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우수 조직의 서비스

모스크바 2001

키워드:증기 터빈, 고속 테스트, 매개변수 측정, 경험, 테스트 프로그램, 회로 및 작동 조건 식별, 전체 효율의 변화 평가.

1 일반

이 지침은 ORGRES Firm OJSC 자료의 일반화와 여러 발전소의 다른 시운전 조직 및 직원의 경험을 바탕으로 작성되었습니다.

20년 이상 전에 발행된 6가지 유형의 터빈에 대한 고속 테스트(ET) 지침은 이제 상당히 구식이며 결과를 처리하는 프로세스가 종종 불필요하게 복잡합니다. 또한, 그 이후로 얻은 경험의 관점에서 볼 때 테스트 프로그램 자체는 얻은 결과의 신뢰성과 완전성을 손상시키지 않으면서 상당히 축소되고 통합될 수 있습니다. 이는 품질 및 품질을 방해하는 운영 문제를 고려할 때 특히 중요합니다. 테스트 일정.

따라서 이 작업의 관련성은 최종 결과의 대표성과 정확성을 유지하면서 실험 데이터를 테스트하고 처리하는 복잡성을 최소화해야 하기 때문에 발생합니다(부록 A).

2 EI의 목적

터빈의 신속한 테스트는 다음 요소를 평가할 때 필요한 데이터를 얻기 위해 유능하고 경제적인 작동을 보장하기 위해 수행됩니다.

전반적인 경제의 현재 변화;

개별 요소의 상태 및 적시에 결함을 감지합니다.

터빈 또는 그 요소의 수리(재건) 품질.

EI 결과를 분석하면 결함 수정 및 제거를 위해 터빈을 정지(또는 가능한 경우 설비의 개별 요소 끄기)해야 하는지 또는 다음 수리. 결정을 내릴 때 가동 중단, 복구 작업, 전기(열) 에너지 공급 부족 등으로 인해 발생할 수 있는 비용을 효율성이 저하된 장비 작동으로 인한 손실과 비교합니다.

고속 테스트는 발전소의 기술 관리자가 승인한 프로그램에 따라 조정 공장(그룹) 직원이 수행합니다.

수리 사이의 EP 빈도는 엄격하게 규제되지 않으며 주로 터빈 장치의 상태, 작동 시간, 작동 수준, 시작-정지 작동의 품질 및 기타 상황에 따라 달라집니다(예: 특별 테스트는 지침을 위반한 시동 실패, 증기 매개변수의 비상 감소 등). 그러나 평균적으로 이러한 검사는 3~4개월마다 권장됩니다.

EI 기반 3가지 기본 원칙

EI는 장비의 성능 변화에 대한 비교 평가의 원칙에 기반한다는 점에서 본 가이드라인의 2절에 제시된 문제를 해결하기 위해 번거롭고 비용이 많이 드는 작업을 수행할 필요가 없습니다. 증기 및 물의 다중 유량에 대한 고정밀 측정 및 후속적인 절대 효율 지표 계산 - 비열(증기) 소비를 포함하는 터빈 플랜트의 균형 테스트라고 합니다. 따라서 터빈 장치의 전체 효율을 변경하는 주요 기준으로 비열(증기) 소비를 결정하는 데 매우 수고스러운 대신 전력을 취하므로 상당히 정확한 측정이 어렵지 않습니다. 동시에 이 전력의 의존성은 일반적으로 실행되는 응축 모드의 생증기 유량이 아니라 재생 시스템이 꺼진 터빈 제어 단계의 압력에 따라 비교됩니다(이로 인해 이 의존성의 흐름의 위치와 특성에 대한 재생 히터의 모드 및 성능의 영향을 배제하는 것이 가능하므로 후속 EI의 비교 결과에 대한 정확한 분석을 수행할 수 있습니다. 라이브 증기의 유량에 대한 제어 단계의 압력의 명백한 선형 의존성과 이에 대한 상당히 정확한 결정의 가능성을 고려하면 이 기술을 사용하면 시간이 많이 걸리는 조직을 포기할 수 있습니다 최종 결과의 오류를 증가시키지 않으면서 높은 정확도로 생증기의 유량을 측정합니다(동일한 측정 기기로 주의 깊게 테스트하고 이 지침의 요구 사항을 준수하면 얻은 결과의 신뢰성과 정확성에 유의해야 합니다. 상당히 높을 것이며 ±0.4% 정도의 제곱 오차 수준에 도달하여 "균형" 테스트의 정확도를 초과할 수도 있습니다.

따라서, 연속적인 EI의 결과로 얻은 제어단의 압력에 대한 전력의 의존성을 비교한 결과로 터빈 유닛의 전체 효율의 변화를 판단할 수 있다.

터빈 장치의 개별 요소 상태 분석과 관련하여 주요 기준은 다음과 같습니다.

- 터빈 자체의 경우:과열 증기 구역에서 작동하는 실린더의 내부 상대 효율; 증기 분포도; 단계별 압력;

- 커패시터의 경우:동일한 경계 조건에서 진공 및 온도차(입구에서 순환하는 물의 유량 및 온도, 배기 증기 유량); 응축수의 과냉각; 순환수의 가열; 유압 저항;

- 재생 및 네트워크 히터용:출구의 가열된 물의 온도, 온도 차이, 추출 증기 라인의 압력 손실, 가열 증기 응축수의 과냉각.

EI 결과의 신뢰성 및 비교 가능성을 위한 4가지 조건

섹션에서 언급했듯이 3 , 결과의 최대 신뢰성과 정확성, 따라서 연속적인 테스트 중 결론의 정확성을 보장하려면 다음과 같은 주요 조건을 충족해야 합니다.

4.1 열 체계 및 체제 요인의 식별

각 테스트 동안 보조 요구 사항을 위한 터빈 및 탈기기의 모든 증기 추출, 배수 및 블로우다운 라인, 다른 설비와의 통신을 위한 파이프라인, 보충 파이프라인, 중간 과열도에 냉각수 주입 등을 안정적으로 분리해야 합니다. 닫아야 합니다.

