[優(yōu)秀畢業(yè)設(shè)計]火電機組不可控參數(shù)變化對熱經(jīng)濟性分析的影響

1、電力學(xué)院畢業(yè)論文火電機組不可控參數(shù)變化對熱經(jīng)濟性分析的影響 班 級：熱能與動力工程學(xué) 生：指導(dǎo)教師： 教授 提交日期： 2010 年 10 月 14 日 摘要本文以熱力學(xué)第一定律為基礎(chǔ)，根據(jù)火電機組熱經(jīng)濟性分析的統(tǒng)一物理模型和數(shù)學(xué)模型，建立了火電機組輔助汽水流量、加熱器上、下端差和抽汽壓損的耗差分析模型；并通過分析凝汽器端差變化對機組其它運行參數(shù)的影響，建立了凝汽器端差的耗差分析模型；最后以火電機組熱經(jīng)濟性分析統(tǒng)一物理模型中的小汽輪機為研究對象，初步建立了汽輪機汽缸效率的耗差分析模型。通過實例計算，驗證了上述各模型的正確性。為火電機組的熱經(jīng)濟性分析提供了新方法，為工程界解決實際問題提供了新途徑

2、。關(guān)鍵詞：火電機組，統(tǒng)一物理模型，統(tǒng)一數(shù)學(xué)模型，不可控參數(shù)， 耗差分析ABSTRACTon the basis of first thermodynamic law，the energy-loss analysis models including auxilia -ry，steam-water flux，heater terminal temperature difference upside，heater terminal temperature difference underside and extraction steam pressure loss for coalfired po

3、wer units were establish -ed according to the unified physical model and the mathematic model of heat-economic analysis for the coal-fired power unitAnd the energy-loss analysis model of condenser terminal tempera -ture difference was established in this paper by analyzing the influences which the c

4、ondenser ter -minal temperature difference changing had on other operating parameters of the unitFinally by taking the small steam turbines in unified physical model of heateconomic analysis for the coal fired power unit as the research object the energy-loss analysis model of the effect of cylinder

5、 on steam turbines was established preliminarily The models mentioned above in this paper were proved to be correct by the checking calculationsThe models not only supply a new method to the analysis for the coalfired power unit，but also provide a new method for engineering circles to solve practica

6、l problemsKEY WORDS：coal-fired power unituni6ed physical model，uni6ed mathematic model，uncontrolled Parameters，energyloss analysis目 錄中 文 摘 要1Abstract 1第一章引言3 1.1課題研究的背景31.2 課題研究的現(xiàn)狀41.3 研究內(nèi)容與目的6第二章火電機組熱經(jīng)濟性分析統(tǒng)一模型及經(jīng)濟指標(biāo)計算6 2.1火電機組熱經(jīng)濟性分析的統(tǒng)一物理模型62.2火電機組熱經(jīng)濟性分析的統(tǒng)一數(shù)學(xué)模型102.3火電機組發(fā)電標(biāo)準(zhǔn)煤耗率的計算12第三章火電機組輔助汽水流量對熱經(jīng)濟性的

7、影響 143.1輔助汽水流量對熱經(jīng)濟性影響的推導(dǎo)假設(shè) 143.2輔助汽水流量對各級抽汽系數(shù)的影響14 3.3輔助汽水流量對循環(huán)吸熱量的影響17 3.4輔助汽水流量對循環(huán)內(nèi)功的影響 183.5輔助汽水流量對機組熱經(jīng)濟性影響的模型的建立183.6應(yīng)用實例及計算結(jié)果分析19第四章加熱器端差、抽汽壓損對機組熱經(jīng)濟性的影響 214.1加熱器上端差變化對機組熱經(jīng)濟性影響的計算模型21 4.2加熱器下端差變化對機組熱經(jīng)濟性影響的計算模23 4.3加熱器抽汽壓損變化對機組熱經(jīng)濟性影響的計算模型25第五章凝汽器端差和汽缸效率對機組熱經(jīng)濟性的影響 2751凝汽器端差變化對機組熱經(jīng)濟性影響的計算模型2752汽缸效率

8、變化對機組熱經(jīng)濟性影響的計算模型31結(jié) 論34參考文獻(xiàn)35致謝37第一章引言1.1課題研究的背景能源是人類活動的物質(zhì)基礎(chǔ)。在某種意義上講，人類社會的發(fā)展離不開優(yōu)質(zhì)能源的出現(xiàn)和先進能源技術(shù)的使用。在當(dāng)今世界，能源的發(fā)展，能源和環(huán)境，是全世界、全人類共同關(guān)心的問題，也是我國社會經(jīng)濟發(fā)展的重要問題。作為世界上最大的發(fā)展中國家，我國是一個能源生產(chǎn)和消費大國。能源生產(chǎn)量僅次于美國和俄羅斯，居世界第三位；基本能源消費占世界總消費量的l10，僅次于美國，居世界第二位。中國又是一個以煤炭為主要能源的國家。上個世紀(jì)90年代以來，中國經(jīng)濟的持續(xù)高速發(fā)展帶動了能源消費量的急劇上升。自1993年起，中國由能源凈出口國

9、變成凈進口國，能源總消費已大于總供給，能源需求的對外依存度迅速增大。煤炭、電力、石油和天然氣等能源在中國都存在缺口，由此引起的結(jié)構(gòu)性矛盾日益成為我國能源安全所面臨的最大難題。電力行業(yè)一直是我國的能耗大戶，每年用于發(fā)電的煤耗量所占比例越來越大，2005年達(dá)到了全國總耗煤量的一半左右。而且，在我國電源結(jié)構(gòu)中，火電設(shè)備容量占總裝機的34左右(2006年底達(dá)78)，在相當(dāng)長的時期內(nèi)，這種狀況是難以改變的。最新統(tǒng)計數(shù)據(jù)顯示，2006年全國發(fā)電裝機突破6億kW，預(yù)計到2050年我國裝機容量將達(dá)到16億kw，其中火電機組仍將占總裝機容量的60以上。但是，我國電力行業(yè)總體煤耗水平不高，有資料表明，2003年底

10、，我國火電廠平均供電煤耗為363g/kwh，而國際同期先進水平僅為303 g/kwh，相差60 g/kwh 。因此，在能源同益緊張的今天，提高火電廠的經(jīng)濟性，既是火電企業(yè)自身降低成本的需要，也是全國一次能源生產(chǎn)、運輸和節(jié)約的大事，更關(guān)系到整個國民經(jīng)濟的可持續(xù)發(fā)展。機組運行的經(jīng)濟性受許多因素影響，其中主要有設(shè)計水平、負(fù)荷、煤質(zhì)、設(shè)備健康狀況以及操作人員的運行水平等。事實上，機組經(jīng)濟性損失應(yīng)包括三個層次：第一個層次稱作運行可控?fù)p失，這部分損失是由于運行參數(shù)偏離最佳值所引起的，因而可以通過運行調(diào)整得到控制；第二個層次稱作“維修可控?fù)p失”，這部分損失是由于設(shè)備缺陷所引起的，因而只能通過維修才能得到控制

