Проект блоку АЕС з реактором ВВЕР-1000

Квадрат довжини дифузії в двозонних гратах визначається по виразу:

де:

Підставляючи чисельні значення, маємо:

по зоні «0»:

- для «холодного» реактора:

- для «гарячого» реактора:

по зоні «1»:

- для «холодного» реактора:

- для «гарячого» реактора:

У результаті маємо:

- для «холодного» реактора:

- для «гарячого» реактора:

Вік нейтронів в уран-водних гратах визначається по наступній апроксимаційній формулі:

Підставляючи для «холодного» реактора, для «гарячого» реактораі маючи у вигляді ,

і квадрат довжини уповільнення в чистій воді при температурі , одержимо:

- для «холодного» реактора:

- для «гарячого» реактора:

Геометричний параметр для циліндричного реактора визначається по виразу:

Підставляючи чисельні значення, одержимо:

Ефективний коефіцієнт розмноження для реактора кінцевих розмірів визначається по виразу:

Підставляючи чисельні значення, одержимо:

- для «холодного» реактора:

- для «гарячого» реактора:

3.6 Визначення кампанії реактора

Для визначення кампанії реактора необхідно побудувати залежність . У зв'язку з тим, що і в кінці кампанії реактор повинен володіти позитивною реактивністю, приймемо, що тривалість кампанії відповідає досягненню реактором величини . У зв'язку з тим, що витік нейтронів з реактора постійний, залежність замінимо залежністю . Припустимо також, що концентрація практично не змінюється. Отже, коефіцієнти і можна вважати незмінними і змінюватися будуть тільки і . Для розрахунку задамося декількома значеннями t і безрозмірного часу . Результати розрахунку зведемо в таблицю 3.3.

Протягом кампанії реактора в активній зоні змінюватиметься нуклідний склад: зменшиться зміст ядер, з'являться ядра (появою ядер плутонію, що містять більшу кількість нейтронів, нехтуватимемо), утворюватимуться шлаки, ядра і . Приймемо, що нейтронний потік в реакторі не залежить від часу і визначається:

; де

 - теплова потужність реактора в ;

- об'єм палива в реакторі в ;

макроскопічний перетин розподілу в початковий момент часу.

Після підстановки чисельних значень маємо:

Величина . Величина, усереднена по температурі нейтронного газу, для «гарячого» реактора визначиться як:

Приймемо 4 значення часу роботи реактора, для яких розрахуємо нуклідний склад: , , , .

Величина для кампанії в :

Величини для решти значень приводяться в таблиці 3.3.

Зміна кількостів часі визначається по експоненціальній залежності:

Для першого значення часу одержимо:

Перетин поглинання урану-235 у цей момент часу:

Для розрахунку кількості плутонію, що утворився, визначаємо допоміжні значення:

де

Відносна концентрація ядер плутонію:

Залежність від описується виразом:

Для моменту часу маємо:

Відповідно:

Перетин поглинання плутонію:

Кількість накоплених в реакторі шлаків визначається як:

Число атомів шлаків через 100 діб роботи реактора в одиниці об'єму:

;

;

Макроскопічний перетин поглинання шлаків при мікроскопічному перетині поглинання 50 барн:

Рівноважна концентрація ядер ксенону-135 визначається по виразу:

, де:

- вірогідність виходу при розподілі ядра ядра йоду;

- вірогідність виходу ядра ксенону; ;

- середній потік нейтронів в реакторі;

- постійна радіоактивного розпаду ксенону;

- перетин поглинання ксенону.

Після підстановки чисельних значень для першого моменту часу одержимо:

Перетин поглинання ксенону відповідно складе:

Рівноважна концентрація самарія визначається по виразу:

Вірогідність виходу при діленні ядер ядра самарія

Усереднений по температурі нейтронного газу перетин поглинання самарія:

Для маємо:

Оскільки перетин поглинання урану-238 не міняється (допущення), сумарний перетин поглинання всієї зони палива складе:

Для подальших розрахунків необхідно підрахувати транспортний перетин зони палива і перетин розсіяння цієї зони. Маючи у вигляді, що перетин розсіяння кисню і урану-238 незмінні і мікроперетини розсіяння для і плутонію-239 складають 13,8 барн і 7,7 барн відповідно, одержимо перетин розсіяння всієї зони палива:

Аналогічно підраховуємо транспортні перетини для зони палива. Мікроперетини для урану-235, плутонію-239, Ксенону-135 і шлаків складають відповідно 8,3, 9,6, 4,3 і 15 барн. В результаті транспортний перетин зони палива визначається як:

Значення і дають можливість підрахувати коефіцієнти , , , а також внутрішній і зовнішній блок-ефекти. З достатнім ступенем точності можна вважати, що внутрішній блок-ефект рівний відношенню нейтронних потоків в конструкційному матеріалі і паливі, а сума внутрішнього і зовнішнього блок-ефектів - відношенню нейтронних потоків в сповільнювачі і паливі.

Значення коефіцієнтів, , , і внутрішнього і зовнішнього блок-ефектів для різних періодів роботи реактора також приводяться в таблиці 3.3. Слід зазначити, що і в різні моменти роботи реактора дуже мало відрізняються один від одного і тому для прикидочных розрахунків допустимо використовувати значення, , підраховані раніше, тобто в початковий період роботи реактора, природно для «гарячого» стану.

Таким чином, сумарний перетин поглинання нейтронів в блоці сповільнювача (у воді) визначиться як:

Оскільки , , , і для

Сумарний перетин поглинання нейтронів в конструкційному матеріалі:

Сумарний перетин поглинання нейтронів у всьому осередку визначиться як сума всіх перетинів поглинання:

Середнє число вторинних швидких нейтронів, що утворюються при захопленні одного теплового нейтрона ядром плутонію -239, визначиться по виразу:

Після підстановки чисельних значень одержимо:

Добуток коефіцієнта використання теплових нейтронів на число вторинних нейтронів ділення на один поглинений паливом тепловий нейтрон визначиться як:

У зв'язку зі зміною кількості ядер змінюватиметься вірогідність резонансного захоплення нейтронів цими ядрами. Крім того, в активній зоні з'являться ядра, на яких також відбуватиметься резонансне захоплення нейтронів. Ефективний резонансний інтеграл для складає , для відповідно . Вірогідність уникнення резонансного поглинання нейтронів розраховується по виразу, що приводиться в підрозділі, причому у формулу підставляється та кількість ядер і, яке є в реакторі у момент часу .

Розрахунок проводимо для «гарячого» реактора.

Тоді у момент часу одержимо:

Вірогідність уникнення резонансного захоплення для і буде незмінною протягом всієї кампанії. Також не мінятиметься коефіцієнт розмноження на швидких нейтронах .

Коефіцієнт розмноження нескінченного реактора на теплових нейтронах визначиться як

для кожного значення t.

