凝汽式机组全厂原则性热力系统计算

摘要高参数大容量凝汽式机组是目前新建火电机组的主力机型，本文针对 660MW 亚临界 凝汽式发电机组热力系统进行设计，对拟定的凝汽式发电机组原则性热力系统进行设计 计算和热经济性计算，绘制原则性热力系统图、全面性热力系统图。本机组选用德国 BABCOCK 公司生产的 2208t/h 自然循环汽包炉；汽轮机为 GE 公司 的亚临界压力、一次中间再热660MW凝汽式汽轮机。共设8级不调节抽汽，其中3级高 压加热器，4级低压加热器，及一级除氧器。主蒸汽初参数：16.68Mpa, 538 OC，再热 蒸汽参数：3.232Mpa, 538。仑，排汽压力4.4kpa。热经济性指标：全厂效率40.50%，发电标准煤耗0.29504 kg/kWh。 计算误差：汽轮机进汽量计算误差 0.901%，汽轮机内功计算误差 0.55%。关键词 ：电厂，热力系统，锅炉，汽轮机目录1 绪 论 32 热力系统与机组资料 62.1. 热力系统简介 62.2. 原始资料 73 热力系统计算 93.1. 汽水平衡计算 93.2. 汽轮机进汽参数计算 103.3. 辅助计算 103.4. 各加热器进、出水参数计算 123.5. 高压加热器组抽汽系数计算 183.6. 除氧器抽汽系数计算 203.7. 低压加热器组抽汽系数计算 203.8. 凝汽系数计算 223.9. 汽轮机内功计算 233.10. 汽轮机内效率、热经济指标、汽水流量计算 253.11. 全厂性热经济指标计算 264反平衡校核 295辅助系统设计、选型 315.1. 主蒸汽系统 315.2. 给水系统 315.3. 凝结水系统 315.5. 旁路系统 325.6. 补充水系统 325.7. 阀门 336结 论 35参考 文 献 37致 谢 381 绪 论火力发电厂简称火电厂，是利用煤炭、石油、天然气作为燃料生产电能的工厂。 其能量转换过程是：燃料的化学能f热能f机械能f电能。最早的火力发电是 1875 年在巴黎北火车站的火电厂实现的。随着发电机、汽轮机 制造技术的完善，输变电技术的改进，特别是电力系统的出现以及社会电气化对电能的 需求，20世纪30年代以后，火力发电进入大发展的时期。火力发电机组的容量由 200 兆瓦级提高到300600兆瓦级（50年代中期），到1973年，最大的火电机组达1300 兆瓦。大机组、大电厂使火力发电的热效率大为提高，每千瓦的建设投资和发电成本也 不断降低。到80年代后期，世界最大火电厂是日本的鹿儿岛火电厂，容量为4400兆瓦。 但机组过大又带来可靠性、可用率的降低，因而到 90 年代初，火力发电单机容量稳定 在300700兆瓦。进入21世纪后，为提高发电效率，我国对电厂机组实行上大压小政 策。高参数大容量凝汽式机组成为目前新建火电机组的主力机型 ,全世界数十年电站发 展史的实践表明，火电设备逐渐大容量化是不可抗拒的发展趋势。人类已进入 21 世纪，“能源、环境、发展”是新世纪人类所面临的三大主题。这 三者之中，能源的合理开发与利用将直接影响到环境的保护和人类社会的可持续发展。 作为能源开发与利用的电力工业正处在大发展的阶段，火力发电是电力工业的重要领 域，环境保护和社会发展要求火力发电技术不断发展、提高。在已经开始的 21 世纪， 火力发电技术发展趋势是我们十分关注的问题。就能量转换的形式而言，火力发电机组的作用是将燃料（煤、石油、天然气）的化 学能经燃烧释放出热能，再进一步将热能转变为电能。其发电方式有汽轮机发电、燃气 轮机发电及内燃机发电三种。其中汽轮机发电所占比例最大，燃气轮机发电近年来有所 发展，内燃机发电比例最小。汽轮机发电的理论基础是蒸汽的朗肯循环，按朗肯循环理 论，蒸汽的初参数（即蒸汽的压力与温度）愈高，循环效率就愈高。目前蒸汽压力已超 过临界压力（大于22.2MPa）,即所谓的超临界机组。进一步提高超临界机组的效率，主 要从以下两方面入手。1. 提高初参数，采用超超临界初参数的提高主要受金属材料在高温下性能是否稳定的限制，目前，超临界机组初温可达538C576C。随着冶金技术的发展，耐高温性能材料的不断出现，初 温可提高到600C700C。如日本东芝公司1980年着手开发两台0型两段再热的 700MW 超超临界汽轮机，并相继于 1989 年和 1990 年投产，运行稳定，达到提高发 电端热效率 5%的预期目标，即发电端效率为41%，同时实现了在 140 分钟内启动的 设计要求，且可在带10%额定负荷运行。在此基础上，该公司正推进1型(30.99MPa、 593/593/593C)、2 型(34.52Mpa,650/593/593C )机组的实用化研究。据推算， 超超临界机组的供电煤耗可降低到 279g/kWh2. 采用高性能汽轮机汽轮机制造技术已很成熟，但仍有进一步提高其效率的空间，主要有以下三种途径： 首先是进一步增加末级叶片的环形排汽面积，从而达到减小排汽损失的目的。末级叶片的环形排汽面积取决于叶片高度，后者受制于材料的耐离心力强度。