TRƯỜNG CƠ KHÍ ĐẠI HỌC BÁCH KHOA HÀ NỘI KHOA NĂNG LƯỢNG NHIỆT ĐỒ ÁN THIẾT KẾ NĂNG LƯỢNG Đề tài Tính nhiệt và phân tích cấu trúc, hoạt động của tua bin hơi nước công suất 220MW Giáo viên hướng dẫn Th S[.]
TÍNH NHIỆT
Sơ đồ nhiệt nguyên lí
1.1 Xác định các đại lượng ban đầu
- Công suất định mức: Ndm= 220 MW
- Các thông số ban đầu của hơi: po7 bar; to= 538 °C
- Áp suất hơi đi/về QNTG: 44,50/41,00 bar
- Nhiệt độ hơi đi/về QNTG: 345/538 °C
- Áp suất trong bình ngưng: pk= 0,08 bar (x=0,955)
- Các lưu lượng hơi tương đối để dùng cho các nhu cầu phụ: chèn, ejector, rò rỉ và xả là: ch = 0,005; ej = 0,000; rr = 0,000; xả = 0,000; go = 0,000
Bảng 1.1 Các thông số cửa trích tuabin
Cửa trích số Bình gia nhiệt Áp suất (bar) Nhiệt độ (°C)
1.2 Xây dựng sơ đồ nhiệt
1.2.1 Xây dựng sơ đồ nguyên lý
Nước đọng từ BGNCA phía trên (phía lò hơi) được dồn cấp từ trên xuống dưới rồi cuối cùng đưa vào bình khử khí chính Nước đọng của các BGNHA phía trên (phía khử khí) cũng được dồn cấp từ trên xuống dưới đến BGNHA và được đưa trực tiếp vào khoang nước của bình ngưng cũng như đọng từ các bình gia nhiệt làm mát hơi chèn.
Hình 1.1: Sơ đồ nhiệt nguyên lí của tuabin ngưng hơi
1.2.2 Xây dựng quá trình giãn nở của dòng hơi trên đồ thị i-s
Hình 1.2 Quá trình giãn nở của dòng hơi trên đồ thị i - s
- Tổn thất dòng hơi chính qua van stop P0’ = P0*0.96 = 160.32 bar
- Tổn thất áp suất qua bộ QNTG: ∆P = PtQNTG – PsQNTG = 3.5 (bar)
- Độ khô của hơi thoát khỏi tuabin x=0.955
1.2.3 Tính sơ đồ hồi nhiệt của thiết bị tuabin
- Áp suất khoang hơi của bình gia nhiệt cao áp: 0.96*ptr
- Áp suất của bình gia nhiệt hạ áp: 0.96*ptr
- Áp suất của bao hơi PBH = 1.1*P0 = 1.1*167.0 = 183.7 bar
- Độ chênh nhiệt độ nước cấp vào bình gia nhiệt và nước ngưng bị quá lạnh trong BGN: DC =5 o C
- Độ gia nhiệt không tới mức của BGN: TD
(Số liệu tham khảo trong sách Thiết kế nhà máy nhiệt điện- T.s Nguyễn Công Hân, Th.s Phạm Văn Tân Trang 34, 35)
BẢNG THÔNG SỐ HƠI- NƯỚC Điể m
Thông số hơi Thông số tại bình gia nhiệt Thông số nước Độ gia nhiệt η
P tr T tr i tr (ivLH) P bgn i''(irLH
) i'(=ibh) i rLĐ t rLD t bh t ranc P nc i nc DC TD
[bar] [ ℃] ] [kJ/kg] [bar] [kJ/kg] [kJ/kg] [kJ/kg] [ ℃] ] [ ℃] ] [ ℃] ] [bar] [kJ/kg] [ ℃]
Bảng 1.2: Bảng thông số hơi- nước a/ Bình gia nhiệt CA8
Hình 1.3 Sơ đồ nguyên lý xác định cân bằng bình gia nhiệt cao áp 8
Entanpy của hơi trích vào phần lạnh hơi i 1 vLH = 3202 kJ/kg
Entanpy của hơi trích ra khỏi phần lạnh hơi i 1 rLH = 2770 kJ/kg
Entanpy của nước đọng vào phần lạnh đọng i 1 vLĐ = 1273 kJ/kg
Entanpy của nước đọng ra khỏi phần lạnh đọng i 1 rLĐ = 1124 kJ/kg
Entanpy nước cấp vào BGN CA8 i nc vCA8 = 1104 kJ/kg
Entanpy nước cấp ra khỏi BGN CA8 i nc rCA8 = 1267kJ/kg
Lượng nước cấp vào BGN CA8 α nc = 1+0.005 = 1.005 Hiệu suất BGN CA8 η = 0.98
Phương trình cân bằng nhiệt cho phần lạnh hơi: α 1 ∗( i 1 vLH −i 1 rLH ) ∗η=α nc ∗¿) Phương trình cân bằng nhiệt cho GNC: α 1 ∗( i 1 rLH −i 1 vLĐ ) ∗η=α nc ∗¿) Phương trình cân bằng nhiệt cho phần lạnh đọng: α 1 ∗( i 1 vLĐ −i 1 rLĐ ) ∗η= α nc ∗(i nc rLĐ −i nc vCA 8 )
Lượng hơi trích vào BGNCA8 α 1 = α nc ∗i nc rCA 8 −i nc vCA 8 η∗(i 1 vLH −i 1 rLĐ ) = 1.005* 0.98 1267−1104 ∗(3202−1124 ) = 0.08044 b/ Bình gia nhiệt CA7
Hình 1.4 Sơ đồ nguyên lý xác định cân bằng bình gia nhiệt cao áp 7
Entanpy của hơi trích vào phần lạnh hơi i 2 vLH = 3069 kJ/kg
Entanpy của hơi trích ra khỏi phần lạnh hơi i 2 rLH = 2800kJ/kg
Entanpy của nước đọng vào phần lạnh đọng i 2 vLĐ = 1103 kJ/kg
Entanpy của nước đọng ra khỏi phần lạnh đọng i 2 rLĐ = 907.6 kJ/kg
Entanpy nước cấp vào BGN CA7 i nc vCA 7 = 887.6kJ/kg
Entanpy nước cấp ra khỏi BGN CA7 i nc rCA 7 = 1104 kJ/kg
Lượng nước cấp vào BGN CA7 α nc = 1+0.005 = 1.005
Phương trình cân bằng nhiệt cho phần lạnh hơi: α 2 ∗( i 2 vLH −i 2 rLH ) ∗η=α nc ∗¿) Phương trình cân bằng nhiệt cho GNC: α 2 ∗( i 2 rLH −i 2 vLĐ ) ∗η= α nc ∗¿) Phương trình cân bằng nhiệt cho phần lạnh đọng:
[ α 2 ∗ ( i 2 vLĐ −i 2 rLĐ ) + ( α 1 ) ∗ ( i 1 rLĐ −i 2 rLĐ ) ] ∗η=α nc ∗(i nc rLĐ −i nc vCA 7 )
Lượng hơi trích vào BGNCA7 α 2 = [ α nc ∗( i nc rCA7 −i nc vCA7 ) − ( α 1) ∗ ( i 1 rLĐ −i 2 rLĐ ) ∗η ]
(3069−907.6 )∗0.98 = 0.09458 c/ Độ gia nhiệt bơm cấp
Tính toán độ gia nhiệt trong bơm cấp
Nước cấp ra khỏi bơm cấp bị tăng một chút về entanpi do đặc tính của quá trình nén có làm tăng nhiệt độ Do đó ta phải tính đến độ gia nhiệt của bơm cấp để xác định entanpi nước cấp ra khỏi bơm cấp vào BGNCA đầu tiên.
