Реферати українською » Физика » Розрахунок ЦВД турбіни Т-100/120-130


Реферат Розрахунок ЦВД турбіни Т-100/120-130

>КУРСОВОЙ ПРОЕКТ

По курсу

«Турбіни ТЕС і Хмельницькій АЕС»

Тема:

«>РасчетЦВД турбіниТ-100/120–130»

Москва 2006


1. Характеристики і стисле опис турбіниУТМЗТ-100/120–130

Номінальна потужність 105 МВт

Параметри свіжого пара Р0=12,75МПа,t0=555 °З

>Конечное тискРк=5кПа

Максимальний витрата пара (черезЦВД) G0>max=485т/ч

Мінімальний витрата пара (черезЦНД) G>min>ц.н.д.=18т/ч

Частота обертання 50 з-1

Тиск у верхній відборі Ргору>отб=>60250кПа

Тиск в нижньому відборі Р>ниж>отб=>50200кПа

Механічний ККД турбіниhм=0,99

Максимальний перепустку пара в конденсатор G>maxдо.=280т/ч

Турбіна єодновальний агрегат, що з циліндрів високого, середнього та низького тисків. Є два теплофікаційних відбору пара (верхній і нижній) для підігріву мережевий води.

>Проточная частина циліндра високого тискубезобойменной конструкції включає у собідвухвенечную регулюючу і вісім щаблів активного типу. У циліндрі середнього тиску вісім щаблів зцельнокованними дисками, наступні шість щаблів маютьнасадние диски. Циліндр низький тиск виконанодвухпоточним з цими двома сходами у кожному потоці.

>Парораспределение в турбінисопловое. Свіжий пар з двохпаропроводам підводиться достопорному клапану, потім чотирьохперепускним трубах надходить до чотирьох коробках регулюючих клапанів. Управління регулюючими клапанами здійснюється за допомогою кулачкового розподільного устрою, вал якого наводиться у обертання поршневимсервомотором у вигляді звичайною зубчастою рейки.

>Паровпуск циліндра високого тиску розташований із бокуЦСД. Необхідна тиск у нижньому відборі при від'єднаному верхньому відборі, соціальній та верхньому відборі при включених обох опалювальних відборах підтримується з допомогою регулюючих діафрагм. Регулюючі діафрагми встановлено на вході у проточну частинаЦНД. Прихід діафрагм здійснюється з допомогоюсервомотора.

>Регенеративная установка включає у собі холодильникиежекторов,четипеподогревателя низький тиск (ПНД),деаератор, триподогревателя високого тиску (>ПВД), трубопроводи із необхідною арматурою.

Циліндр високого тиску в напрямі пара єпротивоточним щодо циліндра середнього тиску. Відповідно до цим плечовий апаратЦВД має ліве обертання. УЦВД першийрегенеративний відбір пара робиться з його вихлопу. Відсутність відборів з циліндра спростило його конструкцію. ЗЦВД пар по чотирьохперепускним трубах направляють уЦСД. Проміжний перегрів пара відсутня, оскільки виграш в економічності від використання проміжного перегріву в турбінах з відбором пара значно нижчі від, ніж у турбінах конденсаційного типу.

Циліндр середнього тиску складається з литоїпаровпускной частини йсварнолитой вихлопної частини,соединенних між собою у вертикальної площиніфланцевим з'єднанням.

Циліндр низький тиск складається з середині іприсоединенних до неї по обидва боки двох вихлопних частин. У кожному з цих двох потоківЦНД є два щаблі: одна з регулюючої діафрагмою і щабель тиску. Відпрацювавши вЦНД, пар кожного потоку вступає у конденсатор.

>Концевие ущільнення турбіни виконані із подачею пара в передостанні відсіки ущільнень здеаератора 0,6МПа через колектор, у якому автоматично підтримується тиск у межах0,1010,105МПа. з крайніх відсіків ущільнень циліндрів, з чільних відсіків ущільненьштоковстопорного і регулюючих клапанів пар відсмоктується спеціальнимежектором, працюючим на парі здеаератора 0,6МПа.

>Конденсационная установка і двох конденсаторів поверхового типу, які приєднується безпосередньо до вихлопнимпатрубкам турбіни шляхом зварювання.Конденсатори обладнані умонтованими пучками для підігріву мережевий води. Загальна поверхню конденсаторів 6200 м2.Расчетний перепустку (максимальний) води через конденсатор 16000 м3/год.