日本 700MW 机组已成功采用钛制 1.016m 的长叶片，它比目前通常采用的 12Cr 钢制的0.842m的叶片增加了离心力强度，排汽面积增加了 40%,由于降低了排汽损失，效 率提高 1.6%。其次是采用减少二次流损失的叶栅。叶栅汽道中的二次流会干扰工作的主汽流 产生较大的能量损失，要进一步研制新型叶栅，以减少二次流损失。最后是减少汽轮机内部漏汽损失。汽轮机隔板与轴间、动叶顶部与汽缸、动叶 与隔板间均有一定间隙。这些部位均装有汽封，以减少漏汽损失。要研制新型汽封 件以减少漏汽损失。发展大机组的优点可综述如下：1. 降低每千瓦装机容量的基建投资随着机组容量的增大，投资费用降低。在一定的范围内，机组的容量越大越经 济。一般将这个范围称为容量极限。以20万千瓦燃煤机组的建设费比率为100% 。 30万千瓦燃煤机组为93%，到60 万千瓦时进一步下降为84%。容量每增加一倍，基建投资约降低5%。2. 提高电站的供电热效率机组容量越大，电站的供电热效率也越高。在15万千瓦以前，热效率的上升率 较高。达到15万千瓦以后，热效率上升趋于和缓。原因在于容量在15万千瓦前， 蒸汽参数随容量增加而提高的缘故。容量超过 15 万千瓦后，蒸汽参数变化不大。欲 取得更高的供电热效率，只有采用超临界领域的蒸汽参数。16.9Mpa, 566/538C,50 万千瓦机组的供电热效率为 38.6%24.6Mpa538/538C,90 万千瓦机组的供电热效率则高达 40.7%，与前者相比约提高 2.1%。3. 降低热耗以 15 万千瓦机组的单位热耗比率为 100%，当机组容量增加到60 万千瓦时，降 低 1.3%；由 30 万千瓦增加到 60 万千瓦时降低 1.0%。由 60 万千瓦提高到 120 万千 瓦时降低 0.5%左右。4. 减少电站人员的需要量15 万千瓦机组，需 0.45人/兆瓦；到30 万千瓦时下降到 0.27 人/兆瓦；到 120 万千瓦时会进一步下降到 0.12 人/兆瓦。这表明，机组容量越大，工资支出越少5. 降低发电成本 在燃料价格相同的情况下，机组容量越大，发电成本越低。 机组容量增大，蒸汽参数提高，每千瓦装机容量的建设费用降低，热效率变大， 热耗降低，工作人员减少，发电成本降低。这充分显示了大机组的优势。2 热力系统与机组资料2.1. 热力系统简介本机组采用一炉一机的单元制配置。其中锅炉为德国 BABCOCK 公司生产的 2208t/h 自然循环汽包炉；气轮机为GE公司的亚临界压力、一次中间再热660MW凝汽式气轮机。全厂的原则性热力系统附图所示。该系统共有八级不调节抽汽。其中第一、二、三 级抽汽分别供三台高压加热器，第五、六、七、八级抽汽分别供四台低压加热器，第四 级抽汽作为 0.9161Mpa 压力除氧器的加热汽源。第一、二、三级高压加热器均安装了内置式蒸汽冷却器，上端差分别为-1.7C、0C、-1.7C。第一、二、三、五、六、七级回热加热器装设疏水冷却器，下端差均 为 5.5 C 。汽轮机的主凝结水由凝结水泵送出，依次流过轴封加热器、4 台低压加热器，进入 除氧器。然后由气动给水泵升压，经三级高压加热器加热，最终给水温度达到274.8C， 进入锅炉。三台高压加热器的疏水逐级自流至除氧器，第五、六、七级低压加热器的疏水逐级 自流至第八级低压加热器；第八级低加的疏水用疏水泵送回本级的主凝结水出口。凝汽器为单压式凝汽器，汽轮机排气压力4.4kPa。给水泵气轮机（以下简称小汽机） 的汽源为中压缸排汽（第四级抽汽），无回热加热其排汽亦进入凝汽器，设计排汽压力 为 6.34kPa。锅炉的排污水经一级连续排污利用系统加以回收。扩容器工作压力1.55Mpa,扩容 器的疏水引入排污水冷却器，加热补充水后排入地沟。锅炉过热器的减温水（3）取自给水泵出口，设计喷水量为66240kg/h。热力系统的汽水损失计有：全厂汽水损失（14）33000kg/h、厂用汽（11）22000kg/h（不 回收）、锅炉暖风器用气量为65800kg/h，暖风器汽源（12）取自第4级抽汽，其疏水仍 返回除氧器回收，疏水比焓697kJ/kg。锅炉排污损失按计算值确定。高压缸门杆漏汽（1 和 2）分别引入再热热段管道和均压箱，高压缸的轴封漏汽按 压力不同，分别引进除氧器（4和6）、均压箱（5和7）。中压缸的轴封漏汽也按压力不 同，分别引进除氧器（10）和均压箱（8和9）。从均压箱引出三股蒸汽：一股去第七级 低加（16），股去轴封加热器SG（ 15）， 一股去凝汽器的热水井。2.2. 原始资料2.2.1. 汽轮机型以及参数1. 机组型式：亚临界压力、一次中间再热、四缸四排汽、单轴、凝汽式汽轮机2. 额定功率 p =660MW； e3. 主蒸汽初参数（主汽阀前）p =3.232MPa, t =538C；004. 再热蒸汽参数（进汽阀前）：热段 p =3.232MPa； t =538 C ；rhrh冷段 p =3.567MPa； t =315C ；rhrh5. 汽轮机排汽压力p =4.4kPa,排汽比焓h =2315kJ/kg。cc2.2.2. 回热加热系统参数1. 