книги из ГПНТБ / Андрющенко А.И. Оптимизация тепловых циклов и процессов ТЭС учеб. пособие

По аналогии с (3-92) и (3-93) запишем условие оптимума

где pi = р н + рай pai — отчисления на амортизацию и ремонт соот­ ветствующего элемента установки с удельными капиталовложениями Kt, зависящими от р т, 1/год.

Внутренний к. и. д. установки

для решения (3-98) выражения частных производных переменных

Выражения для производных внутренних относительных к. п. д. ЧВД г|0гхи ЧСД т)ог2 получим с учетом изменения отношений давлений до и после соответствующего отсека и удельного объема на входе в ЧСД. Влияние остальных факторов на изменение т)ог1 и r]0i2 в данном случае, как показали расчеты, пренебрежимо мало.

На основании обработки данных [20] имеем

90

J

где klt k2 и k 3 — постоянные коэффициенты, определяемые по графи­ кам, приведенным на рис. 3-16 и 3-17.

После подстановки в (3-98) всех значений частных производных и необходимых преобразований и некоторых упрощений, дающих

погрешность температуры T%f не более 2-^3 К, получаем

т%= К ^ х Л о Д / ^ т ^ ) ] [ап1фТу1- Т п1(ап1- \ ) ] - А Т ц- А Т % , (3-105)

где ф — коэффициент, учитывающий влияние регенерации,

A h

Д(п

(3-106)

Ah — слагаемое, учитывающее изменение расходов пара, отбираемого на регенеративные подогреватели низкого давления,

ш0

Ah = h - q n2r\r*-Zh{M™lMB) - 2 dt ht/dK] i~l

Ah3— теплоперепад в ЧНД, кДж/кг; qn2 — количество тепла проме­ жуточного перегрева, кДж/кг; Лд — теплоперепад в отсеке ЧНД от давления в камере отбора пара на деаэратор до конечного давления р к, кДж/кг; hn — теплоперепад в отсеке ЧСД от давления в камере

ду питательной воды ПВД, кДж/кг; Ai%p — разность энтальпий дре- т 0

нажей второго и первого ПВД, кДж/кг; 3 dj/i*—суммарное умень- /=1

шение работы расширения 1 кг пара вследствие т0 отборов на ПНД,

91

кДж/кг; dK— отношение расхода конденсата через ПНД к расходу острого пара; АТЦ— слагаемое, учитывающее влияние переменных внутренних относительных к. п. д. ЧВД и ЧСД:

hls и h2s — соответственно изоэнтропные теплоперепады ЧВД и ЧСД, кДж/кг; Ьх —- свободный член линейной зависимости ti0;i = / {pdpi)\

Рис. 3-17

А Т Э£ — экономически наивыгоднейшее снижение температуры TTs по сравнению с термодинамически наивыгоднейшей:

AT?S= [(106Т1( Лк.ат1тпРп1Т)/(123 Дттгт]0а)](/пЗрг)/[Дг^(1—Т1г)]; (3-108)

ты установки при повышении р а1 на 1 МПа, руб./(кВт • год • МПа).

мальное давление первого промежуточного перегрева пара видно на

92

Пая без учета изменения внутренних относительных к. и. д. отсеков турбины. Как видно, учет зависимости к. п. д. отсеков от давления

промежуточного перегрева снижает оптимальную величину р®* на 5-^10%. Кривая 3 соответствует нерегенеративной схеме и показы­

вает, что регенерация значительно повышает значение р„*.

На рис. 3-19 приведена зависимость экономически наивыгодней-

ЭК

шего давления рп1 первого промежуточного перегрева пара от стои­ мости топлива (сплошные линии) при следующих дополнительных

выгоднейшего давления промежуточного перегрева р^Т, которое оказывается существенно больше экономически наивыгоднейшего.

Совместное решение уравнений (3-97) и (3-105) позволяет опреде­ лить взаимосвязанные значения экономически наивыгоднейших дав­ ления и конечной температуры первого промежуточного перегрева пара. Решать эту систему уравнений относительно неизвестных рп*

и fn* удобнее всего графически. Результаты комплексной оптимизации приведены в табл. 3-4.

Т а б л и ц а 3-4

93

Как видно, увеличение стоимости топлива повышает экономически наивыгоднейшие значения как давления, так и температуры промежу­ точного перегрева пара.

Как показано в гл. I, оптимизация параметров энергоблоков с уче­ том их работы на частичных и форсированных режимах является более общим случаем по сравнению с оптимизацией при одном режиме. Основное общее исходное уравнение (1-30) может применяться для рас­ чета различных оптимальных параметров маневренных установок.