Hình 1.5 Sơ đồ nguyên lý tính độ gia nhiệt bơm cấp
Cột áp đầu hút của bơm cấp được tính theo công thức: p h = p KK + ρ *g * H h - Δ p tlh [N/m 2 ] Cột áp đầu đẩy của bơm cấp được tính theo công thức: p d = p BH + Δp tld + ∑ Δp GNCA + ∑ p HN + ¿ ρ * g * H d ¿ [N/m 2 ] Độ chênh áp của bơm cấp được tính theo cột áp đầu đẩu và đầu hút: Δ p BC = p d - p h = ( p BH - p KK ) + ∑ Δp tl + ρg( H d - H h ) [N/m 2 ]
Trong đó: ∑ Δp tl = ∑ Δp ống +¿ ∑ Δp GNCA + ∑ Δ p HN ¿ Độ gia nhiệt của bơm cấp được xác định theo công thức: τ BC = Δp BC * v tb η B [kJ/kg]
Trong đó: Δ p BC - Tổng chiều cao chênh cột áp của bơm cấp [kN/m 2 ] v tb - Thể tích riêng trung bình của nước ở đầu vào và đầu ra bơm cấp [m 3 /kg] η BC - Hiệu suất của bơm cấp, thường chọn η BC = 0 85
Kết quả phần tính toán được thể hiện trong bảng sau:
(Các giá trị được lấy sơ bộ theo sách Thiết kế nhà máy nhiệt điện- T.s NguyễnCông Hân, Th.s Phạm Văn Tân Trang42)
Tính độ gia nhiệt bơm cấp
1 Áp suất bao hơi bar PBH=P0*1.1 183.7
2 Áp suất BKK bar PBKK 10
3 Trở lực ống đầu hút bar Δ Ptlh 3
4 Trở lực ống đầu đẩy bar Δ Ptlđ 3
5 Trở lực các bình gia nhiệt cao áp bar Δ PBGNCA 4
6 Trở lực các bộ hâm nước bar Δ PHN 4
7 Chiều cao đầu đẩy m Hđ 70
8 Chiều cao đầu hút m Hh 20
12 Khối lượng riêng trung bình kg/m 3 ρtb 858
13 Cột áp đầu hút của bơm cấp bar Ph = PBKK + ρh*g*Hh
14 Cột áp đầu đẩy của bơm cấp bar
15 Độ chênh cột áp bơm cấp bar Δ P = Pđ – Ph 203.54
16 Thể tích riêng trung bình của nước kg/m 3 vtb=1/ ρtb 0.001176
17 Hiệu suất bơm cấp ηBC 0.85
18 Độ gia nhiệt của bơm cấp kJ/kg τ = ΔPP*vtb/ηBC 27.902
19 Entanpy nước cấp ra khỏi bơm cấp kJ/kg inc rBC = τ + ibh rBKK 781.2
Bảng 1.3: Kết quả tính độ gia nhiệt cho bơm cấp d/ Bình gia nhiệt CA6
Hình 1.6: Sơ đồ xác nguyên lý định cân bằng bình gia nhiệt cao áp 6
Trong đó các thông số đã biết:
Entanpy của hơi trích vào phần lạnh hơi i 3 vLH = 3294 kJ/kg
Entanpy của hơi trích ra khỏi phần lạnh hơi i 3 rLH = 2797 kJ/kg
Entanpy của nước đọng vào phần lạnh đọng i 3 vLĐ = 880.6 kJ/kg
Entanpy của nước đọng ra khỏi phần lạnh đọng i 3 rLĐ = 773.3 kJ/kg
Entanpy nước cấp vào BGN CA6 i nc vCA6 = 781.2 kJ/kg
Entanpy nước cấp ra khỏi BGN CA6 i nc rCA6 = 887.7 kJ/kg
Lượng nước cấp vào BGN CA6 α nc = 1+01005 = 1.005
Phương trình cân bằng nhiệt cho phần lạnh hơi: α 3 ¿ ¿ ¿) ¿ η=(i ¿¿ nc rCA6 −i nc vLH
Phương trình cân bằng nhiệt cho GNC: α 3 ∗( i 3 rLH −i 3 vLĐ ) ∗η= α nc ∗(i nc vLH −i nc rLĐ )
Phương trình cân bằng nhiệt cho phần lạnh đọng: ¿ ¿
Lượng hơi trích vào BNG CA6: α 3 = [ α nc ∗ ( i nc rCA 6 −i nc vCA 6 ) ] −(α ¿ ¿1+ α 2 )∗ ( i 2 rLĐ −i 3 rLĐ ) ∗η ¿ η∗(i 3 vLH −i 3 rLĐ ) α 3 = [ 1.005∗( 887.7−781.2 )−(0.08044+ 0.09458)∗( 907.7−773.3)∗0.98 ]
Hình 1.7: Sơ đồ cân bằng nhiệt bình khử khí
Trong đó các thông số đã biết:
Lượng nước đọng dồn về từ BGN CA5: α nđ =α 1 + α 2 +α 3 = 0.20902
Entanpy nước đọng dồn về từ BGN CA5: i 3 rLĐ
=¿773.3 (kJ/kg) Entanpy hơi trích cho BKK: i bkk tr = 3130.78 (kJ/kg)
Lượng nước cấp ra khỏi BKK: ∝ nc =1.005
Entanpy nước cấp ra khỏi BKK: i nc rbkk = 762.68 (kJ/kg) Entanpy của nước ngưng chính từ BGNHA4: i nn vbkk = 660.21 (kJ/kg) Hiệu suất bình khử khí η = 0.98
Phương trình cân bằng năng lượng cho BKK:
( α nđ∗¿i 3 rLĐ ¿+ i bkk tr ∗α bkk + α nn ∗i nn vbkk )* η bkk = i nc rbkk ∗α nc
Lưu lượng dòng nước ngưng chính: αnn=αnc- αbkk - α nđ = 0.81976 - αkk (1)
Lưu lượng tương đối của hơi trích vào BKK: α bkk = i nc ∗ ❑ nc ƞ −α nđ ∗i 3 rLĐ +( α nđ −❑ nc ) ∗i nn vLMH i bkk tr −i nn vbkk
Từ hai phương trình (1) và (2) ta tìm được: αbkk = 0.034456 αnn = 0.7615257 f/ Bình hạ áp 4
Hình 1.8: Sơ đồ cân bằng nhiệt bình hạ áp 4
Entanpy của hơi trích vào phần lạnh hơi i 4 vLH = 3020 kJ/kg Entanpy của hơi trích ra khỏi phần lạnh hơi i 4 rLH = 2752 kJ/kg Entanpy của nước đọng vào phần lạnh đọng i 4 vLĐ = 652.9 kJ/kg Entanpy của nước đọng ra khỏi phần lạnh đọng i 4 rLĐ = 498.9 kJ/kg Entanpy nước cấp vào BGN HA4 i nn vHA 4 = 478.9 kJ/kg Entanpy nước cấp ra khỏi BGN HA4 i nn rHA 4 = 640.5 kJ/kg Lượng nước cấp vào BGN HA4 α nc = 1+0.005 = 1.005 Hiệu suất BGN HA4 η = 0.98
Phương trình cân bằng nhiệt cho phần lạnh hơi: α 4 ∗( i 4 vLH −i 4 rLH ) ∗η= α nn ∗(i nn rHA 4 −i nn vLH )
Phương trình cân bằng nhiệt cho GNC: α 4 ∗( i 4 rLH −i 4 vLĐ ) ∗η=α nn ∗(i nn vLH −i nn rLĐ )
Phương trình cân bằng nhiệt cho phần lạnh đọng: α 4 ∗¿
Lượng hơi trích vào BGNCA8 α 4 = α nn ∗i nn rHA4 −i nn vHA 4 η∗(i 4 vLH −i 4 rLĐ ) α 4= 0.76557* 0.98 640.5− ∗(3020− 478.9 498.9) = 0.049809 g/ Bình gia nhiệt HA3
Hình 1.9: Sơ đồ cân bằng nhiệt bình hạ áp 3
Entanpy của hơi trích vào phần gia nhiệt chính i 5 vGNC = 2800 kJ/kg Entanpy của hơi trích vào phần lạnh đọng i 5 vLĐ = 490.7 kJ/kg Entanpy của nước đọng ra phần lạnh đọng i 5 rLĐ = 357.5 kJ/kg Entanpy nước ngưng vào BGN HA3 i nn vHA 3 = 337.5 kJ/kg Entanpy nước ngưng ra khỏi BGN HA3 i nn rHA 3 = 478.9 kJ/kg Lượng nước ngưng vào BGN HA3 α nn = 0.761526 Hiệu suất BGN HA3 η = 0.98
Phương trình cân bằng nhiệt cho GNC: α 5 ∗( i 5 vGNC −i 5 vLĐ ) ∗η=α nn ∗(i nn rHA3 −i nn rLĐ )
Phương trình cân bằng nhiệt cho phần lạnh đọng: ¿ ¿+ α 4 rLĐ
∗i 4 rLĐ - ( α 5 +α 4 ) ∗i 5 rLĐ ]*ƞ= ❑ nn *( i nn rLĐ - i nn vHA 3) Lượng hơi trích vào BGNCA6 α 5 =α nn ∗¿ ¿ α 5 = [0.761526∗( 478.9−337.5 )−0.049809∗(498.9 −357.5 )∗0.98]
Hình 1.10; Sơ đồ cân bằng nhiệt bình hạ áp 2 Entanpy của hơi trích vào phần gia nhiệt chính i 6 vGNC = 2654 kJ/kg Entanpy của hơi trích vào phần lạnh đọng i 6 vLĐ = 348.6 kJ/kg Entanpy của nước đọng ra phần lạnh đọng i 6 rLĐ = 271.4kJ/kg Entanpy nước ngưng vào BGN HA2 i nn vHA 2 = 251.4 kJ/kg Entanpy nước ngưng ra khỏi BGN HA2 i nn rHA 2 = 337.5 kJ/kg Lượng nước ngưng vào BGN HA2 α nn = 0.761526 Hiệu suất BGN HA2 η = 0.98
Phương trình cân bằng nhiệt cho GNC: α 6 ∗( i 6 vGNC −i 6 vLĐ ) ∗η= α nn ∗(i nn rHA 2 −i nn rLĐ )
Phương trình cân bằng nhiệt cho phần lạnh đọng: ¿ ¿* i 6 vLĐ + α 5 rLĐ * i 5 rLĐ -( α 6+ ❑ 4 +❑ 5 ) * i 6 rLĐ ]*ƞ= ❑ nn *( i nn rLĐ - i nn vHA 2
Lượng hơi trích vào BGNCA6 α 6 = α nn ∗( i nn rHA 2 −i nn vHA 2 ¿−(❑ 4 +❑ 5 )* ( i 5 rLĐ −i 6 rLĐ ) ∗ƞ η∗(i 6 vGNC −i 6 rLĐ ) α 5 = [ 0.761526∗(337.5−251.4 )−(0.049809+ 0.04212)∗( 357.5−361.2)∗0.98 ]
Hình 1.11: Sơ đồ cân bằng nhiệt bình hạ áp 1
Entanpy của hơi trích vào phần gia nhiệt chính i 7 vGNC = 2583kJ/kg
Entanpy của hơi trích vào phần lạnh đọng i 7 vLĐ = 262.1 kJ/kg
Entanpy của nước đọng ra phần lạnh đọng i 7 rLĐ = 200.5 kJ/kg
Entanpy nước ngưng vào BGN HA1 i nn vHA 1 = 180.5 kJ/kg
Entanpy nước ngưng ra khỏi BGN HA1 i nn rHA 1 = 251.4 kJ/kg
Lượng nước ngưng vào BGN HA1 α nn = 0.761526
Phương trình cân bằng nhiệt cho GNC: α 7 ∗( i 7 vGNC −i 7 vLĐ ) ∗η= α nn ∗(i nn rHA 1 −i nn rLĐ )
Phương trình cân bằng nhiệt cho phần lạnh đọng: ¿ ¿* i 7 vLĐ + α 6 rLĐ * i 6 rLĐ -( ❑ 4 +❑ 5 + ❑ 6 + α 7 ) * i 7 rLĐ ]*ƞ= ❑ nn *( i nn rLĐ - i nn vHA 1)