机组各级回热抽汽参数见表2-1表2-1回热加热系统原始汽水参数抽汽管道压损AP%33353333j项目单位H1H2H3H4H5H6H7H8抽汽压力P;MPa5.9453.6681.7760.9640.4160.2260.1090.0197抽汽焓hkT/kg3144.23027.13352.23169.02978.52851.02716.02455.8加热器上端差 tC-1.70-1.702.82.82.82.8加热器下端差t.C5.55.55.55.55.55.55.55.5水侧压力pMPa21.4721.4721.470.9162.7582.7582.7582.7582. 最终给水温度t =274.8 C ；fw3. 给水泵出口压力p =21.47MPa，给水泵效率耳=0.83pupu4. 除氧器至给水泵高差 H =22.4m；pu5. 小汽机排汽压力p =6.27kPa；小汽机排汽焓h =2315.6kJ/kgc,xjc, xj2.2.3. 锅炉型式及参数1. 锅炉：德国BABC0CK-2208t/h 次中间再热、亚临界压力、自然循环汽包炉;2. 额定蒸发量 D =2208t/hb3. 额定过热蒸汽压力 p =17.42Mpa；b4. 额定再热蒸汽压力 p =3.85MPa； r5. 额定过热汽温t =541 C ；额定再热汽温t =541 C ；br6. 汽包压力 p =18.28MPa；du7. 锅炉热效率耳=92.5%。b2.2.4. 其他数据1. 汽轮机进汽节流损失8=4%，p1中压缸进汽节流损失8 =2%；p22. 轴封加热器压力 p =102KPa,sg疏水比焓h =415kJ/kg；d , sg3. 机组各门杆漏汽、轴封漏汽等小汽流量及参数见表2-2；4. 锅炉暖风器耗汽、过热器减温水等全厂汽水流量及参数见表2-25. 汽轮机机械效率耳=0.985；发电机效率耳=0.99；mg6. 补充水温度t =20 C ；ma7. 厂用点率=0.07。表2-2各辅助汽水、门杆漏汽、轴封漏汽数据汽水代号123456汽水流量184238966240290820993236流量系数0.00090570.00019120.032570.0014290.0010320.001591汽水比焓3397.23397.21205.23395.33395.33024.3汽水代号789101112汽水流量25721369155127852200065800流量系数0.0012640.00067310.00076260.0013690.010810.03235汽水比焓3024.331693474347431693169汽水代号131415161718汽水流量770003300012705821600300流量系数0.037860.016220.00062440.0028620.00029500.0001475汽水比焓84.13397.23252.23252.23252.23252.23热力系统计算3.1. 汽水平衡计算3.1.1. 全厂补水率ama全厂汽水平衡如图3-1所示，各汽水流量见表。将进、出系统的各流量用相对量a 表示。由于计算前汽轮机进汽量D为未知，0核。全厂工质渗漏系数a = D / D =33000/2033724=0.01622L L 0锅炉排污系数a =D /D =15000/2033724=0.007376bl bl 0取D =40%D =6000，D =60%D =9000fblblbla =40% a =0.002950fbla =60% a =0.004425blbl扩容器工作压力1.55Mpa扩容蒸汽焓h ” =2792.0kj/kg，扩容蒸汽送进除氧器。f扩容饱和水焓h =851.7 kj/kg，加热补充水后排地沟。f其余各量经计算为厂用汽系数a =0.01082P1减温水系数a =0.03257sp暖风器疏水系数a =0.03235nf由全厂物质平衡得补水率 a = a + a + a =0.01082+0.004425+0.01622=0.03147ma pl bl L3.1.2. 给水系数afwa = a + a + a a =1+0.01622+0.004425-0.03257=0.9945fw 0 L bl sp3.1.3. 各小汽流量系数a=2033724kg/h进行计算，最后校图3.1全厂汽水平衡sg ,k表 3-1 门杆漏汽、轴封漏汽数据代号123456789汽水流量184238966240290820993236257213691551流量系数0.00090570.00019120.032570.0014290.0010320.0015910.0012640.00067310.0007626汽水比焓3397.23397.21205.23024.33024.33024.33024.331693474代号101112131415161718汽水流量278522000658007700033000127058211880910流量系数0.0013690.010810.032350.037860.016220.0006240.0028620.00092440.0004474汽水比焓34743169316984.13397.23154.73154.73154.73154.73.2. 