Коефіцієнт розмноження на резонансних нейтронах:

- на ядрах :

:

- на ядрах :

Сумарний коефіцієнт розмноження нескінченного реактора визначиться як:

Оскільки витік нейтронів в процесах уповільнення і дифузії протягом всього часу роботи реактора приймається постійною, те відношення залишається однаковим. Величина для кожного значення, визначиться як:

Таблиця 3.3. Визначення тривалості кампанії реактора

За наслідками розрахунку будуємо графік залежності для визначення тривалості кампанії реактора.

По графіку залежності тривалість кампанії реактора складе (реактор зупиняється досягнувши величини ).

3.7 Розрахунок органів регулювання

3.7.1 Розрахунок поглинаючих стрижнів

У реакторі в кожній касеті знаходиться 18 поглинаючих елементів, або кластерів. Діаметр кожного поглинаючого елементу . Поглинаючий стрижень прозорий для швидких нейтронів і є абсолютно чорним для теплових. Ефективність поглинаючих стрижнів розраховується для «холодного», не отруєного реактора.

Перш за все, визначається - ефективний радіус поглинаючого стрижня:

У свою чергу:

;

. По Таблиця 2 /5/ ;

Потім визначаємо ефективність центрального поглинаючого стрижня по виразу:

;

де- ефективний радіус активної зони

Підставляючи чисельні значення, одержимо:

Ефективність всіх поглинаючих стрижнів без урахування їх інтерференції:

; де:

- число стрижнів, розміщених по колу радіусом ;

- число кіл в перетині активної зони, на яких розміщені поглинаючі стрижні.

Приймаємо, що всі поглинаючі елементи, розміщені в одній касеті, розміщені в її центрі. Оскільки касети розміщені в активній зоні з кроком (прийнятим по прототипу) , кількість концентричних кіл визначимо як :

для розрахунків приймемо

Всі розрахунки за визначенням компенсуючої здатності поглинаючих стрижнів представимо в таблиці 3.4.

Таблиця 3.4

У таблиці 3.4 - функція Беселя нульового порядку від дійсного аргументу; ;

Сумарна компенсуюча здатність всіх ПЕЛ:

3.7.2 Розрахунок борного регулювання

Мета розрахунку - визначення концентрації борної кислоти у воді «холодного» реактора на початку роботи для компенсації надмірної реактивності. Приймаємо, що введення борної кислоти змінює тільки коефіцієнт теплового використовування. Вся решта співмножників і залишаються без зміни. Не міняється також витік нейтронів. В реактор додається борна кислота, в якій приймається природна концентрація ізотопів бору: ізотопу бору , що має перетин поглинання теплових нейтронів і ізотопу бору з перетином поглинання .

Таким чином, атомна маса бору складає:

а перетин поглинання:

Усереднений мікроперетин поглинання природного бору по температурі нейтронного газу на холодному реакторі:

Ефективний коефіцієнт розмноження «холодного» реактора з введеним розчином бору при запасі :

Витік нейтронів з «холодного» реактора визначається коефіцієнтом:

Використовуючи результати розрахунків, маємо:

Маючи у вигляді, що одержимо .

По раніше одержаним розрахункам , тоді .

Оскільки

, то

Позначивши через поглинання нейтронів у введеному бору, визначимо з рівняння:

тут - шкідливе відносне поглинання нейтронів у воді з бором.

Відносний нейтронний потік в сповільнювачі рівний сумі внутрішнього і зовнішнього блок-ефектів.

Звідки одержимо:

Кількість ядер бору у визначиться як:

Концентрація бору в г/л визначиться по рівнянню Авогадро:

або

3.8 Результати нейтронно-фізичного розрахунку активної зони

Протягом кампанії реактора в активній зоні змінюється нуклідний склад: зміст ядер урану-235 зменшується, з'являються ядра плутонію-239, утворюються шлаки, ядра ксенону-135 і самарія-149.

За наслідками розрахунку був побудований графік залежності, по якому тривалість кампанії реактора складе (реактор зупиняється досягнувши величини ). При меншому збагаченні палива тривалість кампанії знижується, при більшому - підвищується.

Ефективність поглинаючих стрижнів була розрахована для «холодного» неотруєного реактора. В результаті сумарна компенсуюча здатність всіх ПЕЛ складе: .

У результаті визначення концентрації борної кислоти у воді «холодного» реактора на початку роботи для компенсації надмірної реактивності, було прийнято, що введення борної кислоти змінює тільки коефіцієнт теплового використання. Вся решта співмножників ві залишаються без зміни. Не змінюється також витік нейтронів. Одержана величина концентрації борної кислоти склала , що значно менше гранично допустимого значення, що становить 7,3-8,5 г борної кислоти на літр води.

4. Розрахунок теплової схеми енергоблоку з ТУ К-1000-60/3000

4.1 Опис теплової схеми енергоблоку АЕС

Технологічна пара II контуру генерується в парогенераторі, де в економайзерній ділянці парогенератора живильна вода підігрівається до температури насичення, після чого у випарній частині парогенератора вода кипить, утворюючи насичену пару, яка в пароперегрівальній частині парогенератора стає перегрітою.

Перегріта пара прямує в циліндр високого тиску турбіни через стопорно-регулюючий клапан. В ЦВТ пар розширяється, проводить механічну роботу, після чого прямує до сепаратора, де з нього віддаляється волога і він підсушується. Далі в пароперегрівачі пар перегрівається. Повторно перегріта пара прямує в циліндр низького тиску, через стопорно-регулюючий клапан, де розширяється, проводячи механічну роботу. Сумарна робота циліндрів низького і високого тиску перетвориться електрогенератором в електроенергію, яка передається споживачу.

Відпрацьований в турбіні пар прямує в конденсатор, де конденсується і у вигляді основного конденсату (ОК) конденсатним насосом подається в підігрівачі низького тиску ПНТ-1 і ПНТ-2. Потім конденсатним насосом подається в підігрівачі низького тиску ПНД-3, ПНД-4 і ПНД-5. Тут основний конденсат підігрівається і з цією температурою подається в деаератор.

У деаераторі за рахунок подачі туди гріючої пари з відбору III турбіни проходить подальший підігрів води, її деаерація і резервне накопичення в баках.

Далі живильна вода подається живильними насосами і прямує в підігрівачі високого тиску, де підігрівається до температури tПВ, з якою вона потрапляє в парогенератор.

Рис. 4. 1

Принципова теплова схема ІІ контуру АЕС з реактором ВВЕР-1000

Турбіна призначена для безпосереднього приводу генератора змінного струму ТВВ-1000-2 для роботи на АЕС в блоці з водо-водяним реактором ВВЕР-1000 на насиченій парі по моноблоковій схемі (блок складається з одного реактора і однієї турбіни) при номінальній тепловій потужності ядерної паровироблюючої установки 3000 МВт.