>Воздухоотсасивающее пристрій і двох основнихтрехступенчатихежекторов, у яких можна використовуватидросселированний свіжий пар чи пар з зрівняльної лініїдеаераторов. Робоча тиск пара перед соплами 0,4МПа, витрата пара на ежектор – 800кг/ч.

Крім корінних, турбіна оснащена одним пусковимежектором до швидшого набору вакууму в конденсаторах до 500–600 мм. рт. ст. з витратою пара 600кг/ч.

Повна довжина турбіни становить 18,57 м, повна довжина турбоагрегата 28,0 м. Частота обертаннявалоповоротного устрою 3,35 об./хв.

Загальна маса турбіни становить 400 т. Маса найбільш важкій частини турбіни під час монтажу 72 т, при ревізії 38 т.

Висота фундаменту турбіни від рівня статі машинного залу 8,0 м. Найменша висота піднесення крюку мостового крана над підлогою машинного залу 6,2 м.

>РоториЦВД іЦСД з'єднані жорсткої муфтою і мають одну спільну завзятий підшипник.РоториЦСД,ЦНД і генератора з'єднаніполугибкими муфтами. Критичні частоти обертання роторів турбіни становлять:ЦВД-2325 об./хв,ЦСД-2210 об./хв,ЦНД-2425 об./хв.


2. Попередній розрахунок турбіни

За відомими р0=13,7МПа іt0=>554°С поhs-диаграмме знаходимо h0=3475 кДж/кг,s0=6,60кДж/(кг*К), v0=0,026 м3/кг.

Визначаємо тиск передстопорними клапанами:

Втрати тиску встопорном і регулюючому клапані стану пара передстопорними клапанами до перед соплами першому місці оцінюється за такою формулою:

>Dp0=(>0,030,05)p0,

деp0-тиск передстопорними клапанами. Приймаємо втрати устопорних клапанах0,05p0:

>Dp0=>0,0513,70=0,69МПа.

Тодіp0`=p0`->Dp0=13,70–0,690=13,01МПа.

Поp0`=13,01МПа і h0=3475 кДж/кг знаходимо поhs-диаграмме стан пара передЦВД:

>t0`=>552°С,s0`=6,62кДж/(кг*К), v0`=0,027 м3/кг.

Поs0=6,60кДж/(кг*К) іpдо=2,1МПа знаходимо поhs-диаграмме стан пара заЦВД вадиабатическом процесі розширення пара:

>tка=>267°С, hка=2941 кДж/кг, vка=0,110 м3/кг.

>Адиабатическийтеплоперепад в турбіни:

H0=h0-hдо=3475–2941=534 кДж/кг.

Очікуване значення внутрішнього відносного ККДЦВД: h>oi=0,75. ВикористовуванийтеплоперепадЦВД:

Hі=H0>h>oi=>5340,75=400.5 кДж/кг.

Витрата пара G,кг/с, на турбіну визначаємо за такою формулою:


де Nер –расчетная потужність турбіни, кВт;

Hі-наведенийтеплоперепад, кДж/кг;

hм – механічний ККД турбіни;

hр – ККД електричного генератора.

Приймаємо відповідно до методичним вказівкам hм=0,98, hр=0,98.

Параметри пара за турбіною у реальному процесі: рдо=2,1МПа,tдо=>324°С, hдо=3076 кДж/кг,sдо=6,84кДж/(кг*К), vдо=0,125 м3/кг.

3.Расчет регулюючої щаблі

Вибираємо для турбінисопловоепарораспределение,т.к. ККД турбіни зсопловимпарораспределением більш стійкий за зміни навантажень. Як регулюючої щаблі приймаємодвухвенечную щабель, що забезпечує збереження ККД в межах зміни витрати пара,т.к. турбіна передбачається до роботи натеплофикационном режимі.

Для зниження температури в камері регулюючої щаблі приблизно до440°С, необхіднийтеплоперепад в регулюючої щаблі H0>рс=300,0 кДж/кг.

>Фиктивнаяизоентропийная швидкість пара:

де H0>рс –располагаемийтеплоперепад регулюючої щаблі.