汽轮机进汽参数计算3.1.1. 主蒸汽参数由主汽门前压力p =16.68Mpa,温度t =538OC ,查水蒸所性质表，得主蒸汽比焓值00h =3398.8kj/kg。主汽门后压力 p = (1-Sp ) p = (1-0.04) 16.68=16.013Mpa。0 1 0由 p=16.013Mpa, hq =3398.8kj/kg，查表，得主汽门后汽温t =535.3。仑3.1.2. 再热蒸汽参数由中联门前压力p =3.323Mpa，温度t =538C，查水蒸气性质表，得再热蒸汽比 rhrh焓值 h =3539.4 kj/kg。rh中联门后再热汽压 p =(1-Sp )p =(1-0.02)3.323=3.257Mpa。rh2rh同p =3.257Mpa，h = h =3539.4 kj/kg，查水蒸所性质表，得中联门后再热汽温 rhrh rht =537.7 OCrh3.3. 辅助计算3.1.1. 均压箱计算以加权平均法计算均压箱内平均进汽比焓。计算详见下表 3-2 均压箱比焓表项目2高压门杆5高压轴封27高压轴封8中压轴封29中压轴封2工漏汽量Gi, kg/h38920992572136915517980漏汽系数ai0.00019120.0010320.0012640.00067310.00076260.003923漏汽点比焓hi3397.23024.33024.331693474总焓aihi0.649793.121373.824752.133212.6494112.37854平均比焓hjy3154.73.1.2. 轴封加热器计算以加权平均法计算轴封加热器内平均进汽比焓。计算详见下表 3-3 轴封加热器比焓表项目15箱轴封加18低缸出工漏汽量Gi, kg/h12709102180漏汽系数ai0.00062440.00044740.0010719漏汽点比焓hi3154.73154.7总焓aihi1.970011.411583.38160平均比焓hjy3154.73.1.3. 凝汽器计算由p =0.0044Mpa=4.4Kpa，查水蒸所性质表，得t =30.6 Ccc将所得数据与表 2-1的数据一起，以各抽汽口的数据为节点，在 h-s 图上绘制出汽 轮机的汽态膨胀过程线，见图 3.23.4. 各加热器进、出水参数计算3.4.1.高压加热器H1加热器压力p :1p = (1-A p ) p= (1-0.03) *5.945=5.767Mpa式中p第一抽汽口压力；111A p 抽汽管道相对压损；1由=5.767Mpa,查水蒸所性质表得加热器饱和温度t =273.0 OCs1H1出水温度t :w,1t = t - 6 t=273.0- (-1.7) =274.7Cw,1 s1式中6t加热器上端差。Hl疏水温度t :d,1t = t + 6 t =243.5+5.5=249.0 Cd ,l w ,ll式中6 t 加热器下端差，6 t =5.5Cllt进水温度，其值从高压加热器H2的上端差6 t计算得到。w,l已知加热器水侧压力p =21.47Mpa,由t =274.7C，查得Hl出水比焓ww ,lh =1204.8kj/kgw,1由 t =243.5C , p =21.47Mpa,查得 Hl 进水比焓h =1056.6 kj/kgw,1ww,1由 t =249.0C , p =5.767Mpa,查得 Hl 疏水比焓h =1080.9 kj/kgod ,11d ,1至此,高压加热器 H1 的进、出口汽水参数已全部算出。3.4.2. 高压加热器 H2加热器压力 p :2p = (1-A p ) p= (1-0.03) *3.668=3.558Mpa2 2 2式中 p 第二抽汽口压力；2A p 抽汽管道相对压损；2由p =3.558Mpa,查水蒸所性质表得2加热器饱和温度t =243.5 Cs2H2 出水温度 t :w,2t =t -6 t=243.5-0=243.5Cw,2 s 2式中6t加热器上端差。H2 疏水温度 t :d,2t =t +6 t =206.7+5.5=212.2 Cd ,2 w,22式中6 t 加热器下端差,6 t =5.5C22t进水温度，其值从高压加热器H3的上端差6 t计算得到。w,2已知加热器水侧压力p =21.47Mpa,由t =243.5C，查得H2出水比焓ww,2h =1056.6kj/kgw,2由 t =243.5C , p =21.47Mpa,查得 H2 进水比焓h =890.4 kj/kgw,2ww,2由 t =249.0C , p =3.558Mpa,查得 H2 疏水比焓h =908.2 kj/kgod ,22d ,2至此，高压加热器 H2 的进、出口汽水参数已全部算出。3.4.3. 