3М имеет следующие характеристики:

- электрическая мощность МЭТУ=57,7МВт;

- расход воздуха на входе в компрессор СВ=303кг/с;

- температура газов на выходе =448 оС;

- электрический КПД ГТУ ^ЭТУ = 30%

4. Температура наружного воздуха £НВ = 15 оС,РНВ = 105Па.

5. Давление в конденсаторе РК = 5кПа.

6. Давление перед стопорно-регулирующими клапанами (СРК) ЦВД: РВД=2,9 МПа

7. Давление в деаэраторе Рд = 0,65МПа.

8. КПД генератора = 0,98, механический = 0,99.

Необходимыми температурными напорами будем задаваться в процессе расчета.

При проведении расчетов будем пренебрегать зависимостью энтальпии от давления.

2. Расчёт состава рабочего тела цикла

2.1. Определение теплофизических характеристик уходящих газов

Низшую теплоту сгорания QН природного газа определяем из соотношения:

СН = 358,2 • СЯ4 + 637,46 • С2Я6 + 860,05 • С3Я8 + 107,98 • Я2 + 126,36 • СО;

СН = 358,2 • 98,6 + 637,46 • 0,12 + 860,05 • 0,015 + 107,98 • ((98,6 + 0,12 + 0,015 + 0,035 + 0,07) — 1)

+126,36 • 0,07 = 35416,76-^.

Расход топливного газа в камеру сгорания ГТУ рассчитываем по формуле:

ГТУ г. _ "Э От Г —

ТГ — ^ГТУ^; — 57,7 ■ 1000 — 5,4305 нАх

11 0> 35416,76115 с

Массовый расход уходящих газов ГТУ равен:

СГ=СВ+рТ.Г ■ ВТ.Г;

СГ=300+0,669 ■5,430573=306,63кгп.с..

Стехиометрический (теоретически необходимый) расход воздуха определяем по формуле:

70=0,0476 ■ 2 ■СЯ4+3,5 ■ С2Я6+5 ■СЗЯБ;

70=0,0476 ■ 2 ■ 98,6+3,5 ■ 0,12+5 ■0,015=9,4нм3воздуханм3т.г.

Коэффициент избытка воздуха в уходящих газах ГТУ:

а=7В.Ф7В0=С£рВ.ОЭТ.Г ■ 70,

где7ВФи 7)° - фактический и теоретический объёмы (расходы) воздуха, нм3/с; Рв.о~ плотность воздуха при нормальных условиях, кг/нм3.

«=3001,2935,43 ■9,4=4,585.

Теоретические объёмы компонентов продуктов сгорания природного газа в (нм3п.с)/(нм3т.г) определяем из соотношений: азота:

7^20=0,79 ■ 70; 7^20=0,79 ■ 9,4=7,43,

7й02 — 0,01 ■ (СЯ4 + 2 ■ С2Яб + 3 ■ СзЯ8); — 0,01 ■ (98,6 + 2 ■ 0,12 + 3 ■ 0,015) — 0,988,

7^ — 0,01 ■ (2 ■ СЯ4 + 3 ■ С2Я6 + 4 ■ С3Я8 + 1,61 ■ 70);

7^ — 0,01 ■ (2 ■ 98,6 + 3 ■ 0,12 + 4 ■ 0,015 + 1,61 ■ 9,4) — 2,12.

Действительный объём водяных паров:

^2о — ^02о + 0,0161 ■ (а - 1) ■ 70;

7„2о — 2,12 + 0,0161 ■ (4,585 - 1) ■ 9,4 — 2,67.

Полный объём продуктов сгорания:

7Г — 7й02 + 7^2 + 7„20 + (« -1) ■ 7;

7Г — 0,988 + 7,43 + 2,67 + (4,585 - 1) ■ 9,4 — 44,835.