Окружна швидкість обертання регулюючої щаблі:

>u=pdпорівн>n;

Приймаємо середній діаметр регулюючої щабліdпорівн=0,95 м.

>u=3,140,9550=149 м/с.

Ставлення швидкостейu/cф=149/775=0,19.

Отримане ставлення швидкостей в регулюючої щаблі істотно нижчий оптимального (>u/cф)опт=>0,290,275, але збільшення його за прийнятомутеплоперепаде можна тільки рахунок більшого діаметра, що неприпустимо за величиною поковки ротора.

>Располагаемиетеплоперепади в ґратах щаблі визначено за усталеними значенням ступеня реактивності у робітничій ґратам першого низки, спрямовуючої та робочої ґратам другого низки відповідно:r=0,02,rзв=0,04 іr`=0,04:

H0з=(>1-r-rзв->r`)H0=(>1–0,02–0,04–0,04)300=270,0 кДж/кг;

H>0р=>rH0=>0,02300=6,0 кДж/кг;

H>0н=>rзв>H0=>0,04300=12,0 кДж/кг;

H`>0р=>r`H0=0,04300=12,0 кДж/кг.

За цієютеплоперепадам з допомогоюhs-диаграмми визначено тиску: засопловой гратамиp1=5,60МПа; за робочої гратами першого низкиp2=5,50МПа; за спрямовуючої гратамиp`1=5,27МПа; за робочої гратами другого низкиp2=5,05МПа.

Теоретична швидкість виході зсопловой грати:


Питома обсяг засопловой гратами зhs-диаграмми v1>t=0,0522 м3/кг.

КількістьМаха:

Оскільки режим течії всопловой решітціоколозвуковой, прохідна площа її горлових перетинів:

Приймаємо кут виходу потоку зсопловой гратиa1=12°. У цій в кутку і числуM1t=0,98 з атласу профілів вибираємо профільсопловой гратиС-90–12Б, розрахованийоколозвуковие швидкості M1>t=>0,851,15. Далі визначаємо твірel1:

і оцінюємо оптимальну ступіньпарциальности:

Висотасоплових лопаток:

>Хорда профілюсопловой грати обрано в умовах міцності:b1=60 мм. Тоді числосоплових каналів:


де відносний крок `>t прийнято близькими до оптимальному: за характеристиками гратиС-90–12Б з атласу профілів `>t=0,880. По `>t іa1»a1е, також із допомогою атласу перебуває кут установки профілю в решітці:aу=32°30.

Коефіцієнт швидкостісопловой грати визначається пообобщенним кривим:j=0,965. Уточнення значення коефіцієнта швидкості за потреби можна зробити з допомогою атласу профілів по коефіцієнтам втрат енергії профілюС-90–12Б.

Побудуємо трикутник швидкостей на вході у робочу грати: відкладаємо вектор швидкості виході зсопловой ґратиc1=jc1t=0,965735=709 м/с з точкиa1=12° до подання окружної швидкостіu=pdn=149 м/с (додаток 3). На цьому трикутника: відносна швидкість на вході у робочу грати першого низки:w1=560 м/с і кут напрями цієї швидкостіb1=15°.

Перевіряємо правильність побудови трикутника швидкостей аналітичним шляхом:

>b1=15°.Расчет робочої грати першого низки

>Откладиваем наhs-диаграмме втрати насопловой решітці і там знаходимо питомий обсяг за робочої гратамиv2t= 0,0537м3/кг.

Теоретична відносна швидкість виході з робочої грати першого низки:


КількістьМаха:

оскількиa2»a1.

Прохідна площа горлових перетинів робочої грати першого низки:

Приймаємоперекришу робочих лопаток першого низкиD=1.4 мм. Тоді висота робочих лопаток:

Кут виходу потоку:

По розі b2 і числу М2>t обраний атласом профіль робочої грати першого низкиР-23–14А.Хорда профілю прийнята b2=60 мм, відносний крок `>t=0,638. Кількість лопаток у робітничій решітці першого низки у всій окружності робочого колеса:


Побудуємо трикутник швидкостей виході з робочої грати першого низки: відкладаємо вектор w2=>yw2>t=>0,931575=535 м/с з точки b2=15°19` до подання, протилежного окружної швидкості u (додаток 3). На цьому трикутника: вектор швидкості з2=390 м/с і кут напрями цієї швидкості a2=21°.