高压加热器 H3 加热器压力 p ： 3p = (1-A p ) p = (1-0.03) *1.776=1.722Mpa3 33式中 p 第三抽汽口压力；3A p 抽汽管道相对压损；3由p =1.722Mpa,查水蒸所性质表得3加热器饱和温度t =204.9 OCs3H3 出水温度 t ：w,3t = t - 6 t=204.9- (-1.7) =206.7Cw,3 s 3式中6t加热器上端差。H3疏水温度t :d,3t =t +6 t =177.0+5.5=182.5 OCd ,3 w,33式中6 t 加热器下端差，6 t =5.5 OC33t进水温度，其值从除氧器H4的上端差6t计算得到。w,3已知加热器水侧压力p =21.47Mpa,由t =206.7C，查得H3出水比焓ww,3h =890.4kj/kgw,3由 t =177.0C , p =21.47Mpa，查得 H3 进水比焓h =761.0 kj/kgw,3ww,3由 t =182.5C , p =1.722Mpa，查得 H3 疏水比焓h =774.5kj/kgod ,33d ,3至此，高压加热器 H3 的进、出口汽水参数已全部算出。3.4.4. 除氧器 H4 加热器压力 p 4:p =(1-A p ) p =(1-0.05) *0.964=0.916Mpa4 44式中 p 第四抽汽口压力；4A p 抽汽管道相对压损；4由p =0.916Mpa，查水蒸所性质表得4加热器饱和温度t =176.1 Cs4H4出水温度t :w,4t = t - 6t=176.1-0=176.1 Cw,4 s 4 式中6t加热器上端差。H4疏水温度t :d,4t = t +5 t =141.1+0=141.1 Cd ,4 w,44式中5 t 加热器下端差，5 t =0C44tw,4已知加热器水侧压力p =0.916Mpa,由t =176.1 C，查得H4出水比焓w,4进水温度，其值从低压加热器H5的上端差5 t计算得到。h =746.0kj/kgp =0.916Mpa,查得 H4 进水比焓 h =594.4 kj/kg ww,4p =0.916Mpa，查得 H4 疏水比焓h =594.4kj/kgo4d ,4w,4 由 t =141.1 Cw,4 由 t =141.1 Cd,4至此，除氧器 H4 的进、出口汽水参数已全部算出。3.4.5. 低压加热器 H5加热器压力 p :p = (1- A p ) p = (1-0.03) *0.416=0.404Mpa式中 p 第五抽汽口压力；A p 抽汽管道相对压损；由p5 =0.404Mpa，查水蒸所性质表得加热器饱和温度t =144.0 Cs5H5 出水温度 t :w,5t =t -5t=144.0-2.8=141.1Cw,5 s 5 式中5t加热器上端差。H5疏水温度t :d,5t =t +5 t =120.3+5.5=125.8Cd ,5 w,55式中5 t 加热器下端差，5 t =5.5C55t进水温度，其值从低压加热器H6的上端差5 t计算得到。w,5已知加热器水侧压力p =2.758Mpa，由t =141.1 C，查得H5出水比焓ww,5h =595.6kj/kgw,5由 t =120.3 OC , p =2.758Mpa，查得 H5 进水比焓 h =507.0 kj/kgw,5ww,5由 t =125.8oc , p =0.404Mpa,查得 H5 疏水比焓h =528.7kj/kgod,55d ,5至此，低压加热器 H5 的进、出口汽水参数已全部算出。3.4.6. 低压加热器 H6加热器压力p :6p = (1-A p ) p= (1-0.03) *0.226=0.219Mpa6 6 6式中 p 第六抽汽口压力；6A p 抽汽管道相对压损；6由p =0.219Mpa,查水蒸所性质表得6加热器饱和温度t =123.1 ocs6H6 出水温度 t ：w,6t = t - 6 t=123.1-2.8=120.3 Cw,6 s 6式中6t加热器上端差。H6 疏水温度 t ：d,6t =t +6 t =98.4+5.5=103.9ocd ,6 w,66式中6 t 加热器下端差,6 t =5.5oc66t进水温度，其值从低压加热器H7的上端差6 t计算得到。w,6已知加热器水侧压力p =2.758Mpa，由t =120.3 C，查得H6出水比焓ww,6h =507.0kj/kgw,6由 t =98.4 C，p =2.758Mpa，查得 H6 进水比焓 h =414.2 kj/kgw,6ww,6由 t =103.9C，p =0.219Mpa，查得 H6 疏水比焓h =435.5kj/kgod,66 d ,6至此，低压加热器H6的进、出口汽水参数已全部算出。3.4.7. 低压加热器 H7加热器压力 p ：7p =(1-A p ) p =(1-0.03) *0.109=0.106Mpa7 77式中 p 第七抽汽口压力；7A p 抽汽管道相对压损；由 p =0.106Mpa ，查水蒸所性质表得7加热器饱和温度t =101.2 OCs7H7出水温度t :w,7t = t - 6 t=101.2-2.8=98.4 Cw,7 s 7 式中加热器上端差。