Организация и управление работой Карагандинской ТЭЦ-3

При охлаждении конденсаторов сетевой воды допускается повышение температуры выхлопного патрубка на уровне горизонтального разъема турбины до 120 ^оС.

Турбина может работать на холостом ходу после сброса нагрузки не менее 15 минут при условии охлаждения конденсаторов циркуляционной водой, проходящей через их основные поверхности, и при полностью открытой диафрагме.

Допускается работа турбины в режиме холостого хода после пуска ее для проведения испытаний генератора не менее 20 часов. Суммарная продолжительность работы турбины в режиме холостого хода в течение года не превышает 50 часов.

Отбор пара на деаэратор (0,59 МПа) из нерегулируемых отборов на ПВД №1 или ПВД №2 допускается подключать параллельно с другими турбинами или РОУ.

3.2 Конструкция турбины

Турбина Т-110/120-130-5 представляет собой одновальный агрегат, состоящий из трех цилиндров и выполненный по схеме: 1ЦВД+1ЦСД+1ЦНД (рисунок 3.2).

Свежий пар к стопорному клапану подводиться по двум паропроводам и затем по четырем паропроводам подводиться к регулирующим клапанам ЦВД турбины, привод которых осуществляется посредством сервомотора, рейки, зубчатого сектора и кулачкового вала. Перепуск в ЦВД находится со стороны среднего подшипника. Открываясь последовательно, регулирующие клапаны подают пар в четыре вваренные в корпус сопловые коробки, откуда пар поступает на двухвенечную регулирующую ступень. Пройдя её и восемь нерегулируемых ступеней, пар через два патрубка покидает ЦВД и по четырём паровпускам подводиться к кольцевой сопловой коробке ЦСД, отлитой заодно с корпусом. ЦСД содержит 14 степеней. После двенадцатой ступени производиться верхний, а после последней ступени - нижний теплофикационный отбор.

ЦВД - однотопочный, имеет двухвенечную регулирующую ступень и восемь ступеней давления. Ротор высокого давления - цельнокованый.

ЦСД также однотопочный, имеет 14 ступеней давления. Первые восемь дисков ротора среднего давления откованы заодно с валом, остальные шесть - насадные. Направляющий аппарат первой ступени ЦСД установлен в корпусе, остальные диафрагмы установлены в обоймы. Ротор ЦСД - комбинированный: диски первых восьми ступеней откованы за одно целое с валом, а остальных - насажены на вал с натягом. Корпус ЦСД имеет вертикальный технологический разъём, соединяющий литую переднюю и сварную заднюю часть.

ЦНД - двухтопочный, имеет по две ступени в каждом потоке левого и правого вращения (одну регулирующую и одну ступень давления). На входе каждого потока установлена поворотная регулирующая диафрагма с одним ярусом окон, реализуя дроссельное парораспределение в ЦНД. Длина рабочей лопатки последней ступени равна 550 мм, средний диаметр рабочего колеса этой ступени - 1919 мм, что обеспечивает суммарную площадь выхода 3,3 м². Ротор низкого давления сборный: четыре рабочих диска посажены на вал с натягом.

Валопровод турбины - гибкий. Он состоит из роторов ЦВД, ЦСД, ЦНД и генератора. Роторы ЦВД и ЦСД соединены жесткой муфтой, причём полумуфта ЦСД откована за одно целое с валом. Между роторами ЦСД и ЦНД, ЦНД и генератора установлены полужёсткие муфты. Каждый из роторов уложен в двух опорных подшипниках. Комбинированный опорно-упорный подшипник расположен в корпусе среднего подшипника между ЦВД и ЦСД.

Корпус ЦНД состоит из трёх частей:средней сварно-литой и двух выходных сварных.

Корпуса ЦВД и ЦСД опираются на корпуса подшипников с помощью лап. Выходная часть ЦСД опирается лапами на переднюю часть ЦНД.

ЦНД имеет встроенные подшипники и опирается на фундаментные рамы своим опорным поясом.

Фикс-пункт турбины расположен на оси турбины в точке ее пересечения с осевой линией поперечных шпонок боковых опор выхлопной части, расположенной со стороны ЦСД, поэтому расширение турбины происходит от фикс-пункта как в стороны переднего подшипника, так и в сторону генератора. С целью облегчения пуска турбины из горячего состояния и повышения ее маневренности во время работы под нагрузкой температура пара, подаваемого в предпоследнюю камеру переднего уплотнения ЦВД, повышается за счет подмешивания горячего пара от штоков регулирующих клапанов или от главного паропровода. Из последних отсеков уплотнений паровоздушная смесь отсасывается эжектором отсоса из уплотнений.

Для сокращения времени подогрева и улучшения условий пуска турбины предусмотрен паровой обогрев фланцев и шпилек ЦВД.

Лопаточный аппарат турбины рассчитан и настроен на работу при частоте тока в сети 50 Гц, что соответствует частоте вращения ротора 50 с^-1 (3000 об/мин).

Допускается длительная работа турбины при частоте тока в сети от 49,0 до 50,5 Гц.

Высота фундамента турбоагрегата от уровня пола конденсационного помещения до уровня пола машинного зала составляет 9 м.

3.3 Регулирование и защита

Турбина снабжена электрогидравлической системой автоматического регулирования, предназначенной для поддержания в заданных пределах в зависимости от режима работы турбины:

а) частоты вращения ротора турбогенератора; электрической нагрузки турбогенератора;

б) давление пара (температура сетевой воды) в одном из отопительных отборов или тепловой нагрузки турбины;

в) температуры подпиточной воды на выходе из встроенных пучков конденсаторов.

Система регулирования выполнена статически автономной с гидравлическими передаточным связями. При мгновенном сбросе электрической нагрузки с генератора система регулирования турбины ограничивает возрастание частоты вращения ротора до величины настройки автомата безопасности. Допускается применение вызывной системы управления и измерений, управляющей вычислительной машины и автомата пуска.

Турбоустановка имеет устройства защиты, предупреждающие развитие аварий путем воздействия на органы управления оборудованием с одновременной подачей сигнала. Гидродинамический регулятор частоты вращения предназначен для поддержания частоты вращения ротора турбины с неравномерностью (4,5±0,5)% от номинальной.

Регулятор частоты вращения имеет ограничитель мощности, предназначенный в нужных случаях для ограничения открытия регулирующих клапанов. Турбина снабжена регулятором мощности, поддерживающим электрическую нагрузку турбины. Отклонение электрической нагрузки от номинальной не менее 1,3%.

Турбина имеет регулятор отбора который автоматически поддерживает в одном из отопительных отборов давление пара на установленном уровне по импульсу от температуры сетевой воды. Отклонение температуры сетевой воды ±0,5 ^оС.

Для защиты турбины от недопустимого нарастания частоты вращения в случае неисправности система регулирования служит автомат безопасности с двумя независимыми бойками кольцевого типа, которые настроены на мгновенное срабатывание при достижении ротором частоты вращения от 11 до 12 % сверх номинальной.