Перевіряємо правильність побудови трикутника швидкостей аналітичним шляхом:

a2=21°.

>Расчет спрямовуючої грати

>Откладиваем наhs-диаграмме втрати у робочої решітці першого низки:

і визначаємо питомий обсяг виході з спрямовуючої грати v`1>t= 0,0565 м3/кг.

Теоретична відносна швидкість виході з спрямовуючої грати низки:

КількістьМаха:


Прохідна площа горлових перетинів каналів спрямовуючої грати:

Беручиперекришу робочих лопаток першого низкиD=3,5 мм, визначаємо висоту направляють лопаток:

Кут виходу потоку:

По розі a`1 і числу М`1>t обраний атласом профіль спрямовуючої лопаткиР-30–21А.Хорда профілю прийнята bзв=50 мм, відносний крок `>t=0,645.

Кількість каналів спрямовуючої грати:

З огляду на розтікання потоку за робочої гратами, і навіть зміна розташування струменя пара за робітниками лопатками за зміни відносини швидкостейu/cф в змінних режимах роботи, приймаємо число каналів спрямовуючої грати збільшеним на 2 протирасчетним, тобто.zзв=35. Побудуємо трикутник швидкостей виході з спрямовуючої грати: відкладаємо вектор з`1=yзв>с`1>t=>0,941422=397 м/с з точки a`1=20° до подання окружної швидкості u (додаток 3). На цьому трикутника: вектор швидкості w`1=260 м/с і кут напрями цієї швидкості b`1=31°.

Перевіряємо правильність побудови трикутника швидкостей аналітичним шляхом:

b`1=>31°13.

>Расчет робочої грати другого низки

>Откладиваем наhs-диаграмме втрати на спрямовуючої решітці:

і там знаходимо питомий обсяг за робочої гратами v`1>t= 0,0590 м3/кг.

Теоретична відносна швидкість виході з робочої грати другого низки:


КількістьМаха:

Прохідна площа горлових перетинів робочої грати другого низки:

Приймаємоперекришу робочих лопаток другого низкиD=4,0 мм. Тоді висота робочих лопаток:

Кут виходу потоку:

По розі b`2 і числу М`2>t обраний атласом профіль робочої грати другого низкиР-46–29А.Хорда профілю прийнята b`2=60 мм, відносний крок `>t=0,529.

Кількість лопаток у робітничій решітці другого низки у всій окружності робочого колеса:


Побудуємо трикутник швидкостей виході з робочої грати другого низки: відкладаємо вектор w`2=>y`w`2>t=>0,951304=289 м/с з точки b`2=28°3` до подання, протилежного окружної швидкості u (додаток 3). На цьому трикутника: вектор швидкості з`2=170 м/с і кут напрями цієї швидкості a`2=50°.

Перевіряємо правильність побудови трикутника швидкостей аналітичним шляхом:

a`2=52.

Визначення відносноголопаточного ККД

>Располагаемийтеплоперепад від параметрів гальмування першої нерегульованої щаблі:

>Располагаемийтеплоперепадсопловой грати першої нерегульованої щаблі:


>Энтальпия пара засопловой гратами:

h>1I=h0-H>oc=3273,0–29,0=3244,0 кДж/кг.

Поhs-диаграмме знаходимо:p1=4,59МПа; v1=0,0657 м3/кг.

Висота робочої лопатки:

l2=l1+>d=47+3=50 мм.

>d=6 мм –перекриша, приймаючи залежно від l1.

>Корневой діаметр:

>d>k=>d1-l2=0,844–0,050=0,794 м.

Цей діаметр приймаємо постійним всім щаблів. У першому наближенні вважатимемо, що у всіх щаблях обрані однаковітеплоперепади і кути.

Середній діаметр останнього ступеня визначаємо за співвідношенням:

l2>z>d2>z=l2>d2v2>z/v22.

v2>z=0,125 м3/кг, питомий обсяг за останньої щаблем. Визначаємоприближенно по попередньо побудованому процесу v22=0,0657 м3/кг.

l2>z>d2>z=>0,0500,8440,125/0,0657=0,0803.

Висота робочої лопатки останнього ступеня:


Діаметр останнього ступеня:

>d>z=>d>k+l2>z=0,794+0,091=0,885 м.

