Реконструкция Новосибирской ТЭЦ-3 с установкой одной турбины Т-116-125-130 ст. № 14, страница 21

Так же анализ полученных виброхарактеристик выявил на опорах возбудителя зависимость вибрации от электромагнитных сил. Так, после снятия возбуждения (перевод агрегата на резервное возбуждение) было отмечено снижение уровня вибрации подшипников №9,10 по всем направлениям на Sr = 7-12 мкм (монотонно, в течение 2-х часов). После восстановления режима работы уровень  вибрации вернулся к своим значениям. При этом анализ фазы вибрации показал, что наблюдается в основном симметричная неуравновешенность якоря возбудителя, т.е.  при работе  увеличивается его прогиб (вероятно из-за ослабления плотности прессовки железа и нарушения лаковой изоляции).

Для улучшения технического состояния турбоагрегата необходимо в ближайший капитальный ремонт:

 - проверить плотность пакетов железа якоря, состояние лаковой изоляции; найденные нарушения  устранить.

 - учитывая, что уровень вибрации опор РВД-РСД не превышает допустимых значений  по ПТЭ и ГОСТ 25364-97 выполнить работы по нормализации тепловых расширений второго и третьего стула .

          Вопрос нормализации работы системы тепловых расширений продолжает оставаться актуальным для большинства многоцилиндровых турбин, давно находящихся в эксплуатации. Одной из основных причин возникновения затруднений тепловых перемещений считается возникновение заклинивания в узле сочленения лапы цилиндра и опорного «крыла» корпуса подшипников ( в поперечной шпонке) и, как следствие, появление повышенных сил трения на направляющих корпуса подшипников. Для уменьшения вероятности возникновения «закусываний» в поперечных шпонках руководящими документами (РД 34.30.506-90) рекомендуется придать поперечным шпонкам ромбовидную форму, что позволяет в три раза увеличить величину свободных взаимных угловых перемещений лап относительно «крыльев» корпусов подшипников.

          Проблема тепловых расширений и «закусывания» поперечной шпонки на Новосибирской ТЭЦ-3 возникала уже не однократно. Самым ярким примером «закусывания» поперечной шпонки является турбоагрегат ст.№13 типа Т-100/120-130. После проведения виброналадочных работ, станции были выданы рекомендации: выполнить работы по нормализации тепловых расширений первого и второго стула. Во время очередного ремонта были произведены работы по ревизии поперечных шпонок, после чего работа турбоагрегата нормализовалась.

5.  Расчет выбросов вредных веществ в атмосферу.

5.1.  Определение расхода топлива.

Располагаемое тепло  на 1 кг топлива, КДж/кг:

,                                                  (5.1.1)

где - низшая теплота сгорания рабочей массы топлива, КДж/кг (табл. 1.1);

i_тл – физическое тепло, внесенное с поступающим в котельный агрегат воздухом, при подогреве последнего вне агрегата, КДж/кг.

,                                               (5.1.2)

где - теплоемкость рабочей массы топлива КДж/ (кг·^оС) определяем по [8 ];

t_тп – температура топлива, ^оC.

Принимаем t_тп=20 ^оC по [1]:

,                               (5.1.3)

где -теплоемкость топлива на сухую массу, КДж/кг ^оC (табл. 3.1[1]).

=1,12 КДж/кг ^оC

 КДж/(кг· ^оC)

 КДж/кг

 КДж/кг

Потеря тепла в котельном агрегате с уходящими газами, %:

,                           (5.1.4)

где I_ух – энтальпия уходящих газов при избытке воздуха α_ух=1,28 и температуре уходящих газов =148^оC, I_ух=1096 КДж/кг;

- энтальпия холодного воздуха при температуре t_хв=30^оC, =128 КДж/кг;

q₄ – потеря от механической неполноты сгорания (%), определяется по табл. 17-19 [1], q₄ = 0,5%.

%

Потеря тепла от наружного охлаждения q₅ для стационарных котельных агрегатов принимается по номограмме 5.1 [1], q₅ = 0,4%.

Потеря с теплом шлака q₆, %:

,                                (5.1.5)

где α_шл=1 – α_ун, α_шл= 1 – 0,95=0,05;

- энтальпия золы, КДж/кг по табл. 13[1];

=1646 КДж/кг.

 %

Коэффициент полезного действия котельного агрегата (брутто), %:

,                                         (5.1.6)

где  - сумма потерь тепла в котельном агрегате, %;

%

%