11、；第三個層次稱作“不可控?fù)p失”，這部分損失是由于外界負(fù)荷變化、設(shè)備老化、煤質(zhì)下降、環(huán)境溫度變化等客觀因素所引起的，因而是人力所無法控制的。而對于運行人員來說，機組的運行指標(biāo)可以分為可控參數(shù)和不可控參數(shù)兩大類，可控參數(shù)包括主蒸汽溫度和壓力、過熱蒸汽溫度和壓力、再熱蒸汽溫度以及凝汽器真空等；不可控參數(shù)包括加熱器端差、輔助汽水流量、加熱器抽汽壓損、汽輪機汽缸效率等。因此，當(dāng)機組的客觀條件一定時，提高機組性能的唯一有效途徑就是不斷進行技術(shù)改造，加強運行與維修管理，充分發(fā)揮主觀因素的作用?；痣姍C組不可控參數(shù)變化對熱經(jīng)濟性的影響分析課題，正是圍繞火電機組運行中不可控參數(shù)變化對熱經(jīng)濟性的影響這一中心展開的，

12、它以火電機組熱經(jīng)濟性分析統(tǒng)一物理模型和數(shù)學(xué)模型為基礎(chǔ)，建立各不可控參數(shù)變化對機組熱經(jīng)濟性影響的計算模型，定量分析不可控參數(shù)變化后對熱經(jīng)濟性的影響，用于指導(dǎo)工作人員進行必要的調(diào)整，使機組時刻處于最佳或接近最佳運行狀態(tài)，從而提高機組的運行經(jīng)濟性，并且它還可以為制定維修計劃和設(shè)備改造計劃提供科學(xué)的依據(jù)。1.2課題研究的現(xiàn)狀熱力系統(tǒng)分析方法自誕生至今，經(jīng)過國內(nèi)外節(jié)能工作者的不斷努力，無論在理論分析還是在實際應(yīng)用上都取得了巨大的進展，這些方法總結(jié)起來可分兩大類，即以熱力學(xué)第一定律為主的分析方法和以熱力學(xué)第二定率為基礎(chǔ)的分析方法。其中，以第一定律為主的方法較突出的有代數(shù)運算法、矩陣分析法和偏微分分析法。以

13、熱力學(xué)第二定律為基礎(chǔ)的分析法則以火用分析法為代表。目前具有代表性的熱力系統(tǒng)分析的“代數(shù)運算法有常規(guī)熱平衡法、循環(huán)函數(shù)法和等效熱降法。它們都屬于熱力學(xué)第一定律的分析范疇，中心是求解回?zé)嵫h(huán)的各級抽汽量并對其進行簡化處理。循環(huán)函數(shù)法和等效焓降法就屬于簡化處理的方法，具備局部定量的特性。1）常規(guī)熱平衡方法常規(guī)熱平衡法是最基本的熱力系統(tǒng)分析計算方法，是伴隨熱力發(fā)電工程的出現(xiàn)而采用的最原始方法，基于加熱器的熱平衡計算汽輪機的各級抽汽量，是發(fā)電廠設(shè)計、熱力系統(tǒng)分析、汽輪機設(shè)計最基本的方法，也是分析熱力系統(tǒng)的基礎(chǔ)。50年代由前蘇聯(lián)引入我國后，應(yīng)用較廣。但由于其在定量分析計算中計算工作量很大，在以手工計算為主

14、要計算形式的時代，嚴(yán)重制約了其廣泛應(yīng)用。特別是當(dāng)熱力系統(tǒng)比較復(fù)雜或?qū)崃ο到y(tǒng)進行多方案比較時，直接應(yīng)用熱平衡分析法往往很繁瑣。因此在70年代以后逐漸被等效熱降法或循環(huán)函數(shù)法等方法取代，一般僅用來檢驗其它方法的計算精度，而較少直接用于熱力系統(tǒng)的分析計算。近幾年來，在我國逐漸重視節(jié)能的大環(huán)境下，對火電機組節(jié)能要求的提高，客觀上對火電機組熱力系統(tǒng)分析計算方法的計算精度有了較高的要求。特別是隨著火電機組單機容量和總體裝機容量的增大，由于熱力系統(tǒng)計算模型誤差帶來的煤耗計算偏差不容忽視，因此常規(guī)熱平衡方法計算結(jié)果的高精度，越來越顯示其適時的一種優(yōu)勢，以常規(guī)熱平衡法為基礎(chǔ)，結(jié)合矩陣思想逐漸成為一種新的研究熱

15、點。2）循環(huán)函數(shù)法循環(huán)函數(shù)法是由我國原電力部電力建設(shè)研究所馬芳禮高級工程師，根據(jù)美國Salisbury提出的“加熱單元概念，積數(shù)十年在實際工程設(shè)計和理論教學(xué)上的經(jīng)驗所創(chuàng)立的，是一種新型的熱力系統(tǒng)計算方法。該方法根據(jù)熱力學(xué)第二定律，首次提出用循環(huán)不可逆性來定性分析、用循環(huán)函數(shù)式來定量計算蒸汽循環(huán)的經(jīng)濟性，不僅簡化了電廠熱力系統(tǒng)的整體計算，而且解決了輔助用汽用水的單項熱經(jīng)濟指標(biāo)。3）等效熱降法等效熱降法是一種新的熱工理論，在60年代后期，它首先由原蘇聯(lián)學(xué)者庫茲涅佐夫(AMKy)提出，并在70年代逐步完善、成熟，形成了完整的理論體系。在我國，由西安交通大學(xué)林萬超教授等加以引進完善并推廣應(yīng)用。作為一種

16、新的熱工理論，其前提是主蒸汽流量不變，循環(huán)的初終參數(shù)和汽態(tài)線不變，而以內(nèi)功率的變化(等效熱降H)來分析熱力系統(tǒng)的熱經(jīng)濟效益。對于確定的熱力系統(tǒng)，汽水諸參數(shù)均為已知時，等效熱降H和抽汽效率均隨之確定，成為一次性參數(shù)給出。等效熱降法既可用于整體熱力系統(tǒng)的計算，也適用于熱力系統(tǒng)局部定量分析。它摒棄了熱平衡法的缺點，不需要全盤重新計算就能查明系統(tǒng)變化的經(jīng)濟效益。即用簡捷的局部運算代替整個系統(tǒng)的復(fù)雜運算。另外，在考慮了附加成份后，該方法可單獨求出這些附加成份對整個系統(tǒng)熱效率的影響。這樣運用等效熱降法提出的小指標(biāo)耗差分析計算模型，可節(jié)省大量的復(fù)雜運算，基本滿足現(xiàn)場熱經(jīng)濟性分析的要求，對火電廠深入開展運行熱

17、經(jīng)濟性分析和節(jié)能降耗工作具有實用價值。此外，熱力系統(tǒng)分析的“代數(shù)運算法”還有等效抽汽法和等效排汽法。等效抽汽法把各級抽汽假想成一股抽汽，簡化了熱系統(tǒng)模型。等效排汽法十分類似于等效焓降法，某加熱器的等效排汽指的是，在熱量的作用下，1kg抽汽從該處最終能夠返回汽輪機的份額。另一個重要的參數(shù)是等效排汽效率，也即.它在處理系統(tǒng)局部變化時十分有用。矩陣分析法只是一個泛稱，并不特指某種具體的分析方法。一般而言，只要計算方法采用矩陣形式表達(dá)，即可劃為這一范疇。電廠熱力系統(tǒng)的矩陣分析是聯(lián)立各級加熱器的熱平衡方程式，通過求解一組包含各級抽汽量的線性方程組完成對熱力系統(tǒng)的計算。矩陣分析法也屬于傳統(tǒng)的分析方法，其特

