660MW凝汽式機組全廠原則性熱力系統(tǒng)計算

1、僅供個人參考本科畢業(yè)設計（論文）660 MW凝汽式發(fā)電機組熱力系統(tǒng)的設計學 院：材料與能源學院專 業(yè)：熱能與動力工程（熱電工程方向）年級班別： 2007 級（1）班姓 名： 林學 號：3指導教師：柯秀芳副教授2011年5月摘 要高參數(shù)大容量凝汽式機組是目前新建火電機組的主力機型，本文針對660MM臨界凝汽式發(fā)電機組熱力系統(tǒng)進行設計， 對擬定的凝汽式發(fā)電機組原則性熱力系統(tǒng)進行設計 計算和熱經(jīng)濟性計算，繪制原則性熱力系統(tǒng)圖、全面性熱力系統(tǒng)圖。本機組選用德國BABCOCK司生產(chǎn)的2208t/h自然循環(huán)汽包爐；汽輪機為GE公司 的亞臨界壓力、一次中間再熱660MW8汽式汽輪機。共設8級不調節(jié)抽汽，其中

2、3級高 壓加熱器，4級低壓加熱器，及一級除氧器。主蒸汽初參數(shù)： 16.68Mpa, 5389，再熱 蒸汽參數(shù)：3.232Mpa, 538 2 ,排汽壓力4.4kpa。熱經(jīng)濟性指標：全廠效率 40.50%,發(fā)電標準煤耗0.29504 kg/kW h。計算誤差：汽輪機進汽量計算誤差 0.901%,汽輪機內功計算誤差0.55%。關鍵詞：電廠，熱力系統(tǒng)，鍋爐，汽輪機不得用于商業(yè)用途AbstractHigh-power and high parameters of condensing unit is the main of the new thermal power units.A thermal s

3、ystem of a subcritical 660MW condensing unit is designed in this paper.The baselessthermal systems and thermal economy is designed and calculated. And baseless Thermal system diagram and Comprehensive Thermal system diagram is drew.A 2208t/h of natural circulation drum boiler produced by German BABC

4、OCK is selected for this unit.The turbine is subcritical pressure, one reheat 660MW Condensing Steam Turbine produced by GE. There are a total of eight level steam extraction. Including three high-pressure heater, four low pressure heaters and a deaerator. The main steam parameters is as follow: 16.

5、68 Mpa, 538 C , reheat steam parameters:3.232 Mpa, 538 C . Exhaust steam pressure 4.4 kpa.Thermal Economy index is as follow: The efficiency of the whole plant 40.50%; Generation standard coal consumption 0.29504 kg/kWh.Calculation errors is as follow: Throttleflow error 0.901%,Counter-balance check

6、ing error 0.55%.Key words： Power Plant, Thermal System, Boiler, Steam Turbine僅供個人參考目錄1 緒 論 錯誤！未定義書簽。2 熱力系統(tǒng)與機組資料 錯誤！未定義書簽。2.1. 熱力系統(tǒng)簡介 錯誤！未定義書簽。2.2. 原始資料 錯誤！未定義書簽。3 熱力系統(tǒng)計算 錯誤！未定義書簽。3.1. 汽水平衡計算 錯誤！未定義書簽。3.2. 汽輪機進汽參數(shù)計算 錯誤！未定義書簽。3.3. 輔助計算 錯誤！未定義書簽。3.4. 各加熱器進、出水參數(shù)計算 錯誤！未定義書簽。3.5. 高壓加熱器組抽汽系數(shù)計算 錯誤！未定義書簽。3.6

7、. 除氧器抽汽系數(shù)計算 錯誤！未定義書簽。3.7. 低壓加熱器組抽汽系數(shù)計算 錯誤！未定義書簽。3.8. 凝汽系數(shù)計算 錯誤！未定義書簽。3.9. 汽輪機內功計算 錯誤！未定義書簽。3.10. 汽輪機內效率、熱經(jīng)濟指標、汽水流量計算 錯誤！未定義書簽。3.11. 全廠性熱經(jīng)濟指標計算 錯誤！未定義書簽。4 反平衡校核 錯誤！未定義書簽。5 輔助系統(tǒng)設計、 選型 錯誤！未定義書簽。5.1. 主蒸汽系統(tǒng) 錯誤！未定義書簽。5.2. 給水系統(tǒng) 錯誤！未定義書簽。5.3. 凝結水系統(tǒng) 錯誤！未定義書簽。5.5. 旁路系統(tǒng) 錯誤！未定義書簽。5.6. 補充水系統(tǒng) 錯誤！未定義書簽。5.7. 閥門 錯誤！