Турбіна має 7 нерегульованих відборів пари, призначених для підігріву живильної води. Турбогенератор призначений для вироблення електроенергії в тривалому номінальному режимі роботи при безпосередньому з'єднанні з паровими турбінами.

4.2 Опис турбіни К-1000-60/3000

Турбіна К-1000-60/3000 призначена для безпосереднього приводу генератора змінного струму ТВВ-1000-2УЗ потужністю 1000 МВт, напругою на виводах 24кВ. Турбіна К-1000-60/3000 призначена для роботи в блоці з реактором ВВЕР.

Турбіна - парова, конденсаційна, без регульованих відборів пари, з проміжною сепарацією і однократним одноступінчатим паровим проміжним перегрівом. Паророзподілення турбіни - дросельного типу, здійснюється чотирма регулюючими клапанами в частині високого тиску і чотирма регулюючими клапанами в частині низького тиску. Турбіна має вісім нерегульованих відборів пари, призначених для регенеративного підігріву основного конденсату і живильної води, живлення привідних турбін живильних турбонасосних агрегатів, підігріву води в мережних підігрівачах і для забезпечення власних (технологічних) потреб блоку. Перший, другий, третій і четвертий відбори виконані з ЦВТ; п'ятий, шостий, сьомий і восьмий відбори - з ЦНТ.

У місцях виходу роторів з корпусів циліндрів виконані кінцеві ущільнення. Камери кінцевих ущільнень ЦВТ і ЦНТ з боку проточної частини сполучені з колектором, що підводить. Пара до колектора ущільнень подається із зрівняльної парової лінії деаераторів або від колектора власних потреб. Підведення пари до ЦНТ виконано двостороннім (трубопровід Dу500 - в нижню частину кола ущільнення пари роторів і трубопроводів Dу50 - у верхню частину кола ущільнення пари роторів ЦНТ).

Витоки пари через ущільнення штоків стопорних і регулюючих клапанів ЦВТ відводяться: з першої по ходу пари камери - в трубопровід підведення пари до колектора ущільнень до регулюючого клапана; з другої камери - в колектор ущільнень; з третьої камери - в колектор відсмоктування пари з ущільнень в сальниковий підігрівач.

Ущільнення штоків стопорних і регулюючих клапанів ЦНТ виконані двокамерними. Відведення витоків з перших по ходу пари камер ущільнень стопорних і регулюючих клапанів ЦНД виконано в колектор ущільнень, а з других камер - в колектор відсмоктування пари з ущільнень до сальникового підігрівача.

Турбіна забезпечена валоповоротним пристроєм, який призначений для обертання роторів турбоагрегату, при підготовці до пуску і при охолодженні після зупинки з метою запобігання теплового прогинання. Підведення масла до ВПП проводиться від системи мастила.

Турбоагрегат має систему гідростатичного підйому роторів, яка призначена для подачі масла з високим тиском під шийки роторів на кожному опорному підшипнику з метою забезпечення "спливання" роторів при їх обертанні ВПУ або при малих оборотах, тобто за відсутності стійкого масляного клина. Вживання гідропід`єму роторів дозволяє зменшити потужність приводного електродвигуна ВПУ і понизити знос бабіту вкладишів підшипників і шийок роторів турбоагрегату.

Власне турбіна призначена для перетворення теплової енергії пари в механічну енергію обертання роторів.

Турбіна К-1000-60/3000 складається з:

- циліндра високого тиску;

- чотирьох циліндрів низького тиску;

- дев'яти опорних підшипників і одного опорно-упорного підшипника;

- спеціальної апаратури контролю механічного стану турбіни;

системи автоматичного регулювання і захисту.

Циліндр високого тиску розташований в середній частині турбіни; циліндри низького тиску розташовані симетрично по обидві сторони ЦВТ (по два ЦНТ з кожної сторони). Hумерація ЦНТ проводиться від переднього підшипника турбіни (регулятора швидкості) у бік генератора.

Циліндр високого тиску - двохпотоковий, по п'ять ступенів тиску в кожному потоці; складається із зовнішнього і внутрішнього корпусів. Внутрішній корпус встановлений в зовнішньому за допомогою чотирьох лап і фіксується системою поперечних і вертикальних шпонок, не перешкоджаючих його тепловим розширенням. У внутрішньому корпусі встановлені діафрагми перших двох ступенів кожного потоку; діафрагми решти ступенів кріпляться в обоймах, розташованих в розточуваннях зовнішнього корпусу.

Підведення пари в ЦВТ виконано бічним, по двох патрубках Dу800, розташованих в нижній половині корпусу (поодинці з кожної сторони турбіни). З'єднання зовнішніх патрубків підведення пари до зовнішнього корпусу турбіни здійснюється через фланцеві роз'єми. З'єднання патрубків підведення пари зовнішнього і внутрішнього корпусів ЦВТ - телескопічного типу. З'єднання внутрішніх патрубків підведення пари до внутрішнього корпусу турбіни ущільнені поршневими кільцями.

Зовнішній корпус ЦВТ спирається чотирма лапами на корпуси підшипників. Під лапами з боку ЦНТ встановлені поперечні шпонки, які фіксують переміщення корпусу в осьовому напрямі. Переміщення корпусу ЦВТ при тепловому розширенні відбувається у бік ЦНТ; при цьому лапи корпусу ЦВТ ковзають у бік ЦНТ по спеціальних подушках. Фіксація циліндра в поперечному напрямку забезпечується вертикальними шпонками, розташованими в нижній половині корпусу ЦВТ.

З ЦВТ організовані наступні відбори пари:

- перший відбір (на ПВТ-7) - з камер після других ступенів обох потоків;

- другий відбір (на ПВТ-6) - з камер після третіх ступенів обох потоків;

- третій відбір (на деаератор і пікові ПСВ) - з камер після четвертих ступенів обох потоків;

- четвертий відбір - (на ПНТ-5).

Всі циліндри низького тиску виконані конструктивно однаковими - двохпотоковими, по п'ять ступенів тиску в кожному потоці.

ЦНТ - складається із зовнішнього і внутрішнього корпусів зварної конструкції. Зовнішній корпус ЦНТ складається з трьох частин: середньої і двох вихлопних. Вихлопні частини мають осьорадіальний дифузор, що забезпечує високі аеродинамічні характеристики циліндра. Внутрішній корпус встановлений в зовнішньому на лапах і фіксується системою подовжніх і поперечних шпонок, не перешкоджаючих тепловому розширенню внутрішнього корпусу.

Підведення пари в кожний ЦНТ виконано двома ресіверами Dу1200 (поодинці з кожної сторони турбіни), кожний з яких потім розгалужується і двома лініями Dу850 приєднується до верхньої і нижньої половинам середньої частини корпусу ЦНД.