Висотасопловой лопатки:

l1>z=l2>z->d=91–3=88 мм.

>d=3 мм.Располагаемийтеплоперепад прийнято однаковим всім щаблів, крім першої:

H02-6=H01>k0=>33,70,96=32,35 кДж/кг.


до0 – коефіцієнт, відповідний розі виходу зсопловой грати.

Середнійтеплоперепад щаблів:


деz=8-предварительное число щаблів в відсіку.


>Располагаемийтеплоперепад в відсіку:

H0>отс=3273–3033=246 кДж/кг.

Коефіцієнт повернення теплоти:


>k>t=>4,810-4-для турбін, що працюють у області перегрітого пара.

h>oi=0,82 – передбачене ККД відсіку.

Кількість щаблів відсіку:


Кількість щаблів заокруглюється до цілого число:z=8.

>Располагаемийтеплоперепад відсіку:


>SH0>отс=H01+(>z-1) H02-6=33,70+(8–1) 32,35=260,15 кДж/кг;

>Невязка:

>DH0=(>1+q>t) H0>отс->SH0>отс=(1+0,0186) 246,00–260,15=-9,57 кДж/кг.

Цяневязка мусить бути розподілено між сходами.

Поправка дотеплоперепаду першому місці:

>DH01=>DH0>H10/>SH0>отс =->9,5733,70/260,15=-1,24 кДж/кг.

зі 2 по 8 щаблі:

>DH02-6=>DH0>H2-60/>SH0>отс =->9,5732,35/260,15=-1,19 кДж/кг.

>Скорректированнийтеплоперепад:

1 щабель:

H01=H10+DH01=33,70–1,24=32,46 кДж/кг.

З 2 по 8 щабель:

H02-6=H2-60+DH02-6=32,35–1,19=31,16 кДж/кг.

Перевірка коригування:

(>1+q>t) H0>отс= H01+(>z-1) H0

(1+0,0186) 246=32,46+(8–1) 31,16

250,58=250,58.

Обидва значення межах точності.

>Расчетсопловой грати

Початкові параметри пара:p0=5,05МПа;t0=>435°C;

Середній діаметрdзр=0,844 м;

>Располагаемийтеплоперепад Мпро=32,46 кДж/кг;

>Фиктивнаяизоентропийная швидкість:


Окружна швидкість:

>u=pdn=3,140,84450=132,6 м/с.

Ступінь реактивностіrдо=0,05. Приймаємо l2/>d2=0,072.


>Располагаемийтеплоперепадсопловой грати:


>Энтальпия пара за соплами приадиабатическом перебігу:

h1>t=h0-H>oc=3273–26,94=3252,06 кДж/кг.

Зhs-диаграммиp1=4,62МПа, v1>t=0,0654 м3/кг.

Теоретична швидкість виході зсопловой грати:



КількістьМаха:


Оскільки режим течії всопловой решітці дозвуковій, прохідна площа її горлових перетинів:


>m1-коефіцієнт витрати,m1=0,96 – приймаємо попередньо.

Висотасопловой грати:


Приймаємо кут виходу потоку зсопловой грати a1=12°. У цій кутку і числу M1>t=0,386 з атласу профілів вибираємо профільсопловой гратиС-90–12А, розрахованийдозвуковие швидкості M1>t до 0,85.

За характеристикоюсопловой грати визначаємо: `>tопт=0,8; b1=80 мм.

Крок грати:

>t=`tопт>b1=>0,80,08=0,064 м.

Кількість лопаток всоплових ґратах:



Кількістьсоплових лопаток вибираютьчетними, т. до. діафрагма, у якій розташовуються сопла, і двох половинок. Отжеz1=42.

Уточнимо значення відносного крокуt>отн=0,836.

Насправді ж швидкість виході зсопловой грати:

з1=>jc1>t=>0,94232,1=218,2 м/с


Відносна швидкість не вдома:

Визначаємо b1 за такою формулою:


b1=>29°18.

Втрати енергії насопловой решітці:


>Энтальпия пара за соплами при дійсному закінченні:

h1=h1>t+>DHз=3252,06+1,14=3253,20 кДж/кг.

>Расчет робочої грати


Висота робочої грати:


>Располагаемийтеплоперепад робочої грати:


Теоретична відносна швидкість пара виході з робочої ґрати:


>Энтальпия пара за робочої гратами приадиабатическом перебігу:

h2>t=h1-Hрепетування=3253,20–5,52=3247,68 кДж/кг.