Электромагнитный выключатель турбины вызывает закрытие стопорного клапана, регулирующих клапанов и диафрагм.

Система маслоснабжения предназначена для обеспечения смазкой системы регулирования, подшипников турбины и генератора, питательного турбонасоса и электронасоса.

Для подачи в систему смазки масла ТП-22С ТУ 38.10Ш21-83 предусмотрены: центробежный наос, приводимый в действие непосредственно от вала турбины; пусковой масляный электронасос; резервный электронасос и аварийный электронасос с электродвигателем постоянного тока.

В бак емкостью 26 м³ установлены фильтры и воздухоочистительное устройство. Для охлаждения масла предусмотрены шесть маслоохладителей.

Конденсационная установка включает в себя конденсаторную группу, воздухоудаляющее устройство, конденсатные и циркуляционные наосы, эжектор циркуляционной системы, водяные фильтры.

Конденсаторная группа общей площадью поверхности 6200 м², состоящая из двух конденсаторов со встроенными пучками, предназначена для конденсации поступающего из турбины пара, создания разряжения и сохранения конденсата, а также для использования тепла пара, поступающего в конденсаторы для подогрева сетевой и подпитывающей воды во встроенных пучках. Каждый трубный пучок конденсатора имеет свою входную и поворотные водяные камеры с отдельным подводом и отводом охлаждающей воды, что позволяет производить отключение и чистку основных или встроенных пучков без остановов турбины. Для компенсации тепловых расширений турбины каждый конденсатор устанавливается на четырех пружинных опорах.

Воздухоудаляющее устройство предназначено для обеспечения нормального процесса теплообмена в конденсаторе и теплообменных аппаратах, находящихся под разрежением, а также для быстрого набора вакуума при пуске турбоустановки и включает в себя два основных трехступенчатых эжектора (один из которых резервный) и один пусковой одноступенчатый пароструйный эжектор.

Для отвода конденсата из конденсатосборников конденсатора и подачи его в деаэратор турбоустановка имеет два конденсатных насоса и электронасос (один из конденсатных насосов является резервным).

Циркуляционные насосы предназначены для подачи охлаждающей воды в конденсатор и маслоохладители турбины, а также в охладители генератора.

Для срыва вакуума предусмотрена установка электрозадвижки, управляемой со щита.

Регенеративная установка предназначена для подогрева питательной воды паром, отбираемым из промежуточных ступеней турбины и состоит из четырех ПНД, деаэратора и трех ПВД.

В установке предусматривается также использование тепла пара основных эжекторов и пара, отсасываемого из лабиринтовых уплотнений. Принципиальная тепловая схема турбоустановок приведена на рисунке 1.

ПНД №1, 2, 3 и 4 последовательно подогревают основной конденсат перед подачей его в деаэратор. Каждый ПНД представляет собой поверхностный пароводяной теплообменный аппарат вертикального типа.

Конденсат греющего пара из ПНД №4 сливается в ПНД №3. из ПНД №3 в ПНД №2, а из ПНД №2 в ПНД №1 и после чего конденсат откачивается насосом в линию основного конденсата.

Вертикальные ПВД №1, 2, 3 поверхностного типа предназначены для последовательного подогрева питательной воды после деаэратора. Слив конденсата пара из ПВД - каскадный.

Установка для подогрева сетевой воды включает в себя два сетевых подогревателя, конденсатные и сетевые насосы и предназначена для подогрева сетевой воды паром, поступающим из отопительных отборов турбины, сохранения и первичной деаэрации основного конденсата.

Сетевой подогреватель представляет собой поверхностный пароводяной теплообменный аппарат с центральным трубным пучком и цельносварным корпусом, выполненным заодно с входной водяной камерой.

Конденсатные насосы откачивают конденсат из сборников конденсата ПСГ и подают его в магистраль основного конденсата после соответствующего ПНД.

Для ПСГ №1 предусмотрено два насоса (один резервный), для ПСГ №2 - один насос. Привод для насосов - электрический.

Сетевые насосы первой ступени предназначены для подачи сетевой воды в ПСГ, а также для обеспечения необходимого подпора в подогревателях и на всасе сетевых насосов второй ступени.

Сетевые насосы второй ступени устанавливаются после ПСГ и обеспечивают подачу воды потребителю.

Испарительная установка служит для восполнения потерь конденсата и пара в цикле электростанции. Она включает в себя: два испарителя, охладитель вторичного пара, два сливных насоса и насос продувки. Каждый испаритель представляет собой поверхностный пароводяной теплообменный аппарат вертикально типа.

3.4 Комплектующее оборудование

Комплектующее теплообменное оборудование паровой турбины Т-110/120-130-5 приведено в таблице 3.3.

В состав комплектующего оборудования турбоустановки входят:

а) паровая турбина с автоматическим регулированием, валоповоротным устройством, фундаментными рамами, паровой коробкой с автоматическим стопорным клапаном, обшивка турбины;

б) внутритурбинные трубопроводы;

в) бак масляный, маслоохладитель;

г) эжекторы основной, пусковой системы отсоса из уплотнений;

д) регенеративная установка, включающая подогреватели поверхностного типа с регулирующими и предохранительными клапанами;

е) установка сетевых подогревателей, включающая сетевые подогреватели № 1 и 2 с регулирующим клапаном; насосы и электрооборудование паротурбинной установки;

ж) конденсаторная группа с задвижками на входе, выходе и на перемычке охлаждающей воды.

Таблица 3.3

Комплектующее теплообменное оборудование

Наименование	Обозначение
	в тепловой схеме	типоразмера
Конденсатор	К	КГ 2-6200-III
Подогревателинизкогодавления	ПНД-1	ПН-250-16-7-IIIсв
	ПНД-2	ПН-250-16-7-Ivсв
	ПНД-3	ПН-250-16-7-Ivсв
	ПНД-4	ПН-250-16-7-Ivсв
Деаэратор	Д	ДП-500/120
Подогревателивысокогодавления	ПВД-1	ПВ-450-230-25
	ПВД-2	ПВ-450-230-35
	ПВД-3	ПВ-450-230-50
Подогревателисетевойводы	ПС-1	ПСГ-2300-2-8
	ПС-2	ПСГ-2300-3-8
Сальниковый подогреватель	СП	ПН-100-16-4
Эжектирующий подогреватель	ЭП	ЭП-3-2А
Маслоохладители	-	встроены в маслобак
Конденсатный насос	КН	КСВ-320-160
Сливные (дренажные) насосы	ДН	КС-80-155
Питательные насосы	ПЭН	ПЭ-500-200

4. Тепловой расчет паровой турбины Т-110/120-130-5

Исходные данные:

Номинальная мощность 105 МВт

Параметры свежего пара Р₀=13,0 МПа, t₀=555 C

Конечное давление Рк=5 кПа

Максимальный расход пара (через ЦВД) G⁰_max=485 т/ч

Минимальный расход пара (через ЦНД) G^min_ц.н.д.=18 т/ч

Частота вращения 50 с^-1

Давление в верхнем отборе Р^верх_отб=60?250 кПа

Давление в нижнем отборе Р^ниж_отб=50?200 кПа

Механический КПД турбины м=0,99

Максимальный пропуск пара в конденсатор G^max_к.=280 т/ч

4.1 Предварительный расчёт турбины

На рисунке 4.1 приведена h-S диаграмма, необходимая для предварительного расчета, а также для расчета регулирующей и нерегулируемых ступеней.