Теплоёмкости в кДж/(м3 К) составляющих уходящих газов ГТУ при температуре =448°С определяем из следующих соотношений:

Сс02 — 4,1868 ■ (4,5784 ■ 10-11 ■ б3 - 1,51719 ■ 10-7 ■ 5302 + 0,000250113 ■ в + 0,382325);

трёхатомных газов:

водяных паров:

Сс02 = 4,1868 • (4,5784 • 10-11 • 4483 - 1,51719 • 10-7 • 4482 + 0,000250113 • 448 + 0,382325) =

1,959 кДж/м3К;

С^ = 4,1868 • (-2,24553 • 10-11 • б3 + 4,85082 • 10-8 • б2 - 2,90598 • 10-6 • б + 0,309241); = 4,1868 • (-2,24553 • 10-11 • 4483 + 4,85082 • 10-8 • 4482 - 2,90598 • 10-6 • 448 +

0,309241) = 1,321 кДж/м3К;

~ " 1 п'1п Т Ч ЛП г.

С^о = 4,1868 • (-2,10956 • 10-11 • б3 + 4,9732 • 10-8 • б2 + 2,60629 • 10-5 • б + 0,356691); С„ 0 = 4,1868 • (-2,10956 • 10-11 • 4483 + 4,9732 • 10-8 • 4482 + 2,60629 • 10-5 • 448 +

0,356691) = 1,57612кДж/м3К;

СВОЗД = 4,1868 • (-2,1717 • 10-11 • б3 + 4,19344 • 10-8 • б2 + 8,00891 • 10-6 • б + 0,315027);

СВОЗД = 4,1868 • (-2,1717 • 10-11 • 4483 + 4,19344 • 10-8 • 4482 + 8,00891 • 10-6 • 448 +

0,315027) = 1,361кДж/м3К.

Энтальпию в кДж/(нм3т.г) чистых продуктов сгорания Я° и энтальпию воздуха ЯВОЗд в уходящих газах ГТУ при температуре б^ рассчитываем по формулам:

^г = (^яо2 • ссо2 + • + • си2о) • в ;

яг° = (0,988 • 1,959 + 7,434 • 1,321 + 2,12 • 1,57612) • 597 = 6772,026 кДж/нм3т. г.

^ВОЗД = • ^ВОЗД •

ЯВ°ОЗД = 9,4 • 1,361 • 448 = 5737.8789 кДж/нм3т.г..

Энтальпию уходящих газов, отнесённую к 1 нм3 сожжённого топливного газа, определяем по формуле:

Яг = Яг° + (а - 1) • Яв°ОЗД. Для коэффициента избытка воздуха а = 4,58получаем:

Яг = 6772,026 + (4,58 - 1) • 5737,8789 = 27345,73-кД^. Рассчитываем удельную весовую энтальпию уходящих газов ГТУ для температуры б^:

г

_ ВТГ'ИГ.

Сг ;

/г= ^¿7345 = 484.302 кдж.

1 3°6.633 кг

Аналогичным образом можно получить значения энтальпий для других температур. Для удобства выполнения последующих расчётов аппроксимируем эти зависимости степенными функциями:

/г = 0,953 • б1,°244;

I ° 'г

б = 1,0486 • /г°'9761

3. Расчет котла-утилизатора

1. Выбрав температурный напор на выходе из ППВД = 20 оС, определяем температуру пара перед СРК:

^ВД = б, - ^0ВД ¿0ВД = 448 - 20 = 428 оС

Энтальпия пара перед СРК ВД кв0Д = 3296.55кДж/кг.

2. Давление пара в барабане ВД:

РБД — (1 + ^вд) ■ РВД

рВд — (1 + 0,05) ■ 2,9 — 3,045МПа.

Температура насыщения в нем — 234,69 °С. Энтальпия насыщенного пара — 2803,28кДж/кг.

3. Выбираем значение недогрева питательной воды, поступающей в барабан ВД, А^ — 7 оС. Тогда энтальпия недогретой воды:

й1 — 4,19 ■ ^ВД - А^ВД) й1 — 4,19 ■ (234,69 - 7) — 954,0211кДж/кг

4. Температуру газов за ИВД (см. рис. 3.1.) определяем:

бВД — ¿ВД + 5£5ВД,

бВД — 234,69 + 8 — 242,69 оС,

где 5^ — 8 °С- принятый температурный напор в пинч-точке ВД.

5. По — выходе из ИВД:

— 0,953 ■ б1'0244 — 0,953 ■ 4481,0244 — 495,521кДж/кг.

5. По — 448 оСи в^ — 242,69 оСнаходим энтальпии газов соответственно на входе в КУ и

/ВД — 0,953 ■ б1,0244

4ВД — 0,953 ■ 242,691, — 264,447кДж/кг.