8、未定義書簽。6 結 論 錯誤！未定義書簽。參 考 文 獻 錯誤！未定義書簽。致 謝 錯誤！未定義書簽。1緒 論火力發(fā)電廠簡稱火電廠，是利用煤炭、石油、天然氣作為燃料生產(chǎn)電能的工廠。其能量轉換過程是：燃料的化學能-熱能-機械能-電能。最早的火力發(fā)電是1875 年在巴黎北火車站的火電廠實現(xiàn)的。隨著發(fā)電機、汽輪機制造技術的完善，輸變電技術的改進，特別是電力系統(tǒng)的出現(xiàn)以及社會電氣化對電能的需求， 20 世紀 30 年代以后，火力發(fā)電進入大發(fā)展的時期?；鹆Πl(fā)電機組的容量由200兆瓦級提高到300600兆瓦級（50年代中期），到1973年，最大的火電機組達1300兆瓦。大機組、大電廠使火力發(fā)電的熱效率大為

9、提高，每千瓦的建設投資和發(fā)電成本也不斷降低。到 80年代后期，世界最大火電廠是日本的鹿兒島火電廠，容量為 4400兆瓦。但機組過大又帶來可靠性、可用率的降低，因而到90 年代初，火力發(fā)電單機容量穩(wěn)定在300700兆瓦。進入21世紀后，為提高發(fā)電效率，我國對電廠機組實行上大壓小政策。高參數(shù)大容量凝汽式機組成為目前新建火電機組的主力機型, 全世界數(shù)十年電站發(fā)展史的實踐表明，火電設備逐漸大容量化是不可抗拒的發(fā)展趨勢。人類已進入21 世紀，“能源、環(huán)境、發(fā)展”是新世紀人類所面臨的三大主題。這三者之中，能源的合理開發(fā)與利用將直接影響到環(huán)境的保護和人類社會的可持續(xù)發(fā)展。作為能源開發(fā)與利用的電力工業(yè)正處在大

10、發(fā)展的階段，火力發(fā)電是電力工業(yè)的重要領域，環(huán)境保護和社會發(fā)展要求火力發(fā)電技術不斷發(fā)展、提高。在已經(jīng)開始的21 世紀，火力發(fā)電技術發(fā)展趨勢是我們十分關注的問題。就能量轉換的形式而言，火力發(fā)電機組的作用是將燃料（煤、石油、天然氣）的化學能經(jīng)燃燒釋放出熱能，再進一步將熱能轉變?yōu)殡娔?。其發(fā)電方式有汽輪機發(fā)電、燃氣輪機發(fā)電及內燃機發(fā)電三種。其中汽輪機發(fā)電所占比例最大，燃氣輪機發(fā)電近年來有所發(fā)展，內燃機發(fā)電比例最小。汽輪機發(fā)電的理論基礎是蒸汽的朗肯循環(huán)，按朗肯循環(huán)理論，蒸汽的初參數(shù)（即蒸汽的壓力與溫度）愈高，循環(huán)效率就愈高。目前蒸汽壓力已超過臨界壓力（大于22.2MPa） ，即所謂的超臨界機組。進一步提高

11、超臨界機組的效率，主要從以下兩方面入手。1. For personal use only in study and research; not for commercial use2.3. 提高初參數(shù)，采用超超臨界初參數(shù)的提高主要受金屬材料在高溫下性能是否穩(wěn)定的限制，目前，超臨界機組初溫可達538c576C。隨著冶金技術的發(fā)展，耐高溫性能材料的不斷出現(xiàn)，初 溫可提高到600c700C。如日本東芝公司1980年著手開發(fā)兩臺0型兩段再熱的 700MWS超臨界汽輪機，并相繼于1989年和1990年投產(chǎn)，運行穩(wěn)定，達到提高發(fā) 電端熱效率5%的預期目標，即發(fā)電端效率為41%，同時實現(xiàn)了在140分鐘內啟動

12、的設計要求，且可在帶10額定負荷運行。在此基礎上，該公司正推進1 型 ( 30.99MPa、593/593/593 ) 、 2 型( 34.52Mpa,650/593/593 )機組的實用化研究。據(jù)推算，超超臨界機組的供電煤耗可降低到279g/kWh4. 采用高性能汽輪機For personal use only in study and research; not for commercial use汽輪機制造技術已很成熟，但仍有進一步提高其效率的空間，主要有以下三種途徑：首先是進一步增加末級葉片的環(huán)形排汽面積，從而達到減小排汽損失的目的。末級葉片的環(huán)形排汽面積取決于葉片高度，后者受制于材料

13、的耐離心力強度。日本700MW機組已成功采用鈦制1.016m的長葉片，它比目前通常采用的12Cr鋼制的0.842m的葉片增加了離心力強度，排汽面積增加了40%由于降低了排汽損失，效率提高1.6%。其次是采用減少二次流損失的葉柵。葉柵汽道中的二次流會干擾工作的主汽流產(chǎn)生較大的能量損失，要進一步研制新型葉柵，以減少二次流損失。最后是減少汽輪機內部漏汽損失。汽輪機隔板與軸間、動葉頂部與汽缸、動葉與隔板間均有一定間隙。這些部位均裝有汽封，以減少漏汽損失。要研制新型汽封件以減少漏汽損失。發(fā)展大機組的優(yōu)點可綜述如下：1. 降低每千瓦裝機容量的基建投資隨著機組容量的增大，投資費用降低。在一定的范圍內，機組的