18、點是一次能計算幾個或幾十個未知的參數(shù)，同時求出各級抽汽。矩陣法在國內(nèi)最早是郭丙然和陳國年先生在20世紀(jì)90年代初提出的。當(dāng)時提出的矩陣形式只包含對回?zé)嵫h(huán)部分的詳細(xì)分析，對輔助流量的考慮是通過對方程右側(cè)進行補充完善，最后解出各級抽汽量。這類分析方法的共性在于模型均采用矩陣形式表達(dá)，突出特點是“數(shù)與“形的結(jié)合，即：矩陣結(jié)構(gòu)與熱力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)一一對應(yīng)，矩陣中元素數(shù)值與熱力系統(tǒng)中相關(guān)熱力參數(shù)一一對應(yīng)。當(dāng)熱力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)或參數(shù)發(fā)生改變時，只需調(diào)整矩陣的結(jié)構(gòu)和矩陣元素數(shù)值即可，使熱力系統(tǒng)的計算通用性更佳，非常適合于編制通用計算程序。隨著計算機的普及及計算技術(shù)的發(fā)展，這類分析方法是當(dāng)前熱力系統(tǒng)分析計算方法的主流研

19、究方向，研究較為活躍。12.3 偏微分分析法偏微分理論在發(fā)電廠熱力系統(tǒng)分析中的應(yīng)用，最初是用來對等效焓降和抽汽效率進行定義和推導(dǎo)。這一方法剛提出時稱為“小擾動理論”，1994年又專門對再熱回?zé)釞C組的偏微分分析方法進行了論證。至此偏微分方法得到建立，應(yīng)用于熱力系統(tǒng)的2個重要參量“等效焓降和“抽汽效率”也用偏微分方法定義和導(dǎo)出，使得這2個概念建立在更嚴(yán)謹(jǐn)?shù)臄?shù)學(xué)推導(dǎo)上。偏微分方法的應(yīng)用，是對電廠熱力系統(tǒng)參數(shù)變化的線性化處理，使發(fā)電廠熱力系統(tǒng)簡化分析的概念更加清晰，易于接受，給等效焓降法賦予了新的生命力。12.4火用分析法20世紀(jì)30年代初火用的誕生及以后幾十年的研究，使火用分析法逐漸成熟。此種方法先

20、計算出熱力系統(tǒng)各節(jié)點火用值，然后再進行火用平衡計算。該方法不僅考慮熱功轉(zhuǎn)化過程中量的方面，而且也考慮了質(zhì)的方面，著重能量轉(zhuǎn)化過程中的不可逆損失即能量在質(zhì)的方面的差別，可進一步評價熱力系統(tǒng)能量轉(zhuǎn)化和利用的完善程度。在此基礎(chǔ)上，20世紀(jì)60年代發(fā)展的一門新學(xué)科火用經(jīng)濟學(xué)，在熱力系統(tǒng)分析中也得到了一定程度的應(yīng)用。近年來，又出現(xiàn)了一些新的熱力系統(tǒng)分析理論，如熱經(jīng)濟性功能分析法等，這些方法在各自的節(jié)能領(lǐng)域中發(fā)揮自己的作用。隨著計算機技術(shù)的飛速發(fā)展，便于編程計算的熱力系統(tǒng)分析方法也表現(xiàn)出前所未有的活力，而以矩陣方程式為基礎(chǔ)的熱力系統(tǒng)分析方法恰恰滿足了這一要求。13.研究內(nèi)容及目的本課題在研究分析相關(guān)技術(shù)文

21、獻(xiàn)的基礎(chǔ)上，著眼于火電機組不可控參數(shù)變化對熱經(jīng)濟性影響的耗差分析模型的研究。以通用性、精確度和適應(yīng)計算機編程計算為研究宗旨，以熱力學(xué)第一定律為基礎(chǔ)，根據(jù)火電機組熱經(jīng)濟性分析的統(tǒng)一物理模型和數(shù)學(xué)模型，建立了火電機組不可控參數(shù)變化對熱經(jīng)濟性影響的計算模型。論文主要研究內(nèi)容如下：13.1建立輔助汽水流量變化對機組熱經(jīng)濟性影響的計算模型對火電機組通流部分和回?zé)嵯到y(tǒng)的輔助汽水進行分類，以火電機組熱經(jīng)濟性分析的統(tǒng)一物理模型和數(shù)學(xué)模型為基礎(chǔ)，通過嚴(yán)密的數(shù)學(xué)推導(dǎo)，建立定流量條件下輔助汽水流量變化對熱經(jīng)濟性影響的通用計算式。為方便、快捷地計算火電機組輔助汽水流量變化對發(fā)電標(biāo)準(zhǔn)煤耗的影響提供新方法。1.3.2建立

22、加熱器上、下端差和抽汽壓損變化對機組熱經(jīng)濟性影響的計算模型對火電機組給水回?zé)峒訜嵯到y(tǒng)的工作原理和影響因素進行研究，以火電機組熱經(jīng)濟性分析的統(tǒng)一物理模型和數(shù)學(xué)模型為基礎(chǔ)，利用偏微分理論推導(dǎo)出加熱器上、下端差和加熱器抽汽壓損變化對熱經(jīng)濟性影響的通用計算模型。為準(zhǔn)確而快速地評價各級加熱器端差以及抽汽壓損的運行熱經(jīng)濟性提供一種新的工具。13.3建立凝汽器端差變化對機組熱經(jīng)濟性影響的計算模型凝汽器端差的變化會使汽輪機排汽壓力發(fā)生變化，根據(jù)相關(guān)參考文獻(xiàn)得出背壓變化對機組做功的影響可以從兩方面考慮：由于排汽焓變化而引起機組有效焓降做功的變化；由于凝結(jié)水溫度改變而引起最末一個低壓加熱器抽汽量的變化，從而影響做

23、功。在此基礎(chǔ)上，根據(jù)火電機組熱經(jīng)濟性分析的統(tǒng)一物理模型和數(shù)學(xué)模型，建立凝汽器端差變化對機組熱經(jīng)濟性影響的計算模型。為工程上節(jié)能診斷提供理論依據(jù)和計算方法。通過對汽輪機通流部分以及回?zé)嵯到y(tǒng)的研究，得出當(dāng)汽輪機汽缸效率變化對回?zé)嵯到y(tǒng)各參數(shù)的影響關(guān)系。以火電機組熱經(jīng)濟性分析統(tǒng)一物理模型中的小汽輪機為研究對象，推導(dǎo)出汽輪機汽缸效率變化對熱經(jīng)濟性影響的計算模型。為機組的終參數(shù)節(jié)能診斷提供了新途徑。第二章火電機組熱經(jīng)濟性分析統(tǒng)一模型及經(jīng)濟指標(biāo)計算21火電機組熱經(jīng)濟性分析的統(tǒng)一物理模型根據(jù)參考文獻(xiàn)，火電機組統(tǒng)一物理模型示意圖如圖2一l所示。211建立統(tǒng)一物理模型的基本原則建立熱經(jīng)濟性分析的模型的基本理論基礎(chǔ)