Вихлопні патрубки ЦНТ сполучені з конденсаторами за допомогою зварки.

Зовнішні корпуси всіх ЦНТ фіксуються щодо фундаментних рам в подовжньому і поперечному напрямах. Фікспункт ЦНТ-I розташований на фундаментних рамах ЦНТ-I з боку ЦНТ-2. Фікспункт ЦНТ-2 розташований на поперечних фундаментних рамах ЦНТ-2 з боку ЦНТ-I. Фікспункт ЦНТ-3 розташований на поперечних фундаментних рамах ЦНТ-3 з боку ЦНТ-4. Фікспункт ЦНТ-4 розташований на поперечних фундаментних рамах ЦНТ-4 з боку ЦНТ-3.

З ЦНТ організовані наступні відбори пари:

- п'ятий відбір (на ПНТ-4) - з камер після перших ступенів обох потоків ЦНТ-2;

- шостий відбір (на ПНТ-3 і ПСВ I ступені) - з камер після других ступенів обох потоків ЦНТ-I;

- сьомий відбір (на ПНТ-2) - з камер після третіх ступенів обох потоків ЦНТ-3 і ЦНТ-4;

восьмий відбір (на ПНД-I) - з камер перед останніми ступенями кожного потоку всіх ЦНД.

У місцях виходу валів роторів із зовнішніх корпусів ЦНТ розташовані кінцеві ущільнення, призначені для запобігання підсосу повітря у вакуумну систему турбіни на всіх режимах роботи. Кінцеве ущільнення є сегментами ущільнень, розташованими в розточуваннях обойм. Сегменти мають вусики ущільнювачів, які утворюють лабіринт. Радіальні зазори в кінцевих ущільненнях ЦНТ складають 1.0 м. Опорні підшипники призначені для сприйняття радіальних навантажень, що виникають від власної ваги ротора, його неврівноваженості і розцентровки. Опорні підшипники розміщені в шести виносних опорах, які спираються на масивні чавунні рами, залиті в бетон фундаменту.

4.3 Вихідні дані

Тип турбіни К-1000-60/3000

Номінальна електрична потужність, Nном 940 МВт

Тиск гострої пари перед ТГ, Р0 6,1МПа

Температура гострої пари перед ТГ, 276,7 С

Ступінь сухості пари, х 0,99

Розділовий тиск, РСПП 0,65 МПа

Температура пари перед СПП, 256 С

Температура живильної води, 220 С

Тиск пари в деаераторі, Рд 0,71 МПа

Тиск пари в конденсаторі, Рк 0,0040 МПа

Коефіцієнт корисної дії

ЦВТ 0,83

ЦНТ 0,82

турбопривода 0,82

Тиск у відборах турбіни:

Р1,МПа 2,36 МПа

Р2,МПа 1,52 МПа

Р3,МПа 0,96 МПа

Р4,МПа 0,572 МПа

Р5,МПа 0,268 МПа

Р6,МПа 0,132 МПа

Р7,МПа 0,0672 МПа

Р8,МПа 0,01938 МПа

4.4 Визначення параметрів пари

Параметри пари в ЦВТ

Тиск на вході в проточну частину ЦВТ:

,

де втрати на паровпускних пристроях приймаються 3%

Ентальпія на вході в проточну частину:

h0= f () = 2769,7 кДж/кг

Ентропія:

Ентальпія на виході з ЦВТ при ідеальному процесі розширення пари:

Розташовуваний теплоперепад у ЦВТ:

Використовуваний теплоперепад у ЦВТ:

Ентальпія на виході з ЦВД при реальному процесі розширення пари:

Відбори в ЦВД:

,

де hi - ентальпія в i - відборі при реальному процесі розширення пари; - ентальпія в i - відборі при ідеальному процесі розширення пари; ЦВД = 0.83 - внутрішній відносний КПД циліндра.

Температура пари у відборах:

Ступінь сухості у відборах:

Одержані дані зведемо в таблицю:

Таблиця 4.1. Параметри пари у відборах ЦВТ

Параметри пари в СПП.

Параметри пари на виході із сепаратора:

приймаємо, що осушка пара відбувається до ступеня сухості рівного х=0,993;

втрати тиску приймаємо 1,5 % , тоді тиск на виході із сепаратора складе:

ентальпія пари на виході сепаратора

;

ентальпія води на виході сепаратора

температура води й пари на виході сепаратора

Параметри промперегрівача по гріючому пару:

Тиск гострої пари: Р0 = 6,1МПа;

Температура гострої пари:

Ентальпія гострої пари:

Ентальпія води на виході:

Втрати тиску на виході з ПП - 1% .

Тиск на виході із сепаратора :

;

Температура на виході зі СПП :

Ентальпія на виході з СПП:

Параметри пари в ЦНТ:

Температура на вході:

Тиск перед першим щаблем з урахуванням втрати тиску в СПП і клапанах - 5,5 %: .

Ентальпія пари на вході в ЦНТ:

Ентропія ідеального процесу розширення в ЦНТ

Ентальпія пари на виході зі ЦНТ при ідеальному процесі розширення пари:

Розташовуваний теплоперепад у ЦНТ:

Використовуваний теплоперепад у ЦНТ:

де, = 0,82 внутрішній відносний ККД циліндра

Ентальпія пари на виході зі ЦНТ при реальному розширенні пари в ЦНТ

Ентальпії відборів ЦНТ:

де hi - ентальпія в i - відборі при реальному розширенні пари ;

ентальпія в i - відборі при ідеальному розширенні пари ; ЦНТ = 0.82 - внутрішній відносний ККД циліндра.

Температура пари у відборах:

Ступінь сухості у відборах:

Зведемо параметри пари у відборах ЦНТ у Таблиця 4.2

Таблиця 4.2 Параметри пари у відборах ЦНТ

Розширення пари в турбоприводі живильного насоса.

Тиск перед першим щаблем турбоприводу з урахуванням втрати тиску в СПП і клапанах - 6 %:

Ентальпія пари на вході в турбопривід живильного насоса:

Ентропія ідеального процесу розширення в турбоприводе:

Ентальпія на виході з турбопривода при реальному розширенні пари:

,

де - ентальпія на виході з турбоприводу при ідеальному розширенні пари.

Використаний теплоперепад у турбоприводе:

Визначення тиску в підігрівниках з урахуванням втрат у трубопроводах

Приймаємо, що втрати тиску по відборах розподіляються за таким законом:

де Р = (11-n)/100 - частка втрати тиску в трубопроводах;

n =1,2,3;... - номер підігрівника по ходу води.

У результаті розрахунку в підігрівниках:

Рп1=2,124 МПа; Рп4=0,532 МПа; Рп7=0,065 МПа;

Рп2=1,383 МПа; Рп5=0,252 МПа; Рп8=0,019 МПа.