Lượng hơi trích vào BGN HA1: α 7 = α nn ∗( i nn rHA 1 −i nn vHA 1 ¿−(❑ 4 +❑ 5 +❑ 6 )* ( i 6 rLĐ −i 7 rLĐ ) ∗ƞ η∗(i 7 vGNC
( 2583−200.5)∗0.98 0.02063194 k) Kiểm tra cân bằng vật chất bình ngưng
T Lưu lượng hơi trích tại các thiết bị α
1 Lưu lượng hơi trích tại cửa trích số 1
2 Lưu lượng hơi trích tại cửa trích số 2 0.094581
3 Lưu lượng hơi trích tại cửa trích số 3 0.824977
4 Lưu lượng hơi trích tại cửa trích số 4(bkk) 0.033995
5 Lưu lượng hơi trích tại cửa trích số 5 0.034456
6 Lưu lượng hơi trích tại cửa trích số 6 0.049809
7 Lưu lượng hơi trích tại cửa trích số 7 0.042102
8 Lưu lượng hơi trích tại cửa trích số 8 0.024759
Bảng 1.4: Tổng hợp kết quả lưu lượng hơi trích tương đối tại các cửa trích ta đã tính được
Sau khi tính toán cân bằng nhiệt vật chất các bình gia nhiệt ta có các giá trị lưu lượng tương đối của hơi trong toàn chu trình Do đó ta có thể kiểm tra được cân bằng trong bình ngưng theo lưu lượng hơi vào:
Theo đường nước: αk = αnn – α5 – α6 – α7 – α8 – αch
Sai số trong quá trình tính toán được tính theo: Δα = | α k h
Kết quả tính toán kiểm tra cân bằng vật chất cho toàn chu trình tại điểm nút là bình ngưng theo hai dòng vật chất đạt sai số Δα= 0 % ,
Cân bằng nhiệt cho bình ngưng
Các thông số ta đã xác định được:
Lưu lượng hơi thoát vào bình ngưng: αk = 0.61223
Entanpi hơi thoát vào bình ngưng: ik = 2461 (kJ/kg)
Entanpi nước ngưng chính ra khỏi bình ngưng: iBN = 180.5 (kJ/kg)
Độ hâm nước trong bình ngưng: ΔPt = 10 ( o C)
Nhiệt dung riêng của nước ở nhiệt độ thường Cp = 4.18 (kJ/kg.k)
Phương trình cân bằng nhiệt bình ngưng: α k ∗(i k −i BN )= α lm ∗c p ∗Δt
Giải phương trình trên ta tìm được:
Lưu lượng tương đối nước tuần hoàn làm mát bình ngưng: α lm =¿33.78(kg/s)
1.2.4 Tính toán kiểm tra a/ Kiểm tra cân bằng công suất tuabin
Kiểm tra cân bằng công suất tuabin Bảng hệ số không tận dụng hết nhiệt giáng Điểm trích
Bảng 1.5: Hệ số không tận dụng hết nhiệt giáng b/ Tính công suất cụm tầng
Tính toán công suất trong mỗi cụm tầng Cửa trích D i (kg/s) h i (kJ/kg) N i (kW)
Bảng 1.6: Công suất trong mỗi cụm tầng
Công suất điện phát ra đầu máy Ne = Ni * η g ∗η m = 540000 kW
Tổng lưu lượng hơi vào tuabin:
Suất tiêu hao hơi của tuabin: d0 = 3600∗D N 0 e = 3600∗238.0131
220000 = 3.89476 kg/kWh Tiêu hao nhiệt thiết bị tuabin:
Q TB = D 0 ∗i 0 −D nc ∗i nc + D qntg ∗q qntg
Suất tiêu hao nhiệt cho thiết bị tuabin: q TB = 3600∗Q TB
Hiệu suất của thiết bị tuabin: ƞ TB = N e
Tiêu hao nhiệt cho lò hơi ¿ 1.005∗238.013∗(3396−1267+0.824977∗462 ) ¿ 532882.82459 kW
Kể đến hiệu suất của thiết bị lò hơi ƞ lh =0.9 thì tiêu hao nhiên liệu là:
Suất tiêu hao nhiên liệu là: b tc = 3600∗B tc
Nếu tuabin không có trích hơi, hồi nhiệt
Nhiệt giáng lý tưởng của tuabin sẽ là:
Lưu lượng hơi mới sẽ là:
Suất tiêu hao hơi là d0’ = 3600∗D N 0 ' e = 3600∗202.44
220000 = 3.313 kg/s Suất tiêu hao nhiệt sẽ là: q TB' =d o ' ∗( i 0 −i k )=3.313∗(3396 −180.5)652.9515 kj/kWh
Q LH = D LH ( i qn −i nc +a∗q qntg ) Độ kinh tế của thiết bị tuabin có gia nhiệt hồi nhiệt cho nước cấp và tái nhiệt so với tuabin ngưng hơi thuần túy được nâng lên: e = q tb ' q −q tb tb '
TÍNH NHIỆT CHO TẦNG ĐIỀU CHỈNH
Ở đây tầng điều chỉnh là tầng đơn kiểu xung lực
Các biểu thức tính toán được tiến hành như dưới đây, các giá trị u/ Ca thường được chọn bằng 0.38; 0.4; 0.42 Ở đây tính toán cho trường hợp u/Ca = 0.38 Các trường hợp còn lại tính toán trong bảng excel (File đính kèm).
- Chọn đường kính của tầng: d = 1.0 m
- Ở đây ta tính với giá trị u/Ca = 0.38
- Tính tốc độ vòng của đĩa u = πdndn 60 = 3.14∗1∗3000
- Tốc độ dòng hơi tương ứng với nhiệt giáng của tầng
- Nhiệt giáng đẳng entropi của tầng ho = C a
- Độ phản lực của tầng ρ = 0
- Nhiệt giáng làm việc trong ống phun: h01 = (1- ρ )* ho = (1 – 0)*85.35 = 85.35 kJ/kg
- Nhiệt giáng làm việc trong cánh động: h02 = ρ *ho = 0*85.35 = 0 kJ/kg
- Tốc độ lí thuyết ra khỏi ống phun:
- Góc của dòng ra khỏi ống phun α 1 = 14 ÷ 18 o
- Hệ số tốc độ trong ống phun φ = 0.96
- Tốc độ thực tế ra khỏi ống phun:
- Tốc độ tương đối của dòng hơi cánh động:
- Góc của dòng vào cánh quạt động: β 1 = arcsin C 1∗sin W 1 α 1 = arcsin 399.53 ∗sin 15 o
- Tốc độ lý thuyết của dòng hơi ra khỏi cánh động:
- Hệ số tốc độ ở cánh động: Lấy ψ = 0.94
- Tốc độ tương đối thực tế ra khỏi dãy cánh động:
- Góc của dòng hơi ra từ cánh động: β 2= β 1 – 3 o = 24.31 o – 3 o = 21.3 o
- Góc ra khỏi cánh động cấp của tốc độ tuyệt đối: α 2= arcsinW C 2∗sin 2 β 2 = 53.73 o
- Tốc độ tuyệt đối ra khỏi cánh động:
- Thành phần theo hướng chu vi của vector tốc độ:
- Hiệu suất tương đối của cánh quạt η ol = 2u
- Năng lượng làm việc trong tầng
- Mật độ dòng hơi trong buồng điều chỉnh ρ , xác định từ áp suất sau ống phun và đường bành trướng sơ bộ ta được ρ = 41.7 kg/m 3
- Thể tích riêng của dòng hơi trong buồng điều chỉnh v = 0.023979 m 3 /kg (tra theo p5.4 bar và tI0.9 o C)
- Chiều cao ống phun tại mép ra l1 = 0.04 m
- Độ phun hơi từng phần: e = Go∗v
Trong đó lưu lượng Go = 204.383 kg/s e = 204.383∗0.023979∗0.38 3.14∗1∗0.04∗157∗sin 15 ° =¿0.381
- Công suất tiêu phí để khắc phục ma sát và thông hơi quẩn:
Ntv= λ [Ad 2 +zB(1-e-0*5 ε k)*d* l 2 1.5]( 100 u ) 3 * ρ Trong đó: λ là hệ số phụ thuộc vào trạng thái hơi (hơi quá nhiệt λ = 1.1 ÷ 1.2) Trường hợp này lấy λ = 1.15 d là đường kính trung bình của đĩa, m e là độ phun hơi từng phần l2 là chiều cao trung bình của cánh quạt động, cm u là tốc độ vòng của đĩa trên đường kính trung bình, m/s ρ là mật độ hơi trong buồng điều chỉnh, kg/m 3 ε k là chiều dài tương đối của cung màng che cánh quạt, ε k=1- e z là số cấp tốc độ (số tầng cánh động trên đĩa), ở trường hợp này z=1
A, B là hệ số thực nghiệm, A phụ thuộc vào dạng của buồng điều chỉnh, Nếu đĩa đặt sát trong buồng điều chỉnh (giữa các màng ngăn) thì A=1, Còn đối với đĩa được đặt tự do trong buồng điều chỉnh thì
Lấy A = 2.5; B = 0.4 Khi đó: Ntv = 705.32 kW
- Tổn thất năng lượng do ma sát và thông hơi: htv = Ntv Go = 3.452 kJ/kg
- Giá trị tương đối của mất mát ma sát và thông hơi: ζ tv = h tv
- Hiệu suất tương đối của tầng: ηoi = η ol - ζ tv = 0.82571 – 0.03986 = 0.7859
*Sau khi tính toán được hiệu suất của tầng ở các giá trị u/Ca, tại tỉ số tối ưu ta (u/Ca) opt tính ngược lại các giá trị cả dòng hơi:
- Tính tốc độ vòng của đĩa: u = πdndn 60 = 157 m/s
- Tốc độ ra của dòng hơi khỏi ống phun:
Lấy hệ số tốc độ trong ống phun φ = 0.96 (tra đồ thị)
- Tốc độ lý thuyết của dòng hơi ra khỏi ống phun:
C1t = C φ 1 = 376.64 m/s Độ phản lực chung của toàn tầng là ρ = 0
- Nhiệt giáng lý tưởng chung của tầng điều chỉnh: hok = C 1
- Nhiệt giáng lý tưởng phân bố trong ống phun: h01 = (1- ρ )* hok = (1-0)*69.78 = 69.78kJ/kg
- Tốc độ lý thuyết của hơi ra khỏi ống phun kể cả tốc độ ban đầu:
- Tốc độ thực tế tương ứng với tốc độ lý thuyết này là:
- Tỉ số u/C1 thực tế là: u/C1 = 362.05 57 = 0.4336