По известным р₀=13,7 МПа и t₀=554С по hs-диаграмме находим:

h₀=3475 кДж/кг;

s₀=6,60 кДж/(кг*К);

v₀=0,026 м³/кг.

Определяем давление перед стопорными клапанами.

Потери давления в стопорном и регулирующем клапане от состояния пара перед стопорными клапанами до состояния перед соплами первой ступени оценивается по формуле:

p₀=(0,03?0,05)p₀, (4.1)

где p₀-давление перед стопорными клапанами. Принимаем потери в стопорных клапанах 0,05p₀:

p₀=0,0513,70=0,69 МПа.

Тогда:

p₀`= p<sub>0</sub>`-p₀=13,70-0,690=13,01 МПа. (4.2)

По p₀`=13,01 МПа и h₀=3475 кДж/кг находим по hs-диаграмме состояние пара перед ЦВД:

t₀`=552С;

s₀`=6,62 кДж/(кг*К);

v₀`=0,027 м³/кг.

По s₀=6,60 кДж/(кг*К) и p_к=2,1 МПа находим по hs-диаграмме состояние пара за ЦВД в адиабатическом процессе расширения пара:

t_ка=267С;

h_ка=2941 кДж/кг;

v_ка=0,110 м³/кг.

Адиабатический теплоперепад в турбине:

H₀=h₀-h_к=3475-2941=534 кДж/кг. (4.3)

Предполагаемое значение внутреннего относительного КПД ЦВД: _oi=0,75.

Используемый теплоперепад ЦВД:

H_i=H_0oi=5340,75=400.5 кДж/кг. (4.4)

Расход пара G, кг/с, на турбину определяем по формуле:

(4.5)

где N_э^р- расчётная мощность турбины, кВт;

H_i-приведенный теплоперепад, кДж/кг;

_м- механический КПД турбины;

_г- КПД электрического генератора.

Принимаем согласно методическим указаниям _м=0,98, _г=0,98.

Параметры пара за турбиной в реальном процессе:

р_к=2,1 МПа;

t_к=324С;

h_к=3076 кДж/кг;

s_к=6,84 кДж/(кг*К);

v_к=0,125 м³/кг.

4.2 Расчёт регулирующей ступени

Выбираем для турбины сопловое парораспределение, т. к. КПД турбины с сопловым парораспределением более устойчив при изменении нагрузок. В качестве регулирующей ступени принимаем двухвенечную ступень, которая обеспечивает сохранение КПД в широких пределах изменения расхода пара, т. к. турбина предполагается для работы в теплофикационном режиме.

Для снижения температуры в камере регулирующей ступени примерно до 440С, необходим теплоперепад в регулирующей ступени H₀^рс=300,0 кДж/кг.

Фиктивная изоэнтропийная скорость пара:

(4.6)

где H₀^рс- располагаемый теплоперепад регулирующей ступени.

Окружная скорость вращения регулирующей ступени:

u=d_срn. (4.7)

Принимаем средний диаметр регулирующей ступени d_ср=0,95 м.

u=3,140,9550=149 м/с.

Отношение скоростей

u/c_ф=149/775=0,19. (4.8)

Полученное отношение скоростей в регулирующей ступени существенно ниже оптимального (u/c_ф)_опт=0,29?0,275, но увеличение его при принятом теплоперепаде возможно только за счёт большего диаметра, что недопустимо по размерам поковки ротора.

Располагаемые теплоперепады в решетках ступени определены по принятым значениям степени реактивности в рабочей решётке первого ряда, направляющей и рабочей решётке второго ряда соответственно: =0,02, _н=0,04 и `=0,04:

H_0c=(1--_н-`)H₀=(1-0,02-0,04-0,04)300=270,0 кДж/кг; (4.9)

H_0р=H₀=0,02300=6,0 кДж/кг; (4.10)

H_0н=_нH₀=0,04300=12,0 кДж/кг; (4.11)

H`<sub>0р</sub>=`H₀=0,04 300=12,0 кДж/кг. (4.12)

По этим теплоперепадам с помощью hs-диаграммы определены давления: за сопловой решеткой p₁=5,60 МПа; за рабочей решёткой первого ряда p₂=5,50 МПа; за направляющей решёткой p`₁=5,27 МПа; за рабочей решёткой второго ряда p₂=5,05 МПа.

Произведем расчет сопловой решетки, первой и второй рабочих решеток и направляющей решетки.

4.2.1 Расчёт сопловой решетки

Теоретическая скорость на выходе из сопловой решетки:

(4.13)

Удельный объём за сопловой решёткой из hs-диаграммы v_1t=0,0522 м³/кг.

Число Маха:

(4.14)

Так как режим течения в сопловой решетке околозвуковой, проходная площадь её горловых сечений:

(4.15)

Принимаем угол выхода потока из сопловой решетки ₁=12. По этому углу и числу M_1t=0,98 из атласа профилей выбираем профиль сопловой решетки С-90-12Б, рассчитанный на околозвуковые скорости M_1t=0,85?1,15. Далее определяем произведение el₁:

, (4.16)

и оцениваем оптимальную степень парциальности:

. (4.17)

Высота сопловых лопаток:

, (4.18)

Хорда профиля сопловой решетки выбрана по условиям прочности: b₁=60 мм. Тогда число сопловых каналов:

, (4.19)

где относительный шаг t принят близким к оптимальному: по характеристикам решетки С-90-12Б из атласа профилей t=0,880.

По t и ₁?_1э, также с помощью атласа находится угол установки профиля в решетке:

_у=3230.

Коэффициент скорости сопловой решетки определяется по обобщённым кривым: =0,965. Уточнение значения коэффициента скорости при необходимости можно произвести с помощью атласа профилей по коэффициентам потерь энергии профиля С-90-12Б.

Построим треугольник скоростей на входе в рабочую решетку: откладываем вектор скорости на выходе из сопловой решётки:

c₁=c_1t=0,965735=709 м/с, (4.20)

под углом ₁=12 к направлению окружной скорости

u=dn=149 м/с. (4.21)

Из этого треугольника: относительная скорость на входе в рабочую решетку первого ряда: w₁=560 м/с и угол направления этой скорости ₁=15.

Проверяем правильность построения треугольника скоростей аналитическим путём:

, (4.22)

, (4.23)

₁=15.

4.2.2 Расчёт рабочей решетки первого ряда

Откладываем на hs-диаграмме потери на сопловой решетке:

, (4.24)

и там же находим удельный объём за рабочей решеткой v_2t= 0,0537 м³/кг.