14、容量越大越經(jīng)濟。一般將這個范圍稱為容量極限。以 20 萬千瓦燃煤機組的建設費比率為100%。 30 萬千瓦燃煤機組為93%，到60萬千瓦時進一步下降為84%。容量每增加一倍，基建投資約降低5%。2. 提高電站的供電熱效率機組容量越大，電站的供電熱效率也越高。在 15萬千瓦以前，熱效率的上升率較高。達到15 萬千瓦以后，熱效率上升趨于和緩。原因在于容量在15 萬千瓦前，蒸汽參數(shù)隨容量增加而提高的緣故。容量超過15 萬千瓦后，蒸汽參數(shù)變化不大。欲取得更高的供電熱效率，只有采用超臨界領域的蒸汽參數(shù)。16.9Mpa, 566/538 ， 50 萬千瓦機組的供電熱效率為38.6%。 24.6Mpa538

15、/538 ，90 萬千瓦機組的供電熱效率則高達40.7%，與前者相比約提高2.1%。3. 降低熱耗以 15 萬千瓦機組的單位熱耗比率為100%，當機組容量增加到60萬千瓦時，降低 1.3%；由30萬千瓦增加到60萬千瓦時降低1.0%。由60 萬千瓦提高到120 萬千瓦時降低0.5%左右。4. 減少電站人員的需要量15萬千瓦機組，需 0.45 人 /兆瓦； 到 30 萬千瓦時下降到0.27 人 /兆瓦； 到 120萬千瓦時會進一步下降到0.12 人 /兆瓦。這表明，機組容量越大，工資支出越少5. 降低發(fā)電成本在燃料價格相同的情況下，機組容量越大，發(fā)電成本越低。機組容量增大，蒸汽參數(shù)提高，每千瓦裝

16、機容量的建設費用降低，熱效率變大，熱耗降低，工作人員減少，發(fā)電成本降低。這充分顯示了大機組的優(yōu)勢。不得用于商業(yè)用途僅供個人參考1.1. 統(tǒng)與機組資料1.2. 熱力系統(tǒng)簡介本機組采用一爐一機的單元制配置。其中鍋爐為德國BABCOCK司生產(chǎn)的2208t/h自然循環(huán)汽包爐；氣輪機為 G玄司的亞臨界壓力、一次中間再熱 660MW8汽式氣輪機。全廠的原則性熱力系統(tǒng)附圖所示。該系統(tǒng)共有八級不調節(jié)抽汽。其中第一、二、三 級抽汽分別供三臺高壓加熱器，第五、六、七、八級抽汽分別供四臺低壓加熱器，第四 級抽汽作為0.9161Mpa壓力除氧器的加熱汽源。第一、二、三級高壓加熱器均安裝了內置式蒸汽冷卻器，上端差分別為

17、-1.79、00、-1.7七。第一、二、三、五、六、七級回熱加熱器裝設疏水冷卻器，下端差均 為 5.5 C o汽輪機的主凝結水由凝結水泵送出，依次流過軸封加熱器、4臺低壓加熱器，進入除氧器。然后由氣動給水泵升壓，經(jīng)三級高壓加熱器加熱，最終給水溫度達到274.8七， 進入鍋爐。三臺高壓加熱器的疏水逐級自流至除氧器，第五、六、七級低壓加熱器的疏水逐級 自流至第八級低壓加熱器；第八級低加的疏水用疏水泵送回本級的主凝結水出口。凝汽器為單壓式凝汽器，汽輪機排氣壓力4.4kPa。給水泵氣輪機（以下簡稱小汽機） 的汽源為中壓缸排汽（第四級抽汽），無回熱加熱其排汽亦進入凝汽器，設計排汽壓力 為 6.34kPa

18、。鍋爐的排污水經(jīng)一級連續(xù)排污利用系統(tǒng)加以回收。擴容器工作壓力1.55Mpa,擴容器的疏水引入排污水冷卻器，加熱補充水后排入地溝。鍋爐過熱器的減溫水（3）取自給水泵出口，設計噴水量為 66240kg/h。熱力系統(tǒng)的汽水損失計有：全廠汽水損失（14）33000kg/h、廠用汽（11）22000kg/h（不 回收）、鍋爐暖風器用氣量為65800kg/h,暖風器汽源（12）取自第4級抽汽，其疏水仍 返回除氧器回U孔 疏水比始697kJ/kg。鍋爐排污損失按計算值確定。高壓缸門桿漏汽（1和2）分別引入再熱熱段管道和均壓箱，高壓缸的軸封漏汽按 壓力不同，分別引進除氧器（4和6）、均壓箱（5和7）。中壓缸的