- Áp suất của hơi tương ứng tại cửa ra của ống phun p1 = 125.4 bar
Tra đồ thị i-s tại áp suất này ta được v1= 0.02505 m 3 /kg
- Tỷ số áp suất của hơi sau dãy ống phun thứ nhất: ε = p 1 p o ' = 160.32 1 25.4 = 0.7822
- Áp suất tới hạn của hơi trong ống phun: p * = ε * * p o ' trong đó tỉ số áp suất tới hạn ε * =0.546 (đối với hơi quá nhiệt) p * =0.546*160.32= 87.535 bar
Trên đồ thị i-s tra các giá trị đẳng entropy tại áp suất p * ta được độ chênh lệch entanpy h0* = 188 kJ/kg, thể tích riêng v * = 0.03318 m 3 /kg
- Tốc độ tương đối của dòng hơi vào cánh động:
- Góc vào cánh động: β 1 = arcsin C 1 W sin α 1
214.29 = 25.9 o Góc ra từ cánh động: β 2 = 22.9 o
Hệ số tốc độ của dòng hơi trên cánh động: ψ = 0.94
- Tốc độ tương đối thực tế ra khỏi dãy cánh động cấp:
- Tốc độ tương đối lý thuyết của dòng hơi ra khỏi rãnh cánh động:
- Tốc độ tuyệt đối ra khỏi cánh động:
- Góc ra khỏi cánh động: α 2 = arcsin W 2 ∗sin C β 2
- Thành phần của tốc độ tuyệt đối theo hướng tốc độ vòng:
- Hiệu suất tương đối của cánh quạt η ol = 2u c a
Trong đó: dấu + cho trường hợp α 2 hoặc α ’2 nhỏ hơn 90 0 dấu - cho trường hợp α 2 hoặc α ’2 lớn hơn 90 0
- Năng lượng phân bố trên tầng điều chỉnh:
- Giá trị tổn thất tuyệt đối và tương đối: h c = C 1t 2
- Hệ số tổn thất trên cánh động: h l = W 1 2
- Tổn thất tốc độ ra: h vs = C 2 2
- Hệ số tổn thất tốc độ ra: ζ s = h vs
- Hiệu suất tương đối của cánh quạt là: η ol= 1 - ζ c - ζ l - ζ s = 1-0.0784-0.03758-0.049=0.834998
- Đường kính tuabin tại chèn phía trước chúng ta chọn: dup= 0.85 m
- Số răng chèn trong hộp chèn thứ nhất: z = 300
- Hơi rò rỉ từ hộp chèn thứ nhất có áp suất: pup= 13 bar
- Áp suất hơi sau dãy ống phun tầng điều chỉnh: p1= 125.4 bar
- Lưu lượng hơi qua bộ chèn đầu trục:
Trong đó: μ up là hệ số lưu lượng hơi kinh nghiệm của chèn, phụ thuộc vào cấu trúc, chiều dày của rang chèn và khe hở ngang, lấy μ up = 0.8
F up là diện tích vòng của chèn, m 2
- Lưu lượng hơi đi qua ống phun của tầng điều chỉnh kể cả lượng hơi rò rỉ qua chèn:
- Lượng hơi rò rỉ qua khe hở van stop chúng ta lấy bằng 0.5% G ' 0
- Khi đó lưu lượng tổng của dòng hơi:
- Diện tích tối thiểu của tiết diện ống phun:
- Độ phun hơi từng phần: e = 0.381
- Chúng ta chọn hệ số lưu lượng hơi trong rãnh cánh của phần truyền hơi tầng tốc độ: μ 2 =¿0.94
- Chọn chiều cao của ống phun: l1= μ G ' 0 v 1 t
- Chiều cao của rãnh cánh động: l 2 = G 0 v 2 t μ 2 ∗e∗πdn∗d∗W 2 t ∗sin β 2 = 0,0545 m
- Công suất tiêu phí để khắc phục ma sát và thông hơi quẩn
Ntv = λ [Ad 2 +zB(1-e-0.5 ε k)*d* l 2 1.5 ]( 100 u ) 3 * ρ Trong đó: λ là hệ số phụ thuộc vào trạng thái hơi
- hơi bão hòa và hơi ẩm λ = 1.2 ÷ 1.3
- không khí và hơi có độ quá nhiệt cao λ = 1 Lấy λ = 1.15 d là đường kính trung bình của đĩa, m e là độ phun hơi từng phần l2 là chiều cao trung bình của cánh quạt động, cm u là tốc độ vòng của đĩa trên đường kính trung bình, m/s ρ là mật độ hơi trong buồng điều chỉnh, kg/m 3 ε k là chiều dài tương đối của cung màng che cánh quạt ε k =1- ε = 1 – 0.381 = 0.6188 z là số cấp tốc độ (số tầng cánh động trên đĩa): z = 2
A, B là hệ số thực nghiệm, A phụ thuộc vào dạng của buồng điều chỉnh, Nếu đĩa đặt sát trong buồng điều chỉnh (giữa các màng ngăn) thì A=1, Còn đối với đĩa được đặt tự do trong buồng điều chỉnh thì A=2 ÷ 3
Hệ số B = 0.3 ÷ 0.4 Lấy A = 2.5; B = 0.4 Thay số:
- Tổn thất năng lượng do ma sát và thông hơi, kJ/kg htv = Ntv Go = 5.1299 kJ/kg ζ tv = h tv
- Tổn thất đẩy hơi quẩn: ξ v =
Trong đó: n là số đôi đầu cụm ống phun, n = 4
F1 là diện tích tiết diện ống phun, ở đây F1= F min = 0.011694 m 2 Chiều rộng cánh quạt B = 0.04 m
- Hiệu suất tương đối của tầng ηoi = η ol - ξ v - ζ tv = 0.8327-0.000287654-0.0721 = 0.7626
- Công suất của tầng điều chỉnh:
TÍNH NHIỆT CÁC TẦNG KHÔNG ĐIỀU CHỈNH
3.1 Xác định đường kính tầng điều chỉnh đầu tiên và tầng cuối a Tính đường kính tầng đầu tiên
- Đường kính của tầng không điều chỉnh đầu tiên: d1 = 1 πdn √ 60 e∗n∗l ¿ G o 1 ¿ ∗sin v C 1t ∗u a α 1
- Go là lưu lượng hơi qua tầng không điều chỉnh đầu tiên theo chế độ tính toán, kg/s
- v1t là thể tích riêng của hơi ra khỏi ống phun tầng không điều chỉnh đầu tiên, m 3 /kg
- l1 là chiều cao ở đầu ra của cánh ống phun, thực tế l1 được chọn trong khoảng ≥ 15 ÷ 20mm
- e là độ phun hơi từng phần của tầng, đối với tầng không điều chỉnh đầu tiên ta lấy e=1
- n là số vòng quay tuabin, v/ph
- α 1 là góc ra khỏi ống phun, góc α 1 được chọn tối thiểu 11 ÷ 12 0
- u/Ca là tỉ số tốc độ, đối với tầng đầu tiên được chọn trong khoảng 0.45 ÷ 0.55
- Đối với tầng đầu tiên đường kính nằm trong khoảng 0.8 ÷ 0.9 m
- Áp suất của dòng hơi tại đầu ra cánh động tầng điều chỉnh po= 125.4 bar
- Đường kính tầng không điều chỉnh đầu tiên: d1= 1 m
- Độ phun hơi từng phần của tầng: e = 1
- Nhiệt giáng lý tưởng của tầng không điều chỉnh đầu tiên: ho5.5 kJ/kg
- Lưu lượng hơi vào tầng không điều chỉnh đầu tiên: Go = 238.01 kg/s
Nhiệt giáng làm việc trong cánh hướng: h 01 = (1 −ρ)∗h 0 = (1-0.2006)*35.5(.3787 kJ/kg
Tốc độ lý thuyết ra khỏi cánh hướng:
Thể tích riêng của dòng hơi ra khỏi ống phun tầng không điều chỉnh đầu tiên: v1t = 0.02505 m 3 /kg
Chiều cao đầu ra của cánh ống phun: l 1 = G 0 v 1 t πdn∗e∗μ 1 ∗d∗C 1 t ∗sinα 1 = 238.01∗0.02505
3.14∗1∗0.98∗1∗238.238∗sin 15 o = 0.0314 m b.Tính đường kính tầng không điều chỉnh cuối cùng
Thể tích riêng của dòng sau tầng cánh động cuối cùng: v2 = 18.39 m 3 /kg
Hệ số tổn thất tốc độ ra ở tầng cuối: ξ vs = 0.03
Nhiệt giáng lý tưởng của toàn bộ tuabin: cửa trích io is hoi
Bảng 1.7: Nhiệt giáng của dòng hơi trong tuabin
Tra entanpy dựa vào áp suất và nhiệt độ hơi, các đường đẳng entropy ta sẽ tính được nhiệt giáng lý tưởng của toàn bộ tuabin Ho = 1619 kJ/kg Đường kính của tầng không điều chỉnh cuối cùng: dz √ πdn∗44.72∗sin G¿ α v 2 2 ∗√ ξ vs ∗H o ∗d z l z
- G là lưu lượng hơi qua tầng cuối, kg/s
- Ho là nhiệt giáng toàn bộ tuabin, kJ/kg
- v2 là thể tích riêng của hơi sau cánh động tầng cuối cùng, m 3 /kg
- ξ vs là hệ số tổn thất tốc độ ra tầng cuối, Đối với tuabin ngưng hơi ξ vs = 0.02 ÷ 0.03; với tuabin đối áp ξ vs =0.05
- α 2 là góc của tốc độ tuyệt đối C2 ra khỏi tầng cuối, Trong thiết kế góc α 2 có xu hướng bằng 90 0 nên sin α 2= 1
- dz/lz là tỉ số đường kính và chiều cao cánh tầng cuối
Thay các giá trị đã biết vào công thức ta được: dz = √ 147.232∗18.39∗3
3.2 Phân bố nhiệt giáng giữa các tầng không điều chỉnh
Tuabin gồm có 29 tầng cánh: 1 tầng cánh điều chỉnh và 28 tầng cánh không điều chỉnh
- CA: 8 tầng cánh (1 tầng điều chỉnh và 7 tầng không điều chỉnh)
Cụm 1: từ tầng cánh thứ 2 đến tầng cánh thứ 5
Cụm 2: từ tầng cánh thứ 6 đến tầng cánh thứ 8
Cụm 3: từ tầng thứ 9 đến tầng thứ 12
Cụm 4: từ tầng thứ 13 đến tầng thứ 15
Cụm K: tầng cánh 21,22 và tầng cánh 28, 29