Теоретическая относительная скорость на выходе из рабочей решетки первого ряда:

. (4.25)

Число Маха, при условии, что a₂?a₁:

(4.26)

Проходная площадь горловых сечений рабочей решетки первого ряда:

. (4.27)

Принимаем перекрышу рабочих лопаток первого ряда =1.4 мм. Тогда высота рабочих лопаток:

. (4.28)

Угол выхода потока:

. (4.29)

По углу ₂ и числу М_2t выбран по атласу профиль рабочей решетки первого ряда Р-23-14А. Хорда профиля принята b₂=60 мм, относительный шаг t=0,638.

Число лопаток в рабочей решетке первого ряда по всей окружности рабочего колеса:

(4.30)

Построим треугольник скоростей на выходе из рабочей решетки первого ряда: откладываем вектор

w₂=w_2t=0,931575=535 м/с, (4.31)

под углом ₂=1519` к направлению, противоположному окружной скорости u. Из этого треугольника: вектор скорости с₂=390 м/с и угол направления этой скорости ₂=21.

Проверяем правильность построения треугольника скоростей аналитическим путём:

, (4.32)

, (4.33)

₂=21.

4.2.3 Расчёт направляющей решетки

Откладываем на hs-диаграмме потери в рабочей решетке первого ряда:

(4.34)

и определяем удельный объём на выходе из направляющей решетки v`_1t= 0,0565 м³/кг.

Теоретическая относительная скорость на выходе из направляющей решетки ряда:

(4.35)

Число Маха:

(4.36)

Проходная площадь горловых сечений каналов направляющей решетки:

. (4.37)

Принимая перекрышу рабочих лопаток первого ряда =3,5 мм, определяем высоту направляющих лопаток:

. (4.38)

Угол выхода потока:

. (4.39)

По углу `<sub>1</sub> и числу М`_1t выбран по атласу профиль направляющей лопатки Р-30-21А. Хорда профиля принята b_н=50 мм, относительный шаг t=0,645.

Число каналов направляющей решетки:

(4.40)

Учитывая растекание потока за рабочей решёткой, а также изменение расположения струи пара за рабочими лопатками при изменении отношения скоростей u/c_ф в переменных режимах работы, принимаем число каналов направляющей решетки увеличенным на 2 по сравнению с расчётным, т. е. z_н=35. Построим треугольник скоростей на выходе из направляющей решетки: откладываем вектор

с`<sub>1</sub>=<sub>н</sub>с`_1t=0,941422=397 м/с, (4.41)

под углом `<sub>1</sub>=20 к направлению окружной скорости u. Из этого треугольника: вектор скорости w`₁=260 м/с и угол направления этой скорости `₁=31.

Проверяем правильность построения треугольника скоростей аналитическим путём:

(4.42)

, (4.43)

`₁=3113.

4.2.4 Расчёт рабочей решетки второго ряда

Откладываем на hs-диаграмме потери на направляющей решетке:

, (4.44)

и там же находим удельный объём за рабочей решеткой v`_1t= 0,0590 м³/кг.

Теоретическая относительная скорость на выходе из рабочей решетки второго ряда:

. (4.45)

Число Маха:

 (4.46)

Проходная площадь горловых сечений рабочей решетки второго ряда:

. (4.47)

Принимаем перекрышу рабочих лопаток второго ряда =4,0 мм. Тогда высота рабочих лопаток:

(4.48)

Угол выхода потока:

(4.49)

По углу `<sub>2</sub> и числу М`_2t выбран по атласу профиль рабочей решетки второго ряда Р-46-29А. Хорда профиля принята b`₂=60 мм, относительный шаг t=0,529.

Число лопаток в рабочей решетке второго ряда по всей окружности рабочего колеса:

(4.50)

Построим треугольник скоростей на выходе из рабочей решетки второго ряда: откладываем вектор

w`<sub>2</sub>=`w`_2t=0,951304=289 м/с, (4.51)

под углом `<sub>2</sub>=283` к направлению, противоположному окружной скорости u. Из этого треугольника: вектор скорости с`<sub>2</sub>=170 м/с и угол направления этой скорости `₂=50.

Проверяем правильность построения треугольника скоростей аналитическим путём:

(4.52)

,

(4.53)

`₂=52.

4.2.5 Определение относительного лопаточного КПД

Относительный лопаточный КПД _о.л определяем двумя способами:

а) по балансу потерь:

(4.54)

где Н₀ - располагаемый теплоперепад ступени, H₀=300,0 кДж/кг;

H_с - потери энергии в сопловой решетке, H_с=18,57 кДж/кг;

H_р - потери энергии в рабочей решетке первого ряда, H_р=22,03 кДж/кг;

H_н - потери энергии в направляющей решетке, H_н=10,20 кДж/кг;

H`_р -потери энергии в рабочей решетке второго ряда, кДж/кг;

H_в.с -потери энергии с выходной скоростью, кДж/кг.

, (4.55)

, (4.56)

.

б) с использованием проекций скоростей из треугольников:

(4.57)

Оба значения КПД в пределах точности расчёта совпадают.

4.2.6 Определение внутреннего относительного КПД ступени

Потери трения диска:

(4.58)

где к_тр - коэффициент трения к_тр=(0,45?0,8)10^-3.

Принимаем к_тр=0,610^-3.

Потери от утечек в уплотнениях бандажа рабочей решетки первого ряда составляют:

(4.59)

и приняты приближённо равными потерям от утечек в уплотнениях трёх решеток - первой рабочей, направляющей и второй рабочей.

Составляющие от потерь от парциальности:

а) от вентиляции:

; (4.60)

б) сегментные:

(4.61)

В этих формулах принято: часть дуги, занятая противовентиляционным кожухом, е_кож=0,6; число пар концов сопловых сегментов i=2; B₂?b₂.

Относительный внутренний КПД ступени:

, (4.62)

4.2.7 Определение внутренней мощности регулирующей ступени

Использованный теплоперепад ступени:

H_i^рс=H_0oi=300,00,674=202 кДж/кг. (4.63)

Внутренняя мощность ступени:

N_i^рс=GH_i^рс =111.79202=22581 кВт. (4.64)

Энтальпия пара в камере за регулирующей ступенью:

h_рс=h₀-Hⁱ_рс=3475,0-202,0=3273,0 кДж/кг. (4.65)

Результаты расчета регулирующей ступени приведены в таблице 4.1.

4.3 Предварительный расчёт ЦВД

Расход пара в ЦВД отличается от расхода пара через регулирующую ступень на утечку пара через уплотнение:

(4.66)

Принимаем число уплотнительных гребней z_y=16, диаметр щелей под гребнями d_y=0,4 м, размер щели _у=0,6 мм, коэффициент расхода _у=0,73, площадь зазора уплотнения:

F_y=d_yy=3,140,40,0006=7,5410^-4 м². (4.67)

Параметры пара перед уплотнением приняты по состоянию пара за регулирующей ступенью р₀=5,05 МПа, v₀=0,061 м³/кг. Давление за уплотнение принимаем р=0,2 МПа и =0,2/5,05=0,040.

