汽輪機畢業(yè)設計---600mw汽輪機原則性熱力系統(tǒng)設計計算

1、<p>　　畢 業(yè) 設 計</p><p>　?。ㄕf 明 書）</p><p>　　題目: 600MW汽輪機原則性熱力系統(tǒng)設計計算 </p><p><b>　　目錄</b></p><p>　　畢 業(yè) 設 計1</p><p><b>　

2、　內容摘要4</b></p><p>　　1.本設計得內容有以下幾方面：4</p><p><b>　　2.關鍵詞4</b></p><p><b>　　一．熱力系統(tǒng)5</b></p><p>　　二．實際機組回熱原則性熱力系統(tǒng)5</p><p>　　三

3、．汽輪機原則性熱力系統(tǒng)5</p><p>　　1.計算目的及基本公式6</p><p><b>　　1.1計算目的6</b></p><p>　　1.2計算的基本方式7</p><p>　　2.計算方法和步驟8</p><p><b>　　3.設計內容8</b>&

4、lt;/p><p>　　3.1整理原始資料10</p><p>　　3.2計算回熱抽氣系數與凝氣系數10</p><p><b>　　回熱循環(huán)11</b></p><p>　　3.2.1混合式加熱器及其系統(tǒng)的特點11</p><p>　　3.2.2表面式加熱器的特點：12</p>

5、<p>　　3.2.3表面式加熱器的端差θ及熱經濟性12</p><p>　　3.2.4抽氣管道壓降Δpj及熱經濟性13</p><p>　　3.2.5蒸汽冷卻器及其熱經濟性13</p><p>　　3.2.6表面式加熱器的疏水方式及熱經濟性14</p><p>　　3.2.7設置疏水冷卻段的意義及熱經濟性指標15&l

6、t;/p><p>　　3.2.8除氧器19</p><p>　　3.2.9除氧器的運行及其熱經濟性分析20</p><p>　　3.2.10除氧器的汽源連接方式及其熱經濟性20</p><p>　　3.3新汽量D0 計算及功率校核24</p><p>　　3.4熱經濟性的指標計算27</p><

7、;p>　　3.5各汽水流量絕對值計算28</p><p><b>　　致 謝32</b></p><p><b>　　參考文獻33</b></p><p>　　600MW汽輪機原則性熱力系統(tǒng)設計計算</p><p><b>　　內容摘要</b></p>

8、<p>　　1.本設計得內容有以下幾方面：</p><p>　　1）簡述熱力系統(tǒng)的相關概念；</p><p>　　2）回熱循環(huán)的的有關內容（其中涉及到混合式加熱器、表面式加熱器的特點，并對其具有代表性的加熱器作以細致描述。表面式加熱器的端差、設置疏水冷卻段、蒸汽冷卻段、疏水方式及熱經濟性、除氧器的運行及其熱經濟性分析、除氧器的汽源連接方式及其熱經濟性）</p>

9、<p>　　3）原則性熱力系統(tǒng)的一般計算方法</p><p><b>　　2.關鍵詞</b></p><p>　　除氧器、高壓加熱器、低壓加熱器</p><p><b>　　一．熱力系統(tǒng)</b></p><p>　　熱力系統(tǒng)的一般定義為：將熱力設備按照熱力循環(huán)的順序用管道和附件連接起來的一

10、個有機整體。通?；責峒訜嵯到y(tǒng)只局限在汽輪機組的范圍內。</p><p>　　二．實際機組回熱原則性熱力系統(tǒng)</p><p>　　由于回熱系統(tǒng)的三個基本參數：給水 回熱級數、給水溫度、和回熱加熱在各級中的焓升 分配與汽輪機聯(lián)系密切，在汽輪機設計時就已經同時考慮，并經綜合技術經濟比較后確定的。絕大多數回熱系統(tǒng)隨汽輪機本體的定型而確定，一般系統(tǒng)都采用一臺混合式加熱器作為除氧器，將回熱加熱器分為高

11、壓加熱器組和低壓加熱器組。高壓加熱器疏水逐級自流進入除氧器，低壓加熱器疏水也采用逐級自流方式進入凝汽器熱井 或在末級加熱器采用疏水泵方式打入加熱器出口水管道中。不論機組的大小，這是最基本的連接方式。 隨著高參數大容量機組的出現，對熱經濟性的要求也在提高，如前所述，對機組熱經濟性影響較大的有蒸汽冷卻器和輸水冷卻器等，究竟是否采用他們要經過技術經濟比較，同時要注意它們換熱的特點，蒸汽冷卻器內過熱蒸汽與水的傳熱系數僅為蒸汽凝結換熱時的0.

12、05~0.30；輸水冷卻器內疏水與給水的傳熱系數僅為蒸汽凝結換熱時的0.20~0.70，所以回熱抽氣過熱度較小時不宜采用蒸汽冷卻器，小機組也不宜采用蒸汽冷卻器和疏水冷卻器。</p><p>　　三．汽輪機原則性熱力系統(tǒng)</p><p>　　以下就汽輪機原則性熱力系統(tǒng)計算 做以簡要概述</p><p>　　1.計算目的及基本公式</p><p>

13、;<b>　　1.1計算目的</b></p><p>　　汽輪機組原則性熱力系統(tǒng)計算是發(fā)電廠原則性熱力系統(tǒng)計算的基礎和核心，其計算的目的是：確定汽輪機組在某一工況下的熱經濟指標和各部分汽水流量，根據以上計算結果選擇有關的輔助設備和汽水管道，確定某些工況下汽輪機的功率或 新汽耗量，新機組本體熱力系統(tǒng)定型設計。</p><p>　　在選擇輔助設備和汽水管道時，除了要用到設