6. Определяем расход пара ВД, генерируемого одним КУ:

ПВД СГ ■ - 4ВД)

и с - Й1

„ВД 306,633 (495,521-264,447) ,

Дп —-— 30,24кг/с.

о 3296,55-954,0211

7. Параметры питательной воды в деаэраторе, из которого она поступает в контур ВД, соответствует давлению Рд — 0,12МПа:

температура насыщения ь5(рД) — 104,78 °С; энтальпия насыщенной воды кд — кД(рД) — 439,28кДж/кг. По соотношению найдем энтальпию газов за контуром ВД:

,вд ,вд _ и°д ■ - ^Д)

'ух '5 ^

Г

/УХД — 2 64,447 - ^С954,0211-439,28) — 213,672кДж/кг,

ух 306,633

которой соответствует температура — 197,095°С. 8. Энтальпию газов за ППВД рассчитываем по соотношению:

В — ъ-иддад - й//(рвд)]/Сг

1ВПД — 495,521 - 30,24[3296,55-2803,28] — 446,863кДж/кг,

"" ' 306,633 ^

а температура вПД — 404,991 оС.

9. Определяем тепловые мощности поверхностей нагрева контура ВД. Тепловые мощности ППВД, ИВД и ЭВД:

Фппвд = ^г(Лг - Ат); ^ППВД = 306,663(495,521 - 446,863) = 14919,98кВт;

Сивд = Сг(С - /ХВД); СИВД = 306,663(446.863 - 264,447) = 55934,695кВт;

@ЭВД = £г(^Д - ^зВД).

&ВД = 306,663(264.447 - 213.672) = 15569,418кВт.

10. Принимаем температуру питательной воды на входе в ГПК £:КПК = 60 °С. Тогда ей соответствует энтальпия:

йКПК = 4,19 • СК й™К = 4,19 • 60 = 251,4кДж/кг.

11. Примем недогрев конденсата за ГПК до температуры насыщения в деаэраторе 4£д =7,5°С. Тогда температура и энтальпия недогретого конденсата, поступающего в деаэратор, соответственно равны:

¿л = Црд)-^д,

сД = 104.78 - 7,5 = 97.28 °С

йД = 4,19 • сД.

йД = 4,19 • 97.28 = 407,603кДж/кг.

12. Из уравнения теплового баланса для деаэратора найдем расход пара на деаэратор:

^Д = йНД-йД .

"о

3°.247(439,28-4°7.6°3) ,

=-= 0,331кг/с.

Д 3296.55-4°7.6°3

13. По заданному давлению в конденсаторе Рк = 5кПа определяем температуру конденсата £К = 32,9°С, энтальпию конденсата, поступающего к точке смешения с рециркуляцией йК = 137,8кДж/кг, энтальпию конденсирующегося пара йк = 2560,8кДж/кг и удельный объем пара = 28,19м3/кг.

14. Определяем расход рециркуляции (для одного КУ):

_ (0ВД-0д)("гПК-"К) ^ = "Д-"гПК

_ (3°,24-°,331)(251,4-137,8) „. .

и? =-= 21,756кг/с.

Р 4°7,6°3-251,4

15. Расход конденсата через ГПК:

ДгПК = ДоВД - ДД + А>.

ДгПК = 30,24 - 0,331 + 21,756 = 51,671кг/с. 16. Энтальпия уходящих газов КУ определяется:

ЖУ = ,ВД _ РгпК-("Д-"гПК)

V V Сг '

/£У — 213,672 - ^И407*603-251,4) — 187,35кДж/кг,

306,63

а их температура 6КУ — 173,359 оС.

22. При температуре наружного воздуха £НВ — 15 °Сэнтальпияуходящих газов 1НВ — 15,27кДж/кг, и тогда КПД КУ по соотношению:

и _МУ)

%У — С/Й-/НВ). %У — (495,521-187,35) — 0,641.

КУ (495,521-15,27)

24. Тепловая мощностьГПК (см. рис. 3.1.):

@ГПК — ^Г (^унД - 7УХУ).

СГПК — 306,63(213,672 - 187,35) — 8071,2796кВт.

25. Тепловая мощность, отданная газами ГТУ в паротурбинный цикл:

Фгаз — - 7УХУ). СГАЗ — 306,63(495,521 - 187,35) — 94945,374кВт.