Рп3=0,883 МПа; Рп6=0,125 МПа;

4.5 Параметри основного конденсату

Параметри ОК після конденсатора.

Тиск, температура й ентальпія основного конденсату перед КН 1:

РК = 0,004 МПа

ТК = 28,96 С

Визначення тиску за КН 1

Розрахунок тиску за КН1 робимо виходячи з того, що тиск основного конденсату в ПНТ-1 повинен збігатися з тиском відбору регенеративного підігріву й з огляду на гідравлічний опір устаткування по ходу конденсату.

РКН1 =РП8 +РСП+ РБОУ+ РРКУ +РТР+ PПНД1

РКН1 = 0,019+0,14+0,4+0,2+0,15+0,1 =1,009 МПа

де: РП8 = 0,019 МПа - тиск у ПНТ-2;

РСП = 0,14 МПа - падіння тиску на СП;

РБОУ = 0,4 МПа - падіння тиску на БОУ;

РРКУ = 0,2 МПа - падіння тиску на регулювальному клапані рівня;

РТР = 0,15 МПа - опір трубопроводів;

PПНД1 = 0,1 МПа - опір ПНТ-1;

Збільшення энтальпии в КН 1

,

де: Кр=1,35- відношення практичного напору до максимально необхідного,

- питомий обсяг основного конденсату перед насосом; КН1 = 0,82 адіабатичний ККД насоса;

Параметри ОК після КН 1

Тиск, ентальпія й температура основного конденсату після КН 1:

РКН1=1,009 МПа;

hКН1= hК + hКН1=121,4 +1,641 = 123,04 кДж/кг;

Параметри ОК після СП і БОУ (перед ПНТ-1)

Підвищення температури в СП і БОУ - 3 С

Температура перед ПНТ-1:

Тиск конденсату на вході в ПНТ-1:

Ентальпія конденсату на вході:

Параметри ОК після ПНТ-1 (перед ПНТ-2)

Так як ПНТ-1підігрівник змішуючого типу, то на виході з нього тиск буде рівним тиску відбору, і вода буде перебувати на лінії насичення (або ледве недогріта)

Параметри ОК після ПНТ-2 (перед КН 2)

Так як ПНТ-2 підігрівник змішуючого типу, то на виході з нього тиск буде рівним тиску відбору, і вода буде перебувати на лінії насичення (або ледве недогріта):

Визначення тиску за КН 2

де РД =0,71 МПа - тиск на вході в деаератор;

РТР = 0,2 МПа - опір трубопроводів;

РПНТ =0,1 МПа - опір одного ПНТ;

n = 3 - у ПНТ;

геодезичний опір підняття конденсату в деаератор;

де: = 1/ VД = 1/0,001109 = 901,9 кг/м3 щільність води;

H = 20 м - висота підйому деаератора над КН 2;

Збільшення ентальпії в КН 2

де: Кр=1,35 - відношення практичного напору до максимально необхідного; - питомий обсяг основного конденсату перед насосом; КН1 = 0,82 адіабатичний ККД насоса.

Параметри ОК після КН 2 (перед ПНТ-3)

Тиск, ентальпія й температура основного конденсату після КН 2:

РКН2=1,387 МПа

hКН2= hПНД2 + hКН2= 367,7 +2,225 = 369,92 кДж/кг

Параметри ОК після ПНТ-3 (перед ПНТ-4)

Температура ОК після підігрівника

Як видно із графіка

=3 С - температурний недогрів основного конденсату, пов'язаний із втратами.

tS6 = f (Рп6, х = 0)=106,1 С - температура дренажу гріючого середовища, тобто 6 відбору.

h6 = f (Рп6, х = 0) = 444,7 кДж/кг - ентальпія дренажа гріючого середовища, тобто 6 відбору.

Тиск ОК після ПНТ-3 буде дорівнює

РПНД3 = РКН2 - РПНД - РТР/4= 1,387 - 0,1- 0,2/4 = 1,237 МПа

де РПНТ =0,1 МПа - опір одного ПНТ; РТР = 0,2 МПа - опір трубопроводів.

Ентальпію ОК після ПНТ-3 знайдемо по тиску й температурі

hПНД3 = f (РПНД3 ,tПНД3) =432,85 кДж/кг

Параметри ОК після ПНТ-4 (перед ПНТ-5)

Температура ОК після підігрівника

Як видно із графіка

=3 С - температурний недогрев основного конденсату, пов'язаний із втратами,

tS5 = f (Рп5, х = 0)=127,7 С - температура дренажу гріючого середовища, тобто 5 відбору,

h5 = f (Рп5, х = 0) = 536,42 кДж/кг - - ентальпія дренажу гріючого середовища, тобто 5 відбору.

Тиск ОК після ПНТ-4 буде дорівнювати:

де РПНД =0,1 МПа - опір одного ПНТ; РТР = 0,2 МПа - опір трубопроводів;

Ентальпію ОК після ПНТ-4 знайдемо по тиску й температурі

hПНД4 = f (РПНД4 ,tПНД4) =524,231 кДж/кг

Параметри ОК після ПНТ-5 (перед крапкою змішання)

Температура ОК після підігрівника

Як видно із графіка

- температурний недогрів основного конденсату, пов'язаний із втратами.

tS4 = f (Рп4, х = 0) =154,2 С - температура дренажу гріючого середовища, тобто 4 відбору,

h4 = f (Рп4, х = 0) = 650,35 кДж/кг - ентальпія дренажу гріючого середовища, тобто 4 відбору.

Давление ОК після ПНТ-5 буде дорівнювати

де РПНТ =0,1 МПа - опір одного ПНТ; РТР = 0,2 МПа - опір трубопроводів;

Ентальпію ОК після ПНТ-4 знайдемо по тиску й температурі

hПНД5 = f (РПНД5 ,tПНД5) =637,644 кДж/кг

4.6 Параметри живильної води

Визначення параметрів живильної води за ЖН

Тиск після деаератора буде приблизно таким же, як і в деаераторі

РД = 0,71 МПа;

З умов деаерації вода на виході з деаератора буде на лінії насичення, тобто ентальпія й температура будуть рівні:

hД = f (РД, х=0) = 699,644 кДж/кг

tД = f (РД, х=0) = 165,5 С

Ентальпія випару деаератора:

h”Д = f (РД, х=1) = 2763,347 кДж/кг

Тиск за живильним насосом

РЖН =Р0+ РПГ+ РПАР+ РПИТ+ 2РПВД+ РРКП

де тиск гострої пари Р0 = 6,1 МПа,

гідравлічний опір парогенератора РПГ = 1,076 МПа;

гідравлічний опір паропроводу РПАР = (0,030,08) Р0 = 0,05*6,1=0,305 МПа

гідравлічний опір живильного трубопроводу РЖИТ =0,29 МПа

гідравлічний опір ПВТ РПВТ =0,2 МПа

гідравлічний опір регулювального клапана живлення ПГ РРКЖ =0,98 МПа.