14、計工況下的計算數據外，應有最大工況下的熱力系統(tǒng)計算的數據來核對，以確保在各種工況下滿足運行安全和設計規(guī)程要求的范圍。</p><p>　　對發(fā)電廠熱力設備不同設置或系統(tǒng)的連接方式進行熱經濟性分析或技術比較時，都要用到熱經濟指標，尤其是設計工況下的指標最具有代表性，該工況下的熱力系統(tǒng)計算也最普遍，對汽輪機或發(fā)電廠的設計、運行有非常重要的作用。另外對新設計的汽輪機回熱系統(tǒng)，電力設計院或運行電廠進行了部分修改的回熱系統(tǒng)

15、，運行機組大修前后都應進行計算，以確定其熱經濟指標，作為對機組的完善程度、回熱系統(tǒng)修改的可能性、機組大修的效果進行評價的依據。</p><p>　　對于隨熱負荷變化較大的熱電廠，應選擇全年中幾個具有代表性的工況（如冬季和夏季平均工況）來計算，以確定熱電廠全年運行的熱經濟指標。為選擇與供熱機組匹配的鍋爐容量和臺數，還需計算最大熱、電負荷和其他某些工況（如夏季最小熱負荷時）所對應的汽輪機新汽耗量。</p>

16、<p>　　原則性熱力系統(tǒng)計算有“定功率計算”和“定流量計算”兩種。對負荷已給定情況下的計算，稱為“定功率計算”，其結果為給定功率下汽輪機新汽耗量、各抽氣量及熱經濟指標。電力設計院、電廠運行部門用得較多。當給定汽輪機進氣量情況下，進行熱力系統(tǒng)計算，稱為“定流量計算”，其結果是求得給定流量下的汽輪發(fā)電機組的功率及其熱經濟性指標，一般為汽輪機制造廠采用。 無論是定功率計算還是定流量計算，都應滿足能量消耗或能量供應相等的原則。

17、如果計算正確，兩種計算得出的熱經濟指標應相同。</p><p>　　1.2計算的基本方式</p><p>　　要對原則性熱力系統(tǒng)進行計算，必須已知計算工況下的機組的類型、容量、初終參數、回熱參數、再熱參數及供熱抽汽參數、回熱系統(tǒng)的連接方式，機組相對內效率ηi，機械效率ηm和發(fā)電機效率ηg 等</p><p>　　具體計算時用的最多的三個基本公式是熱平衡式，物質平衡式

18、和汽輪機功率方程式。</p><p><b>　　加熱器熱平衡式</b></p><p>　　吸熱量=放熱量×ηh 或流入熱量=流出熱量</p><p><b>　　汽輪機物質平衡式</b></p><p>　　DC=DO-∑Dj或αc=1-Σαj</p><p&g

19、t;<b>　　汽輪機功率方程式</b></p><p>　　3600Pe=Wiηmηg =Doωiηmηg</p><p>　　其中 Wi=Doho+Drhqrh-ΣDjhj-Dchc</p><p>　　ωi=ho+αrhqrh-Σαjhj-αchc</p><p>　　通過功率方程式可求出汽輪發(fā)電機組的功率Pe（

20、定流量計算）或汽輪機新汽耗量Do（定功率計算。）在此基礎上進一步計算出機組的熱經濟指標。</p><p><b>　　2.計算方法和步驟</b></p><p>　　機組原則性熱力系統(tǒng)計算方法有多種，有傳統(tǒng)的常規(guī)計算法、等效熱降法、循環(huán)函數法以及矩陣法等。這里只介紹常規(guī)計算法。</p><p>　　若回熱系統(tǒng)是由z級回熱抽氣所組成，對于每一級回

21、熱相連的加熱分別列出熱平衡時，在加上一個求凝氣流量的物質平衡式或功率方程式組成z+1個線性方程既可以用絕對流量（Dj、Do或Dc）來計算，也可以用相對量（αj、αc）來計算，然后以及有關公式求得相應熱經濟指標。 實際進行計算時用串聯(lián)法（對凝氣式機組采用“由高到低”的計算次序，從抽氣壓力較高的加熱器開始計算，依次逐個算至抽氣壓力最低的加熱器）</p><p><b>　　整理原始資料</b>

22、</p><p><b>　　回熱抽氣量計算</b></p><p><b>　　物質平衡式計算</b></p><p><b>　　計算結果校驗</b></p><p><b>　　熱經濟指標計算</b></p><p><

23、b>　　3.設計內容</b></p><p>　　計算超臨界壓力600MW三缸四排氣凝氣式汽輪機組在設計工況下的熱經濟指標。</p><p>　　已知：汽輪機類型，N600-24.2∕566∕566;</p><p>　　蒸汽初參數：po=24.2MPa，to=566℃，</p><p>　　Δpo=0.515MPa，Δto

24、=1.8℃；</p><p>　　再熱蒸汽參數：冷段壓力prhin=4.053MPa。</p><p>　　冷段溫度trhin=303.5℃</p><p>　　冷段壓力prhout=3.648MPa，</p><p>　　熱段溫度trh =566℃，Δprh=0,069MPa，Δtrh=1.7℃；</p><p>　