19、軸封漏汽也按壓力不 同，分別引進除氧器（10）和均壓箱（8和9）。從均壓箱引出三股蒸汽：一股去第七級 低加（16）, 一股去軸封加熱器SG （15）, 一股去凝汽器的熱水井。1.3. 原始資料1.3.1. 汽輪機型以及參數(shù)1 .機組型式：亞臨界壓力、一次中間再熱、四缸四排汽、單軸、凝汽式汽輪機;2 .額定功率pe =660MW3 .主蒸汽初參數(shù)（主汽閥前）p0=3.232MPa品=538；4 .再熱蒸汽參數(shù)（進汽閥前）：熱段 prh=3.232MPa %=538；冷段 p；h=3.567MPa t；h=315;5 .汽輪機排汽壓力pc=4.4kPa,排汽比始hc=2315kJ/kg。1.3.2

20、. 回熱加熱系統(tǒng)參數(shù)1 .機組各級回熱抽汽參數(shù)見表2-1表2-1回熱加熱系統(tǒng)原始汽水參數(shù)抽汽管道壓損 Pj%33353333項目單位H1H2H3H4H5H6H7H8抽汽壓力RMPa5.9453.6681.7760.9640.4160.2260.1090.0197抽汽焰hj匕/kg3144.23027.13352.23169.02978.52851.02716.02455.8加熱器上端差StC-1.70-1.702.82.82.82.8加熱器下端差8t1C5.55.55.55.55.55.55.55.5水側壓力pwMPa21.4721.4721.470.9162.7582.7582.7582.7

21、582 .最終給水溫度tfw=274.8七；3 .給水泵出口壓力ppu=21.47MPq給水泵效率=0.834 .除氧器至給水泵高差H pu =22.4m；5 .小汽機排汽壓力pc岡=6.27kPa；小汽機排汽燃hc,xj =2315.6kJ/kg1.3.3. 鍋爐型式及參數(shù)1 .鍋爐：德國BABCOCK-2208t/hr-次中間再熱、亞臨界壓力、自然循環(huán)汽包爐;2 .額定蒸發(fā)量Db=2208t/h3 .額定過熱蒸汽壓力pb=17.42Mpa；4 .額定再熱蒸汽壓力pr=3.85MPa5 .額定過熱汽溫tb=541 C ;額定再熱汽溫tr =541 0c ;6 .汽包壓力 Pdu=18.28M

22、Pa7 .鍋爐熱效率 盤=92.5%o1.3.4. 其他數(shù)據(jù)1 .汽輪機進汽節(jié)流損失& pi =4%, p中壓缸進汽節(jié)流損失“2=2% p2 .軸封加熱器壓力psg =102KPa,疏水比始 hd,Sg=415kJ/kg ;3 .機組各門桿漏汽、軸封漏汽等小汽流量及參數(shù)見表2-2;4 .鍋爐暖風器耗汽、過熱器減溫水等全廠汽水流量及參數(shù)見表2-2 ;5 .汽輪機機械效率 、 =0.985 ;發(fā)電機效率11g =0.99 ;6 .補充水溫度口2=20七；7 .廠用點率e =0.07。表2-2各輔助汽水、門桿漏汽、軸封漏汽數(shù)據(jù)汽水代號123456汽水流里1842389662402908209

23、93236流量系數(shù)0.00090570.00019120.032570.0014290.0010320.001591汽水比烙3397.23397.21205.23395.33395.33024.3汽水代號789101112汽水流里25721369155127852200065800流量系數(shù)0.0012640.00067310.00076260.0013690.010810.03235汽水比烙3024.331693474347431693169汽水代號131415161718汽水流里770003300012705821600300流1系數(shù)0.037860.016220.00062440.0028

24、620.00029500.0001475汽水比烙84.13397.23252.23252.23252.23252.23熱力系統(tǒng)計算3.1. 汽水平衡計算3.1.1. 全廠補水率ma全廠汽水平衡如圖3-1所示，各汽水流量見表。將進、出系統(tǒng)的各流量用相對量a表示。由于計算前汽輪機進汽量 D0為未知，故預選D0=2033724kg/h進行計算，最后校圖3.1全廠汽水平衡全廠工質滲漏系數(shù)：L = DL/ D0 =33000/2033724=0.01622鍋爐排污系數(shù)：bl =Dbl/ D0 =15000/2033724=0.007376取 D f =40%Dbi =6000, Dr =60%Dr =9

25、000：f =40% bi =0.002950' _ _ _ _ _ _ _ _二 bl =60% bl =0.004425擴容器工作壓力1.55Mpa擴容蒸汽始h'f =2792.0kj/kg ,擴容蒸汽送進除氧器。擴容飽和水始h； =851.7 kj/kg ,加熱補充水后排地溝。其余各量經(jīng)計算為廠用汽系數(shù)%=0.01082 pl減溫水系數(shù)：sP =0.03257 sp暖風器疏水系數(shù)'=0.03235由全廠物質平衡得補水率; ma = pl + 二 bl + 二 l=0.01082+0.004425+0.01622=0.031473.1.2. 給水系數(shù)afw二 fw