재생을 켠 상태에서 실험을 수행할 때 HPH 튜브 번들을 통한 생증기 및 급수 유량의 동일성을 관찰할 필요가 있습니다. 실험을 수행 할 때 실험의 공칭 및 평균 값에서 증기 매개 변수의 최소 편차를 유지하는 데 큰주의를 기울여야합니다 (섹션 참조 6.1 ). 최종 결과의 정확도를 높이려면 각 실험의 최소 지속 시간에 대한 요구 사항을 엄격하게 준수해야 합니다(안정 모드의 40분 - 섹션 참조 6.2 ) 무작위 오류 값의 불일치를 줄이기 위해 후속 테스트 동안 각 모드의 동일한 지속 시간.

4.2 측정 체계 및 사용된 기기의 식별

EI에 대한 측정 방식은 증기와 물의 매개변수가 동일한 장비를 사용하여 동일한 장소에서 측정되고 각 테스트 전후에 보정되는 방식으로 설계되어야 합니다.

일반적인 목록에는 테스트에 사용된 다음 측정 지점이 포함됩니다.

- 압력:스톱 밸브 전후, 제어 밸브 후, 제어 단계의 챔버에서, 블리드 및 해당 히터 전, 고압 및 중압 실린더 후, 중압 실린더 전 (마지막 3개는 주로 재가열 터빈용 ), 유량계를 좁히기 전의 증기, 사용한 증기;

- 온도:스톱 밸브 전의 증기, 고압 및 중압 실린더 후, 중압 실린더 전(마지막 3개는 주로 재가열 터빈용), 생산 추출 챔버 및 증기 파이프라인에서; 각 히터 전후 및 바이패스 라인 이후의 주요 응축수 및 급수; 응축기 전후의 순환수; 히터 전후의 네트워크 물; 모든 히터의 증기 응축수 가열(바람직함);

- 전력발전기 터미널에서;

- 경비:신선한 증기 및 급수, 생산을 위한 증기 추출, 네트워크 물의 주요 응축수;

- 기계적 양:서보 모터 로드 및 제어 밸브의 위치, 캠축의 회전 각도.

적용 기기:

중간 압력 MTI 클래스 0.5 압력 게이지를 사용하여 측정됨; KSU 또는 디지털 장치와 같은 기록 장치가 완비된 수은 진공 게이지 또는 절대 압력 게이지로 응축기의 진공을 측정하는 것이 바람직합니다. EI의 특성을 고려하여(섹션 참조 3 ), 터빈의 제어 단계에서 가장 안정적인 압력 측정에 특별한주의를 기울여야합니다 (후자는 원칙적으로 3 - 4 kgf / cm 2를 초과하지 않는 저압 영역에서 선택되기 때문에 선택하고 압력 게이지 또는 압력 진공 게이지를 설치하는 경우 검증 프로토콜 및 연결 높이에 따라 최소 보정 값을 보장해야 하며, 더 좋게는 후자를 0으로 줄이는 것이 좋습니다. 대기압은 수은 기압계 또는 아네로이드를 사용하여 측정됩니다.

중간 온도이는 주로 KSP(PP) 전위차계가 있는 XK(XA) 열 변환기 또는 KSM 브리지가 있는 저항 온도계로 측정됩니다. 0.1 ° C의 분할 값을 가진 실험실 수은 온도계로 순환 및 네트워크 물의 온도를 측정하는 것이 종종 바람직합니다.

과열 증기 구역에서 작동하는 실린더 전후의 증기 압력 및 온도에 대한 독립적인 측정 횟수는 내부 효율에 대한 신뢰할 수 있는 결정을 제공해야 합니다(예: K-300-240 터빈의 경우 HPC 이전에 생증기 및 증기의 온도 및 압력을 측정하기 위한 최소 2개 지점과 HPC 및 HPC 이후에 압력 측정을 위한 2개 및 증기 온도에 대해 각각 4개 지점이 있어야 함).

전력전기 계량기에 병렬로 연결된 2개의 클래스 0.5(0.2) 전력계의 특수 조립 회로를 사용하여 측정합니다.

증기 및 물 소비량 EI 전후에 보정된 표준 유량계로 측정. EI 중 유량은 보조 목적으로만 필요하기 때문에 이러한 측정의 정확도는 상당히 충분합니다(예: 생증기 및 급수 유량의 불일치 최소화, 히터의 열부하 결정 등). .

5 EI 프로그램

터빈플랜트의 효율변화에 대한 주요영향은 터빈의 유로상태에 의해 가해지기 때문에 프로그램의 주요구간으로서 재생시스템과 함께 응축모드에서의 실험을 제공할 필요가 있다. 효율 수준에 대한 열 체계 및 작동 조건의 개별 요소의 영향을 배제하므로 터빈 자체의 영향을 식별할 수 있습니다. 실제로 재생이 완전히 켜진 상태에서 각각의 연속 테스트에서 생증기 및 급수의 유속 및(또는) 어떤 이유로 개별 재생 히터의 성능 간에 값의 불일치가 있는 경우 다음이 발생할 가능성은 없습니다. 테스트 결과를 서로 정확하게 비교하고 유로의 상태(씰의 마모, 미끄러짐, 손상 등)와 콘덴서만으로 인한 전력 변화를 명확하게 판별합니다.

이런 식으로, EI의 첫 번째 시리즈모든 유형의 터빈은 공칭의 25%에서 작동 지침에 의해 허용되는 최대까지의 전기 부하 범위에서 재생 시스템을 끈 상태에서 응축 모드(HPV, 탈기기 및 마지막 2개의 LPH)에서 5-6개의 실험을 포함합니다.

EI의 두 번째 시리즈또한 유사한 부하 범위에서 응축 모드에서 5 - 6개의 실험으로 구성되지만 설계 열 구성표가 있습니다. 이 시리즈의 목적은 회생 히터 및 콘덴서의 성능 변화 분석과 연속 EI의 전력 값(최대 달성 포함)을 비교하는 것입니다.