H7疏水温度t :d,7t = t +6 t =56.3+5.5=61.8 OCd ,7 w,77式中6 t 加热器下端差，6 t =5.5 OC77t进水温度，其值从低压加热器H8的上端差6 t计算得到。w,7已知加热器水侧压力p =2.758Mpa,由t =98.4C，查得H7出水比焓 ww,7h =414.2kj/kgw,7由 t =56.3 C , p =2.758Mpa,查得 H7 进水比焓 h =238.0 kj/kgw,7ww,7由 t =61.8C , p =0.106Mpa,查得 H7 疏水比焓h =258.7kj/kg。d ,77d ,7至此,低压加热器 H7 的进、出口汽水参数已全部算出。3.4.8. 低压加热器 H8加热器压力 p :8p = (1-A p ) p= (1-0.03) *0.0197=0.0191Mpa8 8 8 式中 p 第八抽汽口压力；8A p 抽汽管道相对压损；8由p =0.0191Mpa，查水蒸所性质表得8加热器饱和温度t =59.1 Cs8H8出水温度t :w,8t =t -6 t=59.1-2.8=56.3Cw,8 s 8 式中6t加热器上端差。H8 疏水温度 t :d ,8t =t +6 t =32.8+5.5=38.3Cd ,8 w,88式中6 t 加热器下端差,6 t =5.5Ctw,8进水温度，其值从轴封加热器H的上端差6 t计算得到。sg已知加热器水侧压力p =2.758Mpa，由t =56.3 OC，查得H8出水比焓ww ,8h =237.9kj/kgw,8由 t =32.8 oc，p =2.758Mpa，查得 H8 进水比焓 h =139.9 kj/kg w,8ww ,8由 t =38.3oc，p =0.0191Mpa，查得 H8 疏水比焓h =160.4kj/kgod ,8 8d ,8至此，低压加热器 H8 的进、出口汽水参数已全部算出。表 3-4 回热加热系统汽水参数计算项目H1H2H3H4H5H6H7H8SG汽侧抽汽压力Pj5.9453.6681.7760.9640.4160.2260.1090.0197抽汽焓hj3144.23027.13352.23169.02978.52851.02716.02455.83154.7抽汽管道压损A Pj0.030.030.030.050.030.030.030.03加热侧压力Pj5.7673.5581.7230.9160.4040.2190.1060.0190.098汽侧饱和温度ts273.0243.5205.0176.1143.9123.1101.259.1水侧水侧压力Pw21.4721.4721.470.9162.7582.7582.7582.7582.758加热侧上端差6 t-1.70-1.702.82.82.82.8出水温度twj274.7243.5206.7176.1141.1120.398.456.330.7出水比焓hwj1204.81056.6890.4746.0595.6507.0414.2237.9进水温度twj243.5206.7176.1141.1120.398.456.330.730.6进水比焓hwj1056.6890.4773.2594.4507.0414.2239.6131.0加热器下端差6t15.55.55.505.55.55.55.5疏水温度tdj249.0212.2181.6141.1125.8103.961.859.136.2疏水比焓hdj1080.9908.1770.6594.4528.7435.5258.7247.3415.03.5. 高压加热器组抽汽系数计算3.5.1.由高压加热器H1热平衡计算a1高压加热器 H1 的抽汽系数 a1：a G - h )n 0.9945 x(1204.8-1056.61.0 门门“ “a =_fw w1h =0.071431h - h3144.2-1080.91d ,1高压加热器 H1 的疏水系数 a ：a =a =0.07143d ,113.5.2.由高压加热器H2热平衡计算a、a2rh高压加热器 H2 的抽汽系数 a ：-h)dld ,2片-a hdlh - h2d ,20.9945 x(1056.6 -890.4 )1.0 - 0.07143 x(1080.9-908.1 )07218aa = fww,2w,323027.1-908.1高压加热器H2的疏水系数a :d ,2a = a + a =0.07143+0.07218=0.14362d ,2d ,12再热器流量系数arha =1- a - a - a- a - a - a- arh12 sg ,2 sg ,4 sg ,5 sg ,6 sg, 7=1-0.07143-0.07218-0.0001912-0.001429-0.001032-0.001591-0.001264=0.85093.5.3.由高压加热器H3热平衡计算a3本级计算时，高压加热器H3的进水比焓h为未知，故先计算给水泵的介质比焓w,3升Ah 。