Расход пара через нерегулируемые ступени:

G^нс=G₀-G_y=111.79-1,25=110,54 кг/с. (4.68)

Диаметр первой нерегулируемой ступени:

d₁=d_cр-d=0,950-0,106=0,844 м, (4.69)

Таблица 4.1

Результаты расчета регулирующей ступени

№пп	Показатель	Решетки
		Сопловая	Первая рабочая	направляя-ющая	Вторая рабочая
1	Расход G, кг/с	111.79
2	Начальное давление р0, МПа	13,01
3	Начальная температура t0, C	557
4	Средний диаметр d, м	0,95
5	Окружная скорость u, м/с	149
6	Отношение скоростей u/сф	0,19
7	Располагаемый теплоперепад ступени Н0, кДж/кг	300
8	Степень реактивности	-	0,02	0,04	0,04
9	Располагаемые теплоперепады решёток, Нос, Нор, Нон, Н`ор, кДж/кг	270,0	6,0	12,0	12,0
10	Давление за решетками p1, p2, p`1, p`2, МПа	5,60	5,50	5,27	5,05
11	Теоретические скорости выхода c1t, w2t, c`1t, w`2t, м/с	735	575	422	304
12	Удельные объёмы пара за решетками v1t, v2t, v`1t, v`2t, м3/кг	0,0522	0,0537	0,0565	0,0590
13	Число М	1,19	0,931	0,683	0,492
14	Коэффициент расхода	0,975	0,925	0,941	0,955
15	Выходные площади F1, F2, Fн, F`2, 10-3 м2	8,05	11,16	15,73	22,47
16	Эффективные углы выхода 1э, 2э, `1э, `1э, град	12	1519`	2000`	283`
17	Углы входа 0, 1, 2, `1, град	90	1500`	2100	3113`
18	Профили в решётке	С-90-12Б	Р-23-14А	Р-30-21А	P-46-29A
19	Степень парциальности	0,354
20	Выходная высота лопаток l1, l2, lн, l`2, 10-3 м	38.6	40,0	43,5	47,0
21	Хорды профиля b1, b2, bн, b`2, 10-3 м	60	60	50	60
22	Относительные шаги t1,t2,tн,t`2	0,880	0,638	0,637	0,529
23	Число лопаток z1, z2, zн, z`2	20	78	33	94
24	Коэффициенты скорости , , н, `	0,948	0,931	0,941	0,951
25	Скорости выхода потока выхода c1, w2, c`1, w`2, м/с	709	535	397	289
26	Скорости входа в решётку c0, w1, c2, w`1, м/с	0	564	393	262
27	Потери энергии в решётках Hc, Hp, Hн, H`р, кДж/кг	18,57	22,03	10,20	4,42
28	Потери с выходной скоростью Нвс, кДж/кг	14,45
29	Относительный лопаточный КПД oл	0,768
30	Потери на трение диска ?т	0,00460
31	Потери от утечек ?у	0,05328
32	Потери от парциальности ?п=?в+?сегм	0,00210+0,03630
33	Относительный внутренний КПД oi	0,674
34	Использованный теплоперепад ступени Hi, кДж/кг	202
35	Внутренняя мощность ступени Ni, кВт	22331

где d=0,106-оптимальная разность между диаметрами регулирующей и первой нерегулируемой ступенью.

Высота сопловой лопатки:

(4.70)

где х_ф - отношение скоростей. Принимаем х_ф=0,51;

₁ - коэффициент расхода сопловой решетки. Принимаем ₁=0,97;

n - частота вращения, n=50 Гц;

- степень реакции ступени, =0,14;

_1э - угол выхода пара из сопловой решетки. Принимаем _1э=12;

v_1t - удельный объём пара на выходе из сопловой решетки.

По hs-диаграмме находим v_1t =0,0656 м³/кг.

Располагаемый теплоперепад от параметров торможения первой нерегулируемой ступени:

(4.71)

Располагаемый теплоперепад сопловой решетки первой нерегулируемой ступени:

(4.72)

Энтальпия пара за сопловой решеткой:

h_1I=h₀-H_oc=3273,0-29,0=3244,0 кДж/кг. (4.73)

По hs-диаграмме находим:

p₁=4,59 МПа;

v₁=0,0657 м³/кг.

Высота рабочей лопатки:

l₂=l₁+=47+3=50 мм. (4.74)

где =6 мм -перекрыша, принимая в зависимости от l₁.

Корневой диаметр:

d_k=d₁-l₂=0,844-0,050=0,794 м. (4.75)

Этот диаметр принимаем постоянным для всех ступеней. В первом приближении будем считать, что во всех ступенях выбраны одинаковые теплоперепады и углы.

Средний диаметр последней ступени определяем по соотношению:

l_2zd_2z=l₂d₂v_2z/v₂₂, (4.76)

где v_2z=0,125 м³/кг, удельный объём за последней ступенью.

Определяем приближённо по предварительно построенному процессу v₂₂=0,0657 м³/кг.

L_2zd_2z=0,0500,8440,125/0,0657=0,0803.

Высота рабочей лопатки последней ступени:

(4.77)

Диаметр последней ступени:

d_z=d_k+l_2z=0,794+0,091=0,885 м. (4.78)

Высота сопловой лопатки:

l_1z=l_2z-=91-3=88 мм.

где =3 мм.

Располагаемый теплоперепад принят одинаковым для всех ступеней, кроме первой:

H₀^2-6=H₀¹k₀=33,70,96=32,35 кДж/кг. (4.79)

где К₀ - коэффициент, соответствующий углу выхода из сопловой решетки.

Средний теплоперепад ступеней:

(4.80)

где z=8-предварительное число ступеней в отсеке.

Располагаемый теплоперепад в отсеке:

H₀^отс=3273-3033=246 кДж/кг.

Коэффициент возврата теплоты:

(4.81)

где k_t=4,810^-4-для турбин, работающих в области перегретого пара.

_oi=0,82-предполагаемое КПД отсека.

Число ступеней отсека:

(4.82)

Число ступеней округляется до целого число: z=8.

Располагаемый теплоперепад отсека:

H⁰_отс=H₀¹+(z-1)H₀^2-6=33,70+(8-1)32,35=260,15 кДж/кг; (4.83)

Невязка:

H₀=(1+q_t) H⁰_отс-H⁰_отс=(1+0,0186)246,00-260,15=-9,57 кДж/кг. (4.84)

Эта невязка должна быть распределена между ступенями.