EI의 세 번째 시리즈제어된 증기 추출이 있는 터빈에 대해서만 수행됩니다. 실험의 목적은 응축 모드에서 허용 가능한 최대치를 초과하는 신선한 증기의 유량에서 터빈 장치와 그 요소의 특성을 비교하고 설계 열 방식으로 네트워크 히터의 효율 지표를 결정하는 것입니다. 이 시리즈는 3개의 실험으로 구성되며 대략 다음 모드를 포함합니다.

가열을 위한 제어된 추출이 있는 터빈

LPH 로터리 다이어프램의 최소 개방으로 최대, 90% 및 80% 생증기 유량에서 세 가지 실험이 수행됩니다(예: T-100-130과 같이 2개의 T-추출 출구가 있는 터빈의 경우 두 네트워크 히터가 모두 켜짐) 및 아마도 내장 커패시터 번들).

터빈 난방 및 생산을 위한 규제된 인출

세 가지 실험이 최대 90% 및 80% 생증기 유량에서 수행되며 제어된 추출이 켜져 있고 LPP 로터리 다이아프램의 최소 개방도가 있습니다(이전의 경우와 같이 두 개의 T-추출 출구가 있는 터빈의 경우 두 네트워크 히터는 모두 켜져 있고 아마도 내장 커패시터 빔). 이 경우 FSD의 처리량을 고려하여 생산 선택 값이 선택됩니다.

6 테스트 절차 및 조건

6.1 모드 안정성

얻은 결과의 신뢰성과 정확성은 각 실험에서 체제 흐름의 안정성에 달려 있습니다. 안정성을 보장하기 위해 다음과 같은 기본 조건이 권장됩니다.

각 실험은 증기 분배 기관의 위치를 ​​변경하지 않고 수행되며, 이는 증기 분배 기관을 전력 제한기 또는 특수 정지 장치에 배치하여 보장됩니다. 경우에 따라 제어 시스템의 특정 작동 조건, 네트워크 주파수의 안정성, 연료 유형 등에 따라 이러한 추가 조치가 더 이상 필요하지 않습니다.

실험 중에 기록 된 지표 및 매개 변수의 값에 영향을 줄 수있는 열 회로 (물론 비상 사태 제외)에서는 전환이 이루어지지 않습니다.

레귤레이터 "자체"가 꺼져 있습니다.

생증기 및 급수 유량의 10% 이상 차이는 허용되지 않습니다.

증기 매개변수의 허용 편차 한계를 위반하지 않았습니다(표 1 ).

1 번 테이블

6.2 실험 기간 및 판독 빈도

실험의 정상적인 지속 시간은 터빈 장치의 정상 상태 모드에서 약 40분입니다.

관찰 로그의 항목은 5분, 전력 - 2분마다 동시에 작성됩니다. 자동 장치로 판독 값을 수정하는 빈도는 2-3 분입니다.

6.3 실험 진행의 제어

고품질 테스트의 핵심은 터빈 장치 및 해당 요소의 모드에 대한 지속적인 모니터링과 측정 회로의 신뢰성입니다.

이러한 종류의 작동 제어는 개별 요소의 주요 매개변수와 성능 지표의 비교를 기반으로 하는 다음 기준을 사용하여 기기 판독값에 따라 실험 중에 수행됩니다.

생증기와 급수의 유량 사이의 최소 차이;

생증기 매개변수의 불변성;

터빈의 증기 유입구의 개방 정도의 불변성.

실험 과정에 대한 중요한 기준은 서로 간의 논리적 연결 및 다음 주기 매개변수의 규범적 또는 계산된 데이터와의 논리적 연결이기도 합니다.

스톱 밸브 전후 및 개방형 제어 밸브 뒤의 증기 압력;

닫힌 제어 밸브 뒤와 제어 단계 챔버의 증기 압력;

팽창 공정 라인에 따른 증기 압력;

샘플링 챔버 및 해당 히터 앞의 증기 압력;

증기, 응축수, 급수 및 네트워크 물의 경로를 따른 온도(특히 물로 히터를 우회하기 위한 연결 파이프라인 전후).

테스트하는 동안 리더는 각 실험의 시작과 끝 시간, 특징 및 주요 특징, 특히 정권의 일반 지표 (힘, 비용, 개별 요소의 상태)를 기록하는 일기를 유지합니다. 회로, 밸브의 위치, 기압 등).

7 결과 처리 및 분석

장비 상태를 평가하기 위한 기초로 필요한 모든 수정을 도입한 후 실험 중에 측정된 매개변수 및 값의 평균을 취합니다. 테스트 결과를 서로 비교할 수 있도록 제조업체의 수정 곡선 또는 유형 특성에 포함된 곡선을 사용하여 동일한 매개변수 및 공칭 조건으로 가져옵니다. 증기의 엔탈피를 결정하고 내부 효율의 후속 계산이 사용됩니다. 나-에스-수증기 차트 및 테이블 [ 1 ].

7.1 증기 분배 시스템의 특성

이러한 특성을 제어 밸브 뒤 및 제어 스테이지 챔버의 증기 압력 의존성, 서보 모터 막대 및 밸브의 상승 및 (또는) 신선한 증기의 유량에 대한 캠축의 회전이라고 부르는 것이 일반적입니다. (제어 단계의 압력).

이러한 종속성을 구축하기 위해 압력 값은 공식에 따라 공칭 초기 압력 값으로 다시 계산됩니다

어디 아르 자형 o - 생증기의 공칭 압력;

실험 조건에서 밸브 뒤 또는 제어 단계의 챔버에서 라이브 증기 압력.

소비 ( G) 실험 조건에서 신선한 증기의 양은 공식에 따라 공칭 초기 증기 매개변수로 다시 계산됩니다.

(2)

어디 티오 피와 티 o p - 각각 실험 조건 및 공칭 조건에서 신선한 증기의 온도, K.