25、　排氣壓力：p2=5.4kPa（0.0054MPa）</p><p>　　給水泵出口壓力ppu=30.38MPa，凝結水泵出口壓力為1.84MPa。機械效率、發(fā)電機效率分別為ηm=0.99，ηg=0.988。汽動給水泵用汽系數αpu=0.052 </p><p>　　抽氣及軸封參數見表1和表2</p><p>　　表1 回熱抽氣參數</p>

26、<p>　　表2 回熱系統(tǒng)利用的軸封蒸汽參數</p><p>　　機組回熱系統(tǒng)如圖一：</p><p><b>　　3.1整理原始資料</b></p><p>　　（1）根據已知參數p、t在圖二h-s圖上畫出汽輪機蒸汽膨脹過程線，得到新汽焓h0,、各級抽氣焓hj及排汽焓hc,以及再熱蒸汽比焓升qrh ；也可根據p、

27、t查水蒸汽表得出上述焓值。</p><p>　　h0=3396.0kJ∕kg ，</p><p>　　hinrh=2970.3 kJ∕kg ，</p><p>　　houtrh=3598.2kJ∕kg，</p><p>　　qrh=3598.2—2970.3=627.9 kJ∕kg</p><p>　?。?）根據水

28、蒸氣表查得各加熱器出口水焓hwj及有關疏水焓hj′或hwjd,將機組回熱系統(tǒng)計算點參數列于表3中</p><p>　　3.2計算回熱抽氣系數與凝氣系數</p><p>　　采用相對量方法進行計算。</p><p>　?。?）1號高壓加熱器（H1）</p><p><b>　　回熱循環(huán)</b></p><

29、;p>　　是由回熱加熱器、回熱抽氣管道、水管道、輸水管道等組成的一個加熱系統(tǒng)，回熱加熱器是該系統(tǒng)的核心?；責?，就是利用汽輪機抽汽以加熱給水的方法。在朗肯循環(huán)基礎上，采用給水回熱的循環(huán)，叫做給水回熱循環(huán)，簡稱回熱循環(huán)。</p><p>　　加熱器按照內部汽、水接觸方式的不同可分為混合式加熱器與表面式加熱器兩類：</p><p>　　3.2.1混合式加熱器及其系統(tǒng)的特點</p>

30、;<p>　　可以將水加熱到該級加熱器壓力下所對應的飽和水溫度，充分利用了加熱蒸汽的能位，熱經濟性比表面式加熱器高。</p><p>　　由于汽、水直接接觸，沒有金屬傳熱面，因而加熱器結構簡單，金屬消耗量少，造價低，便于匯集各種不同參數的汽、水流量，如疏水、補充水、擴容蒸汽等。</p><p>　　可以兼做除氧設備使用，避免高溫金屬受熱面氧腐蝕。</p><

31、;p>　　全部由混合式加熱器組成的回熱系統(tǒng)，其系統(tǒng)復雜，導致回熱系統(tǒng)運行安全性、可靠性降低，系統(tǒng)投資大。一方面由于凝結水需要依靠水泵提高后才能進入比凝汽器壓力高的混合式加熱器內，在該加熱器內凝結水被加熱到該加熱器壓力下的飽和水溫度，壓力也與該加熱器內蒸汽壓力一致，欲使其在更高壓力的混合式加熱器內被加熱，還得借助于水泵來重復該過程。另一方面為防止輸送飽和水的水泵發(fā)生汽蝕，水泵應該有正的吸入水頭，需設置一水箱安裝在適當高度，水箱還要具

32、有一定的容量來確保負荷波動時時運行的可靠性。如再考慮各級水泵的的備用，則該回熱系統(tǒng)的復雜性也就不難理解了，設備多、 造價高、主廠房布置復雜、土建投資大、安全可靠性低使該系統(tǒng)的應用受到限制。</p><p>　　3.2.2表面式加熱器的特點：</p><p>　　因為有端差存在，未能最大程度地利用加熱蒸汽的能位，熱經濟性比混合式差。</p><p>　　由于有金屬傳熱

33、面，金屬耗量大，內部結構復雜，制造較困難，造價高。</p><p>　　不能除去水中的氧氣和其他氣體，未能有效地保護高溫金屬部件的安全。</p><p>　　全部由表面式加熱器組成的回熱系統(tǒng)簡單，運行安全可靠，布置方便，系統(tǒng)投資和土建費用少。</p><p>　　由于水被加熱后要進入鍋爐，水泵出口的壓力比鍋爐高，各加熱器內水管應能承受比鍋爐壓力還高的水壓，導致加熱器

34、的材料價格上升。綜合經濟技術比較，絕大多數電廠都不會采用全部表面式加熱器的回熱系統(tǒng)，而是在中間適當的位置采用一混合式加熱器，兼做除氧和收集各種汽、水流的作用，同時也將表面式加熱器系統(tǒng)分為高壓加熱器和低壓加熱器，水側部分承受除氧器下給水泵壓力的表面式加熱器稱為高壓加熱器；承受凝汽器下凝結水泵壓力的表面式加熱器稱為低壓加熱器。</p><p>　　3.2.3表面式加熱器的端差θ及熱經濟性 </p>&

35、lt;p>　　加熱蒸汽與水在加熱器內通過金屬管壁進行傳熱，通常水在管內流動，加熱蒸汽在管外沖刷放熱后凝結下來成為加熱器的疏水（為區(qū)別主凝結水而稱之為疏水），表面式加熱器的端差，有時也稱上端差，若不特別注明，通常都是指加熱器汽側出口疏水溫度（飽和溫度）與水側出口溫度之差，通常用θ﹦tdj—twj代表加熱器的端差。端差越小，熱經濟性就越好。如加熱器出口水溫twj不變，端差θ越小意味著疏水溫度tdj不需要原來的那樣高，回熱抽氣壓力可