24、是能量平衡方程和質(zhì)量平衡方程，所以統(tǒng)一物理模型的建立也必須遵循這兩個基本的方程。以使在物理模型基礎(chǔ)上建立的數(shù)學(xué)模型也符合能量平衡方程和質(zhì)量平衡方程。212建立統(tǒng)一物理模型所需的基本概念為了建立火電機組熱經(jīng)濟性分析的統(tǒng)一物理模型，并導(dǎo)出通用的汽水分布方程，必須先說明幾個基本概念。1)級控制體為了建立熱力系統(tǒng)的通用汽水分布方程，需要按一定的規(guī)則在熱力系統(tǒng)中劃分級控制體，所謂級控制體是指包含一級加熱器，并包含與該級加熱器相連的抽汽管路、部分疏水管路、部分凝結(jié)水管路或給水管路的控制體。其劃分原則詳見參考文獻(xiàn)。2)熱介質(zhì)和冷介質(zhì)控制體中包含的汽輪機抽汽及其疏水是加熱凝結(jié)水或給水的放熱介質(zhì)，我們稱之為熱介

25、質(zhì)，被熱介質(zhì)加熱的凝結(jié)水或給水稱之為冷介質(zhì)。3)名義抽汽量汽輪機的第f級名義抽汽量，是指進入第i級控制體的實際抽汽量+進出該級控制體熱介質(zhì)側(cè)的輔助汽水流量的代數(shù)和級，輔助汽水進入為正，流出為負(fù)。一般情況下為零，此時，名義抽汽量也就是實際抽汽量。4)名義水流量如果以第一級(指抽汽壓力最高的一級)高加的出水量所為基準(zhǔn)，則進出第i級控制體的名義水流量一進出1i一1級控制體的冷介質(zhì)側(cè)的輔助汽水流量的代數(shù)和，輔助汽水進入為正，流出為負(fù)。5)名義輔助加熱量進入第i級控制體的名義加熱量，由以下幾部分組成：(1)直接進出該級控制體熱介質(zhì)的輔助汽水的換熱量,等于進(出)熱介質(zhì)的各股輔助汽水帶入(出)熱量的代數(shù)和

26、，而每一股輔助汽水帶入(出)的熱量等于其質(zhì)量流量x(該股輔助汽水的焓一本級抽汽的焓)；(2)直接進出該級控制體冷介質(zhì)的輔助汽水的換熱量,等于進(出)冷介質(zhì)側(cè)的各股輔助汽水帶入(出)熱量的代數(shù)和，而每一股輔助汽水帶入(出)的熱量等于其質(zhì)量流量(該股輔助汽水的焓本級控制體進口的水焓)；(3)流體與控制體中冷、熱介質(zhì)的表面式換熱量,等于通過換熱表面與冷、熱介質(zhì)進行換熱的流體帶入(出)的熱量的代數(shù)和，每一股這樣的流體帶入(出)的熱量等于其質(zhì)量流量該流體換熱前和換熱后的焓變，也等于冷、熱介質(zhì)的質(zhì)量流量冷、熱介質(zhì)接受換熱后和換熱前的焓變；(4)輸入控制體的泵功213統(tǒng)一物理模型的建立不同機組的熱力系統(tǒng)是不

27、同的，圖21是一個實際熱力系統(tǒng)的簡圖，圖中共劃分了八個級控制體，分別由8個閉合的虛線框圍成，其標(biāo)號從N01到NO8。而我們所建立的熱力系統(tǒng)通用物理模型為：所有的加熱器都視為“表面式加熱器”，見圖21中的NO1到NO8。2)假設(shè)任意一級加熱器的抽汽的疏水都逐級自流過其后的各級加熱器，各股抽汽的疏水互不混合，圖21中的細(xì)實線表示18級抽汽和其疏水。3)如果第j級抽汽的疏水真實流入(流出)了第i級控制體，則其進(出)i級控制體的焓等于進(出)i級控制體的疏水焓 (參見圖22)，否則等于出(進)控制體的冷介質(zhì)的焓 (參見圖22)。第j級抽汽及其疏水在第i級控制體中的名義放熱量為。當(dāng)j=i時表示第i級抽

28、汽的焓。n表示抽汽的級數(shù)。4)出(進)第i級控制體的冷介質(zhì)的焓為，冷介質(zhì)的焓升。5)鍋爐和汽輪機本體(1)以汽輪機的n個抽汽口為分界點，將汽輪機分為n+1個做功單元，即n+1個小汽輪機。見圖21。(2)假設(shè)每個小汽輪機都有一個為其提供熱量的小鍋爐，所有的小鍋爐統(tǒng)稱為“廣義鍋爐”。見圖21。6)凝汽器在回?zé)嵯到y(tǒng)統(tǒng)一物理模的建立時，假設(shè)各股抽汽的疏水都進入到了凝汽器，我們假定每一股抽汽的疏水和汽輪機低壓缸的排汽都進入一個對應(yīng)的小凝汽器，所有的小凝汽器統(tǒng)稱為“廣義凝汽器。綜上所述，我們所建立的火電機組熱經(jīng)濟性分析的統(tǒng)一物理模型見圖21。22火電機組熱經(jīng)濟性分析的統(tǒng)一數(shù)學(xué)模型221廣義鍋爐的進出口參數(shù)

29、1)廣義鍋爐進出口工質(zhì)的焓與n+1個小汽輪機對應(yīng)有n+1個小鍋爐，第1個小鍋爐的進口工質(zhì)焓即給水焓，其出口工質(zhì)焓為主蒸汽焓；第i+1個小鍋爐的進口工質(zhì)焓 “為第i個小汽輪機的排汽焓，也即第i級抽汽的焓(i=1n)，如果第i個小汽輪機的排汽未被加熱，則第i+1個小鍋爐的出口工質(zhì)焓，就等于其進口工質(zhì)的焓，如果被加熱則其出口工質(zhì)的焓等于其進口焓+單位工質(zhì)在再熱器中的焓升。2)廣義鍋爐中的工質(zhì)流量第1個小鍋爐中的工質(zhì)流量為主蒸汽流量Do，第i個小鍋爐中工質(zhì)流量第i一1個小汽輪機名義抽汽量+進(出)第i一1個加熱器熱介質(zhì)側(cè)的輔助汽水流量的代數(shù)和(進入為正，流出為負(fù))+在第i一1個小汽輪機(包括其進口處的

30、閥門)中進出的各股輔助小汽流的代數(shù)和(進入為正，流出為負(fù))，即等于Do+(在1i-1)個汽輪機(包括其進口處的閥門)中進出的各股輔助小汽流及名義抽汽流量的代數(shù)和(進入為正，流出為負(fù))+進(出)第li1個加熱器熱介質(zhì)側(cè)的輔助汽水的代數(shù)和(進入為正，流出為負(fù))(i=2n+1)。3)廣義鍋爐的輔助熱量進出第i個小鍋爐的各股輔助熱量(進入為正，流出為負(fù))定義為,每一股輔助汽水帶入(出)的熱量=其質(zhì)量流(進入第i個小鍋爐的工質(zhì)的焓一本股小汽流或小水流的焓)。222小汽輪機的進出口參數(shù)第i個小汽輪機進汽焓為第i個小鍋爐的出口工質(zhì)的焓，其出口蒸汽的焓為第i股抽汽的焓 (最后一個小汽輪機為其排汽焓)；第f個小