이러한 그래픽 종속성은 그림 1에 나와 있습니다.

그림의 곡선을 분석하려면 1 다음 지표가 사용됩니다.

총 압력 손실 값(D 아르 자형) 경로 정지 밸브 - 완전히 열린 제어 밸브(보통 3~5%를 초과하지 않음);

동일한 유형의 터빈의 공장 다이어그램 또는 테스트 데이터로 제어 밸브를 여는 순서의 일치(증기 분배 시스템의 올바른 설정을 분석할 때 압력 라인의 보다 부드러운 흐름을 염두에 두어야 합니다. 후속 테스트 중 밸브 뒤는 해당 세그먼트의 노즐 마모로 인해 발생할 수 있으며 더 가파른 노즐 - 예를 들어 롤링으로 인한 단면 감소; 닫힌 밸브 뒤의 압력은 다음과 같아야 합니다. 제어 스테이지 챔버의 압력);

꼬임과 영역없이 부드럽게 흐르는 서보 모터로드의 상승 (캠축 회전)의 의존성 (후자의 존재는 정적 특성의 모양 위반을 나타냄).

1 - 스톱 밸브 앞; 2 - 제어 스테이지 챔버에서; 3 , 4 , 5 그리고 6 - 1차, 2차, 3차, 4차 제어 밸브

그림 1 - 증기 분배 시스템의 특성

7.2 제어 단계의 압력에 대한 단계별 증기 압력의 의존성

터빈 유로의 가능한 변화를 평가하는 데 사용되는 이러한 종속성은 주로 재생 불가능 실험 결과를 기반으로 분석됩니다. 이러한 종속성은 재생을 켠 실험 결과를 기반으로 비교할 수도 있지만, 이 경우 실험 값은 생증기의 유량과 각 시험에 대한 급수 및 회생히터의 특성, 유로의 상태 분석을 위한 이 시리즈의 실험 데이터는 실질적으로 사용되지 않는다.

재가열된 터빈에 대한 비교 압력 값은 다음 공식에 따라 생증기(재가열 전 단계)와 재가열 후 증기(압력 펌프 및 저압 실린더 단계)의 공칭 온도로 감소해야 합니다.

(3)

(4)

(온도 값이 공칭 값에 가깝게 유지되면 이러한 수정을 무시할 수 있습니다).

테스트 결과 평가의 신뢰성을 위해 매우 중요한 것은 제어 단계의 선택입니다(본 가이드라인의 섹션 3 참조). 일반적으로 저압 영역의 단계가 제어 단계로 선택됩니다. 첫째, 이 영역의 흐름 경로의 드리프트가 없고 상대적으로 큰 간격으로 인해 이러한 단계의 흐름 섹션이 매우 안정적이기 때문입니다. 두 번째로, 실험 중 이 단계에서 압력을 고정할 때 압력 게이지 판독값을 읽을 때 더 큰 정확도를 보장할 수 있습니다. 테스트 중에 압력 값은 일반적으로 거의 모든 재생 샘플링 챔버에 기록되며 제어 단계의 최종 선택은 나머지 단계에서 압력에 대한 그래픽 종속성을 철저히 분석한 후에만 수행됩니다. 제어 단계로 사용되어야 하는 단계(Flügel 공식에 따른 이러한 종속성은 실질적으로 직선이고 원점으로 향함).

테이블 2 일반적으로 제어 장치로 사용되는 주요 유형의 터빈 흐름 부분의 단계가 표시됩니다.

표 2

연속적인 테스트 동안 위의 종속성이 일치한다는 것은 흐름 경로의 흐름 섹션에 큰 변화가 없음을 나타냅니다.

이전 테스트에서 얻은 것과 관련하여 라인의 가파른 배열은 염수 드리프트 또는 노즐 장치의 국부적 손상을 나타냅니다.

라인의 흐름이 더 평평하다는 것은 간격의 증가를 나타냅니다(플러싱 전후의 결과를 비교하는 옵션 제외).

7.3 과열 증기 구역에서 작동하는 실린더의 내부(상대) 효율

실린더의 내부 효율 값은 재생 시스템을 켜고 끈 실험 결과를 기반으로 일반적으로 허용되는 공식을 사용하여 계산되며, 그 중 일부는 제어 밸브의 전체 또는 여러 그룹이 완전히 열린 상태에서 수행됩니다. 2 ], [9 ].

[ 9 ], 터빈 ​​실린더의 내부 효율 값은 주로 다음 요인에 의해 영향을 받습니다. 증기 분배 시스템의 특성(제어 밸브 뒤의 압력, 완전히 열렸을 때 손실, 중복 값); 흐름 경로를 따른 압력; 블레이드 장치의 상태 및 다이어프램 및 실린더의 슈라우드 및 다이어프램 씰 및 커넥터를 통한 누출. 그러나 연속 테스트 사이의 기간 동안 효율성 값의 변화에 ​​대한 처음 두 요소의 영향을 다음을 사용하여 최소한 대략적으로 추정할 수 있는 경우 나-에스-흐름 경로에 대한 다이어그램 및 계산된 데이터(비율 변경 유/에서 0) 불행히도 내부 실린더 누출을 직접 모니터링할 수 있는 방법이 없으며 그 값의 변화는 간접적인 측정 결과, 특히 제어된 터빈 구획 뒤의 온도에서만 판단할 수 있습니다. 내부 씰을 통해 흐르는 증기의 온도는 노즐 및 블레이드 장치를 통과하는 증기의 온도보다 훨씬 높으므로 동일한 조건에서 작동 중 씰의 간격이 증가함에 따라 증기 온도 ( 결과적으로 실린더 출구에서의 엔탈피)는 증가하는 값만큼 초기값을 초과할 것입니다(따라서 실린더 전후에 측정된 매개변수에서 계산된 내부 효율 값은 감소합니다).