36、以降低一些，回熱抽氣做功比Xr增加，熱經濟性變好。但是減小端差θ是以付出金屬耗量和投資為代價的。</p><p>　　3.2.4抽氣管道壓降Δpj及熱經濟性</p><p>　　抽氣管道壓降Δpj是指汽輪機抽氣管道壓力pj和j級回熱加熱器內汽側壓力pj，之差，即Δpj=pj—pj，若端差不變，抽氣壓降加大，則pj，、tdj隨之減小，引起加熱器出口水溫 twj降低，導致增加壓力較高的抽氣量，

37、減少本級抽氣量，使整機回熱抽氣做功比Xr減小，熱經濟性下降 </p><p>　　3.2.5蒸汽冷卻器及其熱經濟性</p><p>　　隨著火電機組向高參數大容量發(fā)展，特別是再熱的采用，較大地提高了中、低壓部分回熱抽氣的過熱度，尤其再熱后第一、二級抽氣口的蒸汽過熱度。即讓過熱度較大的回熱抽氣先經過一個冷卻器或冷卻段降低蒸汽溫度后，再進入回熱加熱器，這樣不但減少了回熱加熱器的內汽水換熱的

38、不可逆損失，而且還可不同程度的提高加熱器水溫，減小加熱器端差θ，改善回熱系統(tǒng)熱經濟性。</p><p>　　蒸汽冷卻器有內置和外置兩種方式，內置式蒸汽冷卻器是在加熱器內隔離出一部分加熱面積，使加熱蒸汽先流經該段加熱面將過熱度降低后再流至加熱器的冷凝段，通常離開蒸汽冷卻段的蒸汽溫度仍保持有15~20℃的過熱度，不致使過熱蒸汽在該段冷凝為疏水；外置式蒸汽冷卻器是一個獨立的換熱器，具有較大的換熱面積，布置方式靈活，既可

39、以減小本級加熱器的端差，又可以提高最終給水溫度，降低機組熱耗，從而使熱經濟性獲得較大提高。 外置式蒸汽冷卻器的水側連接依據回熱級數，蒸汽冷卻器的個數與主水流的連接關系主要有串聯(lián)與并聯(lián)兩種方式，（串聯(lián)連接是指全部給水進入冷卻器，并聯(lián)連接時，只有一部分給水進入冷卻器。）</p><p>　　在實際回熱加熱系統(tǒng)中，往往又是內置式蒸汽冷卻段與外置式蒸汽冷卻器混合應用，總之，蒸汽冷卻器是提高大容量、高參數機組熱經濟性的有效

40、措施。</p><p>　　由H1的熱平衡式求α1</p><p>　　α1（h1-hw1d）ηh=hw1-hw2</p><p>　　α1=﹙120.6-1085﹚ ／0.99／﹙3055.4-1109.6﹚=0.063229</p><p>　　H1的疏水系數αd1＝α1＝0.063229</p><p>　　3.

41、2.6表面式加熱器的疏水方式及熱經濟性</p><p>　　加熱蒸汽進入表面式加熱器放熱后，冷凝為凝結水—疏水，為保證加熱器內換熱過程的連續(xù)進行，必須將疏水收集并匯集于系統(tǒng)的主水流（主給水或主凝結水）中。疏水收集方式有疏水逐級自流和疏水泵方式兩種。疏水逐級自流方式是指利用相鄰表面式加熱器汽側壓差，將壓力較高的疏水自流到壓力較低的加熱器中，逐級自流直至與主水流混合；疏水泵方式是疏水必須借助疏水泵才能將疏水與水側的主

42、水流混合，匯入地點通常是該加熱器的出口水流中。</p><p>　　雖然疏水逐級自流方式的熱經濟性最差，從熱量法角度分析時，著眼于疏水不同收集方式對回熱抽氣的做功比Xr的影響程度，疏水逐級自流由于j級疏水熱量進入j+1級加熱器，使壓力較高的j-1級加熱器進口水溫比疏水泵方式低，水在其中的焓升Δhwj-1及相應的回熱抽氣量Dj-1增加。而在較低壓力的j+1級加熱器因疏水熱量的進入，排擠了部分低壓回熱抽氣，Dj+1減

43、少。這種疏水逐級自流的方式造成高壓抽氣量增加，低壓抽汽量減少，從而使Wir、Xr、ηi減小，熱經濟性降低。而疏水泵方式避免了對j+1級低壓抽氣的排擠，同時提高了進入j-1級加熱器的水溫，使j-1級抽汽略有減少，故熱經濟性高。</p><p>　　但是它具有系統(tǒng)簡單、無轉動設備、工作可靠、投資小、不需附加運行費、維護工作量小等優(yōu)點，大多數機組的回熱系統(tǒng)均因該優(yōu)勢而樂于采用它，尤其是高壓加熱器幾乎全部采用它，低壓

44、加熱器的絕大部分也采用這種方式，疏水冷卻段的采用又不同程度地彌補了疏水逐級自流對熱經濟性的影響。雖然疏水泵方式熱經濟性較高，但使可靠性降低，維護工作量大，在實際中并未獲得廣泛應用。</p><p>　　3.2.7設置疏水冷卻段的意義及熱經濟性指標</p><p>　　為了減少疏水逐級自流排擠低壓抽汽所引起的附加冷源損失或因疏水壓力降產生熱能貶值帶來的Δer（j+1）,而又要避免采用疏水泵方