Поправка к теплоперепаду первой ступени:

H₀¹=H₀H¹₀/H⁰_отс =-9,5733,70/260,15=-1,24 кДж/кг. (4.85)

Со 2 по 8 ступени:

H₀^2-6=H₀H^2-6₀/H⁰_отс =-9,5732,35/260,15=-1,19 кДж/кг. (4.86)

Скорректированный теплоперепад:

1 ступень:

H₀¹=H¹₀+ H₀¹=33,70-1,24=32,46 кДж/кг. (4.87)

Со 2 по 8 ступень:

H₀^2-6=H^2-6₀+ H₀^2-6=32,35-1,19=31,16 кДж/кг. (4.88)

Проверка корректировки:

(1+q_t) H⁰_отс= H₀¹+(z-1)H₀ (4.89)

(1+0,0186)246=32,46+(8-1)31,16

250,58=250,58.

Оба значения в пределах точности.

4.4 Расчет первой нерегулируемой ступени

Произведем расчет сопловой и рабочей решеток и определим относительный лопаточный КПД и внутреннюю мощность ступени.

4.4.1 Расчёт сопловой решетки

Начальные параметры пара: p₀=5,05 МПа; t₀=435C.

Средний диаметр d_cр=0,844 м.

Располагаемый теплоперепад Н_о=32,46 кДж/кг.

Фиктивная изоэнтропийная скорость:

. (4.90)

Окружная скорость:

u=dn=3,140,84450=132,6 м/с. (4.91)

Степень реактивности _к=0,05. Принимаем l₂/d₂=0,072.

(4.92)

Располагаемый теплоперепад сопловой решетки:

(4.93)

Энтальпия пара за соплами при адиабатическом течении:

h_1t=h₀-H_oc=3273-26,94=3252,06 кДж/кг. (4.94)

Из hs-диаграммы:

p₁=4,62 МПа;

v_1t=0,0654 м³/кг.

Теоретическая скорость на выходе из сопловой решетки:

. (4.95)

Число Маха:

. (4.96)

Так как режим течения в сопловой решетке дозвуковой, проходная площадь её горловых сечений:

, (4.97)

где ₁-коэффициент расхода, ₁=0,96-принимаем предварительно.

Высота сопловой решетки:

. (4.98)

Принимаем угол выхода потока из сопловой решетки ₁=12. По этому углу и числу M_1t=0,386 из атласа профилей выбираем профиль сопловой решетки С-90-12А, рассчитанный на дозвуковые скорости M_1t до 0,85.

По характеристике сопловой решетки определяем: t_опт=0,8; b₁=80 мм.

Шаг решетки:

t=t_оптb₁=0,80,08=0,064 м. (4.99)

Количество лопаток в сопловых решетках:

(4.100)

Число сопловых лопаток выбирают чётными, т. к. диафрагма, в которой располагаются сопла, состоит из двух половин. Значит z₁=42.

Уточним значение относительного шага t_отн=0,836.

Действительная скорость на выходе из сопловой решетки:

c₁=c_1t=0,94232,1=218,2 м/с

Относительная скорость на выходе:

; (4.101)

.

Определяем ₁ по формуле:

, (4.102)

₁=2918.

Потери энергии на сопловой решетке:

. (4.103)

Энтальпия пара за соплами при действительном истечении:

h₁=h_1t+H_c=3252,06+1,14=3253,20 кДж/кг. (4.104)

4.4.2 Расчёт рабочей решетки

Высота рабочей решетки:

(4.105)

Располагаемый теплоперепад рабочей решетки:

(4.106)

Теоретическая относительная скорость пара на выходе из рабочей решётки:

. (4.107)

Энтальпия пара за рабочей решёткой при адиабатическом течении:

h_2t=h₁-H_ор=3253,20-5,52=3247,68 кДж/кг. (4.108)

Из hs-диаграммы p₂=4,53 МПа, v_2t=0,0665 м³/кг.

Корневой диаметр:

d_k=d₁-l₂=0,844-0,061=0,783 м. (4.109)

Этот диаметр принимаем постоянным для всех ступеней отсека.

Принимаем: b₂=60 мм.

Выходная площадь:

(4.110)

где ₂=0,93-коэффициент расхода.

Угол выхода ₂ определяем по формуле:

. (4.111)

Число Маха:

. (4.112)

По углу ₂ и числу М_2t выбран по атласу профиль рабочей решетки первого ряда Р-23-17А. По характеристике сопловой решетки определяем: t_опт=0,65; b₂=60 мм.

Шаг решетки:

t=t_оптb₁=0,650,06=0,0390 м. (4.113)

Количество лопаток в сопловых решетках:

 (4.114)

По значению l₂ определяем коэффициент скорости рабочих решёток: =0,93.

Действительная относительная скорость пара на выходе из рабочей решетки:

w₂=w_2t=0,93140,1=130,3 м/с. (4.115)

Абсолютная скорость пара на выходе из решетки:

, (4.116)

Угол направления скорости с₂:

(4.117)

₂=10254`.

4.4.3 Определение относительного лопаточного КПД

а) по потерям в ступени:

(4.118)

где Е₀ - располагаемая энергия ступени, кДж/кг, Е₀=Н₀-?h_в.с;

h_с - потери энергии в сопловой решетке, кДж/кг;

h_р - потери энергии в рабочей решетке первого ряда, кДж/кг;

h_в.с -потери энергии с выходной скоростью, кДж/кг;

(4.119)

(4.120)

(4.121)

Е₀=Н₀-?h_в.с=32,46-11,06=31,40 кДж/кг. (4.122)

б) с использованием проекций скоростей из треугольников:

, (4.123)

Оба значения КПД в пределах точности расчёта совпадают.

Определение внутреннего относительного КПД ступени:

_oi=_ол-_тр-_ут-_уз, (4.124)

Потери на трение:

(4.125)

Потери от утечек через диафрагменные уплотнения:

(4.126)

где _1у - коэффициент расхода, _1у =0,74;

F_1y=6,610^-4м²-площадь зазора уплотнения;

_1уF_1y/z_1y=1,410^-4 м²- причём для всех ступеней отсека принято постоянным.

Потери от утечек через периферийный зазор над лопатками:

(4.127)

где d_п=d+l₂=0,844+0,061=0,905 м - диаметр по периферии рабочих лопаток;

_экв=0,06 мм -принимаем постоянным для всех ступеней отсека;

_ср=0,170-степень реактивности для среднего сечения.

(4.128)

Находим внутренний относительный КПД:

_oi=0,858-0,00187-0,00389-0,0267=0,826.

4.4.4 Определение внутренней мощности ступени

Использованный теплоперепад ступени:

H_i=E_0oi=31,400,826=25,94 кДж/кг. (4.129)

Внутренняя мощность ступени:

N_i=GH_i =110.5425,94=2867 кВт. (4.130)

Энтальпия пара в камере за ступенью:

h_к=h₀-H_i=3273-25,94=3253,06 кДж/кг. (4.131)

Детальный расчёт ЦВД приведен в таблице 4.2. Во всех ступенях, кроме последней, предполагается полное использование выходной скорости с₂. При детальном расчёте остальных ступеней отсека принимаем постоянным корневой диаметр d_к=0,783 м; степень реактивности у корня рабочих лопаток _к=0,05; угол выхода _э1=12; хорды профиля сопловой решётки b₁=80 мм; хорды профиля рабочей решётки b₂=60 мм. Весь расчёт ведётся по среднему диаметру. Относительный внутренний КПД ступени оказался не очень высоким (_oi<0,89), что объясняется большими хордами лопаток, особенно сопловой.