pu如图3-3所示，泵入口静压p:pup = p + p g H =0.916+975* 10-6 *9.8*22.4=1.130Mpapu 4pu式中 p 除氧器压力，Mpa；4P除氧器至给水泵水的平均密度，kg/m3。给水泵内介质平均压力ppjp =0.5*( p + p )=0.5*(21.47+1.130)=11.30 Mpapjpu pu给水泵内介质平均比焓h :pj取 h = h =746.0 j kgpjpu根据 p =11.30 Mpa 和 h =746.0 kjkg 查得: pjpj给水泵内介质平均比容V =0.001112m3 kgpu给水泵介质焓升Tpuv C p )x 103t = h -h =pupu pupu pu puqpu0.001112 x(21.47-1.130)x 103=27.3 kj kg0.83给水泵出口焓h :puh = h + t =746.0+27.3=773.2 kj kgpu pu pu图3.3给水泵焓升示意图高压加热器H3的抽汽系数a :3-h 人-a C W3pu h(d2h - h3d ,30.9945 x(890.4-773.2)1.0 - 0.14362 x(908.1-770.6)“ =0.03749 3352.2 - 770.6高压加热器H3的疏水系数ad ,3a = ad ,2+a =0.14362+0.03749=0.181133.6.除氧器抽汽系数计算ac给水泵除氧器出水流量a c ,4：=a + a =0.99447 +0.032570791=1.02704,4 fw sp除氧器物质平衡和热平衡见图3-4。由于除氧器为汇集式加热器，进水流量a,5为未知。但图3.4除氧器热平衡和物质平衡a 二a4c ,4利用简捷算法可避开求取a 。c ,5一 h)-a(h 一 h ) -a (hd ,3w,5sg ,4 sg, 4w,5sg ,6 sg ,6h q aw,4w,5 * h d,3-a (h- h ) -a(h- h ) h - hsg,10 sg,10 w,5sg,12 sg,12w,5 4w,5=1.02704 x(746.0 - 594.4 )- 0.18110 x(770.6 - 595.6 )- 0.001430 x(3395.3 - 595.6)-0.001591 x(3024.3 - 595.6)- 0.001369 x(3474 - 595.6)- 0.03235x(697-595.6)(3169.0-595.6 )-h )w,5=0.042323.7低压加热器组抽汽系数计算3.7.1.由低压加热器H5热平衡计算a5低压加热器H5的出水系数a :c, 5a =a - a -a -a-a -a-ac,5 c,4 d ,34 sg,4 sg,6 sg ,10 sg,12=1.02704-0.18110-0.04232-0.001430-0.001591-0.001369-0.03235 =0.76688低压加热器H5的抽汽系数a :5a C - h )耳0.76688 x(595.6-507.0 加.0 八 卄”a =-5 w5g h =0.027734 h - h2978.5-528.75 d ,5低压加热器H5的疏水系数a:d, 5a =a =0.02773d ,553.7.2. 由低压加热器 H6 热平衡计算 a6低压加热器H6的抽汽系数a :6a G -h h -a G -h )a =泾 w6Wr7 hd5 dy5d,66 h -h5 d,6=0.76688 x(507.0 - 414.2)1.0 - 0.02773 x(528.7 - 435.5) =2851.0-435.5=0.02838低压加热器H6的疏水系数a :d,6a =a +a =0.02772+0.02838=0.05611 d , 6d ,563.7.3. 由低压加热器 H7 热平衡计算 a7由于低压加热器 H8 的疏水采用疏水泵打回本级的主凝结水出口的形式，低压加热 器H7的进水比焓未知，故先预选h =239.5kj/kg，最后校核。w,7则低压加热器H7的抽汽系数: a C -h)耳-aa = w，7w，7h 6 h -h7 d ,7_ 0.76667 x(414.2 - 239.5) 1.0 - 0.05610 x(435.5 - 258.7 )- 0.002862 x(3154.7 - 258.7)2716.0 - 258.7=0.04699低压加热器H7的疏水系数a :d,7a = a + a =0.05611+0.04699=0.10310d ,7d ,673.7.4. 由低压加热器 H8 热平衡计算 a8由于低加H8的进水焓h、疏水焓h为未知，故先计算轴封加热器SG。w, sgd ,8又由于轴封加热器SG的出水系数未知，故先预选a =0.63094，最后校核。