45、式帶來其他問題時，可采用疏水冷卻段（器），疏水冷卻裝置分為內置式和外置式兩種，內置式疏水冷卻段 即 在加熱器內隔離出一部分加熱面積，使汽側疏水先流經該段加熱面，降低疏水溫度和焓值后再自流到較低壓力的加熱器中；外置式疏水冷卻器實際上是一個獨立的水—水換熱器，借用主水流官道上孔板造成的壓差，使部分主水流流入疏水冷卻器吸收疏水的熱量，疏水的溫度焓值降低后流入下一級加熱器中，加裝疏水冷卻段（器）后，疏水溫度與本級加熱器進口水溫之差成為下端差（入

46、口端差），ν=tdj，-twj+1，下端差一般推薦v=5~10℃。</p><p>　　設置疏水冷卻段除了能提高熱經濟性外，而且對系統(tǒng)的安全運行也有好處。原來的疏水為飽和水，當自流到壓力較低的加熱器時，經過節(jié)流降低后，疏水會產生蒸汽而形成兩相流動，對管道下一級加熱器產生沖擊、振動等不良后果，加裝疏水冷卻后，這種可能性就降低了。對高壓加熱器而言，加裝疏水冷卻段后，疏水最后流入除氧器時，也將降低除氧器自生沸騰的可能性

47、。（自生沸騰現象即不需要回熱抽氣加熱，僅憑其他進入除氧器的蒸汽和疏水就可以滿足將水加熱到除氧器工作壓力下的飽和溫度。）</p><p>　　(2)2號加高壓熱器（H2）</p><p>　　[α2﹙h2－h(huán)w2d﹚＋αd1﹙hw1d－h(huán)w2d﹚＋αsg1﹙hsg1－h(huán)w2d﹚] ηh</p><p><b>　　=hw2－h(huán)w3</b><

48、/p><p>　　α2= [﹙1085.1－888.2﹚／0.99－0.063299×﹙1109.6－901.8﹚－0.0029×﹙3323.8－901.8﹚] ／﹙2970.3－901.8﹚=0.086404</p><p><b>　　H2的疏水系數</b></p><p>　　表3 回熱系統(tǒng)計算點參數<

49、/p><p>　　* 考慮給水泵的焓升后，H3入口水比焓為741.7+38.8=780.5（kJ/kg），由該處壓力為30.38MPa查得此處給水溫度為180.3（℃），故H3的疏水溫度為180.3+5.6=185.9（℃）</p><p>　　αd2＝αd1＋α2＋αsg1</p><p>　?。?.063229＋0.086404＋0.0029</p>

50、<p><b>　　＝0.152533</b></p><p><b>　　H2的疏水系數</b></p><p>　　αd2＝αd1＋α2＋αsg1</p><p>　?。?.063229＋0.086404＋0.0029＝0.152533</p><p><b>　　再熱蒸汽系

51、數αrh</b></p><p>　　αrh=1－α1－α2－αsg1－αsg2</p><p>　?。?－0.149633－0.0029－0.0001＝0.847367</p><p>　　(3)3號高壓加熱器（H3）</p><p>　　先計算給水泵的焓升Δh。設除氧器的水位高度為20m，則給水泵的進口壓力為p＝20×

52、;0.0098＋0.894＝1.09（MPa），取給水的平均比體積為νav=0.0011m3/kg, 給水泵效率為ηpu=0.83，則</p><p>　　Δhwpu =103νav ﹙pout－pin﹚／ηpu </p><p>　　=103×0.0011×﹙30.38－1.09﹚／0.83＝38.8（kJ／kg）</p><p>　　由H3的

53、熱平衡式得：</p><p>　　[α3（h3－h(huán)w3d）+αd2（hw2d－h(huán)w3d）] ηh＝hw3－﹙hw4＋Δhwpu﹚</p><p>　　α3=﹛ [888.2－﹙741.7＋38.8﹚] ／0.99－0.152533×﹙901.8－789.3﹚﹜／﹙3373.6－789.3﹚</p><p><b>　　=0.035456</

54、b></p><p><b>　　H3的疏水系數</b></p><p>　　αd3=αd2＋α3=0.152533＋0.035456=0.187989</p><p><b>　　(4) 除氧器HD</b></p><p><b>　　3.2.8除氧器</b></

55、p><p>　　給水品質對熱力設備的安全性、可靠性及經濟性造成影響外，水中所有的不凝結氣體還會使傳熱惡化，熱阻增加，降低機組熱經濟性。給水除氧有化學除氧和物理除氧兩種方法?；痣姀S中應用最普遍的是熱力除氧法，同時除氧器作為回熱系統(tǒng)中的一個混合式加熱器，而突現了回熱系統(tǒng)在熱經濟性上的優(yōu)勢。</p><p>　　熱力除氧原理：時建立在亨利定律和道爾頓定律基礎上的。亨利定律反映了氣體在水中溶解和離析的

56、規(guī)律，它指出在一定的溫度下，氣體溶于水中和氣體自水中逸出是動態(tài)過程，當處于動態(tài)平衡時，單位體積中溶解的氣體量b與水面上該氣體的分壓力pb成正比；道爾頓定律則指出了混合氣體全壓力與各組成汽體分壓力之間的關系，混合氣體的全壓力等于個組成氣體分壓力之和。</p><p>　　對除氧氣中的給水進行定壓加熱時，隨著溫度上升，水蒸發(fā)過程不斷加深，水面上水蒸氣的分壓力逐漸增大，溶于水中的其他氣體的分壓力也逐漸減少。當水被加熱到