26. Тепловая мощность, полученная паром двух КУ:

СПАР— иоВД-йВД-(иоВД-иД)-й//

СПАР — 30,24 ■ 3296,55 - (30,24 - 0,331) ■ 264,44 — 95588,68кВт.

4. Расчет паровой турбины

1. Строим изоэнтропический адиабатный процесс расширения пара в 1 -м отсеке определяем энтальпию йПК — 2643кДж/кг и удельный объём — 1,402м3/кг в конце процесса расширения.

2. Рассчитываем изоэнтропический теплоперепад 1 -го отсека: АЯ0(1) — кПД - к"К, кДж/кг;

АЯ0(1) — 3296,55 - 2643 — 653,55кДж/кг.

3. Расход пара через первый отсек:

и(1) —и0ВД-иД.

и(1) — 30,24 - 0,331 — 29,91кг/с.

4. Относительный внутренний КПД 1-го отсека оцениваем по приближённой эмпирической формуле для группы ступеней малой верности при работе в сухом паре:

^(1) — (0,92 - ■ (1 + ^1000") ■ *ВЛ,

т,0 ,(1) — (0,92--■ (1 + 653*55-700) ■ 0,99 — 0,914.

10у \ 30,24 0,38/ V 20000 )

где уср — (и0 ■ и"?")0,5 — (0,107 ■ 1,402)0,5 — 0,38м3/кг - средний для отсека удельный объём.

5. Коэффициент, учитывающий влажность пара, определяем по соотношению

^вл — 1 - 0,8(1 -7ВУ)Уо+У^ ^ВС-

2 ¿Н0(1)'

^вл = 1 - 0,8(1 - '651^ = 0,99.

6. Рассчитываем использованный теплоперепад 1-го отсека:

АЯг(1)—АВД)- ^0г(1), кДж/кг;

4Я^1) = 653,55 • 0,914 = 597,82кДж/кг.

7. Внутренняя мощность 1-го отсека:

^(1) = Д°ВД^Я;(1), кВт; N¿(1) = 30,24 • 597,82 = 17884,12кВт.

8. Энтальпия пара перед конденсатором к^ =2250 кДж/кг

9. Рассчитываем изоэнтропический теплоперепадперед конденсатором :

4Я°(к) = йПК - йК, кДж/кг;

4Я°(к) = 2643 - 2250 = 393кДж/кг

10. Коэффициент, учитывающий влажность пара, определяем по соотношению

Йвл = 1- 0,8(1 -7ВУ)^; йВЛ = 1 - 0,8(1 - 0,15) °'°2+°Д3 = 0,95.

где учтено протекание всего процесса расширения в области влажного пара, использование внутриканальной сепарации влаги (уву = 0,15), а влажность в конце действительного процесса расширения в качестве 1-го приближения принята равной ук = 0,1

11. Потерю с выходной скоростью определяем по характеристике выбранной последней ступени ЛН0С = 16кДж/кг и в соответствии с эмпирической зависимостью. Относительный внутренний КПД 1-го отсека

(к) = 0,87 - (1 + ~"1Кш4~") ' ^

ВЛ ^И0(к); 393-4°°\ „ 16

Чо-(к) == 0,87 • (1 + 393-4°°) • 0,95 - -16 = 0,82.

1014 у V 1°°°° / 393

12. Использованный теплоперепадперед конденсатором

¿Яг(к)=4Я0(к)^0г(к); 4Я;(к) = 393 • 0,82 = 325,682кДж/кг.

13. Энтальпия пара на выходе из турбины

й к = йПК-ЛВД; йл = 2643 - 325,682 = 2317,32кДж/кг.

14. Внутренняя мощность

Л^Яф^ВД; ^ЦВД = 29,91 • 325,69 = 9742,95кВт.

15. Внутренняя мощность паровой турбины

^ПТ = N¡(1) + ВД; ^ПТ = 17884,12 + 9742,95 = 27627,07кВт.

16. В соответствии с электрическая мощность паровой турбины

^эПТ = ^ПТ • ??мех • Т7эг = 27627,07 • 0,98 • 0,99 = 26803,78кВт

5. Определение экономических показателей парогазовой установки

1. Абсолютный электрический КПД ПТУ