РПН = 6,1+ 1,076+0,305+0,29+2* 0,2+0,98=9,151 МПа

Збільшення ентальпії в ЖН.

hжн =Кр* (( РПН -РД)* VД* 103) / ЖН

hжн =1,35* ((9,151-0,71) *0,001109* 103) / 0,82 = 15,407 кДж/кг

де Кр=1,35 - відношення практичного напору до максимально необхідного,

VД = f (PД ,X=0)= 0,001109 - питомий обсяг води в деаераторі; ЖН =0,82 - адіабатичний ККД насоса

Параметри живильної води після ЖН:

hжн = hД +hжн = 699,644 + 15,407 = 715,051 кДж/кг

РЖН = 9,151 МПа

tЖН = f (РЖН , hЖН) = 167,9 С;

Параметри після крапки змішання (перед деаератором)

Приймаємо, що температура у точці змішання збільшується на 1С

t'ПНТ5= tПНТ5+ 1=151,2+1=152,2 С

h' ПНТ5 = f (Р ПНТ5 , tПНТ5) = 641,927 кДж/кг

Р' ПНТ5 = 0,937 МПа

Параметри живильної води після ПВТ-6 (перед ПВТ-7)

Температура живильної води після підігрівника

Як видно із графіка

где: t =25 С С - температурний недогрів живильної води, пов'язаний із втратами тепла, t =4 С

t S2 = f (Рп2, х = 0)=194,5 С - - температура насичення гріючого середовища, тобто 2 відбору.

t ПВД6= t S2 - t = 194,5 - 4 = 190,5 С

В підігрівник високого тиску убудований охолоджувач дренажу, і дренаж на виході із ПВД буде мати параметри:

температура t Д2 = t ЖН + t ОХ.ДР. = 167,9 +9,5 = 177,4 С

де t ОХ.ДР.= (9 10) С - недоохолодження дренажу в охолоджувачі, t ОХ.ДР=9,5С

hД2= f (Рп2 , t Д2) = 752,268 кДж/кг - ентальпія дренажу гріючого середовища, тобто 2 відбору.

Тиск живильної води після ПВТ-6 дорівнює:

РПВД6 = РЖН - РПВД - РЖИВ/3 = 9,151 - 0,2- 0,29/3 = 8,854 МПа

де: РПВД =0,2 МПа - орір одного ПВТ

РЖИВ =0,29 МПа - гидравлічний опір живильного трубопроводу

Ентальпія живильної води після ПВТ-6 знайдемо по тиску й температурі:

hПВТ6 = f (РПВТ6 , t ПВТ6) = 813,251 кДж/кг

t ПВТ6= 190,5 С

РПВТ6 = 8,854 МПа

Параметри живильної води після ПВТ-7 (перед парогенератором)

Температура живильної води після підігрівника:

Як видно із графіка

де Т=25 С - температурний недогрІв живильної води, пов'язаний із втратами тепла, t =4 С

t S1 = f (Рп1, х = 0)=215,5 С - температура насичення гріючого середовища, тобто 1 відбору.

t ПВД7= t S1 - t = 215,5 - 4 = 211,5 С

В підігрівник високого тиску убудований охолоджувач дренажу, і дренаж на виході із ПВТ буде мати параметри:

температура В підігрівник високого тиску убудований охолоджувач дренажу, і дренаж на виході із ПВТ буде мати параметри:

температура ТД1 = ТПВТ6 + ТОХ.ДР. = 190 + 10 = 200 С;

де t ОХ.ДР. = (9 10) С - недоохолодження дренажу в охолоджувачі,

t ОХ.ДР. =9,5 С

hД1= f (Рп1 , t Д1) = 711,1 кДж/кг - ентальпія дренажу гріючого середовища, тобто 1 відбору.

Тиск живильної води після ПВТ-7 буде дорівнює

РПВТ7 = РЖН - 2* РПВТ - 2* РЖИТ/3 = 9,151 - 2* 0,2- 2* 0,29/3 = 8,558 МПа

де: РПВТ=0,2 МПа - опір одного ПВТ

РЖИТ =0,29 МПа - гідравлічний опір живильного трубопроводу

Ентальпію живильної води після ПВТ-7 знайдемо по тиску й температурі

hПВТ7 = f (РПВТ7 , t ПВТ7) = 906,617 кДж/кг

t ПВТ7 = 211,5 С

РПВТ7 = 8,558 МПа

Параметри дренажу в крапці змішання жив. води із дренажом промперегрівача:

Дренаж гріючої пари промперегрівача через насос подається в трубопровід живильної води, тобто насос повинен забезпечити тиск дренажу ледве більше ніж у живильної. води (будемо вважати, що такий же).

РН1 = РЖН - 2* РПВТ- 2* РЖИТ / 3 = 9,151 - 2* 0,2 - 2* 0,29/3 = 8,558 МПа

де РЖН =9,151 МПа - тиск створюваний жив. насосом;

РПВТ= 0,2 МПа - гідравлічний опір одного ПВТ

РЖИТ = 0,29 МПа гідравлічний опір жив. трубопроводу.

Параметри дренажу перед насосом:

Втрати тиску у промперегрівачі й воді приймаємо 3%, тоді

РВХ = Р0 * 0,97 = 6,1* 0,97= 5,917 МПа

Ентальпія дренажу перед насосом така ж, як і на виході із ПП.

hВХ = h'0 = 1219,321 кДж/кг

Збільшення ентальпії в насосі:

hН1= (Кр * (РН1 - РВХ)* V* 103) / Н1

hН1 =(1,35* (8,558- 5,917) * 0,001323 * 103) / 0,82=5,68 кДж/кг

де Кр=1,35-відношення практичного напору до максимально необхідного.

V = f (PВХ,hВХ)=0,001323 м3/кг - питомий обсяг дренажу перед насосом;

Тоді ентальпія дренажу на виході з насоса

hН1 = hВХ + hН1 = 1219,32 + 5,68 = 1225 кДж/кг

4.7 Визначення витрат робочого тіла по елементах схеми турбоустановки

Для визначення витрат пари у відборах турбіни необхідно скласти систему рівнянь кількістю рівним числу теплоустаткування: 2 ПВТ, деаератор, сепаратор, промперегрівач і 1 ПНТ.

Приймаємо відносну витрату пари на турбоустановку б 0=1 тоді витрата живильної води складе б ПВ= б 0+ б УТ+ б ПРОД, де втрати робочого тіла на продувку 2% і витоку 0,5% від витрати на турбоустановку:

б УТ+ б ПРОД = 0,025 * б 0

б ПВ= б 0+ 0,025 * б 0= 1,025

Позначимо Y - витрату через (на виході) ЦВТ і складемо систему рівнянь.