4.5 Расчет последней нерегулируемой ступени

Произведем расчет сопловой и рабочей решеток и определим относительный лопаточный КПД и внутреннюю мощность ступени.

4.5.1 Расчёт сопловой решетки

Начальные параметры пара: p₀=2,35 МПа; t₀=336C; v₀=0,114 м³/кг; h₀=3097 кДж/кг. Средний диаметр d_cр=0,894 м; скорость входа потока с₀=45,2 м/с.

Давление торможения перед ступенью:

. (4.132)

Располагаемый теплоперепад Н_о=31,16 кДж/кг; располагаемый теплоперепад от параметров торможения Н_о=32,18 кДж/кг; из hs-диаграммы h₀=3079 кДж/кг.

Фиктивная изоэнтропийная скорость:

. (4.133)

Окружная скорость:

u=dn=3,140,89450=140,4 м/с. (4.134)

Степень реактивности корневая _к=0,05, средняя _ср=0,252.

Располагаемый теплоперепад сопловой решетки:

(4.135)

Энтальпия пара за соплами при адиабатическом течении:

h_1t=h₀-H_oc=3098-24,07=3073,93 кДж/кг. (4.136)

Из hs-диаграммы p₁=2,15 МПа, v_1t=0,122 м³/кг.

Теоретическая скорость на выходе из сопловой решетки:

. (4.137)

Число Маха:

. (4.138)

Так как режим течения в сопловой решетке дозвуковой, проходная площадь её горловых сечений:

, (4.139)

где ₁-коэффициент расхода, ₁=0,967-принимаем предварительно.

Таблица 4.2

Результаты расчета промежуточных ступеней турбины

Показатель	№ ступени
	1	2	3	4	5	6	7	8
	с	р	с	р	с	р	с	р	с	р	с	р	с	р	с	р
Расход пара G, кг/с	109,3	109,3	109,3	109,3	109,3	109,3	109,3	109,3
Параметры пара перед ступенью: давление р0, МПа температура t0, С энтальпия h0, кДж/кг	5,05 435 3279	4,53 420 3253	4,08 406 3227	3,67 392 3201	3,30 378 3175	2,96 364 3149	2,64 350 3123	2,35 336 3097
Кинетическая энергия на входе в ступень с02/2, кДж/кг	0	1,06	1,05	1,05	1,05	1,04	1,04	1,02
Давление торможения перед ступенью р0, МПа	5,05	4,55	4,09	3,68	3,31	2,97	2,65	2,36
Располагаемый теплоперепад от параметров торможения Н0, кДж/кг	32,46	32,22	32,21	32,21	32,21	32,20	32,20	32,18
Располагаемый теплоперепад от статических параметров Н0, кДж/кг	32,46	31,16	31,16	31,16	31,16	31,16	31,16	31,16
Средний диаметр dср, м	0,844	0,850	0,855	0,861	0,868	0,875	0,884	0,894
Окружная скорость u, м/с	132,6	133,5	134,3	135,2	136,4	137,5	138,9	140,4
Отношение скоростей u/cф	0,520	0,526	0,529	0,533	0,537	0,542	0,547	0,553
Степень реакции: корневая к средняя периферийная п	0,05 0,170 0,285	0,05 0,181 0,305	0,05 0,189 0,321	0,05 0,199 0,339	0,05 0,211 0,361	0,05 0,222 0,381	0,05 0,236 0,407	0,05 0,252 0,435
Потери энергии с выходной скоростью, Нв.с, кДж/кг	1,06	1,05	1,05	1,05	1,05	1,04	1,04	1,00
Продолжение таблицы 4.2
Располагаемая энергия ступени Е0=Н0-?в.сНв.с, кДж/кг	31,40	31,17	31,16	31,16	31,17	31,17	31,18	32,18
Относительный лопаточный КПД о.л	0,858	0,861	0,864	0,866	0,869	0,872	0,874	0,850
Относительный внутренний КПД oi	0,826	0,830	0,835	0,838	0,842	0,846	0,850	0,827
Использованный теплоперепад Hi, кДж/кг	25,94	25,87	26,02	26,11	26,25	26,37	26,50	26,61
Внутренняя мощность Ni, кВт	2867	2828	2844	2854	2869	2882	2897	2941

Высота сопловой решетки:

 (4.140)

Принимаем угол выхода потока из сопловой решетки ₁=12. По этому углу и числу M_1t=0,376 из атласа профилей выбираем профиль сопловой решетки С-90-12А, рассчитанный на дозвуковые скорости M_1t до 0,85.

По характеристике сопловой решетки определяем: t_опт=0,8; b₁=80 мм.

Шаг решетки:

t=t_оптb₁=0,80,08=0,064 м. (4.141)

Количество лопаток в сопловых решетках:

(4.142)

Уточним значение относительного шага t_отн=0,798.

Действительная скорость на выходе из сопловой решетки:

c₁=c_1t=0,947219,4=207,8 м/с. (4.143)

Относительная скорость на выходе:

Определяем ₁ по формуле:

₁=3430.

Потери энергии на сопловой решетке:

(4.143)

Энтальпия пара за соплами при действительном истечении:

h₁=h_1t+H_c=3073,93+2,48=3076,41 кДж/кг. (4.144)

4.5.2 Расчёт рабочей решетки

Высота рабочей решетки:

Располагаемый теплоперепад рабочей решетки:

Теоретическая относительная скорость пара на выходе из рабочей решётки:

. (4.145)

Энтальпия пара за рабочей решёткой при адиабатическом течении:

h_2t=h₁-H_ор=3076,41-8,11=3068,3 кДж/кг. (4.146)

Из hs-диаграммы p₂=2,10 МПа, v_2t=0,125 м³/кг.

Выходная площадь:

, (4.147)

где ₂=0,937-коэффициент расхода.

Угол выхода ₂ определяем по формуле:

. (4.148)

Число Маха:

По углу ₂ и числу М_2t выбран по атласу профиль рабочей решетки первого ряда Р-23-17А. По характеристике сопловой решетки определяем: t_опт=0,65; b₂=60 мм.

Шаг решетки:

t=0,650,06=0,0390 м.

Количество лопаток в сопловых решетках:

(4.149)

По значению l₂ определяем коэффициент скорости рабочих решёток: =0,937.

Действительная относительная скорость пара на выходе из рабочей решетки:

w₂=w_2t=0,937148,5=139,1 м/с. (4.150)

Абсолютная скорость пара на выходе из решетки:

, (4.151)

Угол направления скорости с₂:

(4.152)

₁=10050`.