3.3Tính nhiệt tầng không điều chỉnh Ở đây ta tính toán cho tầng không điều chỉnh đầu tiên đó là tầng cánh thứ 2 của cụm 1 (Các tầng cánh khác tính toán trong bản excel gửi kèm):
- Phân bố nhiệt giáng tạm thời: ho = 12.325*( u /C d a ¿ ¿ 2 325∗( 0.848
- Độ phản lực của tầng cánh: ρ = 0.1
- Lưu lượng hơi qua tầng cánh: Go = 204.38 kg/s
- Hệ số hoàn nhiệt cho cụm tầng: α = ∑ h i − H ' 0
- Nhiệt giáng cả cụm tầng kể cả hệ số hoàn nhiệt là: Ʃ h (i+ α) = Ʃ h i ∗α + Ʃ h i 7 43∗0.0 1476 +167 43 9.9 kj / kg
- Nhiệt giáng phân bố trên tầng: hoi = h o + Ʃ h (i +α) −Ʃ h i
3.3.1 Tính toán các rãnh ống phun của các tầng không điều chỉnh
- Hệ số tốc độ: χ 0= 0 (chọn theo sách)
- Nhiệt giáng phân bố trong rãnh ống phun: ho1 = ( 1− ρ¿ ho = (1 – 0.1)*42.62 = 38.358kJ/kg
- Nhiệt giáng phân bố trong rãnh cánh động: h02 = ho – ho1= 42.62 – 38.358 = 4.262 kJ/kg
- Tốc độ tương ứng với nhiệt giáng của tầng:
- Tốc độ lý thuyết của hơi ra khỏi cánh ống phun:
- Hệ số tốc độ hơi trong rãnh ống phun: φ = 0.97
- Góc ra của dòng hơi khỏi ống phun: α 1 = 12 o
- Tốc độ thực tế của hơi ra khỏi rãnh ống phun:
- Tốc độ tương đối của dòng hơi vào rãnh cánh động:
- Góc của dòng hơi vào cánh động: β 1 =arcsin C 1 sinα 1
- Góc của dòng hơi ra cánh động: β 2 =β 1 −3 ° = 20.15 o
- Tốc độ lý thuyết của hơi ra khỏi cánh động:
- Hệ số tốc độ hơi ra khỏi cánh động: ψ = 0.98
- Tốc độ thực tế của hơi ra khỏi cánh động:
- Tốc độ tuyệt đối của dòng hơi ra khỏi cánh động:
- Nhiệt giáng tương đương với với động năng của hơi thoát: h vc pr = C 2 2
- Góc ra của tốc độ tuyệt đối: α 2 =arcsin W 2 sinβ 2
- Thể tích riêng của hơi ở đầu ra ống phun: v 1t = 0.02633 m 3 /kg
- Thể tích riêng của hơi ở đầu ra ống phun cánh động: v 2t = v 0 tầngkế tiếp = 0.02505 m 3 /kg
- Hệ số lưu lượng lấy từ 0.96 ÷ 0.98
- Độ phun hơi từng phần: e = 1
- Tiết diện cực tiểu của ống phun:
- Tiết diện ra của ống phun:
- Chiều cao cánh ống phun: l1= 10
- Bước cánh quạt: t1= ttb*b Trong đó: ttb= 0.55 ÷ 0.75 b là dây cung
Chọn ttb = 0.75 mm; dây cung profin cánh b = 40
Bước cánh ống phun: t1 = 0.65*30 = 30mm
- Số cánh quạt động: z2 = πdn ∗d t
3.3.2 Tính toán các cánh động của các tầng không điều chỉnh
- Tiết diện ra của cánh động:
- Chiều cao đầu vào cánh động: l 2 ' = l1+ ∆ 1+ ∆ 2
Tra từ bảng 20 với l1 = 35.9 mm ta có độ dôi ra ở chân cánh ∆ 1 = 1 mm; độ dôi ra ở đầu cánh ∆ 2 = 2.1 mm. l 2 ' = 3.59+ 0.1 + 0.21 = 3.9 cm
- Chiều cao đầu ra cánh động l2= 10
Trong đó: ttb= 0.55 ÷ 0.75 b là dây cung Chọn ttb = 0.55 mm; dây cung profin cánh b = 40 Bước cánh ống phun: t2= 0.55*40 = 22 mm
- Số cánh quạt động: z2 = πdn∗d t
3.3.3 Xác định hiệu suất và công suất của tầng không điều chỉnh
- Nhiệt giáng của tầng: h0 = 42.62 kJ/kg
- Tổn thất tốc độ ra: hvc = C 2 2
- Tổn thất trong rãnh ống phun: h c = C 1t 2
- Tổn thất trong rãnh cánh động: hl = W 2 t
∑ h n = hvc + hc + hl = 1.9448 + 2.3 + 0.5766 = 4.8215kJ/kg
- Nhiệt giáng có ích đối với dãy cánh động: hu = h 0 −h l − h c −h vc = 42.62 – 4.8215 = 38.42kJ/kg
- Hệ số sử dụng tốc độ ra của tầng: μ 1 = 0.77
- Năng lượng lý tưởng của tầng: ( μ 0=0.8)
E 0 =h 0 + μ 0 h vc pr −μ 1 h vc = 42.5 + 0.8*1.9448 - 0.77*1.9448 = 43.3 kJ/kg
- Hiệu suất trên cánh tương đối: ηol = 1− h c
- Thể tích riêng trung bình của dòng hơi: vtb = v 1 t + v 2t
- Khối lượng riệng trung bình của dòng hơi: ρ = V 1 tb = 38.9264 kg/m 3
- Công suất tiêu hao cho ma sát và thông hơi quẩn:
- Tổn thất ma sát và thông hơi quẩn: h tv = N tv
- Hệ số tổn thất ma sát và thông hơi quẩn: ξ tv = h tv
- Đường kính tuabin tại chèn phía trước chúng ta chọn: dup= 0.56 m
- Số răng chèn trong hộp chèn thứ nhất: z = 4
- Lưu lượng hơi qua bộ chèn đầu trục:
Trong đó: μ 1 up là hệ số lưu lượng hơi kinh nghiệm của chèn, phụ thuộc vào cấu trúc, chiều dày của rang chèn và khe hở ngang, lấy μ 1up = 0.75
F up là diện tích vòng của chèn, m 2
Tỷ số áp suất trước chèn và sau chèn: ε 1 = P P 1 o = 117.3 9 1 25.4 = 0.936
- Tổn thất rò rỉ qua chèn bánh tĩnh: h 1 up = G up
- Lượng hơi rò rỉ qua chèn bánh tĩnh: ξ 1 up = h 1 up
- Hệ số lưu lượng qua ống phun: μ 1 = 0.96
- Tiết diện ra cánh ống phun:
- Lượng hơi rò rỉ qua chèn đai cánh: ζ 2up = h 2up
Hệ số lưu lượng: μ 2up = 0.8
Diện tích vòng khe hở ngang của chèn: δ 2 = 0.0009 m
Diện tích vòng khe hở theo hướng kính:
- Độ phản lực ở đầu mút của tầng: ρ v =1−(1− ρ s )( ( l d 2 )
Thay lại vào công thức ta tính được: ζ 2up = 0.8∗0.0023∗0.92 32
- Hệ số tổn thất rò rỉ hơi: ζ up =¿ ζ 1 up + ζ 2up = 0.001+0.01= 0.011
- Tổng tổn thất rò rỉ: h up =( ζ 1 up + ζ 2 up ) ∗E 0 =ζ up ∗E 0 = 0.011*43.3= 0.4884 kJ/kg
- Hiệu suất trong tương đối: η oi =η ol −ζ tv − ζ up = 0.9232 - 0.0087856 – 0.011 = 0.9032
- Nhiệt giáng hữu ích của tầng: h i =h u − h tv − h up = 38.42– 0.38 – 0.4884 = 37.55 kJ/kg
- Công suất trong của tầng:
Tìm hiểu cấu trúc và hoạt động của tuabin ngưng hơi
Khái quát kết cấu thân máy
Tua bin Nhà máy Nhiệt điện Mạo Khê Việt Nam là Nhà máy Đông Phương sản xuất là Tua bin kiểu ngưng hơi, hơi thoát kép 3 xi lanh, 1 hệ trục, 1 bộ tái nhiệt trung gian Bộ phận thông lưu Tua bin do 3 bộ phận cao, trung, hạ áp hợp thành, trong xi lanh cao áp có 1 cấp điều chỉnh và 11 cấp áp lực kiểu xung lực, trong xilanh hạ áp có 10 cấp áp lực kiểu xung lực, bộ phận hạ áp là kiểu phân lưu đối xứng 2x5 cấp, mỗi cấp phân lưu do 5 cấp áp lực kiểu xung lực hợp thành, tổng thể máy có 32 cấp áp lực Hơi từ Bộ quá nhiệt Lò hơi sau khi đi qua vân hơi tổng điện động hơi chính thông qua đường ống 3 ngả phân thành 2 đường đi vào 2 van hơi chính cao áp và 4 van hơi điều chỉnh cao áp, 4 van điều chỉnh phân biệt dùng 4 đường ống dẫn hơi liên kết với 2 cửa hơi vào trên xi lanh với xi lanh dưới Hơi mới sau khi sinh công trong xi lanh cao áp, thông qua 2 cửa ở bộ phận phía dưới xi lanh ngoài thoát ra ngoài, sau đó hợp thành đường ống hơi tái nhiệt lạnh đi về bộ tái nhiệt Lò hơi, sau khi hơi được gia nhiệt, thông qua đường ống hơi tái nhiệt nóng đi đến phía đầu Tua bin, lại đi qua đường ống 3 ngả phân thành 2 đường đi vào vân hơi liên hợp trung áp ở 2 bên Tua bin, sau đó do 2 đường ống hơi chính trung áp đi vào trong xi lanh trung áp, vị trí liên kết đều ở xi lanh nửa dưới Hơi sau khi được gia nhiệt thông qua bộ phận trung áp sinh công, sau đó qua đường ống liên thông trung hạ áp đi vào trong xi lanh hạ áp, hướng về 2 bên bộ phận thông lưu đối xứng xi lanh hạ áp sinh công, sau khi sinh công hơi thông qua cửa thoát hơi hạ áp về Bình ngưng, hình thành kiểu phân lưu đối xứng Ống liên thông trung hạ áp dùng khớp giãn nở kiểu màng liên can, có thể hấp thụ giãn nở các phương hướng Tua bin bao gồm có 8 cửa trích, phân biệt trích sau các cấp 9, 12, 15, 18, 20, 22, 28/28, 25/30 tương ứng với 3 bình gia nhiệt cao áp, 1 bình khử khí và 4 bình gia nhiệt hạ áp, để gia nhiệt nước ngưng, nước cấp Xả đọng bình gia nhiệt cao áp về khử khí, xả đọng bình gia nhiệt hạ áp về Bình ngưng.