Сепаратор:

hЦВТ =2449,2 кДж/кг

h'СЕП = 681,607 кДж/кг; h”СЕП =2744,405 кДж/кг

Складемо баланс:

Y * hЦВТ = б СЕП * h'СЕП +(Y- б СЕП)* h”СЕП;

Де витрата отсепарированной води дорівнює:

б СЕП =Y * (hЦВТ - h”СЕП)/ (h'СЕП - h”СЕП);

б СЕП =Y * (2449,2 -2744,405) / (681,607 - 2744,405) = 0,143115 * Y

б СЕП = 0,143115 * Y

Промперегрівач

h0 =2769,7 кДж/кг; h'0 =1219,321 кДж/кг;

h”СЕП =2744,405 кДж/кг; hПП =2969,116 кДж/кг

Складемо баланс:

(Y - б СЕП) * (hПП - h”СЕП)= б 01 * (h0 - h'0);

Де витрата граючої пари, (свіжої пари) складе:

б 01 =(Y - б СЕП) * (hПП - h”СЕП) / (h0 - h'0);

б 01 =(Y - 0,143115 * Y) * (2969,116 - 2744,405) / (2769,7 - 1219,321) =

=0,12434 * Y

б 01 =0,12434 * Y

ПВТ-7:

h1 = 2627,86 кДж/кг; hД1 = 711,099 кДж/кг;

h ПВД7 = 906,617 кДж/кг; h ПВД6 = 813,251 кДж/кг;

ПВД7= 0,999 - (i - 1) * 0,001 =0,999 - (7 - 1) * 0,001= 0,993 - ККД

регенеративного підігрівача, де i - номер підігрівника по ходу води.

Складемо баланс:

(б ПВ - б 01) * (hПВТ7 - hПВТ6)= б 1 *(h1 - hД1) * ;

Де витрата 1 відбору для регенеративного підігріву дорівнює:

б 1 = (б ПВ - б 01) * (hПВТ7 - hПВТ6) / (h1 - hД1) * ;

б 1 = (1,025 - 0,12434 * Y) * (906,617 - 813,251) / (2627,86 - 711,099) * 0,993

б 1 = 0,05028 - 0,006099 * Y

ПВТ-6:

h2 = 2564,195 кДж/кг; hД2 = 752,268 кДж/кг;

hД1 = 711,099 кДж/кг; h ЖН =715,051 кДж/кг; h ПВТ6 = 813,251 кДж/кг;

ПВТ6= 0,999 - (i - 1) * 0,001 =0,999 - (6 - 1) * 0,001= 0,994 - ККД

регенеративного підігрівника, де i - номер підігрівника по ходу води.

Складемо баланс:

(б ЖВ - б 01) * (hПВТ6 - hЖН) = б 1 *(hД1 - hД2) * + б 2 *(h2 - hД2) * ;

Де витрата 2 відбору для регенеративного підігріву дорівнює:

б 2 = (б ЖВ - б 0) * (hПВТ6 - hЖН) - б 1 *(hД1 - hД2) * /((h2 - hД2) * );

б 2 = (1,025-0,121434 * Y) * (813,251-711,099) - (0,05028 - 0,006099 * Y) * (711,099 - 752,268) /(2564,195 - 752,268) *0,994

б 2 = 0,05703 - 0,00691 * Y

Деаератор

h3 =2500,7 кДж/кг; hД2 = 752,268 кДж/кг;

hД = 699,644 кДж/кг; h'ПНД5= 641,927 кДж/кг; h”Д = 2763,347 кДж/кг

Витрата випару дорівнює 5% витрати живильної води, тобто:

б ВИП = (б ПВ - б 0) * 0,05

Витрата основного конденсату дорівнює:

б ОК = б ЖВ + б ВИП - б 01 - б 1 - б 2 - б 3;

Складемо баланс:

(б ПВ- б 01) * hД + б ВИП* h”Д = (б 1 + б 2) * hД2 + б 3 * h3 + б ОК * h'ПНТ5;

Спростимо й знайдемо витрату з 3 відбору:

(б ЖВ- б 01) *(hД + 0,05* h”Д)= (б 1 + б 2) * hД2 + б 3 * h3 + (б ЖВ - б 01 + б ВИП - б 1 -

- б 2 - б 3) * h'ПНТ5;

(б ЖВ- б 01) *(hД+0,05* h”Д)= (б 1+ б 2) * hД2 + б 3* h3 +(б ЖВ- б 01) *(h'ПНТ5+0,05* h'ПНТ5)-

-( б 1+ б 2) *h'ПНТ5 - б 3* h'ПНТ5;

(б ЖВ - б 01) * (hД + 0,05 * h”Д - h'ПНТ5 - 0,05 * h'ПНТ5) - (б 1 + б 2) * (hД2 - h'ПНТ5) = б 3* (h3 - h'ПНТ5);

б 3 = (б ЖВ - б 0) * (hД + 0,05 * h”Д - h'ПНТ5 - 0,05 * h'ПНТ5) - (б 1 + б 2) * (hД2 -h'ПНТ5)/ h3 - h'ПНТ5

б 3 = ((1,025 - 0,12434 Y) * (699,644 +0,05 * 2763,347 - 641,927 - 0,05 * 641,927) -

- (0,05028 - 0,006099 * Y + 0,05703 - 0,00691 * Y) (752,268 -641,927)) / (2500,7 - 641,927)

б 3 = 0,115097 - 0,0859 * Y

ПНТ-5

h4 = 2432,8 кДж/кг; h'4 = 650,348 кДж/кг;

h ПНД5 = 637,644 кДж/кг; h ПНД4 = 524,231 кДж/кг;

ПВД5 = 0,999 - ( i - 1) * 0,001 =0,999 - (5 - 1) * 0,001= 0,995

ККД регенеративного підігрівника, де i - номер підігрівника по ходу води. Витрата основного конденсату дорівнює:

б ОК = б ЖВ + б ВИП - б 01 - б 1 - б 2 - б 3;

Складемо баланс:

(б ОК - б 4 - б СЕП) * (hПНТ5 - hПНТ4) = б 4 *(h4 - h4) * ;

(б ЖВ + б ВИП - б 01 - б 1 - б 2 - б 3 - б 4 - б СЕП) * (hПНТ5 - hПНТ4) = б 4 *(h4 - h4) * ;

(б ЖВ+ б ВИП - б 01 - б 1 - б 2 - б 3 - б СЕП)* (hПНТ5 - hПНТ4)= б 4 *(h4 * - h4* + +hПНТ5 -hПНТ4);

(б ЖВ + б ВИП - б 01 - б 1 - б 2 - б 3 - б СЕП)* (637,644 - 524,231) = б 4* (2432,8 * - 650,348 * + 637,644 - 524,231);