57、除氧器工作壓力下的飽和溫度時，水蒸氣的分壓力ps接近或等于水面上氣體的全壓p時，則水面上其他氣體的分壓力∑pj趨向于零，水中也就不含其它氣體。因此說來，除氧器不僅除去了氧氣，也除去了其他氣體。</p><p>　　3.2.9除氧器的運行及其熱經濟性分析</p><p>　　除氧器有定壓和滑壓兩種運行方式。定壓運行除氧器是保持除氧器工作壓力為一定值，為此需在進氣管上安裝一壓力調節(jié)閥，將壓力較

58、高的回熱抽氣降低至定值，造成抽氣節(jié)流損失；而且為確保所有工況下除氧器都能在定壓下工作，在低負荷時，還必須切換到更高壓力的回熱抽氣上，節(jié)流損失則會更大。 滑壓運行除氧器是指在滑壓范圍內運行時其壓力隨主機負荷與抽氣壓力的變動而變化，啟動時除氧器保持最低恒定壓力，抽氣管上只有一止回閥防止蒸汽倒流如汽輪機，沒有壓力調節(jié)閥及其引起的額外的節(jié)流損失，與定壓運行除氧器相比，其熱經濟性要高一些，尤其在低負荷時更為突出。</p><

59、p>　　3.2.10除氧器的汽源連接方式及其熱經濟性</p><p>　　除氧器的運行方式不同，其汽源連接的方式也不同，主要有三種，以下做以簡要分析：1.單獨連接定壓除氧器方式，這種連接方式，由于壓力調節(jié)閥的存在，一方面節(jié)流損失增加，降低了該級抽氣的能位，使除氧器出口水溫未能達到抽氣壓力相對應的飽和溫度，致使本級抽氣量減少，壓力較高一級抽氣量增加，回熱抽氣做功比Xr減低，冷源損失增加，使機組ηi降低。另一方

60、面，在低負荷（70％~80％穩(wěn)定負荷）時原級抽氣關閉，回熱級數減少，回熱換熱過程不可逆損失增大，使Xr減小更多，機組的ηi降低更甚。所以這種汽源連接方式的熱經濟性時最低的。2.前置連接定壓除氧器方式，它是以增加一臺高壓加熱器的投資、系統(tǒng)復雜為代價的。該連接方式的熱經濟性比單獨連接方式高。3.滑壓除氧器方式，這種連接方式在本級回熱抽氣管道上不設壓力調節(jié)閥，因此在滑壓 范圍(20％~100％)內,其加熱蒸汽壓力隨機組負荷變化，避免了加熱蒸汽

61、的節(jié)流損失。與單獨連接方式相比，其關閉本級抽汽 的負荷由70%降到20%。與前置式連接方式相比，其出口水溫無端差，所以該連接方式的熱經濟性是最高的，適合于再熱機組和調峰機組。</p><p>　　第四段抽汽α4由除氧器加熱蒸汽α4ˊ和汽動給水泵用汽αpu兩部分組成，即</p><p><b>　　α＝α4ˊ＋αpu</b></p><p>

62、;　　由除氧器的物質平衡可知除氧器的進水系數αc4為</p><p>　　αc4=1－αd3－α4ˊ</p><p>　　由于除氧器的進出口水量不等，αc4是未知數。為避免在最終的熱平衡式中出現兩個未知數，可先不考慮加熱器的效率ηh，寫出除氧器的熱平衡式：Σ吸熱量=Σ放熱量，即</p><p>　　h=α4＇h4＋αd3hw3d＋αc4hw5</p>

63、;<p>　　將αc4的關系帶入，整理成以進水焓hw5為基準，并考慮ηh的平衡式：吸收量／ηh＝Σ放熱量，可得</p><p>　　﹙hw4－h(huán)w5﹚／ηh＝α4＇﹙h4－h(huán)w5﹚＋αd3﹙hw3d－h(huán)w5﹚</p><p>　　α4＇＝[﹙741.7－581.6﹚／0.99－0.187989×﹙789.3－589.6﹚] ／﹙3182.6－581.6﹚</p

64、><p><b>　?。?.047163</b></p><p>　　αc4 =1－αd3－α4＇=1－0.187989－0.047163=0.764848</p><p>　　α4＝α4＇＋αpu=0.047163＋0.052＝0.099163</p><p>　　(5)5號低壓加熱器（H5）</p><

65、;p>　　直接由H5的熱平衡式可得α5</p><p>　　α5﹙h5－h(huán)w5d﹚ηh＝αc4﹙hw5－w6﹚</p><p>　　α5=0.76848×﹙581.6－403.6﹚／0.99／﹙2972.9－427.0﹚=0.054016</p><p><b>　　H5的疏水系數</b></p><p>

66、;　　αd5=α5=0.054016</p><p>　　（6）6號低壓加熱器（H6）</p><p><b>　　同理，有</b></p><p>　　[α6﹙h6－h(huán)w6d﹚＋αd5﹙hw5d－h(huán)w6d﹚] ηh＝αc4﹙hw6－h(huán)w7﹚</p><p>　　α6＝[0.764848×﹙403.6－315.