1 Bộ phận tĩnh Tua bin
Thân máy là kiểu hình hơi thoát kép 3 xi lanh phân thành xi lanh cao áp, xi lanh trung áp, xi lanh hạ áp Bộ phận cao áp thiết kế là xinh lanh kép Xi lanh hạ áp là kiểu phân lưu đối xứng, cũng dùng kết cấu xi lanh kép Van hơi chính cao áp và van điều chỉnh cao áp được treo phía dưới tầng vận hành trước Tua bin, Van hơi chính liên hợp trung áp ở vị trí 2 bên xi lanh cao trung áp Bộ phận thông lưu cao áp thiết kế kiểu phản lực, cửa hơi vào cao áp và trung áp đều bố trú ở bộ phận giữa xi lanh cao trung áp, là vị trí nhiệt độ làm việc lớn nhất của Tổ máy Tổng chiều dài 20m
Xi lanh cao áp là xi lanh kép, bên trong có 1 cấp điều chỉnh, 11 cấp áp lực,sau cấp thứ 9 có 1 cửa trích, cửa trích số 8 đưa về bình gia nhiệt hạ áp số 8
(NO.8HP HTR), Do hơi thoát xi lanh cao áp do 2 cửa thoát hơi về bộ gia nhiệt, trong đó 1 bộ phận cửa trích số 7 đưa về bình gia nhiệt hạ áp số 7 (NO.7 HP HTR)
Hơi tái nhiệt thông qua 2 đường ống hơi tái nhiệt đi vào trong van liên hợp trung áp, lại thông qua 2 đường ống Φ610×55 hơi chính trung áp tứ 2 bên nửa dưới trước xi lanh ngoài trung áp đi vào trong bộ phận thông lưu trung áp.
Toàn bộ Xi lanh trung áp dùng kết cấp bộ vách ngăn, trong xi lanh trung áp có 10 cấp áp lực, sau cấp áp lực thứ 3 thiết kế cửa trích số 6, cửa trích số 6 đưa hơi về bình hạ áp số 6 (NO.6 HP HTR) Sau cấp áp lực 6 thiết kế có cửa trích số 5, hơi được đưa về Bình khử khí Sau cấp áp lực 8 thiết kế cửa trích số 4, hơi được đưa về bình gia nhiệt hạ áp #4 (NO.4 HP HTR) Một phần hơi thoát trung áp từ 2 cửa hơi thoát trung áp Φ1100mm đi vào ống liên thông hướng về xi lanh hạ áp, một phần khác được trích ra đưa về bình gia nhiệt cao áp số 3 (NO.3 LP HTR.
Bộ phận hạ áp là kết cấu Xi lanh 3 tầng phân lưu đối xứng Hơi đi vào bộ phận thông lưu trong xi lanh hạ áp phân thành 2 hướng lưu động, sau khi qua cấp áp lực 2x5 sinh công xong hơi được thoát về bình ngưng Sau cấp 1 và 3 thiết kế có cửa trích số 2 và cửa trích số 1, phân biệt cấp hơi 2 bình gia nhiệt cao áp (NO.2 LP HTR và NO.1 LP HTR)
1.1 Kết cấu xi lanh ngoài, xi lanh trong cao áp
Bộ phận cao áp là xi lanh hai tầng, để giảm thiểu áp lực thừa và ứng lực nhiệt, vật liệu trong ngoài của Xi lanh là ZG15Cr1Mo1 Nhiệt độ làm việc cho phép không lớn hơn 566 độ C Vị trí cấp thứ 5 chắn ngoài trong Xi lanh thiết kế vòng cách nhiệt làm cho không gian tầng Xi lanh trong ngoài chia thành 2 khu vực.
Nó vừa có thể giảm thiểu sai lệch nhiệt độ chắn ngoài bên trong Xi lanh cao áp, vừa có thể tăng cao nhiệt độ Xi lanh ngoài.
Mặt giữa xi lanh sử dụng bích cao hẹp và ốc ren ngược để chống bị trượt ren vật liệu của ốc vít thông lỗ là 20Cr1Mo1VNbTiB, nhiệt độ làm việc cho phép không lớn hơn 570 độ C Giữa đai ốc trên, dưới của bu lông Xi lanh cao áp ngoài mài với mặt cắt xi lanh, đảm bảo mặt chịu lực của bu lông ăn khớp với mặt cắt của xi lanh Cải thiện được tình hình chịu lực của bu lông và tránh rò khí Đai ốc bên dưới bu lông mặt giữa của Xi lanh trong có kết cấu chống rơi, chống lỏng đặc biệt
1.2 Giá đỡ Xi lanh ngoài cao áp
Xi lanh ngoài được gá trên thùng ổ trục bằng 4 móc hình vuốt mèo của mặt riêng xi lanh trong kéo dài, và toả ra phía trước, sau, và trái, phải, gọi là đỡ mặt trong vuốt mèo dưới, khe hở động tĩnh của kiểu đỡ này không chịu ảnh hưởng của sự thay đổi hiệt độ, bu lông mặt giữa không chịu lực phụ trợ của phần dưới xi lanh, trọng lực của các bộ phận bên trong và đường ống.
Lực đẩy (kéo) giữa hộp gối trục trước với xi lanh cao áp dựa vào truyền lực kết cấu đẩy (kéo) kiểu hình “H” giữa hộp gối trục trước với đầu trước nửa dưới xi lanh, Để xi lanh với hộp gối trục đảm bảo đồng nhất tuyến trung tâm Trong xi lanh cao áp ở tuyến trung tâm hơi vào cao áp với xi lanh ngoài thông qua kết cấu chốt định vị cấu thành điểm chết giãn nở tương đối xi lanh trong ngoài Thông qua
4 móng vuốt mèo nửa dưới xi lanh trong ở trên xi lanh ngoài, tạo thành giá đỡ bề mặt giữa Vùng giữa Xi lanh trong với xi lanh ngoài dựa vào chốt hướng dọc duy trì tuyến trung tâm đồng nhất và tạo giãn nở tự do giữa xi lanh trong/ngoài.
1.3 Bộ phận hơi vào Cao áp
Buồng hơi nước cao áp và Xi lanh trong được phối lắp với nhau, giữa buồng hơi nước và trong Xi lanh có sử dụng miếng đệm đàn hồi mỏng để đảm bảo kín. Ống khí vào cao áp được liên kết với xi lanh ngoài bằng bích, ống dẫn khí và buồng hơi nước được sử dụng miếng đệm làm kín để phối hợp, nó cho phép có thể vừa giãn nở tự do, lại có thể làm kín Để tiến thêm một bước trong việc giảm thiểu rò khí, ở vị trí phối hợp phần đỉnh buồng hơi nước và cao áp với ống dẫn khí, thiết kế vòng làm kín hình trụ khe hở nhỏ để ngăn khí rò qua.
Trong buồng đường ống dẫn khí cao áp thiết kế miếng đệm cách nhiệt kiểu xoắn ốc, khi tổ máy dừng, có thể đưa không khí làm mát này tại đây, làm tăng nhanh độ mát cho tầng lửng của Xi lanh bên trong, ngoài.
Buồng đầu phun và cụm đầu phun do 4 đoạn hợp thành, lần lượt liên kết với cửa dẫn khí tương ứng, ở gian buồng miệng phun có khe hở giãn nở nhiệt, gian cụm đầu phun có sử dụng kết cấu bắc qua, có khe hở giãn nở nhiệt, vừa có thể tránh rò khí Kết cấu của buồng đầu phun và cụm đầu phun.
1.4 Kết cấu Xi lanh trung áp
Nguyên tắc khởi động Tuabin
1.1.1 Trước khi khởi động Tuabin sau khi sửa chữa A, B cần phải hoàn thành vận hành thử thiết bị chính và phụ trợ, công tác hiệu chính và thí nghiệm
1.1.2 Trước khi khởi động tổ máy sau khi sửa chữa phải căn cứ vào qui định, tiêu chuẩn liên quan và yêu cầu, điều kiện kỹ thuật thiết bị, Do Tổng Giám Đốc phê chuẩn vận hành, người phụ trách kỹ thuật sửa chữa tiến hành nghiệm thu toàn bộ thiết bị chính và phụ trợ, sau khi nghiệm thu đạt tiêu chuẩn mới có thể khởi động;
1.1.3 Khởi động tổ máy phải nghiêm khắc chấp hành quản lí tuổi thọ tổ máy, căn cứ làm việc của tổ máy và đặc tính khởi động, xác định tham số khởi động tổ máy, phương thức khởi động, tăng áp suất, tăng nhiệt độ
1.1.4 Khi khởi động tổ máy, các bảo vệ phải được đưa vào theo qui định, vì lí do thiết bị không thể đưa vào phải được thông qua Tổng Giám Đốc phê chuẩn, và phải làm các biện pháp kỹ thuật an toàn tương ứng.
1.1.5 Khởi động tổ máy phải nghiêm khắc theo phiếu thao tác và chấp hành qui trình vận hành
1.1.6 Khởi động tổ máy sau khi sửa chữa A, B phải do Tổng Giám Đốc chủ trì (hoặc người chuyên trách), Khởi động sau khi vừa qua sửa chữa phải do Phó Tổng Giám đốc sản suất chủ trì, Tổ máy khởi động, dừng vận hành bình thường do Trưởng ca chủ trì thao tác.
1.2 Qui định liên quan khởi động Tuabin
1.2.1 Một trong ngững điều dưới đây xảy ra không cho phép khởi động Tổ máy
1.2.1.1 Hệ thống DCS Tổ máy, hệ thống DEH, TSI và CRT hiển thị không bình thường, không thể hiển thị các thông số.
1.2.1.2 Bảo vệ trip Tuabin và liên động có bất kỳ hạng mục nào bất thường.
Ví dụ bảo vệ vượt tốc, bảo vệ áp lực dầu thấp, bảo vệ chân không thấp, bảo vệ di trục thấp, bảo vệ nhiệt độ gối trục cao, bảo vệ mất nước Stator máy phát, bảo vệ đóng van hơi chính liên động Trip máy phát
1.2.1.3 Tất cả phiếu công tác sửa chữa chưa khóa và có ảnh hưởng tới công việc cục bộ khởi động tổ máy.
1.2.1.4 Thiết bị có khiếm khuyết nặng, ảnh hưởng nguy hiểm tới con người và thiết bị.
1.2.1.5 Van hơi chính cao, trung áp; van điều chỉnh; van 1 chiều hơi thoát cao áp, hệ thống thu hồi nhiệt có bất kỳ 1 1 chiều cửa trích đóng không kín, kẹt hoặc không linh hoạt.