재생이 가능하면 블레이드 장치 외에 고온 누출의 일부가 해당 히터로 배출되기 때문에 실린더 후의 증기 온도가 낮아져 결과적으로 후자의 내부 효율은 재생 불가능 실험에서 유사한 값보다 높습니다. 이를 통해 시간에 따른 재생 활성화 및 비활성화 실험에서 얻은 내부 효율의 차이 값으로 해당 터빈 실린더의 유로 "밀도" 변화를 판단할 수 있습니다.

그림의 예시로 2 테스트 결과에 따른 시간(h)에 따른 HPC 및 HPC 터빈 K-300-240의 내부 효율 변화를 보여줍니다 10 ].

1 및 2 - 재생 시스템이 각각 활성화 및 비활성화됨

그림 2 - HPC와 HPC의 내부 효율 변화

따라서 다양한 유형의 터빈에 대한 수많은 테스트 결과를 분석하면 알 수 있듯이 터빈 또는 실린더의 내부 효율을 감소시키는 가장 일반적인 이유는 다음과 같습니다.

증기 분배 시스템의 스로틀링 증가;

계산된 값에 비해 유로의 클리어런스 증가;

계산된 것과 흐름 섹션의 불일치;

프로파일 손실 값 및 비율에 영향을 미치는 유동 부분의 드리프트 존재 유/에서 0 ;

흐름 경로 요소의 마모 및 손상.

7.4 재생 시스템 및 네트워크 히터의 효율성

재생 시스템의 효율은 제어 단계에서 생증기의 유량 또는 압력 값에 따라 그래프에 표시된 각 히터 후의 급수 및 응축수의 온도 값이 특징입니다.

히터 후의 수온이 이전 테스트와 비교하여 떨어질 때 먼저 비열 부하 또는 유량에 대한 히터의 온도 차이(포화 온도에 대한 과열)의 의존성을 결정해야 합니다. 제어 단계에서 생증기(압력)를 측정하고 이를 표준 또는 계산된 것과 비교합니다. 온도 차이가 증가하는 이유는 다음과 같습니다.

케이스의 높은 수준의 응축수;

물 통로 사이의 고정 와셔의 세척;

튜브 표면의 오염;

- 증가된 공기 흡입 및 공기 흡입 시스템의 불만족스러운 작동 등으로 인한 히터 본체의 "방풍"

온도 차이가 표준에 해당하면 히터와 해당 터빈 챔버의 증기 압력 값을 비교할 필요가 있습니다. 증기 파이프라인의 유압 저항을 결정합니다. 후자의 증가 이유는 특히 차단 요소 또는 체크 밸브의 스로틀링이 증가할 수 있습니다.

바이패스 라인이 장착된 히터 뒤에 있는 물의 과열 원인을 결정할 때 바이패스 라인이 밀도가 높은지 확인해야 합니다. 이는 밀도가 자주 위반되는 신속 작동 밸브가 있는 그룹 바이패스 파이프라인이 장착된 HPH의 작동을 분석할 때 특히 중요합니다.

네트워크 물을 단계적으로 가열하는 현대식 터빈 플랜트의 일부인 네트워크 히터는 터빈의 거의 필수적인 부분이 되었으며 경제적 성능에 상당한 영향을 미쳤습니다. 작업의 효율성을 분석할 때 네트워크 히터의 다양한 모드(증기 공간의 희박화 가능성, 응축 증기와 관련된 낮은 수질 등)를 고려할 때 재생 히터와 동일한 기준과 기술이 사용됩니다. , 상태를 분석할 때 특별한 주의를 기울여야 합니다. 공기 밀도, 튜브 번들의 내부 표면에 침전물의 존재 및 계산된 값(특히 막힌 튜브의 수)과 열교환 표면의 준수에 주의해야 합니다. .

7.5 커패시터 효율

주어진 증기 부하(배기 증기 유량), 냉각수 유량 및 입구 온도에 대한 응축기의 효율을 특성화하는 주요 매개변수는 진공(배기 증기 압력)이며, 실제 값은 다음 결과와 비교됩니다. 이전 테스트.

높은 진공 값에서 응축 장치의 상태를 주의 깊게 확인해야 하며, 이는 주로 포화 온도를 결정하는 개별 구성 요소의 값 분석으로 귀결됩니다. 티 s) 공식에 따라 실제 진공에 해당 [ 9 ]

Т s = Т 1 + DT + ?Т, (5)

여기서 T 1 및 DT는 응축기 입구의 냉각수 및 가열 온도입니다.

T는 출구에서 포화 온도와 냉각수의 온도 차이로 정의되는 응축기의 온도 차이입니다.

관류 급수 시스템에서 응축기 앞의 냉각수의 온도는 주로 수문 및 기상 조건에 의해서만 결정되는 소위 외부 요인이며 순환 시스템에서도 효율성에 크게 의존합니다 수냉식 설비, 특히 냉각탑(따라서 후자의 경우 냉각 용량은 해당 설비와 규정 데이터 준수를 확인해야 함).

진공에 영향을 미치는 또 다른 구성 요소는 주어진 증기 부하에 대해 냉각수 유량에 따라 달라지는 냉각수의 가열입니다. 물 가열의 증가는 불충분한 소비를 나타내며, 그 원인은 튜브 및 (또는) 튜브 시트가 이물질, 미사 및 광물 침전물, 조개류 등으로 오염되어 유압 저항이 증가할 수 있을 뿐만 아니라 순환펌프의 공급불량, 밸브개도불량, 사이펀효과 감소 등

응축기에서 열전달이 저하되는 이유 중 하나는 튜브의 내부 표면에 얇은 층의 광물 또는 유기 침전물이 형성되어 수압 저항이 눈에 띄게 증가하지 않으므로 감지할 수 없기 때문일 수 있습니다. 후자의 성장에 의해. 이 요인의 영향은 냉각 표면 상태의 주요 통합 지표인 온도 차이[공식의 세 번째 항( 5 )].