4.5.3 Определение относительного лопаточного КПД

а) по потерям в ступени:

рассчитываем по формулам 4.118-4.122:

Е₀=Н₀=32,18 кДж/кг

б) с использованием проекций скоростей из треугольников:

рассчитываем по формуле 4.123:

Оба значения КПД в пределах точности расчёта совпадают.

Определение внутреннего относительного КПД ступени.

Потери на трение: (4.125)

Потери от утечек через диафрагменные уплотнения: (4.126)

Потери от утечек через периферийный зазор над лопатками:

(4.153)

где _экв=0,06 мм -принимаем постоянным для всех ступеней отсека;

d_п- диаметр по периферии рабочих лопаток;

d_п=d+l₂=0,894+0,111=1,005 м. ( 4.154)

Степень реактивности для периферийного сечения:

Находим внутренний относительный КПД: (4.124)

_oi=0,850-0,00129-0,00189-0,01954=0,827.

4.5.4 Определение внутренней мощности ступени

Использованный теплоперепад ступени:

H_i=E_0oi=32,180,827=26,61 кДж/кг. ( 4.155)

Внутренняя мощность ступени:

N_i=GH_i =110.5426,61=2941 кВт. ( 4.156)

Энтальпия пара в камере за ступенью:

h_к=h₀-H_i=3079-26,61=3052,39 кДж/кг. ( 4.157)

4.6 Определение электрической мощности ЦВД

Внутренняя мощность:

N_i^ЦВД=N_i^рс+N_i^нс; ( 4.158)

N_i^ЦВД=22331+2867+2828+2844+2854+2869+2882+2897+2941=45313 кВт.

Расчётная электрическая мощность:

N_э^ЦВД= N_i^ЦВД_мг; ( 4.159)

N_э^ЦВД=453130,980,98=43518 кВт.

Погрешность вычисления:

( 4.160)

Небольшое превышение мощности находится в пределах точности расчёта (погрешность расчёта не превышает 3%).

5. Описание лабораторного стенда

В настоящее время теплоэнергетика нуждается в квалифицированных специалистах. КарГТУ, как один из ведущих технических университетов страны, готовит специалистов в данной отрасли. Для более полного восприятия всех тепломеханических процессов современных ТЭС появилась необходимость создания полноценной действующей физической модели тепловой электроцентрали.

В 2009-2010 гг. на кафедре «Энергетики» было разработано и изготовлено уникальное учебное лабораторное оборудование, которое позволяет моделировать основные процессы принципиальной тепловой схемы ТЭС.

В лаборатории кафедры смонтирована уникальная действующая физическая модель тепловой электрической станции, на основе Карагандинской ТЭЦ-3, содержащая все элементы принципиальной тепловой схемы: автоматизированный котлоагрегат на электроэнергии, производительностью один кубический метр в час, паровая турбина, конденсатор, конденсатный электрический насос, регенеративный подогреватель, электрический генератор. На общем стенде и щите управления смонтированы элементы измерения, автоматики, а также приборы контроля и измерения. Фотография лабораторного стенда приведена на рисунке 5.1.

Этот лабораторный стенд позволяет студентам изучать различные теплофизические процессы наглядно. При изучении этой физической модели студенты могут получить достаточно полное представление о тепловых схемах и условиях работы теплоэнергетического оборудования электростанций.

Макет рассчитан на выполнение работ сразу по нескольким дисциплинам, включенным в курс подготовки бакалавров по специальности 050717 - «Теплоэнергетика».

Ниже приведены график зависимости напряжения U, снимаемого с генератора, от частоты вращения щ ротора турбины (рисунок 5.2) и график зависимости частоты вращения щ ротора турбины от давления в парогенераторе Р (рисунок 5.3).

Рисунок 5.2 График зависимости напряжения на генераторе от частоты вращения ротора

Рисунок 5.3 График зависимости частоты вращения ротора от давления в парогенераторе

6. Методические указания к выполнению лабораторных работ

6.1 Инструкция по эксплуатации установки «Модель паровой турбины»

К выполнению лабораторных работ на учебно-методическом комплексе допускаются лица, ознакомившиеся с данной инструкцией и получившие допуск к эксплуатации установки. Все лабораторные работы на УМК выполняются только в присутствии преподавателя.

6.1.1 Порядок выполнения работы

6.1.1.1 Подготовка к пуску

Перед началом работы убедиться, что:

-все посторонние предметы с учебного стенда удалены

-все трубные соединения надёжно закреплены

-уровень воды в котле не ниже предельно допустимого

-ёмкость для конденсатного насоса заполнена водой

-теплообменный аппарат заполнен водой

-все токопроводящие элементы стенда изолированы

-все КИП находятся в исправном состоянии

6.1.1.2 Пуск установки

Для пуска установки необходимо выполнить следующие действия:

-включить в сеть УМК

-пакетный выключатель «СЕТЬ» (9) перевести в положение «Включено»

-открыть вентиль продувки котла(4), вентиль заливки должен быть закрыт

-закрыть ГПЗ(6)

-включить все КИП(12)

-по приборам «ПАРАМЕТРЫ СЕТИ» убедиться, что стенд находится под напряжением

-поворотом против часовой стрелки поставить переключатель «РЕГУЛЯТОР МОЩНОСТИ»(10) в положение «100».При включении регулятора должен загореться индикатор «100%»При включении данного положения регулятора включаются в работу оба нагревателя общей мощностью 2500 Вт. При необходимости, можно производить нагрев и в другом режиме.

-в процессе нагрева воды в котле периодически следить за показанием КИП

-довести до кипения воду в котле (при этом будет наблюдаться интенсивный выброс пара через вентиль продувки котла)(4), температура воды в котле при этом будет находиться в пределах 97-102 С^о, с учётом погрешности прибора.

-по достижению температуры воды в котле 97-102 С^о включить КЭН(8)

-после того, как вода закипела, закрыть вентиль продувки(4), тем самым начинать набор давления в котле

-по достижению давления 0,3-0,4 кг/см² резким открытием вентиля продувки(4) выбросить в атмосферу конденсат, скопившийся в паропроводе, через 2-3 с вентиль продувки опять закрыть

-после достижения давления в котле 0,8-0,9 кг/см² резким открытием ГПЗ(6) подать пар в турбину, тем самым, дать толчок. Открытие ГПЗ следует производить достаточно быстро, поскольку для толчка турбины необходимо преодолеть силу трения покоя.

-после того, как турбина начала набирать обороты, переключатель «РЕГУЛЯТОР МОЩНОСТИ»(10) перевести в положение «50», чтобы не создавать большого давления в котле.

-в процессе работы турбины давление в котле необходимо поддерживать в пределах 0,4-0,6 кг/см². Поддержание давления осуществлять посредством регулятора мощности(10).

-периодически следить за показаниями КИП. Частоту вращения ротора не допускать выше 1100 об/мин во избежание износа механизмов, появления вибрации, повышенного уровня шума и т.д.

-при работе установки периодически следить за тем, чтобы пар из турбины не попадал на генератор, поскольку это может привести к его поломке