1.2.1.6 Chất lượng dầu bôi trơn, dầu EH không đạt tiêu chuẩn, dầu bôi trơn hoặc dầu EH không có bơm dầu dự phòng, mức dầu bể dầu thấp.
1.2.1.7 Thí nghiệm vượt tốc bộ bảo vệ khẩn cấp không đạt tiêu chuẩn
1.2.1.8 Tổ máy có bất kỳ tham số khống chế quan trong mất giám sát hoặc có bất kỳ thiết bị điều chỉnh quan trọng nào không linh hoạt
1.2.1.9 Bơm dầu nâng trục, thiết bị động cơ vần trục làm việc không bình thường
1.2.10 Hệ số lệch tâm Rô to lớn hơn giá trị ban đầu 0.03mm
1.2.1.11 Chênh lệch nhiệt độ vách trên/dưới Xi lanh trong cao, trung áp
1.2.1.12 Khi vần trục Tua bin có tiếng ma sát kim loại phần tĩnh và phần động hoặc âm thanh bất thường khác
1.2.1.13 Nguồn khí điều khiển không bình thường, không thể duy trì vận hành an toàn của tổ máy
1.2.1.14 Có bất kỳ hệ thống nào của Tuabin bị rò rỉ nghiêm trọng không thể duy trì vận hành bình thường
1.2.1.15 Thí nghiệm tính kín Máy phát không đạt Khi áp lực khí nén 0.3MPa, 24h áp lực giảm xuống hơn 800Pa.
1.2.1.16 Khi bảo ôn thiết bị chính không bọc đầy đủ.
1.2.2 Thao tác dưới đây cần phải có Tổng Giám Đốc hoặc người phụ trách tham gia mới có thể tiến hành
1.2.2.2 Khởi động sau khi sửa chữa B
1.2.2.3 Có hệ thống sau khi thay đổi thiết kế, thiết bị lần đầu tiên sử dụng. 1.2.2.4 Thí nghiệm vượt tốc Tổ máy
1.2.2.5 Thí nghiệm sa thải phụ tải
1.2.2.6 Chuyển đổi Bộ làm mát dầu Tổ máy đang vận hành
1.2.3 Trạng thái khởi động tổ máy căn cứ nhiệt độ cấp điều chỉnh Xilanh trong cao áp để xác định, cụ thể dưới đây
Khởi động trạng thái lạnh: 400 o C
1.3 Thí nghiệm Logic bảo vệ ETS Tua bin
1.3.1 Điều kiện tác động ETS
1.3.1.1 Vượt tốc điện Tua bin (3300r/min)
1.3.1.2 Bảo vệ vượt tốc cơ khí (3312r/min)
1.3.1.3 Độ di trục lớn Tua bin (≥1.2mm hoặc ≤-1.65mm)
1.3.1.4 Áp lực dầu bôi trơn thấp (0.07MPa)
1.3.1.5 Mức dầu bể dầu chính thấp (Khóa lưu lượng) (Thủy kế tại chỗ 1440mm)
1.3.1.6 Chân không bình ngưng thấp (áp lực tuyệt đối ≥19.7KPa)
1.3.1.7 Nhiệt độ bạc chặn cao (>110 o C)
1.3.1.8 Nhiệt độ gối trục đỡ Tuabin, Máy phát cao (>115 o C)
1.3.1.9 Chênh giãn nở Cao áp Tuabin lớn (+7~ -5mm)
1.3.1.10 Chênh giãn nở Trung áp Tuabin lớn (+7~ -5mm)
1.3.1.11 Chênh giãn nở hạ áp Tuabin lớn (+13mm)
1.3.1.12 Độ rung gối trục Tuabin, Máy phát lớn (>254um)
1.3.1.13 Nhiệt độ hơi thoát xi lanh cao áp cao (410 o C)
1.3.1.16 Trip Tuabin bằng tay từ xa.
1.3.1.17 Mức nước bao hơi cao cấp II
1.3.1.18 Trip Tuabin bằng tay tại chỗ.
Khởi động liên hợp Xilanh Cao trung áp
2.1 Công việc chuẩn bị và kiểm tra trước khi khởi động
2.1.1 Toàn bộ công việc kiểm tra sửa chữa thiết bị kết thúc, hiện trường tạp vật sạch sẽ hoàn tất, điện chiếu sáng, điện sự cố chiếu sáng bình thường; Bảo ôn đường ống và thiết bị hoàn tất, công tác kiểm tra sửa chữa kết thúc, thí nghiệm và nghiệm thu thiết bị đạt tiêu chuẩn.
2.1.2 Chuẩn bị tốt các công cụ, đồng hồ đo, phiếu thí nghiệm, phiếu thao tác khởi động tổ máy, ghi chép thao tác.
2.1.3 Trước khi khởi động Tổ máy, C&I đưa tất cả đồng hồ đo vào làm việc, các loại điều khiển, bảo vệ, nguồn điện tín hiệu và nguồn khí điều khiển phải được cấp; Thí nghiệm hệ thống TSI, ETS, DEH phải bình thường và đã được đưa vào, thời gian thông nguồn điện không dưới 2h
2.1.4 Tiếp địa thiết bị điện phải tốt, cách điện đạt tiêu chuẩn, chiều quay động cơ chạy không tải bình thường, bu lông liên kết thiết bị chắc chắn, trước khi khởi động tổ máy thiết bị phải được cấp điện bình thường, tín hiệu trên tủ điều khiển phải hiển thị bình thường
2.1.5 Thiết bị truyền động phải được bổ sung dầu bôi trơn và mỡ bôi trơn đầy đủ, thiết bị có thể vần trục bằng tay phải linh hoạt, vỏ bảo vệ chắc chắn tin cậy.
2.1.6 Bên hóa chuẩn bị nước khử khoáng đầy đủ, đạt tiêu chuẩn và khí Hydro, thông báo bên sửa chữa chuẩn bị khí CO2
2.1.7 Trước khi khởi động trạng thái lạnh, các van điện, van khí nén đóng mở phải bình thường, liên động động cơ thiết bị quay phải bình thường, các thí nghiệm liên động bên C&I phái đạt tiêu chuẩn.
2.18 Kiểm tra ống dầu, bể dầu, bộ làm mát dầu, bơm dầu, hệ thống dầu chèn ở trạng thái dự phòng tốt, hệ thống dầu không có hiện tượng bị rò rỉ, thông báo bên hóa hóa nghiệm chất lượng dầu bôi trơn, không thì phải đưa hệ thống tái sinh dầu vào làm việc, chất lượng dầu phái đạt tiêu chuẩn
2.1.9 Khởi động bơm dầu bôi trơn xoay chiều, đưa hệ thống dầu bôi trơn vào vận hành, kiểm tra áp lực dầu, nhiệt độ dầu bình thường.
2.1.10 Kiểm tra khởi động hệ thống dầu chèn bình thường, tiến hành đuổi khí Máy phát, sau khi đuổi khí máy phát đạt tiêu chuẩn, khởi động quạt gió tuần hoàn khí Hydro, đưa thiết bị giám sát độ ẩm Hydro và thiết bị khử ẩm Hydro vào làm việc.
2.1.11 Khởi động bơm dầu nâng trục #A (#B) Kiểm tra bình thường đưa động cơ vần trục điện động vào làm việc, kiểm tra áp lực dầu các gối dầu nâng trục đều bình thường, xác nhận Rô to đã được nâng lên tiến hành vần trục, kiểm tra dòng điện động cơ vần trục, âm thanh ma sát tầng cánh tĩnh và động và độ võng của Rô to bình thường Đảm bảo thiết bị động cơ vần trục trước khi khởi động tổ máy vận hành liện tục 4h trở lên.
2.1.12 Hóa nghiệm dầu EH đạt tiêu chuẩn, khởi động bơm dầu cao áp, kiểm tra áp lực dầu cao áp, nhiệt độ dầu, mức dầu đều bình thường, tiến hành thí nghiệm trạng thái tĩnh tổ máy, thí nghiệm các bảo vệ đều bình thường.
2.1.13 Kiểm tra tác động van điều chỉnh và van hơi chính cao, trung áp không có hiện tượng không linh hoạt, và đang đóng kín
2.1.14 Kiểm tra hệ thống bảo vệ, điều chỉnh tính năng làm việc các linh kiện phù hợp với yêu cầu
2.1.15 Kiểm tra tính năng làm việc các thiết bị hệ thống dầu EH phù hợp với yêu cầu
2.1.16 Kiểm tra Bình ngưng, bơm nước ngưng, hệ thống nước hạ áp ở trạng thái dự phòng tốt.
2.1.17 Kiểm tra Bình gia nhiệt cao áp và bình khử khí, bơm cấp ở trạng thái dự phòng tốt
2.1.18 Kiểm tra hệ thống nước làm mát trong máy phát ở trạng thái dự phòng tốt
2.1.19 Kiểm tra hệ thống nước tuần hoàn và hệ thống nước làm mát đều ở trạng thái dự phòng tốt
2.1.20 Trước khi khởi động các hệ thống Tuabin kiểm tra các van ở trạng thái chính xác và bình thường.
2.2 Đưa hệ thống phụ trợ tổ máy vào vận hành
2.2.1 Trưởng ca lệnh cho nhân viên trực ban bơm nước cấp bổ sung bên Hồ khởi động bơm cấp bổ sung nước hồ cấp nước cho tháp làm mát đến mức nước bình thường
2.2.2 Đưa hệ thống nước cứu hỏa, hệ thống nước công nghiệp, hệ thống xử lý nước bẩn vào lầm việc
2.2.3 Kiểm tra áp lực ống góp khí điều khiển, khí phục vụ khoảng 0.65MPa
2.2.4 Khởi động 1 bơm nước tuần hoàn và vận hành tháp làm mát, đưa bơm còn lại vào liên động, kiểm tra thiết bị làm việc bình thường
2.2.5 Đưa hệ thống nước tuần hoàn kín vào làm việc
2.2.6 Kiểm tra hệ thống nước ngưng và hệ thống nước bổ sung bình thường, liên hệ với bên Hóa cấp nước vào bể bổ sung tới giá trị bình thường, khởi động bơm bổ sung nước ngưng điền nước vào đường ống xả hết khí, cấp nước vào bình ngưng
2.2.7 Sau khi mức nước bình ngưng bình thường có thể khởi động hệ thống nước ngưng Khởi động bơm nước ngưng cấp nước lên khử khí, tiến hành xung rửa bình ngưng, cấp nước lên khử khí bình thường xong.