26、=1 0 + 二 l + : bl -二 sp=1+0.01622+0.004425-0.03257=0.99453.1.3. 各小汽流量系數(shù)口sgk sg,表3-1門桿漏汽、軸封漏汽數(shù)據(jù)代號123456789汽水流量184238966240290820993236257213691551流量系數(shù)0.00090570.00019120.032570.0014290.0010320.0015910.0012640.00067310.0007626汽水比焰3397.23397.21205.23024.33024.33024.33024.331693474代號101112131415161718汽水

27、流量278522000658007700033000127058211880910流量系數(shù)0.0013690.010810.032350.037860.016220.0006240.0028620.00092440.0004474汽水比焰34743169316984.13397.23154.73154.73154.73154.73.2. 汽輪機進汽參數(shù)計算3.2.1. 主蒸汽參數(shù)由主汽門前壓力Po=16.68Mpa,溫度t°=538'C ,查水蒸所性質表，得主蒸汽比始值 h0=3398.8kj/kg。主汽門后壓力 po= (1-Spi ) po = (1-0.04) 16.6

28、8=16.013Mpa。由 p0=16.013Mpa, A-A-BBggCkj/kg,查表，得主汽門后汽溫 t0=535.33.2.2. 再熱蒸汽參數(shù)由中聯(lián)門前壓力prh=3.323Mpa,溫度口 =538七，查水蒸氣性質表，得再熱蒸汽比 始值 hrh =3539.4 kj/kg。中聯(lián)門后再熱汽壓 p；h= (1-%) prh= (1-0.02) 3.323=3.257Mpa。同p；h =3.257Mpa, h；h =鼠=3539.4 kj/kg ,查水蒸所性質表，得中聯(lián)門后再熱汽溫t；h =537.7 C3.3. 輔助計算3.3.1. 均壓箱計算以加權平均法計算均壓箱內平均進汽比始。計算詳見

29、下表3-2均壓箱比烙表項目2高壓門桿5高壓軸封27高壓軸封8中壓軸封29中壓軸封22漏汽量Gi , kg/h38920992572136915517980漏汽系數(shù)ai0.00019120.0010320.0012640.00067310.00076260.003923漏汽點比次含hi3397.23024.33024.331693474總夕含aihi0.649793.121373.824752.133212.6494112.37854平均比烙hjy3154.73.1.2.軸封加熱器計算以加權平均法計算軸封加熱器內平均進汽比燎o計算詳見下表3-3軸封加熱器比烙表項目15箱軸封力口18低缸出2漏汽量

30、Gi , kg/h12709102180漏汽系數(shù)ai0.00062440.00044740.0010719漏汽點比次含hi3154.73154.7總夕含aihi1.970011.411583.38160平均比烙hjy3154.73.1.3.凝汽器計算由 Pc=0.0044Mpa=4.4Kpa,查水蒸所Tt質表，得 tc=30.6 C將所得數(shù)據(jù)與表2-1的數(shù)據(jù)一起，以各抽汽口的數(shù)據(jù)為節(jié)點，在h-s圖上繪制出汽輪機的汽態(tài)膨脹過程線，見圖3.2不得用于商業(yè)用途4二謝務E 廣 5353+， % 羽同£匯3144次%=1一77M'=443=。加6>%=口2%*禹旗1Wp7 -O.

31、lO9tJ庫軸0197%刃一加%=鄧內；廣3工加 t；廣%X中5如甲位：p 一Mpa tS h kj/kgq ,。尸9幅"二渤"4乂 F.8H+'-T20 森=320 ”尾二302127?4 =0964防=316%瓦郎2圖3.2汽輪機的汽態(tài)膨脹過程線3.4. 各加熱器進、出水參數(shù)計算3.4.1. 高壓加熱器H1加熱器壓力p1 :，一 _ _ _ _ _p1= (1-Ap1) p產(chǎn)(1-0.03) *5.945=5.767Mpa式中pl 第一抽汽口壓力；A pi 抽汽管道相對壓損；由pi=5.767Mpa,查水蒸所性質表得加熱器飽和溫度ts1 =273.0 CHi出水

32、溫度tw:tw,產(chǎn)tsi-6t=273.0- (-1.7) =274.7°C式中6 t加熱器上端差。H1疏水溫度td,i : ' _ td,1=tw,1 + & t1 =243.5+5.5=249.0 P式中6 ti加熱器下端差，6 ti=5.5 Ctw,i 進水溫度，其值從高壓加熱器H2的上端差6 t計算得到。已知加熱器水側壓力 pw=21.47Mpa,由tw,1=274.7©C ,查得H1出水比始hw,i=1204.8kj/kg由 tw,i =243.5 七,Pw =2i.47Mpa,查得 Hi 進水比始 hw,i=i056.6 kj/kg由 td,i=