31、汽輪機中參與做功的蒸汽流量為從其進口閥門或高壓側(cè)汽封進出的輔助汽水流量的代數(shù)和(進入為正，流出為負(fù))，i=1n+1。223基于統(tǒng)一物理模型的數(shù)學(xué)模型的建立1)循環(huán)吸熱量方程循環(huán)吸熱量表示在機組的整個循環(huán)中，工質(zhì)從廣義鍋爐吸收的熱量，即：2)汽輪機比內(nèi)功方程比內(nèi)功是機組在循環(huán)中，在各個小汽輪機中所做的比內(nèi)功之和，即：3)汽水分布方程利用熱力學(xué)第一定律建立能量平衡式，得到如下的通用汽水分布線形方程組：其中的每一個方程，例如第i個方程表示，li股抽汽在第i個加熱器中放熱量和進出第i個加熱器輔助能量之和，等于給水或凝結(jié)水在第i個加熱器中的焓升。抽汽量的遞推解為：23火電機組發(fā)電標(biāo)準(zhǔn)煤耗率的計算火力發(fā)電

32、廠生產(chǎn)的電能需要經(jīng)過多次能量轉(zhuǎn)換過程：即首先由鍋爐將燃料燃燒釋放的化學(xué)能通過受熱面使給水加熱、蒸發(fā)、過熱，轉(zhuǎn)變?yōu)檎羝臒崮?，再由汽輪機將蒸汽的熱能轉(zhuǎn)變?yōu)楦咚傩D(zhuǎn)的機械能，然后由汽輪機帶動發(fā)電機輸出有效功率根據(jù)傳遞過程可以寫出能量轉(zhuǎn)化方程為式中，其中，B為電廠煤耗量；為燃煤的低位發(fā)熱量；為鍋爐效率；為管道效率；為循環(huán)熱效率；為機械效率；為發(fā)電機效率：P為汽輪機內(nèi)功率。則全廠煤耗率可表示為式(28)表示煤耗率b除與各效率有關(guān)外，還受實際煤的低位發(fā)熱量影響。為消除此影響，使煤耗率只與熱效率有關(guān)，采用了“標(biāo)準(zhǔn)煤耗率” 作為通用的熱經(jīng)濟指標(biāo)，而b則相應(yīng)稱為“實際煤耗率”。標(biāo)準(zhǔn)煤的，則全廠發(fā)電標(biāo)準(zhǔn)煤耗率表

33、達(dá)式為全廠發(fā)電標(biāo)準(zhǔn)煤耗率的變化與汽輪機循環(huán)熱效率變化的關(guān)系為本文以發(fā)電標(biāo)準(zhǔn)煤耗率作指標(biāo)來計算分析機組的熱經(jīng)濟性，由式(210)可知如果，當(dāng)機組運行參數(shù)擾動對汽輪機內(nèi)功率的影響較小，即P相對原內(nèi)功率P變化較小時，上式可簡化為第三章火電機組輔助汽水流量對熱經(jīng)濟性的影響煤耗率是火電機組運行經(jīng)濟性的主要體現(xiàn)，它與許多因素有關(guān)。熱力系統(tǒng)輔助汽水的流量即為其中之一。所謂輔助汽水，指對完成回?zé)嵫h(huán)并非必需的汽流和水流，如：軸封漏汽、閥桿漏汽、工業(yè)用汽、減溫水、連續(xù)排污等。方便、定量地分析其對煤耗率的影響具有重要的實際意義。31輔助汽水流量對熱經(jīng)濟性影響的推導(dǎo)假設(shè)汽輪機的進汽和排汽參數(shù)不變，給水溫度不變。一般

34、情況下，輔助汽水流量的變化不可能很大，屬于小擾動，所以僅僅是輔助汽水流量變化不可能使汽輪機的進汽和排汽參數(shù)以及鍋爐給水溫度產(chǎn)生較大的變化。也不可能使每千克抽汽的放熱量、每千克給水或凝結(jié)水在各級加熱器中的焓升產(chǎn)生太大的變化。所以變些量都視為常數(shù)。32輔助汽水流量對各級抽汽系數(shù)的影響當(dāng)輔助汽水流量發(fā)生變化時，可視輸入控制體的泵功保持不變。因此，首先將式(26)的兩邊都除以主蒸汽流量，然后對所得方程兩邊取微分(結(jié)合推導(dǎo)假設(shè))可得抽汽系數(shù)的微分表達(dá)式為33輔助汽水流量對循環(huán)吸熱量的影響結(jié)合推導(dǎo)假設(shè)，對方程(21)兩邊取微分，整理后得34輔助汽水流量對循環(huán)內(nèi)功的影響結(jié)合推導(dǎo)假設(shè)，對方程(22)兩邊取微分

35、，整理后得35輔助汽水流量對機組熱經(jīng)濟性影響的模型的建立綜上所述，將式(32)和式(33)代入式(213)，整理后可得輔助汽水流量變化對機組熱經(jīng)濟性影響的通用計算模型：36應(yīng)用實例及計算結(jié)果分析以圖31所示N600167537537型機組為例，根據(jù)機組實際運行情況，用本文方法和常規(guī)熱平衡法分別計算了輔助汽水流量變化對火電機組煤耗率的影響，計算結(jié)果如表31所示。如表31所示，用本文方法和常規(guī)熱平衡法計算輔助汽水流量擾動對機組煤耗率的影響時，所得結(jié)果完全相同，從而證明了所建模型的正確性。圖3一l N600一167537537型機組原則性熱力系統(tǒng)圖表31某N600167537537機組輔助汽水流量擾

36、動對機組煤耗率的影響第四章加熱器端差、抽汽壓損對機組熱經(jīng)濟性的影響回?zé)峒訜崞魇菬嵯到y(tǒng)的重要設(shè)備之一。它對熱經(jīng)濟性的影響較大，主要表現(xiàn)在加熱器的端差(包括運行中的加熱不足)、壓損、散熱損失、切除加熱器和給水部分旁路等因素對熱經(jīng)濟性的影響。定量分析這些因素對熱經(jīng)濟性的影響，是節(jié)能改造、完善熱力設(shè)備、改進運行操作和管理的一項重要技術(shù)工作，對提高裝置熱經(jīng)濟性具有十分現(xiàn)實的意義。41加熱器上端差變化對機組熱經(jīng)濟性影響的計算模型加熱器上端差是指加熱器內(nèi)部壓力所對應(yīng)的飽和溫度與加熱器出口水溫之差。上端差的存在和變化，雖沒有發(fā)生直接的明顯熱損失，但卻增加了熱交換的不可逆性，產(chǎn)生了額外的冷源損失，降低了機組的熱

37、經(jīng)濟性。411上端差變化對機組熱經(jīng)濟性影響的模型的推導(dǎo)1)模型推導(dǎo)的理論依據(jù)按照擾動性質(zhì)我們將擾動分為兩大類，一類為大擾動，另一類為小擾動。小擾動是指對汽輪機通流部分以外的擾動，通常指對輔助設(shè)備及系統(tǒng)的擾動，這種擾動盡管有時強度較大(如加熱器解列)，但對通流部分的熱力學(xué)狀態(tài)參數(shù)影響不大，由此而對整個系統(tǒng)的熱力學(xué)(強度)參數(shù)的影響不大。若進一步假定小擾動不影響汽輪機通流部分由此也不影響除擾動源附近系統(tǒng)其它部分熱力學(xué)(強度)參數(shù)，則分析過程可以大為簡化。按這種假定進行熱力系統(tǒng)分析的方法稱為“小擾動理論” 。由小擾動理論可知，當(dāng)?shù)趇級加熱器的上端差發(fā)生擾動時，會使得該級加熱器出口水焓，變化，從而導(dǎo)致