2.2.8 Tiến hành xung rửa bể nước làm mát, thông báo bên hóa hóa nghiệm chất lượng nước làm mát, kiểm tra và đưa hệ thống nước làm mát Stator vào vận hành bình thường
2.2.9 Đuổi khí máy phát đạt tiêu chuẩn, áp lực Hydro máy phát 0.05MPa trở lên, độ thuần hydro > 95%
2.10 Kiểm tra toàn diện tình trạng nguồn hơi phụ trợ và đưa vào vận hành bình thường, và tăng áp và nhiệt độ theo qui định, duy trì áp lực 0.6MPa
2.2.11 Gia nhiệt bình khử khí khoảng 70~90 o C
2.2.12 Kiểm tra toàn bộ hệ thống bơm cấp và bơm cấp ở trạng thái dự phòng tốt
2.2.13 Khởi động bơm cấp cấp nước lên Lò, mức nước bao hơi -100mm 2.2.14 Hệ thống sấy Xilanh và hệ hống chèn trục sấy ống dự phòng tốt
2.3 Chuẩn bị, kiểm tra trước khi đốt lò
2.3.1 Kiểm tra xác nhận vị trí van hệ thống Tổ máy chính xác
2.3.2 Động cơ vần trục liên tục 4h trở lên, không có vấn đề gì bất thường, dòng điện động cơ vần trục bình thường
2.3.3 Hệ thống dầu bôi trơn vận hành bình thường, áp lực dầu: 0.16~0.2MPa, nhiệt độ dầu vào 40~45 o C, nhiệt độ dầu hồi dưới 65 o C
2.3.4 Hệ thống dầu điều khiển vận hành bình thường, áp lực dầu là 13.5~14.5MPa, nhiệt độ dầu là 35~45 o C
2.3.5 Hệ thống nước làm mát, hydro, dầu Máy phát đều làm việc bình thường, chênh áp dầu/hydro 0.05~0.07MPa
2.3.6 Trạm dầu điều khiển Bybass cao áp, hạ áp ở trạng thái dự phòng tốt.
2.3.7 Thiết lập chân không Bình ngưng: Đóng van phá hoại chân không bình ngưng, mở van đầu hút bơm chân không và van hút bình ngưng; Khởi động bơm chân không, chân không bình ngưng >-27KPa
2.3.8 Xác nhận sấy ống hơi chèn bình thường, đưa hệ thống chèn trục vào vận hành, duy trì áp lực ống góp chèn trục 0.05~0.06MPa, nhiệt độ 180~260 o C
Khởi động liên hợp Xi lanh Cao, Trung áp trạng thái ấm (HIP)
3.1 Công tác chuẩn bị và kiểm tra trước khi khởi động
3.1.1 Kiểm tra toàn bộ công tác sửa chữa tổ máy đã kết thúc, kiểm tra thiết bị chính, phụ trợ đủ điều kiện khởi động.
3.1.2 Căn cứ vào nhiệt độ kim loại xilanh để chọn phương thức khởi động và khởi động mang tải
3.1.3 Hệ thống phụ trợ đưa vào tham chiếu khởi động liên hợp trạng thái lạnh xi lanh cao, trung áp
3.1.4 Khởi động trạng thái ấm trước tiên cấp hơi chèn, sau đó thiết lập chân không, chú ý nhiệt độ cấp hơi chèn với nhiệt độ xi lanh phải tương đương
3.1.5 Nguyên tắc chọn tham số hơi: Nhiệt độ hơi cao hơn nhiệt độ cấp điều chỉnh cao áp và nhiệt độ kim loại cấp đầu trung áp 100~150 o C, bảo đảm độ quá nhiệt 50 o C.
Nhiệt độ cấp điều chỉnh
3.2 Công việc chuẩn bị xung hơi Tuabin
3.2.1 Kiểm tra xác nhận các thiết bị phụ trợ tổ máy đưa vào bình thường, vị trí các van hệ thống hơi nước chính xác
3.2.2 Tổ máy đã vần trục 4h trở lên mà vận hành bình thường, không có âm thanh bất thường, dòng điện động cơ bình thường
3.2.3 Hệ thống chân không, hệ thống chèn trục đều được đưa vào bình thường, áp lực hơi chèn trục: 0.03~0.05MPa, nhiệt độ 180~260 o C; Áp lực chân không không thấp hơn -85KPa
3.2.4 Hệ thống dầu bôi trơn vận hành bình thường, áp lực dầu là: 0.16~0.2MPa, nhiệt độ dầu vào 40~45 o C, nhiệt độ dầu hồi thấp dưới 65 o C
3.2.5 Hệ thống dầu điều khiển đưa vào làm việc bình thường, áp lực 13.5~14.5 MPa, nhiệt độ dầu 35~45 o C
3.2.6 Hệ thống dầu chèn máy phát đưa vào làm việc bình thường, chênh áp dầu/hydro là 0.07~0.085MPa
3.2.7 Áp lực Hydro> 0.28MPa, không thì phải tiến hành bổ sung hydro máy phát
3.2.8 Hệ thống giám sát TSI giám sát tham số trong phạm vi giá trị cho phép, độ lệch tâm không vượt quá 0.03mm giá trị ban đầu
3.2.9 Liên hệ với C&I reset bảo vệ Tuabin chính, tách bảo vệ chân không thấp ra, tách bảo vệ Trip máy phát dẫn tới trip Tuabin.
3.2.10 Kiểm tra van hơi chính Cao, trung áp, van điều chỉnh cao, trung áp, van 1 chiều cửa trích, van 1 chiều hơi thoát cao áp, van sấy ngược đều ở trạng thái đóng kín
3.2.11 Kiểm tra van xả đọng đường ống Cao, trung, hạ áp phải mở
3.2.12 Các hệ thống điều khiển và điều chỉnh chủ yếu phải được đưa vào
3.2.13 Thông qua hệ thống Bypass hạ áp tăng áp tăng nhiệt độ, theo đường cong đặc tính khởi động trạng thái ấm để tham số hơi từ từ đạt đến tham số xung hơi
3.2.14 Tham số xung hơi bình thường, căn cứ vào nhiệt độ xilanh ngoài cấp điều chỉnh xi lanh cao áp xác định tham số xung hơi (tham khảo giá trị tham số dưới đây) Áp lực hơi chính 7.84MPa Nhiệt độ hơi chính 410 o C Áp lực hơi tái nhiệt 0.686MPa Nhiệt độ hơi tái nhiệt
3.3 Thao tác xung hơi Tuabin
3.3.1 Trên màn hình điều khiển DEH xác nhận nút “Hình thức khởi động” ở trạng thái “liên hợp”
3.3.2 Trên bảng điều khiển “Điều chỉnh tự động” chọn “Latch Turbine”. 3.3.3 Xác nhận nút “Van đơn/van trình tự” ở trạng thái “Van đơn”
3.3.4 Trên bảng điều khiển “Vận hành” nhấn nút “RUN”, kiểm tra van hơi chính cao, trung áp mở, lúc này chú ý tính kín của van, quan sát Rô to xem có bị xung động hay không.
3.3.5 Trong bảng điều khiển tự động DEH chọn phương thức “Tự động”3.3.6 Cài đặt “Tốc độ mục tiêu” 500rpm, “Hệ số tăng tốc” 150rpm/min3.3.7 Trong bảng điều khiển tự động chọn “Tiến hành/hành trình”, nhấn vào nút tiến hành
3.3.8 Van điều chỉnh cao trung áp từ từ mở ra, kiểm tra van một chiều hơi thoát cao áp tự động mở ra, Tổ máy theo hệ số tăng tốc đã cài đặt tăng tốc; Khi tốc độ vượt quá tốc độ động cơ vần trục, phải xác nhận động cơ vần trục đã được tách ra, không thì phải lập tức dừng Tổ máy.
3.3.9 Căn cứ vào tình hình kịp thời đưa gia nhiệt giữa tầng Xilanh vào vận hành, căn cứ yêu cầu đưa bình gia nhiệt cao, hạ áp vào vận hành theo máy.
3.3.10 Tốc độ 500rpm tiến hành kiểm tra: Ở tốc độ này, tiến hành kiểm tra tổng thể tổ máy, kiểm tra chủ yếu âm thanh ma sát phần tĩnh và phận động, kiểm tra van thông hơi và van xả sự cố phải ở trạng thái đóng, van 1 chiều hơi thoát cao áp phải ở trạng thái mở, thời gian trễ không vượt quá 5 phút
3.3.11 Nhiệt độ hơi thoát trung áp dưới 130 o C, đặt hệ số tăng tốc 150rpm/min tăng tốc lên 1200rpm/min tiến hành sấy trung tốc
3.3.12 Khi tốc độ tổ máy đạt 1200rpm/min, bơm dầu nâng trục phải tự động dừng, không thì phải dừng bằng tay
3.3.13 Nhiệt độ hơi thoát trung áp đạt 130 o C trở lên, cài đặt tốc độ mục tiêu 3000rpm/min, cài đặt hệ số tăng tốc 150rpm/min tiếp tục tăng tốc, Khi qua giải tới hạn phải chú ý âm thanh, độ rung thấp dưới giá trị cho phép.
3.3.14 Khi tốc độ 3000rpm/min, Thí nghiệm Trip Tua bin, sau khi bình thường Reset lại, tổ máy tăng tốc lên 3000rpm/min sau khi ổn định, dừng vận hành bơm dầu bôi trơn xoay chiều, tiến hành kiểm tra tình trạng vận hành tổ máy.
3.4 Các hạng mục chú ý trong quá trình xung hơi tăng tốc
3.4.1 Khi xung hơi tại hiện trường phải có người tuần kiểm kiểm tra và nghe âm thanh, độ rung, nhiệt độ, dầu hồi ; Phát hiện bất thường kịp thời báo cáo xử lý.
3.4.2 Trong quá trình tăng tốc sấy phải nghiêm khắc khống chế độ rung tổ máy phù hợp với yêu cầu: Khi ở tốc độ thấp tăng cường giám sát tình trạng biến đỏi độ rung trục; Ở tốc độ tới hạn thứ nhất, độ rung vỏ gối trục