33、249.0七,R=5.767Mpa,查得 Hi 疏水比始 hd,i=i080.9 kj/kg。至此，高壓加熱器Hi的進、出口汽水參數(shù)已全部算出。3.4.2. 高壓加熱器H2加熱器壓力p2： 'p2= (i-A p2) p2= (i-0.03) *3.668=3.558Mpa式中p2第二抽汽口壓力；A p2 抽汽管道相對壓損；由p2=3.558Mpa,查水蒸所性質表得加熱器飽和溫度ts2 =243.5 CH2出水溫度tw,2 :tw,2 = ts2-占 t=243.5-0=243.5七式中6 t加熱器上端差。H2疏水溫度td,2 :td,2 = tw,2+6 t2=206.7+5.5=2

34、i2.2 七式中6 t2加熱器下端差，6 t2=5.5七tw,2 進水溫度，其值從高壓加熱器 H3的上端差6 t計算得到。已知加熱器水側壓力 pw=2i.47Mpa,由tw,2=243.5七，查得H2出水比始hw,2=i056.6kj/kg由 tw,2=243.5 七,pw=2i.47Mpa,查得 H2 進水比始 hw,2 =890.4 kj/kg由 td,2=249.0七,p2=3.558Mpa,查得 H2 疏水比始 hd,2 =908.2 kj/kg。至此，高壓加熱器H2的進、出口汽水參數(shù)已全部算出。3.4.3. 高壓加熱器H3加熱器壓力p3 :,. ' . . _ _ _ . 一

35、一 _ _ _ _ _ _ p3= (1-A p3) p3= (1-0.03) *1.776=1.722Mpa式中p3 第三抽汽口壓力；A p3 抽汽管道相對壓損；由p3=1.722Mpa,查水蒸所性質表得加熱器飽和溫度ts3 =204.9 CH3出水溫度tw,3 :tw3 = ts3-6t=204.9- (-1.7) =206.7 VV,s式中61加熱器上端差。H3疏水溫度td,3 :td,3 = tw,3+1 t3=177.0+5.5=182.5 .式中6 t3加熱器下端差，6 t3=5.5七tw,3 進水溫度，具值從除氧器 H4的上端差6 t計算得到。已知加熱器水側壓力 pw=21.47

36、Mpa,由tw,3=206.7七，查得H3出水比始hw,3=890.4kj/kg由 tw,3=177.0 七,pw=21.47Mpa,查得 H3 進水比始 hw,3=761.0 kj/kg由 td,3=182.5 七,p3=1.722Mpa,查得 H3 疏水比始 hd,3 =774.5kj/kg。至此，高壓加熱器H3的進、出口汽水參數(shù)已全部算出。3.4.4. 除氧器H4加熱器壓力p4: ，.,p4= (1-A pj p4= (1-0.05) *0.964=0.916Mpa式中p4 第四抽汽口壓力；A p4 抽汽管道相對壓損；由p4=0.916Mpa,查水蒸所性質表得加熱器飽和溫度ts4 =17

37、6.1 CH4出水溫度tw,4 :tw,4 = ts4- 6t=176.1-0=176.1 口C式中6 t加熱器上端差。H4疏水溫度td,4 : . . , . . . td,4=tw,4+& t4=141.1+0=141.1 C式中6 t4加熱器下端差，6 t4二0七tw,4 進水溫度，其值從低壓加熱器 H5的上端差6 t計算得到。已知加熱器水側壓力 Pw=0.916Mpa,由tw,4=176.1七，查得H4出水比始 hw,4 =746.0kj/kg由 tw,4=141.1 七，Pw=0.916Mpa,查得 H4 進水比始 hw,4 =594.4 kj/kg由 td,4=141.1

38、七，p4=0.916Mpa,查得 H4 疏水比始 hd,4=594.4kj/kg。至此，除氧器H4的進、出口汽水參數(shù)已全部算出。3.4.5. 低壓加熱器H5加熱器壓力p5 :p5= (1-A p5) p5= (1-0.03) *0.416=0.404Mpa式中p5 第五抽汽口壓力；A p5 抽汽管道相對壓損；由p5=0.404Mpa,查水蒸所性質表得加熱器飽和溫度ts5 =144.0 CH5出水溫度tw,5 :tw,5=ts5-6 t=144.0-2.8=141.1 七式中6 t加熱器上端差。H5疏水溫度td,5 :1 _ _Z_1 td5 = tw5+6 t5=120.3+5.5=125.8

39、 C ,VV , yJ式中6 t5 加熱器下端差，6 t5=5.5 Ctw,5 進水溫度，其值從低壓加熱器 H6的上端差6 t計算得到。已知加熱器水側壓力 pw=2.758Mpa,由tw,5 =141.1 0C ,查得H5出水比始 hw,5=595.6kj/kgr '_ _ _ _ _ _ _一，1 _ _ 、一_ _ _ _ _由 tw,5=120.3 C , pw=2.758Mpa,查得 H5 進水比始 hw,5=507.0 kj/kg由 td,5=125.8 C , p5=0.404Mpa,查得 H5 疏水比始 hd,5=528.7kj/kg。至此，低壓加熱器H5的進、出口汽水參