응축기(및 거의 모든 열교환기)의 온도 수두는 전체 열 전달 계수와 마찬가지로 배기 증기에서 냉각수로의 열 전달 프로세스 효율성에 대한 가장 완전하고 보편적인 기준입니다. 이 경우 직접 측정으로 얻을 수 없지만 복잡한 계산을 통해서만 얻을 수 있는 열 전달 계수와 달리 온도 차이는 매우 간단하게 결정되므로 작동에 널리 사용됩니다.

응축기의 온도 헤드는 작동 조건과 응축 장치의 개별 요소 상태를 특징짓는 거의 모든 주요 요인(증기 부하, 온도 및 냉각수 유량, 진공 시스템의 공기 밀도, 튜브 표면 상태)의 영향을 받습니다. , 막힌 튜브의 수, 공기 제거 장치의 효율성 등 주어진 냉각수 유량에서 온도 차이가 증가하는 이유, 입구 온도 및 응축기의 증기 부하를 분석하기 위해 각각의 나열된 요인 및 지표가 분석됩니다.

진공 시스템의 공기 밀도 - 응축기에서 흡입된 공기의 양을 측정합니다.

튜브 표면의 상태, 눈에 보이는 드리프트의 존재 - 수압 저항 값, 시각적으로 샘플 절단; - 전체 냉각 표면의 감소 - 막힌 튜브의 수만큼;

공기 제거 장치의 효율성 - 이젝터의 성능을 결정합니다.

도면에 3 - 6 언급된 종속성은 커패시터 300-KTsS-1 및 200-KTsS-2 LMZ에 대해 표시됩니다.

콘덴서의 유압 저항의 의존성, 즉 압력과 배수관 사이의 차압 D 아르 자형 k, 냉각수 소비에서 여오염 정도가 증가함에 따라 상수 계수가 증가하는 포물선 곡선(그림 7 ).

축열기 및 회생 및 네트워크 히터의 효율을 분석하기 위해 표준 체적을 초과하는 심각한 측정을 구성할 필요가 거의 없으며 충분한 정확도를 보장하기만 하면 됩니다. 주기적인 교정을 통해

ㅏ- 냉각수 소비량 36000 m 3 /h; 비 - 냉각수 소비량 25000 m 3 /h

그림 3 - 콘덴서 300-KTsS-1의 진공 의존도( 아르 자형 2) 증기 부하에서 ( G 2) 냉각수 온도( 티 1 다)

ㅏ, b -사진을 보다 3 .

그림 4 - 콘덴서 300-KTsS-1의 온도차 의존성(디티 ) 증기 부하( G 2) 냉각수 온도( 티 1 다)

ㅏ -냉각수 소비량 25000 m 3 /h; b -냉각수 소비량 17000 m 3 /h

그림 5 - 콘덴서 200-КЦС-2의 온도차 의존성 (디티 ) 증기 부하(G 2) 및 냉각수 온도( 티 1 다)

그림 6 - 콘덴서 300-КЦС-1의 냉각수 가열 의존성 (디티 ) 증기 부하( G 2) 냉각수 유량 36,000 m3/h에서

그림 7 - 콘덴서 300-KTSS-1의 유압 저항 의존성(? 피 에게) 냉각수 소비(여 )

7.6 터빈 세트의 전체 효율 변화 평가

위에서 언급한 바와 같이 효율 변화를 평가하는 데 사용되는 주요 기준은 재생 시스템이 꺼진 응축 모드에서 터빈 장치를 테스트한 결과에서 얻은 제어 단계의 압력에 대한 전력의 그래픽 의존성입니다. (실험 데이터를 처리하는 과정에서 이 특성은 유로에 따른 압력과 같으며, 제어단의 최종 선정이 되는 공동해석을 거쳐 여러 단계의 압력에 따라 사전 구축된다. 만든 - 섹션 참조 7.2 본 가이드라인).

의존성을 구축하기 위해 전력의 실험 값은 공칭으로 취한 일정한 증기 매개 변수로 감소하고 일반적인 에너지 특성(TEH)에 포함된 공장 보정 곡선 또는 보정을 사용하여 콘덴서의 진공으로 감소됩니다.

N티 = N t op + ?D N, (6)

어디 N t op - 테스트 중에 측정된 전력;

디 N- 전체 수정.

이미지에 8 예를 들어, V 및 VI 추출 챔버의 압력에 대한 K-300-240 터빈 전력의 의존성은 재생 시스템과 함께 표시됩니다. 두 번의 연속 테스트 데이터에 따라 꺼졌습니다.

그림에서 보듯이 8 , 전력 변화 값 D N m은 위에서 언급한 두 단계에서 압력에 대한 의존성을 그래프로 비교하여 얻은 결과가 거의 일치하므로 얻은 결과의 신뢰성이 충분함을 나타냅니다.

그림 8 - 터빈 K-300-240의 전력 의존성( N r) 재생 시스템이 꺼진 상태에서 제어 단계(V 추출 챔버 및 TsSD의 다운스트림)의 압력

검정력 변화의 총 값은 계산에 의해 결정된 개별 구성요소의 합으로 나타낼 수도 있습니다.

(7)

여기서 과열 증기 구역에서 작동하는 실린더의 내부 효율의 해당 변화로 인한 전력 변화는 어디입니까?

다른 요인으로 인한 전력 변화, 주로 엔드 실을 통한 누출 및 실린더, 클립 및 다이어프램 커넥터의 누출, 배수 및 퍼지 라인의 피팅 누출, 습증기 구역에서 작동하는 실린더의 내부 효율 변화 등 .

이 값은 터빈 장치의 전체 동력에서 차지하는 비율을 고려하고 후속 실린더의 동력에 대한 보상 효과의 부호로 반대를 고려하여 실린더 내부 효율의 변화에서 추정할 수 있습니다. 예를 들어, K-300-240 KhTGZ 터빈의 HPC 내부 효율이 1% 증가하면 터빈 장치의 총 전력 변화는 약 0.70MW에 도달합니다. HPC 및 LPC는 각각 +1.22 및 -0.53MW입니다.