((б ЖВ - б 01 + б ВИП - б 1 - б 2 - б 3 - б СЕП) * 113,413= б 4 * 1875,84;

(1,025 - 0,12434Y + 0,00125 - 0,05028 - 0,006099 * Y - 0,05703 - 0,00691 * Y -0,115097 - 0,0859 * Y - 0,143115 * Y) * 113,413 = б 4 * 1875,84;

Де витрата 4 відбору для регенеративного підігріву дорівнює:

б 4 = 0,051622 - 0,001912 * Y

Рівняння матеріального балансу

Рівняння матеріального балансу: б 0 = б 01 + б 1 + б 2 + б 3 + б 4 +Y;

де всі члени рівняння виведені вище й рівні:

б 0=1 б 01 =0,12434 * Y

б 1 = 0,05028 - 0,006099 * Y б 2 = 0,05703 - 0,00691 * Y

б 3 = 0,115097 - 0,0859 * Y б 4 = 0,051622 - 0,001912 * Y

Підставивши всі значення, знайдемо Y ,а потім і всі значення відборів.

1 = 0,12434 * Y + 0,05028 - 0,006099 * Y + 0,05703 - 0,00691 * Y +

+ 0,115097 - 0,0859 * Y + 0,051622 - 0,001912 * Y + Y;

Y = 0,80738

Для зручності витрати зведемо в Таблиця 4.3:

Таблиця 4.3 Витрати робочого тіла по елементах схеми турбоустановки

Витрата пари на турбопривід живильного насоса.

Потужність насоса:

NПН =(б ЖВ - б01) * hжН /НАС;

де НАС = 0,98 ККД живильного насоса.

Потужність турбопривода:

NТП = NЖН / ТП;

де ТП = 0,8 ККД турбопривода живильного насоса.

NТП = (б ЖВ - б01) * hПН /(НАС* ТП);

NТП = бТП * HТП

де HТП - використаний теплоперепад турбопривода.

бТП =NТП / HТП;

бТП = (б ЖВ - б01) * hЖН /(НАС* ТП * HТП);

бТП = (1,025 - 0,1004) * 15,407 / (0,98 * 0,8 * 656,9) = 0,030072

бТП = 0,027

ПНТ-4:

h5=2821,356 кДж/кг; h'5 = 536,426 кДж/кг;

hПНД4 = 524,231 кДж/кг; hПНД3 = 432,847 кДж/кг;

= 0,999 - (i - 1) * 0,001 =0,999 - (4 - 1) * 0,001= 0,996 - ККД регенеративного підігрівача, де i - номер підігрівача по ходу води.

Відносна витрата основного конденсату дорівнює через ПНТ:

бОК - б4 - бСЕП = 0,713- 0,050- 0,116=0,547

Складемо баланс:

(бОК - б4 - бСЕП) * (hПНТ4 - hПНТ3) = б5 *(h5 - h5) * ;

Де витрата 5 відбору для регенеративного підігріву дорівнює:

б5 =0,547* (524,231 - 432,847) / ((2821,356 - 536,426) * 0,996)

б5 =0,026502

ПНТ-3

h6 = 2715,848 кДж/кг; h'6 = 444,688 кДж/кг;

h'5 = 536,426 кДж/кг; hПНД3 = 432,847 кДж/кг; hКН2 = 369,929 кДж/кг;

= 0,999 - (i - 1) 0,001 =0,999 - (3 - 1) 0,001= 0,997 - ККД регенеративного підігрівача, де i - номер підігрівача по ходу води.

Відносна витрата основного конденсату дорівнює через ПНТ 3:

б ОК - б 4 - б СЕП = 0,713- 0,050- 0,116=0,547

Складемо баланс:

(б ОК - б 4 - б СЕП) * (hПНТ3 - hКН2) = б 6 *(h6 - h6) * + б 5 *(h5 - h6) * ;

Де витрата 6 відбору для регенеративного підігріву дорівнює:

б 6 =(0,547* (432,847-369,929)- 0,02612* (536,426-444,688) *0,997)/((2715,848-444,688) *0,997)

б 6 = 0,01728

ПНТ-2:

hПНД1=245,824 кДж/кг; h'6 = 444,688 кДж/кг;

h7 = 2625,216 кДж/кг; hПНД2 = 367,704 кДж/кг;

Відносна витрата основного конденсату дорівнює через ПНТ:

б ОК - б 4 - б СЕП = = 0,713- 0,050- 0,116=0,547

Відносна витрата дренажу із ПНТ-3:

б 5 + б 6 = 0,02612+ 0,01728=0,0434

Складемо баланс:

(б ОК - б 4 - б СЕП)* hПНТ2 =(б 6+ б 5) * h6 + (б ОК- б 4- б СЕП- б 7- б 6- б 5) *hПНТ1 +б 7* h7;

(б ОК - б 4 - б СЕП)* (hПНТ2 - hПНТ1)=(б 6+ б 5) * (h6 -hПНТ1) + б 7* (h7- hПНТ1);

Де відносна витрата 7 відбору для регенеративного підігріву дорівнює:

б 7 =(0,547 * (367,704 - 245,824) - 0,0434* (444,688 - 245,824)) / (2625,216 - 245,824)

б 7 =0,03028

ПНТ-1

hПНД1=245,82 кДж/кг; h8 = 2475,509 кДж/кг;

hБОУ = 134,77 кДж/кг;

Витрата основного конденсату дорівнює через ПНТ:

бОК - б4 - бСЕП - б7 - б6 - б5 =0,713- 0,050- 0,116- 0,03028- 0,01728- 0,026502

бОК - б4 - бСЕП - б 7 - б 6 - б 5 =0,47293

Складемо баланс:

(бОК - б4 - бСЕП - б7 - б6 - б5) *hПНТ1 = б8 * h8 +(бОК - б4 - бСЕП - б8 - б7 - б6 - б5) *hБОУ;

(бОК - б4 - бСЕП - б7 - б6 - б5) *(hПНТ1 - hБОУ )= б8* (h8 - hБОУ );

Де витрата 8 відбору для регенеративного підігріву дорівнює:

б8 = 0,47293* (245,82 - 134,77) / (2475,509 - 134,77)

б8 = 0,02243

Визначення витрати пари на турбоустановку:

Внутрішня потужність турбіни визначається по формулі:

Wi = G *h, де G - витрата пари на турбіну; h - спрацьовуємий у турбіні теплоперепад.

Щоб урахувати відбори, розіб'ємо турбіну на відсіки, у яких витрата буде постійною, тобто знайдемо потужність відсіку турбіни між відборами, тоді:

де Gi - витрата пари у відбір турбіни;

hi - спрацьовуємий теплоперепад у турбіні від i-го до i+1-го відбору.

Тому що i = Gi / G0, значить Gi = i G0

Звідси витрата пари на турбоустановку