40、數(shù)已全部算出。3.4.6. 低壓加熱器H6加熱器壓力p6:，一 ' . _ _ _ _. _ _ _ _ _ _ _p6= (1-A p6) p6= (1-0.03) *0.226=0.219Mpa式中p6第六抽汽口壓力；A p6 抽汽管道相對壓損；由p6=0.219Mpa,查水蒸所性質表得加熱器飽和溫度ts6 =123.1 CH6出水溫度tw,6 :tw,6 = ts6 -占 t=123.1-2.8=120.3七式中6 t加熱器上端差。H6疏水溫度td,6 :'_ 小一td,6=tw,6+6 t6 =98.4+5.5=103.9 C式中6 t6加熱器下端差，6 t6=5.5七

41、tw,6 進水溫度，其值從低壓加熱器 H7的上端差6 t計算得到。已知加熱器水側壓力 pw=2.758Mpa,由tw,6 =120.3七，查得H6出水比始hw,6 =507.0kj/kg由 tw,6=98.4 1,pw =2.758Mpa,查得 H6 進水比始 hw,6=414.2 kj/kg由 td,6=103.9 七,p6=0.219Mpa,查得 H6 疏水比始 hd,6=435.5kj/kg。至此，低壓加熱器H6的進、出口汽水參數(shù)已全部算出。3.4.7. 低壓加熱器H7加熱器壓力p7:,. ' . . _ _ _ . _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _p7= (1-A p

42、7) p7= (1-0.03) *0.109=0.106Mpa式中p7 第七抽汽口壓力；A p7 抽汽管道相對壓損；由p7=0.106Mpa,查水蒸所性質表得加熱器飽和溫度ts7 =101.2 CH7出水溫度tw,7 ：tw,7 = ts7- 6t=101.2-2.8=98.49式中6 t加熱器上端差。H7疏水溫度td,7 :' _ _ _ . td,7=tw,7 +6 t7 =56.3+5.5=61.8 式中6 t7加熱器下端差，6 t7=5.5七tw,7 進水溫度，其值從低壓加熱器 H8的上端差6 t計算得到。已知加熱器水側壓力 Pw=2.758Mpa,由tw,7=98.4七,查得

43、H7出水比始hw,7 =414.2kj/kg由 tw,7=56.3 七,pw =2.758Mpa,查得 H7 進水比始 hw,7 =238.0 kj/kg由 td,7=61.8 七,p7=0.106Mpa,查得 H7 疏水比始 hd,7 =258.7kj/kg。至此，低壓加熱器H7的進、出口汽水參數(shù)已全部算出。3.4.8. 低壓加熱器H8加熱器壓力p8 :，一 ' . _ _ _ _. _ _ _ _ _ _ _p8= (1-A p8) p8= (1-0.03) *0.0197=0.0191Mpa式中p8 第八抽汽口壓力；A p8 抽汽管道相對壓損；由p8=0.0191Mpa,查水蒸所

44、性質表得加熱器飽和溫度ts8 =59.1 CH8出水溫度tw8 :tw,8 = ts8-6t=59.1-2.8=56.3 式中6 t加熱器上端差。H8疏水溫度td,8 :td,8=twi t8=32.8+5.5=38.3 式中6 t8 加熱器下端差，6 t8=5.5七tw,8 進水溫度，其值從軸封加熱器 H sg的上端差6 t計算得到。已知加熱器水側壓力 Pw=2.758Mpa,由tw,8=56.39,查得H8出水比始hw,8=237.9kj/kg由 tw,8=32.8 七,Pw=2.758Mpa,查得 H8 進水比始 hw,8=139.9 kj/kg由 td,8=38.3 七,p8=0.01

45、91Mpa,查得 H8 疏水比始 hd,8=160.4kj/kg。至此，低壓加熱器H8的進、出口汽水參數(shù)已全部算出。表3-4回熱加熱系統(tǒng)汽水參數(shù)計算項目H1H2H3H4H5H6H7H8SG汽側抽汽壓力Pj'5.9453.6681.7760.9640.4160.2260.1090.0197抽汽焰hj3144.23027.13352.23169.02978.52851.02716.02455.83154.7抽汽管道壓損APj0.030.030.030.050.030.030.030.03加熱側壓力Pj5.7673.5581.7230.9160.4040.2190.1060.0190.098

46、汽側飽和溫度ts273.0243.5205.0176.1143.9123.1101.259.1水側水側壓力Pw21.4721.4721.470.9162.7582.7582.7582.7582.758加熱側上端差8 t-1.70-1.702.82.82.82.8出水溫度twj274.7243.5206.7176.1141.1120.398.456.330.7出水比烙hwj1204.81056.6890.4746.0595.6507.0414.2237.9進水溫度t'wj243.5206.7176.1141.1120.398.456.330.730.6進水比斤含h'wj1056.