Зhs-диаграммиp2=4,53МПа, v2>t=0,0665 м3/кг.

>Корневой діаметр:

>d>k=>d1-l2=0,844–0,061=0,783 м.

Цей діаметр приймаємо постійним всім щаблів відсіку.

Приймаємо: b2=60 мм.

>Виходная площа:


>m2=0,93 – коефіцієнт витрати.

Кут виходу b2 визначаємо за такою формулою:


КількістьМаха:


По розі b2 і числу М2>t обраний атласом профіль робочої грати першого низкиР-23–17А. За характеристикоюсопловой грати визначаємо: `>tопт=0,65; b2=60 мм.

Крок грати:

>t=`tопт>b1=>0,650,06=0,0390 м.

Кількість лопаток всоплових ґратах:


За значенням l2 визначаємо коефіцієнт швидкості робочих ґрат:y=0,93. Насправді ж відносна швидкість пара виході з робочої грати:

w2=>yw2>t=>0,93140,1=130,3 м/с.

Абсолютна швидкість пара виході з грати:



Кут напрями швидкості з2:

a2=102°54`.

Визначення відносноголопаточного ККД

а) По втрат в щаблі:


де Є0 –располагаемая енергія щаблі, кДж/кг, Є00->ch>в.с;

>Dhз – втрати енергії всопловой решітці, кДж/кг;

>Dhр – втрати енергії у робітничій решітці першого низки, кДж/кг;

>Dh>в.с -втрати енергії з вихідний швидкістю, кДж/кг;


Є00->ch>в.с=>32,46–11,06=31,40 кДж/кг.

>dп=>d+l2=0,844+0,061=0,905 м – діаметр по периферії робочих лопаток;

>d>екв=0,06 мм – приймаємо постійним всім щаблів відсіку;

>rпорівн=0,170 – ступінь реактивності для середнього перерізу.

>m>1у - коефіцієнт витрати,m>1у =0,74;

F1y=>6,610-4м2-площа зазору ущільнення;

>m>1уF1y/>z1y=>1,410-4 м2 – причому всім щаблів відсіку прийнято постійним.


Втрати від витоків через периферійний зазор над лопатками:


>dп=>d+l2=0,894+0,111=1,005 м – діаметр по периферії робочих лопаток;

>d>екв=0,06 мм – приймаємо постійним всім щаблів відсіку;

Ступінь реактивності для периферійного перерізу:


Знаходимо внутрішній відносний ККД:

h>oi=0,850–0,00129–0,00189–0,01954=0,827.

Визначення внутрішньої потужності щаблі

Використанийтеплоперепад щаблі:

Hі=E0h>oi=>32,180,827=26,61 кДж/кг.


Внутрішня потужність щаблі:

Nі=>GHі =>110.5426,61=2941 кВт.

>Энтальпия пара в камері за щаблем:

hдо=`h0-Hі=3079–26,61=3052,39 кДж/кг.

Визначення електричної потужностіЦВД

Внутрішня потужність:

Nі>ЦВД=Nі>рс+>SNінс;

 

Nі>ЦВД=22331+2867+2828+2844+2854+2869+2882+2897+2941=45313 кВт.

>Расчетная електрична потужність:

турбіна тиск реактивність потужність

Nе>ЦВД= Nі>ЦВД>hм>hр;

Nе>ЦВД=>453130,980,98=43518 кВт.

Похибка обчислення:




Невеликий перевищення потужності у межах точності розрахунку (похибка розрахунку вбирається у 3%).


Список літератури

1.Паровие газові турбіни / Під ред. О.Г. Костюка і В.В. Фролова. М., 1985.

2. Теплові і атомні електричні станції: Довідник / Під редакцією В.А. Григор'єва і В.М. Зоріна. М., 1986.

3.Щегляев А.В.Паровие турбіни. М., 1976.

4. РівкінС.Л., Александров А.А.Термодинамические властивості води та водяної пари. М., 1975.

5.АрсеньевГ.В., ТомарівГ.В. Тепловий розрахунок паровий турбіни. Методичні вказівки по курсовому проектування. М., 1994.


Схожі реферати:

Навігація