38、各級加熱器抽汽量的變化，甚至影響到鍋爐給水溫度，而機組其余運行參數(shù)基本不變。2) 模型的推導(dǎo)過程(1)加熱器上端差變化對各級抽汽系數(shù)的影響以圖22所示機組為例，將式(2-6)兩邊分別對第i級加熱器的出口水焓導(dǎo)，整理后得由第i加熱器上端差變化而起的各級抽汽系數(shù)的變化為當(dāng)時；當(dāng)，且當(dāng)?shù)趇-1級加熱器是匯集式加熱器或帶有疏水冷卻器的表面式加熱器時，當(dāng)，且當(dāng)?shù)趇-1級加熱器是未帶有疏水冷卻器的表面式加熱器時，其中L為沿主凝結(jié)水或給水流動的方向，離第i級加熱器最近的的匯集式加熱器的級數(shù)。(2)加熱器上端差變化對機組循環(huán)吸熱量的影響將式(2-1)兩邊分別對第i級加熱器的出口水焓求微分，并將式(41)代入整

39、理后得第i級加熱器上端差變化對機組循環(huán)吸熱量的影響為(3)加熱器上端差變化對機組循環(huán)內(nèi)功的影響同理，將式(22)兩邊分別對第f級加熱器的出口水焓求微分，并將式(41) 代入整理后得第i級加熱器上端差變化對機組循環(huán)內(nèi)功的影響為412上端差變化對機組熱經(jīng)濟性影響的模型的建立綜上所述，將式(42)和式(43)代入式(213)，整理后可得任一結(jié)構(gòu)已定的回?zé)嵯到y(tǒng)，第f級加熱器上端差變化對機組熱經(jīng)濟性影響的通用計算模型為413應(yīng)用實例及計算結(jié)果分析(44)以圖3一l所示N600167537537型機組為例，根據(jù)機組實際運行情況，用本文方法和常規(guī)熱平衡法分別計算了各級加熱器上端差擾動對機組煤耗率的影響。計算

40、結(jié)果如表41所示。如表41所示，用本文方法和常規(guī)熱平衡法計算加熱器上端差擾動對機組煤耗率的影響時，所得計算結(jié)果基本相同，誤差非常小，所產(chǎn)生誤差是由于兩種不同方法在計算過程中的舍入誤差造成的。42加熱器下端差變化對機組熱經(jīng)濟性影響的計算模型加熱器下端差是指離開疏水冷卻器的疏水溫度與該級加熱器進口水溫之差。下端差的存在和變化，將會改變疏水回流的不可逆性，從而影響機組的熱經(jīng)濟性。運行時端差的增大可能是下由列原因引起：受熱面污垢、汽側(cè)空氣排除不暢，使傳熱系數(shù)K值減?。皇杷贿^高淹沒受熱面使實際換熱面積A減小等421下端差變化對機組熱經(jīng)濟性影響的模型的推導(dǎo)1)模型推導(dǎo)的理論依據(jù)同理于上端差變化對機組熱

41、經(jīng)濟性影響的模型的推導(dǎo)。由小擾動理論可知，當(dāng)?shù)诤魇芗訜崞鞯南露瞬畎l(fā)生擾動時，會使得該級加熱器疏水焓變化，從而導(dǎo)致各級加熱器抽汽量的變化，而機組其余運行參數(shù)基本不變。2)模型的推導(dǎo)過程同理于上端差變化對機組熱經(jīng)濟性影響的計算模型的推導(dǎo)過程，仍以圖22所示機組為例，以火電機組汽水分布方程、循環(huán)吸熱量方程和循環(huán)內(nèi)功方程為基礎(chǔ)，采用了將上述基本方程兩邊分別對各加熱器疏水焓求偏導(dǎo)的方法，并針對不同型式的加熱器，找出公式的規(guī)律性。(1)加熱器下端差變化對各級抽汽系數(shù)的影響以圖22所示機組為例，將式(26)兩邊分別對第i級加熱器的疏水焓求偏導(dǎo)，整理后得由第功口熱器下端差變化而起的各級抽汽系數(shù)的變化為式中其中

42、m為沿主凝結(jié)水或給水流動的方向，離第i級加熱器最近的匯集式加熱器的級數(shù)，如果在流經(jīng)第i級加熱器的主凝結(jié)水或給水流動的方向上沒有匯集式加熱器，則m=0。(2)加熱器下端差變化對機組循環(huán)吸熱量的影響將式(2-1)兩邊分別對第f級加熱器的疏水焓求微分，并將式(4-5)代入整理后得第f級加熱器下端差變化對機組循環(huán)吸熱量的影響為(3)加熱器下端差變化對機組循環(huán)內(nèi)功的影響同理，將式(22)兩邊分別對第i級加熱器的疏水焓求微分，并將式(45)代入整理后得第i級加熱器下端差變化對機組循環(huán)內(nèi)功的影響為422下端差變化對機組熱經(jīng)濟性影響的模型的建立綜上所述，將式(46)和式(47)代入式(213)，整理后可得，任

43、一結(jié)構(gòu)已定的回?zé)嵯到y(tǒng)，第f級加熱器下端差變化對機組熱經(jīng)濟性影響的通用計算模型為423應(yīng)用實例及計算結(jié)果分析以圖31所示N600167537537型機組為例，根據(jù)機組實際運行情況，用本文方法和常規(guī)熱平衡法分別計算了各級加熱器下端差擾動對機組煤耗率的影響。計算結(jié)果如表42所示。對于圖31所示N600167537537機組，由于8號加熱器的疏水進入凝結(jié)水泵入口，即為匯集式加熱器，可視其無下端差。如表42所示，用本文方法和常規(guī)熱平衡法計算加熱器下端差擾動對機組煤耗率的影響時，所得計算結(jié)果基本相同，誤差非常小，所產(chǎn)生誤差是由于兩種不同方法在計算過程中的舍入誤差造成的。43加熱器抽汽壓損變化對機組熱經(jīng)濟性

44、影響的計算模型抽汽壓損是指抽汽在加熱器內(nèi)以及從汽輪機抽汽口到加熱器沿途管道上產(chǎn)生的壓力損失之總和p，抽汽壓損是一種不明顯的熱力損失，它使蒸汽的做功能力下降，熱經(jīng)濟性降低.431抽汽壓損變化對機組熱經(jīng)濟性影響的理論分析根據(jù)小擾動理論可知，當(dāng)加熱器抽汽壓損擾動時，抽汽口壓力、加熱器上端差、下端差可視為不變，壓損變化影響了加熱器內(nèi)飽和壓力，飽和溫度變化，則本級加熱器的出口水溫將發(fā)生變化；對表面式加熱器，若本級無疏水冷卻器，本級疏水溫度發(fā)生變化，若本級有疏水冷卻器，本級疏水溫度并不發(fā)生變化；同理，壓力高一級的帶有疏水冷卻器的加熱器，流向本級的疏水溫度也會發(fā)生變化，否則不變。設(shè)第i級加熱器壓損變化，使該

45、級加熱器出口水焓變化,若本級無疏水冷卻器則設(shè)疏水焓變化；壓力高一級(i一1級)是帶有疏水冷卻器的加熱器時，設(shè)其疏水焓變化.考慮到只有第i一1級加熱器是帶有疏水冷卻器的表面式加熱器時才變化，且變化量，因此可將對機組的影響歸結(jié)為，即對機組熱經(jīng)濟性影響的自變量為和。壓損變化如圖41和圖42所示。432抽汽壓損變化對機組熱經(jīng)濟性影響的模型的建立根據(jù)上述理論分析，可知某級加熱器抽汽壓損的擾動，會使得該級加熱器的出口水焓和疏水焓發(fā)生變化，所以由偏微分理論可知將式(42)、(43)、(46)和(47)代入式(49)，然后將結(jié)果代入式(213)可得加熱器抽汽壓損的耗差分析通用模型為433應(yīng)用實例及計算結(jié)果分析