Влияние нерасчетных режимов на выбор давлений промежуточного перегрева пара. Определим экономически наивыгоднейшее давление

n- J т /тт /

Рис. 3-20

первого промежуточного перегрева пара для конденсационного блока, выполненного по схеме, приведенной на рис. 3-15, с учетом режимных факторов. На рис. 3-20 представлены процессы расшире­ ния пара в такой установке при дроссельном парораспределении и раз­ личных нагрузках. Обозначения точек в изображении процессов ис­ пользуем в дальнейших выкладках.

Оптимальное расчетное давление первого промежуточного перегре­ ва пара для конденсационного блока, работающего на различных в течение года нагрузках, определим из условия минимума годовых расчетных затрат в установку при заданной годовой выработке элект­ роэнергии, причем параметры рт, Тп в на расчетном режиме и р0, Т0, Tn, Тт на любом из г характерных режимов являются заданными:

(3-109)

где k — число элементов установки, капиталовложения в которые зависят от расчетного давления промежуточного перегрева ри; Pi —•

94

сумма нормативного коэффициента эффективности и доли аморти­ зационных отчислений от капиталовложений Ki в г'-й элемент оборудо­ вания, 1/год.

Топливная составляющая расчетных затрат CTj на каждом режиме определяется зависимостью (1-31):

C Tj = l 2 3 l t TTJ N A l 0 4 \ K ir\TBji\ii)> (З-ПО)

где Xj — число часов работы блока на нагрузке N}\ r\i}, т]к/, r]Tni — соответственно внутренний к. п. д. установки, к. п. д. котлоагрегата

и теплового потока на у-й нагрузке; Nj = Nj/Nv — отношение мощ­ ностей установки на у-м (Nj) и расчетном Np режимах.

Для решения (3-109) необходимо получить выражения для вычиссления частной производной внутреннего к. п. д. установки т]^ по расчетному давлению промежуточного перегрева рп.

Согласно зависимости (1-32) имеем

где puj и рт}, р п и рт — давление соответственно первого и второго промежуточного перегрева соответственно на у'-м и расчетном режимах, МПа. Полученные в гл. II дифференциальные зависимости между параметрами цикла для условий переменных режимов принимают в со­ ответствии с (1-34) следующий вид:

Используя дифференциальные зависимости для переменных эн­

95.

где q1}— удельное количество тепла, подведенного в цикле на данном режиме, кДж/кг.

Ц) — работа расширения 1 кг пара, "поступающего в турбину, на

/-м режиме, кДж/кг; тн = тн/тг — относительное время работы на но­ минальной нагрузке; тг — годовое число часов работы блока; АТ х* — величина, учитывающая влияние переменных внутренних относитель­ ных к. п. д. ЦВД и ЦСД турбины т]ог1 и rj0i2 на расчетном режиме,

определяется по (3-107); ATf~ — слагаемое, учитывающее влияние экономических факторов,

znj, zxj — коэффициенты сжимаемости водяного пара в точках пj и xj; 3 t — суммарное изменение годовых расчетных затрат при изме­ нении расчетного давления рп на 1 МПа, руб./(кВт-год-МПа).

В условиях перехода к единому режиму работы турбоагрегата,

когда г = 1, N] = 1 и Xj — 1, формула (3-117) превращается в рас­ четное выражение (3-105) для определения экономически наивыгод­ нейшего давления промежуточного перегрева без учета режимных факторов.

Влияние переменных нагрузок на выбор экономически наивыгод­ нейшего расчетного давления первого промежуточного перегрева рас­ смотрим на следующем примере.

Предположим, что турбоустановка мощностью 1000Ч-1200 МВт, выполненная по схеме, приведенной на рис. 3-15, работает в течение года на двух режимах: при номинальной мощности N Hи на понижен­ ной нагрузке, равной 0,7ч-0,9 N s. Все исходные данные для номиналь­

96

ного режима примем по данным примера (см. рис. 3-20). Изменение расчетных затрат 3 t на котлоагрегат и паропроводы промежуточного перегрева в зависимости от расчетного давления рп определим по [16].

Результаты расчетов по (3-117), выполненных при стоимости топ­ лива Цг = 15 руб./т. у. т., представлены на рис. 3-21. Здесь по оси ординат отложены отношения оптимального расчетного давления пер-

вого промежуточного перегрева ри , определенного по изложенной методике, к величине оптимального давления /%, рассчитанного при условии работы блока только

ЭК

шее расчетное давление рп при учете переменных режимов пре­ вышает его значения, принимае­ мые без учета переменных ре­ жимов, на 7-ь 16% в зависи­ мости от величины относитель­

ной нагрузки N 2.