값에 관해서는 충분한 정확도로 결정하는 것이 거의 불가능하지만 습증기에서 작동하는 실린더의 내부 효율의 가능한 변화와 관련된 구성 요소는 일반적으로 매우 미미하다는 점을 명심해야합니다 ( 물론 눈에 띄는 손상을 제외하지 않는 한) , 유로를 따라 절대 간격이 상당히 크고 블레이드의 상당한 높이로 인해 상대적 간격이 작기 때문에 시간이 지남에 따라 밀봉이 충분히 보존되고, 결과적으로 효율성에 대한 조건의 작은 영향. 따라서 설명되지 않은 전력 변경의 주요 구성 요소는 실린더 요소 및 차단 밸브의 누출을 통한 제어되지 않은 증기 누출입니다. 이러한 누출 값은 주로 테스트 결과에서 직접 발견되고 습증기에서 작동하는 실린더의 내부 효율 변화에서 계산된 터빈 동력 변화 값 사이의 불일치를 결정합니다.

터빈 장치의 효율성과 부하 용량을 평가하는 데 매우 중요한 것은 설계 열 방식으로 최대 전력을 결정하는 것입니다. 터빈의 증기 과부하를 제한하고 결과적으로 최대 전력을 결정하는 주요 기준으로 작동 지침 및 인도 기술 사양에 지정된 제어 단계 챔버의 압력 값이 일반적으로 사용됩니다. 예를 들어, 표 3은 K-300-240-2 LMZ 터빈의 전력의 최대값을 보여준다.

표 3

어떤 경우에는 유동 경로를 따라 다른 챔버의 압력 값이 추가로 제한됩니다(예: 저온 재가열 라인 및 LPC 이전(특히 K-500-240 및 K-800-240의 경우 후자) 터빈은 3kgf / cm 2를 초과해서는 안됩니다).

최대 전력을 제한하는 이유는 또한 응축기의 최대 허용 진공 값과 터빈 배기관의 온도입니다.

전력을 제한하는 다른 요소는 터빈 및 개별 시스템 및 요소(진동, 밸브 리프트, 상대 팽창 등)의 상태를 특성화하는 지표와 보일러 및 보조 장비의 "외부" 상태를 나타내는 지표입니다.

최대 전력은 설계 열 방식과 설계와 최소한으로 다른 증기 및 물 매개변수를 사용한 실험에서 결정됩니다. 연속 테스트 결과를 비교 분석하는 동안 전력이 감소한 것으로 판명되면 그 이유를 알아 내기 위해 터빈 플랜트의 모든 요소의 효율성을 특성화하는 지표를 비교할 필요가 있습니다 (참조 섹션 7.1 - 7.5 이 지침의 내용), 불일치하는 경우 관련 기술 사양의 데이터 또는 [ 11 ].

EI의 최종 결과는 표와 그래픽의 두 가지 형식으로 제공됩니다.

표는 테스트된 각 모드에 대한 터빈 장치의 상태를 특성화하는 모든 매개변수와 표시기를 나타내며, 필요한 경우 공칭 조건에 대해 다시 계산됩니다(섹션 참조 7.1 ; 7.2 그리고 7.6 본 가이드라인). 주요 내용은 다음과 같습니다.

스톱 밸브 전후, 제어 밸브 후, 터빈 챔버 및 스테이지, 재생 및 네트워크 히터 전의 생증기 압력; 콘덴서의 진공;

각 히터 후의 신선한 증기, 보조 재가열, 급수, 응축수 및 네트워크 물의 온도, 응축기 전후의 냉각수;

신선한 증기, 급수, 메인 및 네트워크 히터의 응축수, 네트워크 물의 소비;

발전기 터미널의 전력.

위의 표 데이터를 기반으로 제어 단계의 압력에 대한 다음 플랜트 매개변수의 그래픽 종속성이 표시됩니다.

압력:

제어 밸브 뒤(또한 생증기의 흐름에서);

샘플링 챔버 및 터빈 단계에서;

히터 앞에서;

급수 및 응축수 온도;

과열 증기 구역에서 작동하는 실린더의 내부 효율(또한 신선한 증기의 소비로 인해);

발전기 터미널의 전력.

냉각수 가열의 의존성, 응축기의 온도차 및 진공은 응축기로의 증기 흐름에서 구성됩니다. 온도차와 같은 회생 및 네트워크 히터의 특성과 가열 증기 파이프라인의 압력 손실은 열 부하에 따라 구축할 수 있습니다.

8 결론

8.1 모든 권장 사항을 준수하고 최소한의 빈도로 신중하게 수행되는 EI는 상대적으로 저렴한 비용과 노동 강도로 효율성 수준에 영향을 미치는 터빈 장치 및 해당 요소의 작동 결함을 적시에 감지하는 데 도움이 됩니다.

8.2 연속적인 테스트 동안 신뢰할 수 있고 비교 가능한 결과를 얻으려면 두 가지 주요 조건이 준수되어야 합니다. 열 방식 및 작동 조건의 완전한 동일성 및 권장 정확도 등급의 동일한 정기적으로 교정된 측정 기기 및 센서의 사용.

8.3 터빈의 흐름 경로에서 거의 모든 눈에 띄는 결함의 일정한 표시는 하나 이상의 단계에서 증기 압력의 표준에서 벗어난 것입니다. 이와 관련하여 흐름 경로를 따라 가능한 최대 지점 수에서 압력을 신중하게 측정하는 것이 매우 중요합니다. 이렇게 하면 결함의 의심되는 위치를 매우 정확하게 결정할 수 있으므로 사전에 알아낼 수 있습니다. 실린더 열기, 노즐 및 블레이드 장치의 적절한 예비 세트, 실링 세그먼트, 융기 등의 가능한 필요성 상대적인 측정 용이성을 감안할 때 표준 편차를 적시에 수정하기 위해 단계별 압력 제어를 지속적으로 수행해야합니다.