46、(410)以圖31所示N60曠167537537型機組為例，根據(jù)機組實際運行情況，用本文方法和常規(guī)熱平衡法分別計算了各級加熱器抽汽壓損擾動對機組煤耗率的影響。計算結(jié)果如表43所示。對于圖31所示N600-167537537機組，各級加熱器均裝設(shè)有疏水冷卻器，因此壓損的擾動只會引起各個加熱器出口水焓發(fā)生變化；對于4號加熱器為匯集式加熱器，沒有端差，但其抽汽壓損的擾動仍會引起其出口水焓發(fā)生變化。如表43所示，用本文方法和常規(guī)熱平衡法計算加熱器抽汽壓損擾動對機組煤耗率的影響時，所得計算結(jié)果基本相同，誤差非常小，所產(chǎn)生誤差是由于兩種不同方法在計算過程中的舍入誤差造成的。第五章凝汽器端差和汽缸效率對機組

47、熱經(jīng)濟性的影響51凝汽器端差變化對機組熱經(jīng)濟性影響的計算模型凝汽器端差，即凝汽壓力下的飽和溫度與凝汽器冷卻水出口溫度之差。其大小與凝汽器冷卻水入口溫度、凝汽器單位面積蒸汽負(fù)荷、凝汽器銅管的表面潔凈度，凝汽器內(nèi)漏入的空氣量以及冷卻水在管內(nèi)的流速有關(guān)。若凝汽器端差增大，則會使真空降低，這樣不僅影響機組的經(jīng)濟運行，而且當(dāng)真空過低時，還會因排汽溫度超過規(guī)定值，迫使機組降出力運行。511凝汽器端差對機組熱經(jīng)濟性影響的理論分析圖51中曲線1表示凝汽器內(nèi)蒸汽凝結(jié)溫度的變化。曲線2表示冷卻水由進口處的溫度逐漸吸熱上升到出口處的溫度。眾所周知，正常運行時，凝汽器的排汽壓力與排汽溫度的關(guān)系是飽和蒸汽的壓力和溫度的

48、關(guān)系，飽和蒸汽的溫度可用下式表示：式中下面分別對式(51)中各項進行分析：1)項，與凝汽器內(nèi)排汽壓力相對應(yīng)的飽和蒸汽溫度，實際凝汽器內(nèi)的排汽壓力可由其來確定。2) 項主要決定于電站所在地的氣候和季節(jié)。因此本文在研究凝汽器端差對機組熱經(jīng)濟性的影響時可以認(rèn)為其不變。3)項根據(jù)參考文獻(xiàn)26可知冷卻水溫升還可表示為：式中m=DwDc，稱為凝汽器的冷卻倍率或循環(huán)倍率，它表明冷卻水量是被凝結(jié)蒸汽量的多少倍。其中Dc，分別為進入凝汽器的蒸汽量與冷卻水量，th。由此可見t的大小主要決定于循環(huán)倍率m，或者說，當(dāng)一定時，主要決定于冷卻水量。而的大小主要決定于循環(huán)水泵容量和啟動臺數(shù)。因此本文在研究凝汽器端差變化對機

49、組熱經(jīng)濟性的影響時，可認(rèn)為冷卻水量保持不變，從而可以推斷出t的變化是的變化引起的。4) 項，凝汽器端差，本節(jié)所研究的對象。使它的增大的原因有：凝汽器銅管水側(cè)或汽側(cè)結(jié)垢，凝汽器汽側(cè)漏入空氣，冷卻水管堵塞等。綜合考慮(1)(4)不難得出，當(dāng)和保持不變時，的變化只與Dc和有關(guān)。而凝汽器端差的變化勢必會影響到汽輪機的最終排汽量，從而使t發(fā)生變化。因此不難得出，當(dāng)發(fā)生變化時，也會發(fā)生變化，即凝汽器內(nèi)的排汽壓力會發(fā)生變化。根據(jù)參考文獻(xiàn)25可知，當(dāng)不計排汽缸的損失和凝汽器喉部的阻力損失時，則認(rèn)為凝汽器壓力等于汽輪機的背壓，在正常運行時，可認(rèn)為凝汽器壓力變化對機組運行功率的影響等同于汽輪機背壓變化對機組功率的

50、影響。綜上所述，凝汽器端差變化對機組熱經(jīng)濟性的影響可以歸結(jié)為汽輪機背壓變化對機組熱經(jīng)濟性的影響。512凝汽器端差變化對機組熱經(jīng)濟性影響的模型的推導(dǎo)1)模型推導(dǎo)的理論依據(jù)由文獻(xiàn)21可知，在新蒸汽流量一定的條件下，凝汽式機組背壓變化僅影響末級組(最后一個抽汽口和末級之間的所有各級)的運行工況。對于采用汽動泵的滑壓運行機組，背壓變化會引起驅(qū)動汽輪機排汽壓力隨之改變。為保證給水泵流量和壓頭穩(wěn)定，驅(qū)動汽輪機的輸出功需要保持恒定，因此需要調(diào)整驅(qū)動汽輪機的進汽量以補償背壓變化對其作功的影響。綜上所述，汽機排汽壓力變化對機組作功的影響可以從兩方面來考慮：其一是由于排汽焓(包括驅(qū)動汽輪機的排汽焓)變化而引起機組

51、有效焓降作功量的變化，其二是由于凝結(jié)水溫度的改變而引起最末一個低壓加熱器抽汽量的變化，從而影響了作功量。2)模型的推導(dǎo)過程汽輪機的排汽焓記為，；凝結(jié)水焓記為,；驅(qū)動汽輪機的排汽焓記為，。(1)凝汽器端差變化對各級抽汽系數(shù)的影響根據(jù)以上分析對式(26)兩邊求微分(并結(jié)合文獻(xiàn)27)，整理后得式中,當(dāng)?shù)趎級加熱器的疏水進入凝汽器熱井或凝結(jié)水泵入口時，即第n級加熱器為匯集式加熱器，則當(dāng)?shù)趎級加熱器的疏水進入凝汽器時，即第n級加熱器為疏水自流式加熱器，則其中為沿主凝結(jié)水或給水流動方向，離第n級加熱器最近的匯集式加熱器的級數(shù)。以n1階矩陣，n為加熱器個數(shù)，矩陣中第n項為一1，其余各項為0。以n1階矩陣，n

52、為加熱器個數(shù)，矩陣中不為O的項是給小汽機供汽的那段抽汽。其中為背壓變化前驅(qū)動汽輪機的進汽系數(shù)；為背壓變化后驅(qū)動汽輪機的排汽焓；為驅(qū)動汽輪機入口工質(zhì)的焓，即給驅(qū)動汽輪機供汽的那股抽汽的焓。(2)凝汽器端差變化對機組循環(huán)吸熱量的影響由文獻(xiàn)知，背壓變化后機組的循環(huán)吸熱量Q不變，即背壓變化前后(3)凝汽器端差變化對機組循環(huán)內(nèi)功的影響將式(2-2)兩邊分別對汽輪機排汽焓、凝結(jié)水焓和小汽輪機的排汽焓求偏導(dǎo)，并將式(53)代入，整理后得式中為l(n+1)階矩陣，n為加熱器個數(shù)，矩陣中的最后一項為一1，其余各項為0。513凝汽器端差變化對機組熱經(jīng)濟性影響的模型的建立綜上所述，將式(54)和式(55)代入式(2