Расчеты по (3-117) являются весьма трудоемкими. Поэтому практический интерес представ­ ляет приближенное выражение,

позволяющее с достаточной для инженерных расчетов точностью оценить влияние годового графика нагрузки на выбор давления про­

межуточного перегрева р^к. Для упрощения формулы примем незна­ чительно изменяющиеся на различных режимах величины г|г;-, 1}, гш-,

zxil апь 11о;1л 'Погг/ и 'Пт/ постоянными для всех режимов. Тогда расчетная зависимость (3-117) преобразуется к виду

4 Зак. 509

Г Л А В А IV

ОПТИМИЗАЦИЯ СНОРОСТЕЙ ТЕПЛОНОСИТЕЛЕЙ И РАБОЧИХ ТЕЛ В ЭЛЕМЕНТАХ ПОВЕРХНОСТЕЙ НАГРЕВА ПАРОГЕНЕРАТОРОВ

§ 4-1. ОПТИМАЛЬНЫЕ СКОРОСТИ ГАЗОВ В КОНВЕКТИВНЫХ

ПОВЕРХНОСТЯХ НАГРЕВА

Выбор скоростей газов в конвективных поверхностях нагрева парогенератора представляет собой одну из наиболее важных техникоэкономических задач проектирования современной паросиловой уста­ новки. Так, увеличение скорости газов в газоходах парогенератора w приводит к повышению коэффициентов теплопередачи, сокращению поверхностей нагрева, а следовательно, и к экономии капиталовложе­ ний в последние. Одновременно снижается мощность питательного насоса, затрачиваемая на преодоление гидравлических сопротивле­ ний первичного пароводяного тракта. Сокращение же поверхностей нагрева вторичных пароперегревателей приводит к снижению потерь мощности турбины, вызванных сопротивлениями по тракту вторичного пара. Расход электроэнергии и затраты на тяго-дутьевое оборудование возрастают почти пропорционально квадрату скорости газов. Соот­ ветственно изменяются затраты в энергосистеме по выработке электро­ энергии, расходуемой на собственные нужды.

Используя основные методические положения, приведенные в гл. I, определять оптимальные скорости газов будем исходя из условия ми­ нимума суммы расчетных затрат 3 на рассматриваемую поверхность нагрева, тяго-дутьевую установку, питательной насос, турбину, часть мощности которой теряется с ростом гидравлических сопротивлений парового тракта промежуточного перегревателя, а также затрат на замещаемую КЭС энергосистемы.

В общем случае условие минимума суммарных расчетных затрат

в себя стоимость поверхности нагрева вместе с камерами, каркасом, обмуровкой и стоимость монтажа, руб./(м2-год); Ря — годовые рас­ ходы на 1 кВт мощности тяго-дутьевой установки, включающие в се­ бя приведенные капиталовложения на увеличение мощности тяго­

98

доление гидравлических сопротивлений рассматриваемой поверхности нагрева, кВт; N a — то же, для питательного насоса, кВт; N — мощ­ ность турбины, теряемая вследствие гидравлических сопротивлений рассматриваемой поверхности нагрева промежуточных перегревате­ лей, кВт.

Годовые расходы на 1 м2 поверхности нагрева

Р р Ц F ( Р и + РаГ + ф г ) . ( 4 - 2 )

где ЦР— стоимость 1 м2 поверхности нагрева вместе с камерами, об­ муровкой и расходами на монтаж, руб./м2; p&F— доля суммарных годовых отчислений от капиталоволожений в поверхности нагрева (на амортизацию, текущий ремонт и реновацию), 1/год; qy—доля отчис­ лений от капиталовложений, вызванная аварийными простоями, 1/год.

Годовые расходы на 1 кВт мощности тяго-дутьевой установки и пи­ тательного насоса с электроприводом в соответствии с рекомендациями [25] можно определить следующим образом:

по расходу и давлению тяго-дутьевых машин или насосов и мощности

электростанции, руб./кВт; рад, рап и paW—доли суммарных годовых от­ числений от капиталовложений соответственно в тяго-дутьевое обо­

где а„ и а л — коэффициенты теплоотдачи от газов к стенке соответст­ венно конвекцией и излучением, Вт/(м2-°С); а 2 — коэффициент тепло­