67、1﹚／0.99－0.054016×﹙427.0－338.4﹚] ／﹙2719.2－338.4﹚</p><p><b>　?。?.026708</b></p><p><b>　　H6的疏水系數</b></p><p>　　αd6＝αd5＋α6</p><p>　　＝0.054016＋0.

68、026708＝0.080724</p><p>　　（7）7號低壓加熱器（H7）</p><p>　　[α7﹙h7－h(huán)w7d﹚＋αd6﹙hw6d－h(huán)w7d﹚] ηh ＝αc4﹙hw7－h(huán)w8﹚</p><p>　　α7＝[0.764848×﹙315.1－231.2﹚／0.99－0.080724×﹙338.4－254.4﹚] ／﹙2593.0－25

69、4.4﹚</p><p><b>　?。?.024817</b></p><p><b>　　H7的疏水系數</b></p><p>　　αd7＝αd6＋α7</p><p>　　＝0.080724＋0.024817＝0.105541</p><p>　　(8)8號低壓加熱器

70、（H8）與軸封加熱器（SG）</p><p>　　為了計算方便，將H8與SG作為一個整體來考慮，采用圖三所示的熱平衡范圍來列出物質平衡和熱平衡式。由熱井的物質平衡式，可得：αc＋αpu＝αc4－αd7－αsg2－αsg3－α8</p><p>　　根據∑吸熱量＝∑放熱量寫出熱平衡式</p><p>　　αc4hw8＝α8h8＋αsg2hsg2＋αsg3hsg3

71、＋αd7hw7d＋﹙αc＋αpu﹚hc＇</p><p>　　將αc＋αpu消去，并整理成以αc4吸熱為基礎以進水焓hc＇為基準的熱平衡式，得：</p><p>　　[α8(h8－h(huán)c＇) ＋αd7﹙hw7d－h(huán)c＇﹚＋αsg2﹙hsg2－h(huán)c＇﹚＋αsg3﹙hsg3－h(huán)c＇﹚] ηh＝α﹙hw8－h(huán)c＇﹚</p><p>　　α8＝[0.764848×﹙

72、231.2－143.5﹚／0.99－0.105541×﹙254.4－143.5﹚－0.0001×﹙3396.0－143.5﹚－0.0007×﹙2716.2－143.5﹚] ／﹙2501.1－143.5﹚</p><p><b>　?。?.022872</b></p><p>　?。?）凝氣系數αc的計算與物質平衡校驗</p>

73、<p>　　由熱井的物質平衡計算αc</p><p>　　αc ＝αc4－αd7－αsg2－αsg3－α8－αpu </p><p>　?。?.764848－0.105541－0.0001－0.0007－0.022872－0.052</p><p><b>　　＝0.583635</b></p><p>　

74、　由汽輪機通流部分物質平衡來計算αc ，以校驗計算的準確性</p><p>　　αc＝1－﹙∑αj＋αsg1＋αsg2＋αsg3﹚ j為從1到8</p><p>　?。?－﹙0.063229＋0.086404＋0.035456＋0.099163＋0.054016＋0.026708＋0.024817＋0.022872＋0.0029＋0.0001＋0.0007﹚</p>&

75、lt;p><b>　?。?.583635</b></p><p>　　兩者計算相同，表明以上計算正確。</p><p>　　3.3新汽量D0 計算及功率校核</p><p>　　根據抽汽做工不足多耗新汽的式</p><p>　　D0＝Dc0β＝Dc0／﹙1－∑αjYj－∑αsgjYsgj﹚</p>&

76、lt;p><b>　　（1）計算Dc0</b></p><p>　　凝氣的比內功wic 為</p><p>　　wic＝h0＋qrh－h(huán)c</p><p>　?。?396.0＋627.9－2362.1</p><p>　　＝1661.8﹙kJ／kg﹚</p><p>　　Dc0＝3600Pe

77、／﹙wicηmηg﹚×10-3</p><p>　　＝3600×600000／﹙1661.8×0.99×0.988﹚×10-3</p><p>　?。?328.8711（t／h）</p><p><b>　?。?）計算D0</b></p><p>　　各級做功不足系數Yj

78、 如下：</p><p>　　Y1＝﹙h1＋qrh－h(huán)c﹚／wic ＝﹙3055.4＋627.9－2362.1﹚／4661.8＝0.795042</p><p>　　Y2＝﹙h2＋qrh－h(huán)c﹚／wic＝﹙2970.3＋627.9－2362.1﹚／1661.8＝0.743832</p><p>　　Y3＝﹙h3－h(huán)c﹚／wic＝﹙3373.6－2362.1﹚／166

79、1.8＝0.608677</p><p>　　Y4＝﹙h4－h(huán)c﹚／wic＝﹙3182.6－2362.1﹚／1661.8＝0.493742</p><p>　　Y5＝﹙h5－h(huán)c﹚／wic＝﹙2972.9－2362.1﹚／1661.8＝0.367553</p><p>　　Y6＝﹙h6－h(huán)c﹚／wic＝﹙2719.2－2362.1﹚／1661.8＝0.214887&

80、lt;/p><p>　　Y7＝﹙h7－h(huán)c﹚／wic＝﹙2593.0－2362.1﹚／1661.8＝0.138946</p><p>　　Y8＝﹙h8－h(huán)c﹚／wic＝﹙2501.1－2362.1﹚／1661.8＝0.083644</p><p>　　Ysg1＝﹙hsg1＋qrh－h(huán)c﹚／wic＝﹙3323.0＋627.9－2362.1﹚／1661.8＝0.956553