53、13)，整理后可得凝汽器端差變化對機組熱經(jīng)濟性影響的通用計算模型514應(yīng)用實例及計算結(jié)果分析、應(yīng)用本文所建立的模型，以改造后的N220127535535機組為例(限于篇幅，機組的結(jié)構(gòu)示意圖略)，根據(jù)機組實際運行情況，用本文方法和常規(guī)熱平衡法分別計算了由凝汽器端差變化而引起的汽輪機排汽壓力變化對機組煤耗率的影響。計算結(jié)果如表51所示。由表51可見，用本文方法和常規(guī)熱平衡方法計算凝汽器端差變化對機組煤耗率的影響時，所得計算結(jié)果的相對誤差均小于士25。所產(chǎn)生的誤差是由于對兩個未知數(shù)的乘積求導(dǎo)過程中對微小量的舍去引起的。上述實例證明應(yīng)用本文方法得到的計算結(jié)果的精確度是令人滿意的，其誤差完全能夠滿足工程

54、上的需要。52汽缸效率變化對機組熱經(jīng)濟性影響的計算模型汽輪機的各缸相對內(nèi)效率變化是影響機組運行經(jīng)濟性的重要因素之一，它可能是由于通流部分結(jié)垢、堵塞、腐蝕、動葉損壞等擾動引起的。這些擾動不僅威脅到機組的安全性，而且直接影響機組的運行經(jīng)濟性。因此，當(dāng)己知汽輪機某汽缸相對內(nèi)效率的變化量時，如何準(zhǔn)確計算出其對機組熱經(jīng)濟性的影響是人們普遍關(guān)心的問題。汽輪機的相對內(nèi)效率可以定義為有效焓降比理相焓降，也可以定義為內(nèi)功率比理想功率。本文中，采用實際運行中的習(xí)慣用法，取汽輪機相對內(nèi)效率的概念為有效焓降比理想焓降。并且本文中的汽缸效率并不是指傳統(tǒng)的高壓缸、中壓缸及低壓缸的相對內(nèi)效率，而是指火電機組熱經(jīng)濟性分析的統(tǒng)

55、一物理模型中(n+1)個小汽機的相對內(nèi)效率。521汽缸效率變化對機組熱經(jīng)濟性影響的模型的推導(dǎo)1)模型的推導(dǎo)假設(shè)(1)主蒸汽參數(shù)不變，即主汽溫、主汽壓、主蒸汽流量維持不變；(2)從汽輪機通流部分漏出的輔助蒸汽(包括軸封漏汽、閥桿漏汽等)流量和進出回?zé)嵯到y(tǒng)的輔助汽水流量不變：(3)各級加熱器抽汽管道上的阻力系數(shù)不變。2)模型的推導(dǎo)過程(1)汽缸效率變化對各級抽汽系數(shù)的影響當(dāng)汽輪機汽缸效率發(fā)生變化時，可認(rèn)為流體與控制中冷、熱介質(zhì)的表面式換熱量不變。因此，結(jié)合推導(dǎo)假設(shè)，對式(26)兩邊取微分得式中n1階矩陣，n為加熱器個數(shù)，矩陣中第i項為l，其余各項為0。n1階矩陣，n為加熱器個數(shù)，矩陣中第i項為l，

56、其余各項為0。n1階矩陣，n為加熱器個數(shù)，矩陣中第i項為l，其余各項為0。n1階矩陣，n為加熱器個數(shù)，矩陣中第i項為l，其余各項為0。(2)汽缸效率變化對機組循環(huán)吸熱量的影響結(jié)合推導(dǎo)假設(shè)，對式(21)兩邊求微分，并將式(57)代入整理后得式中其中，為汽缸效率變化后鍋爐的給水焓與汽缸效率變化前鍋爐的給水焓之差；，為汽缸效率變化后再熱蒸汽的比吸熱量與汽缸效率變化前再熱蒸汽的比吸熱量之差。(3)汽缸效率變化對機組循環(huán)內(nèi)功的影響結(jié)合推導(dǎo)假設(shè)，對式(22)兩邊求微分，并將式(57)代入整理后得式中其中 (i=l，2，n+1)為各個小汽輪機的理想焓降。其 (i=l，2，n+1)為各個小汽輪機的相對內(nèi)效率。

57、522汽缸效率變化對機組熱經(jīng)濟性影響的模型的建立綜上所述，將式(58)和式(59)代入式(213)，整理后可得汽缸效率變化對組熱經(jīng)濟性影響的計算模型為523應(yīng)用實例及計算結(jié)果分析以圖31所示N600167537537型機組為例，根據(jù)機組實際運行情況，用本文方法和常規(guī)熱平衡法分別計算了汽輪機通流部分各小汽輪機相對內(nèi)效率擾動對機組煤耗率的影響。計算結(jié)果如表52所示。表52中只列出了各小汽輪機汽缸效率變化前后的相對內(nèi)效率而由其引起的機組汽機則的其它參數(shù)的變化沒有列出。由表中數(shù)據(jù)不難看出，用本文方法和常規(guī)熱平衡法計算汽輪機汽缸效率擾動對機組煤耗率的影響時，所得計算結(jié)果基本相同，誤差非常小，由此證明了所

58、建模型的正確性。結(jié)論1)根據(jù)火電機組熱經(jīng)濟性分析的統(tǒng)一物理模型和數(shù)學(xué)模型，建立了凝汽式火電機組發(fā)電標(biāo)準(zhǔn)煤耗率與輔助汽水流量的通用微分關(guān)系式。由于完全基于熱平衡原理，經(jīng)實例計算證明，本文所得微分關(guān)系式與常規(guī)熱平衡法的計算結(jié)果完全符合，具有很高的計算準(zhǔn)確性。利用這一關(guān)系式不但可以方便地計算輔助汽水流量的變化對發(fā)電標(biāo)準(zhǔn)煤耗率的影響，而且由于關(guān)系式具有較強的通用性，所以可以據(jù)此開發(fā)出通用的計算機程序用于機組運行熱經(jīng)濟性在線監(jiān)測系統(tǒng)。2)以火電機組熱經(jīng)濟性分析的統(tǒng)一物理模型和數(shù)學(xué)模型為基礎(chǔ)，建立了加熱器上、下端差的通用耗差分析模型。實例計算證明，該模型與常規(guī)熱平衡法的計算結(jié)果基本符合，具有很高的計算準(zhǔn)確性；而且該模型易于理解，使用方便，便于計算機編程，可適用于任一熱力系統(tǒng)，具有廣泛的通用性。3)在火電機組熱經(jīng)濟性分析的統(tǒng)一物理模型和數(shù)學(xué)模型的基礎(chǔ)上，建立了抽汽壓損的通用耗差分析模型。某一級加熱器抽汽壓損的變化將會引起該級加熱器出口水焓和疏水焓的變化，從而影響各級加熱器的抽汽量。因此該模型的建模方法同理于加熱器上、下端差的耗差分析模型，同樣具有通用性強、使用方便和計算準(zhǔn)確性高的特點。4)通過分析凝汽器端差變化對機組其它運行參數(shù)的影響，得到它對汽輪機做功的影響可以從兩個方面考慮：一是由于排汽焓變化而引起機組有效焓降作