c,sg由SG的热平衡，得轴封加热器出水焓hh = h +w, sgca 6 - hsg sgd ,sghaw,sg= 128.3 +c,sg0.00062447 x(3154.7 - 415)x 10.63094=131.14kj/kg由p=2.758Mpa, h =131.14 kj/kg，查得轴封加热器出水温度t=30.69OC。w, sgw,sgw, sg由于低压加热器H8未设疏水冷却器，所以疏水温度t = t =59.1 OC d ,8 s,8由 p =0.0197Mpa, t =59.1 C 查得低压加热器 H8 疏水焓 h =247.3 kj/kg7d ,8d ,8低压加热器H8的抽汽系数a :8aHi - h)泪-a Q - h)c ” sg 】w ,8w，, sg hd ,7 d ,7d ,88h - h8d,80.63094 x(237.9 -131.0)/1 - 0.10310(258.7 - 247.3)2455.8 -247.3=0.02997低压加热器H8的疏水系数a : d ,8a =a +a =0.10319+0.02998=0.13307 d ,8 d ,783.8.凝汽系数a计算c3-8-1-小汽机抽汽系数aXja !c, 4puxj h - h4c, xj= 1.02704 27.26=3169.0-2422.6=0.037513.8.2.由凝汽器的质量平衡计算aca a a a Y a acc,5d ,8xjsg ma=0.76667-0.13307-0.03751-0.003924-0.037863.8.3.由汽轮机汽侧平衡校验acH4抽汽口抽汽系数和a4a =a +a +a +a44 xj nf pl=0.04252+0.03751+0.03235+0.01082 =0.12300各加热器抽汽系数和工aj工a = a + a + a + a + a + a + a + a j 12345678=0.07143+0.07218+0.03749+0.12320+0.02772+0.02838+0.04709+0.02998 =0.43718轴封漏汽系数和工asg,k工a =a +a +a +a +a +a +a +asg,k sg,2 sg,4 sg,5 sg,6 sg,7 sg ,8 sg,9 sg ,10=0.0001913+0.001430+0.001032+0.001591+0.001265+0.0006731+0.0007626+0.001369=0.008314凝汽系数a:ca =1- 工a工a=1-0.43718-0.008314=0.55451cjsg k该值与由凝汽器质量平衡计算得到的a相等，凝汽系数计算正确。c由低加H5轴封加热器SG的质量平衡校验轴封加热器SG的出水系数a c sga =a -a =0.76667-0.13317=0.63094 c,sgc,5d ,8轴封加热器SG的出水系数a=0.63094，与初选值相等。c,sg校验低压加热器H7的进水比焓h:( )W，7hw,7u x h +a x h 丿 c sgw 8d 8d 8a +ac sgd 8=(0.63094*237.9+0.13307*247.3)/(0.63094+0.13317) =239.5kj/kg低压加热器H7的进水比焓h -239.5kj/kg，与初选值相等。 w 73.9. 汽轮机内功计算3.9.1. 凝汽流做功 wcw = a ( h - h + q ) - a * qc c 0 c rhxq ,1 rh=0.55451*(3398.8-2315.6+512.3)-0.0009057*512.3 =884.3kj/kg式中 q 再热汽吸热， q =h -h =3539.4-3027.1=512.3 kj/kg rhrh rh 23.9.2.抽汽流做功工wa,jlkgHl抽汽做功wa,1w =h -h =3398.8-3l44.2=254.6 kj/kga ,l0 l1kgH2抽汽做功wa,2w =h -h =3398.8-3027.1=492.0 kj/kga ,20 21kgH3抽汽做功wa,3w =h -h +q =3398.8-3352.2+512.3=558.9 kj/kg a ,303 rh1kgH4抽汽做功wa,4w =h -h +q =3398.8-3169.0+512.3=742.1 kj/kg a ,404 rh1kgH5抽汽做功wa,5w =h -h +q =3398.8-2978.5+512.3=932.6 kj/kg a ,505 rh1kgH6抽汽做功wa,6w =h -h +q =3398.8-2851.0+512.3=1060.1kj/kg a ,60 6 rh1kgH7 抽汽做功 wa,7w =h -h +q =3398.8-2716.0+512.3=1195.1 kj/kg a ,707 rh1kgH8 抽汽做功 wa,8w =h -h +q =3398.8-2455.8+512.3=1455.3kj/kg a ,80 8 rh表 3-5 做功量和抽汽量计算结果H1H2H3H4H5H6H7H81kg抽汽做功254.6492.