47、6890.4773.2594.4507.0414.2239.6131.0加熱器下端差8t15.55.55.505.55.55.55.5疏水溫度tdj249.0212.2181.6141.1125.8103.961.859.136.2疏水比烙hdj1080.9908.1770.6594.4528.7435.5258.7247.3415.03.5. 高壓加熱器組抽汽系數(shù)計算3.5.1. 由高壓加熱器H1熱平衡計算高壓加熱器H1的抽汽系數(shù)% :fwhw,i-hw,2h 0.9945 1204.8-1056.6 1.0 1=0.07143h1 - hd 13144.2-1080.9高壓加熱器H1的疏水

48、系數(shù)0td,1：%，產(chǎn)%=0.071433.5.2. 由高壓加熱器H2熱平衡計算口2、口 rh高壓加熱器H2的抽汽系數(shù) J.? fw hw,2 -'hw,3h 二 d,1 hd,1 -' hd ,2Q：2 h2 - hd ,2=0.072180.9945 1056.6 -890.41.0 -0.07143 1080.9-908.13027.1 -908.1高壓加熱器H2的疏水系數(shù)ad,2 :0td,2 = ad,1+a2=0.07143+0.07218=0.14362再熱器流量系數(shù)：- rh：-rh=1-：-1-：-2-：- sg,2-：sg,4-：- sg,5-：- sg,6

49、-：sg,7=1-0.07143- 0.07218-0.0001912-0.001429-0.001032-0.001591-0.0012640.85093.5.3. 由高壓加熱器H3熱平衡計算«3本級計算時，高壓加熱器 H3的進水比始hw,3為未知，故先計算給水泵的介質比始 升 Ahpu。如圖3-3所示，泵入口靜壓ppu：ppu=p4+ ：' *g *Hpu =0.916 +975*10J6*9.8*22.4=1.130Mpa式中p4除氧器壓力，Mpa；P除氧器至給水泵水的平均密度，kg/m3 。給水泵內介質平均壓力ppj 'ppj =0.5* ( ppu+ppu)

50、 =0.5* (21.47+1.130) =11.30 Mpa給水泵內介質平均比始hpj : pJ取 hpj = hpu=746.0kj kg根據(jù) ppj =11.30 Mpa 和 hpj =746.0kj/kg 查得:給水泵內介質平均比容 vpu=0.001112m3：'kg給水泵介質始升.pupu=hpu-h3=27.3kj kg_0.00111221.47-1.130 100.83給水泵出口始hpu： p._ _ _hpu = hpu+ pu=746.0+27.3=773.2kj kg局壓加熱器H3的抽汽系數(shù)5 ：圖3.3給水泵始升示意圖-：fw hw,3 一 hpuh _ ?

51、d,2 hd,2 一 hd ,3,工 3 =；h3 -hd,30.9945 890.4-773.2 1.0 -0.14362908.1-770.6八=0.037493352.2 -770.6高壓加熱器H3的疏水系數(shù)0td,3：口d,3 =«d,2 + «3=0.14362+0.03749=0.18113.6. 除氧器抽汽系數(shù)計算除氧器出水流量«c,4：ac,4=afw+asp=0.99447 +0.0=1.02704除氧器物質平衡和熱平衡見圖3-4。由于除 氧器為匯集式加熱器，進水流量ata為未知。但 利用簡捷算法可避開求取«c5oc,5圖3.4除氧器熱

52、平衡和物質平衡二4- - ? c,4hw,4一 hw,5, h ：-d ,3hd ,3一 hw,5；.-二%,4 (hsg,4 一 hw,5 )：sg,6 (hsg,6 -hw,5 )10(hsg,10 - hw。- ： sg,12(hsg,12 -hw,5) ! h4 -hw,5=1.02704 746.0-594.4 -0.18110 770.6-595.6 -0.001430 3395.3-595.6-0.001 5 9。24-5395 .-60.0 0 1 3 6391 7-4)9 5 . 0.0 3 2 3 56 9 75 9 563 1 6 9-509 5.6=0.042323.7

53、. 低壓加熱器組抽汽系數(shù)計算3.7.1. 由低壓加熱器H5熱平衡計算豆5低壓加熱器H5的出水系數(shù)ac5 : c,5'c,5 = 'c,4 - d ,3 -4 - sg ,4 - sg,6 - sg ,10 -sg,12=1.02704-0.18110-0.04232-0.001430-0.001591-0.001369-0.03235=0.76688低壓加熱器H5的抽汽系數(shù)口5 :二 c,5 1V5 -hw,6 h 0.76688595.6-507.0 1.0 n二5 =0.02773h5 -hd,52978.5-528.7低壓加熱器H5的疏水系數(shù)c(d5 ：,«d,5=&#