부록 A

EI 결과 처리에 사용되는 그래픽 종속성

그림 A.1 , ㅏ -

그림 A.1, b -매개변수에 따른 과열 증기의 밀도

그림 A.1, 안에 -매개변수에 따른 과열 증기의 밀도

그림 A.1, G

그림 A.1, 디 -매개변수에 따른 과열 증기의 밀도

그림 A.1, 전자 -매개변수에 따른 과열 증기의 밀도

그림 A.1, 그리고 -매개변수에 따른 과열 증기의 밀도

그림 A.1, 시간 -매개변수에 따른 과열 증기의 밀도

그림 A.1, 그리고 -매개변수에 따른 과열 증기의 밀도

그림 A.1, 에게 -매개변수에 따른 과열 증기의 밀도

그림 A.1, 내가 -매개변수에 따른 과열 증기의 밀도

그림 A.1, 중- 매개변수에 따른 과열증기의 밀도

그림 A.1, N -매개변수에 따른 과열 증기의 밀도

그림 A.1, 에 대한 -매개변수에 따른 과열 증기의 밀도

그림 A.1, 피 -매개변수에 따른 과열 증기의 밀도

그림 A.1, R -매개변수에 따른 과열 증기의 밀도

그림 A.1, 와 함께- 매개변수에 따른 과열증기의 밀도

그림 A.1, 티- 매개변수에 따른 과열증기의 밀도

그림 A.1, ~에- 매개변수에 따른 과열증기의 밀도

그림 A.2 - 매개변수에 따른 물의 밀도

그림 A.3 - 온도에 따른 물의 밀도 아르 자형 ? 50kgf/cm2(아르 자형 = ? ? + 박사)

그림 A.4 - 매개변수에 따른 물의 엔탈피 측정

그림 A.5 - 모세관 현상을 위한 수은 진공 게이지의 수정

그림 A.6 — cos의 정의제이 두 전력계의 판독 값에 따라 ? 1 그리고 ㅏ 2 Aron 방식에 따라 연결

그림 A.7, ㅏ -

그림 A.7, b -증기 포화 온도 대 압력

그림 A.7, 안에- 압력에 따른 증기포화온도

서지

1. Rivkin S.L., Alexandrov A.A. 물과 증기의 열물리학적 특성. - M.: 에너지, 1980.

2. Sakharov A.M. 증기 터빈의 열 테스트. - M.: Energoatomizdat, 1990.

3. K-300-240 LMZ 터빈 플랜트의 고속 테스트 수행 지침. - M.: SPO ORGRES, 1976.

4. 터빈 플랜트 K-300-240 KhTGZ의 고속 테스트 수행 지침. - M.: SPO Soyuztekhenergo, 1977.

5. PT-60-130/13 LMZ 터빈 플랜트의 고속 테스트 수행 지침. - M.: SPO Soyuztekhenergo, 1977.

6. K-160-130 KhTGZ 터빈 플랜트의 고속 테스트 수행 지침. - M.: SPO Soyuztekhenergo, 1978.

7. K-200-130 LMZ 터빈 플랜트의 고속 테스트 수행 지침. - M.: SPO Soyuztekhenergo, 1978.

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9. Shcheglyaev A.V. 증기 터빈. - M.: 에너지, 1976.

10. 라주틴 I.A. 및 기타 증기 터빈 실린더의 효율 변화 결정. - 화력공학, 1983, 4호.

11. Rubinshtein Ya.M., Shchepetilnikov M.I. 발전소의 효율성에 대한 열 구성표의 변경 영향 계산. - M.: 에너지, 1969.

현대 기술과 엔지니어링 지식 수준을 통해 경제적으로 장치를 업그레이드하고 성능을 개선하며 서비스 수명을 늘릴 수 있습니다.

현대화의 주요 목표는 다음과 같습니다.

압축기 유닛의 전력 소비 감소;
압축기 성능의 증가;
프로세스 터빈의 전력 및 효율성 증가;
천연 가스 소비 감소;
장비의 작동 안정성 증가;
압축기의 압력을 증가시켜 부품 수를 줄이고 더 적은 수의 단계에서 터빈을 작동시키면서 발전소의 효율을 유지하고 심지어 증가시킵니다.

계산 방식에 보다 정확한 난류 점도 모델을 포함하여
경계층에 의한 프로파일 및 끝 차단을 고려하여,
블레이드 간 채널의 확산 증가 및 반응성 정도의 변화로 분리 현상 제거(서지가 발생하기 전에 흐름의 비정상으로 발음됨),
매개변수의 유전적 최적화와 함께 수학적 모델을 사용하여 대상을 식별할 수 있는 가능성.

터빈 장비 현대화에 대한 통합 접근 방식

압축기;
터빈;
지원;
원심 압축기-과급기;
인터쿨러;
승수;
윤활 시스템;
공기 정화 시스템;
자동 제어 및 보호 시스템.

압축기 장비 현대화

흐름 부품을 새 부품으로 교체(임펠러 및 베인 디퓨저를 포함한 소위 교체 가능한 흐름 부품), 특성이 개선되었지만 기존 하우징의 치수입니다.
최신 소프트웨어 제품의 3차원 분석을 기반으로 한 유로 개선으로 인한 단계 수 감소;
작업하기 쉬운 코팅의 적용 및 반경 방향 간극 감소;
씰을 더 효율적인 씰로 교체합니다.
자기 서스펜션을 사용하여 압축기 오일 베어링을 "건식" 베어링으로 ​​교체합니다. 이것은 오일 사용을 없애고 압축기의 작동 조건을 개선합니다.

현대적인 제어 및 보호 시스템의 구현

기사의 내용

증기 터빈
노즐 및 블레이드.
열 사이클.
랭킨 사이클.
재가열 주기.
배기 증기 열의 중간 추출 및 활용 사이클.
터빈 구조.
신청.
기타 터빈
유압 터빈.
가스 터빈.

항공기 발전소
전기 에너지
선박 발전소 및 추진 장치
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터빈