81、</p><p>　　Ysg2＝﹙hsg2＋qrh－h(huán)c﹚／wic＝﹙3396.0＋627.9－2362.1﹚／1661.8</p><p><b>　?。?</b></p><p>　　Ysg3＝﹙hsg3－h(huán)c﹚／wic＝﹙2716.2－2362.1﹚／1661.8</p><p><b>　　＝0.213

82、082</b></p><p>　　αjhj ﹑αjYj 和Dj 的計算數據見表4</p><p>　　于是，抽汽做功不足汽耗增加系數β為</p><p>　　β=1∕(1-ΣαjYj-ΣαsgjYsgj)</p><p>　　=1/(1-0.219059)</p><p><b>　　=1.28

83、0506</b></p><p>　　則汽輪機新汽耗量D0為</p><p>　　D0= Dc0β=1328.8711×1.280506=1701.627417（t/h）</p><p>　　表4 、αjhj 、 αjYj 和DJ的計算數據</p><p><b>　　(3)功率校核</b&

84、gt;</p><p>　　1kg新蒸汽比內功w（其中ΣαjYj計算數據見表4）為</p><p>　　wi =h0＋αrhqrh－﹙Σαjhj＋αchc＋Σαsgjhsgj﹚</p><p>　　=3396.0＋0.847367×627.9－2630.294608</p><p>　　=1297.767131（kJ/kg）<

85、/p><p>　　據此，可得汽輪發(fā)電機的功率Pe＇為</p><p>　　Pe＇＝D0 wiηmηg／3600</p><p>　?。?701.627417×1297.767131×0.99×0.988／3600</p><p>　　＝599.999493（MW）</p><p><b&

86、gt;　　計算誤差</b></p><p>　　Δ＝|Pe－Pe＇|／Pe×100％</p><p>　　＝|600－599.999493|／600×100％</p><p>　?。?.0000845％</p><p>　　誤差非常小，在工況允許范圍內，表示以上計算正確。</p><p&g

87、t;　　3.4熱經濟性的指標計算</p><p>　　1kg新蒸汽的比熱耗q0 </p><p>　　q0 ＝h0＋αrhqrh－h(huán)fw</p><p>　?。?396.0＋0.847367×627.9－1206.9</p><p>　　＝2721.161739(kJ/kg)</p><p>　　汽輪機絕對內

88、效率ηi</p><p><b>　　ηi＝wi／q0</b></p><p>　?。?297.767131／2721.161739</p><p><b>　　＝47.6917％</b></p><p>　　汽輪發(fā)電機組絕對電效率ηe</p><p><b>　　

89、ηe＝ηiηmηg</b></p><p>　　＝0.476917×0.99×0.988</p><p><b>　?。?6.6482％</b></p><p>　　汽輪發(fā)電機組熱耗率q</p><p><b>　　q＝3600／ηe</b></p>&

90、lt;p>　?。?600／0.466482</p><p>　　＝7717.339576[kJ/﹙kW·h﹚]</p><p>　　汽輪發(fā)電機組汽耗率d</p><p><b>　　d＝q／q0</b></p><p>　?。?717.339576／2721.161739</p><p

91、><b>　　＝2.836046</b></p><p>　　3.5各汽水流量絕對值計算</p><p>　　由Dj＝D0αj ,求出各處Dj ，見表4</p><p><b>　　致 謝</b></p><p>　　經過近三個月的辛苦努力，終于完成了我的?？飘厴I(yè)設計。在設計過程中得到了我的

92、導師、同學及其他老師的大力支持和幫助，值此論文完成之際，謹向他們表示我最真摯的謝意與衷心的祝福。</p><p>　　本次設計是在xx老師的精心指導下完成的。從設計的選題、理論分析、思路形成、現場指導直到設計的完成都付出了很多的心血和汗水。在xx老師的辛勤指導下，不但學到了諸多專業(yè)知識，而且武老師淵博的學識、嚴謹求實的治學態(tài)度、活躍的學術思想以及對我們孜孜不倦的教誨，將使我終身受益。武老師對學習熱心、細致，工作認

93、真負責，非常感謝xx老師對我的指導。xx老師的深刻教育和啟迪，將是我終身受益的寶貴財富，我將銘記在心。值此畢業(yè)設計完成之際，再次向xx老師致以崇高的敬意和衷心的感謝。</p><p>　　感謝學校、學院給我們提供了一個學習的機會，一個做畢業(yè)設計的機會，為我們創(chuàng)造了一個好的環(huán)境。在做畢業(yè)設計以前，我感覺大學三年所學到的知識都是一個一個點，而通過做畢業(yè)設計，使我所學到的知識全都貫通起來。在這學業(yè)終成之日，內心的喜悅是

94、無法用言語來表達的。</p><p>　　感謝同組設計的同學和所有關心、幫助我的人！</p><p>　　最后，特別感謝在百忙之中審閱本設計的各位評審老師。</p><p><b>　　參考文獻</b></p><p>　　鄭體寬. 熱力發(fā)電廠. 2版. 北京：中國電力出版社，2008</p><p&

95、gt;　　王加璇. 熱力發(fā)電廠系統(tǒng)設計與運行. 北京：中國電力出版社，1997</p><p>　　程明一，閻洪環(huán)，石奇光. 熱力發(fā)電廠. 北京：中國電力出版社，1998</p><p>　　高鶚. 劉建民. 熱力發(fā)電廠. 上海：交通大學出版社，1995</p><p>　　吳季蘭. 300MW火力發(fā)電機組叢書. 北京：中國電力出版社，2006</p>