【蒸汽冷卻器在600MW三缸四排汽凝汽式機組中的應(yīng)用效果實證探究（論文）14000字】

蒸汽冷卻器在600MW三缸四排汽凝汽式機組中的應(yīng)用效果實證研究目錄TOC\o"1-2"\h\u16081.引言 333551.1研究背景 3284641.2研究現(xiàn)狀 4128521.3本文研究內(nèi)容 516752.計算模型 533552.1無蒸汽冷卻器超臨界機組系統(tǒng) 5284642.2有蒸汽冷卻器超臨界機組系統(tǒng) 6260643.計算驗證 633553.1無蒸汽冷卻器600WM三缸四排汽凝汽式機組經(jīng)濟性指標 6284643.2有蒸汽冷卻器600WM三缸四排汽凝汽式機組經(jīng)濟性指標 18219754.計算結(jié)果分析 29133615.結(jié)論 3133555.1全文結(jié)論 31284645.2研究展望 32摘要自從電力作為能源資源被應(yīng)用以來，各種類型的發(fā)電廠應(yīng)運而生，服務(wù)于社會大眾。隨著發(fā)電技術(shù)的成熟，人們逐漸認識到最原始的火力發(fā)電技術(shù)對生態(tài)環(huán)境的危害，但是目前火力發(fā)電作為最穩(wěn)定的發(fā)電形式之一無法被其他類型的發(fā)電比如水電、核電、風(fēng)電等完全替代，人們便開始從火力發(fā)電機組系統(tǒng)入手對其進行改造，使得可以提升其效能，于是火力發(fā)電走向了高參數(shù)大容量的發(fā)展方向，我國更是通過一系列的政策限制小型發(fā)電廠的發(fā)展從而提高整體發(fā)電效能，減少污染。但發(fā)電機組走向高參數(shù)和大容量勢必會導(dǎo)致能量的不可逆性損失過大，為了在此基礎(chǔ)上兼顧經(jīng)濟性的同時提升效能減少損失，蒸汽冷卻器就被應(yīng)用到火力發(fā)電機組中，蒸汽冷卻器是一種將過熱的回?zé)岢槠c鍋爐給水換熱，在將抽汽送往高壓加熱器的一種換熱器，一般加裝蒸汽冷卻器可以提升發(fā)電機組電效率0.1%~0.5%，本文是將600MW三缸四排汽凝汽式機組為例，探討蒸汽冷卻器在提升效能方面的作用。關(guān)鍵詞：超臨界機組、蒸汽冷卻器、經(jīng)濟性引言1.1研究背景現(xiàn)如今，我國的能源結(jié)構(gòu)仍以煤炭為主，火力發(fā)電廠煤炭的消耗量占我國煤炭產(chǎn)量的一半以上。但是火力發(fā)電廠的熱經(jīng)濟效能總體上仍然較低，因此進一步的提高燃煤發(fā)電機組的熱經(jīng)濟效能成為了火力發(fā)電領(lǐng)域急需解決的問題，這也是實現(xiàn)我國能源結(jié)構(gòu)可持續(xù)發(fā)展以及實現(xiàn)碳中和的一項重要課題。對于超臨界再熱火力發(fā)電機組而言，汽輪機高壓缸的排汽經(jīng)過再熱后的溫度較高，進而導(dǎo)致汽輪機回?zé)釞C組系統(tǒng)中的中壓缸抽汽蒸汽過熱度較高，蒸汽過熱度較高的中壓缸抽汽與低溫鍋爐給水進行換熱時的不可逆的損失將會增大，造成“高能低用”，影響發(fā)電機組的熱經(jīng)濟性。隨著我國燃煤發(fā)電機組的單機容量持續(xù)提升，鍋爐供給汽輪機的主蒸汽及再熱蒸汽的溫度也隨之提高，繼而導(dǎo)致再熱后的第一級抽汽（總體一般是第三段抽汽）溫度過高，對于二次再熱發(fā)電機組，再熱后的第一級抽汽溫度一般可以達到520℃，再熱蒸汽的過熱度可以達到240～310Ｋ，而該段的蒸汽加熱給水溫度一般在300℃以下，與“溫度梯級利用”原則嚴重不符。且過熱度較大，降低了蒸汽的使用品質(zhì)。并且與我國發(fā)電機組單機容量與裝機容量持續(xù)提升相反的是近些年來，我國用電量在時間上越來越不均，晝夜用電峰谷差持續(xù)增大，同時伴隨著風(fēng)電、水電、光伏等不穩(wěn)定性較大的可再生清潔能源的裝機容量快速提升，越來越需要大量燃煤發(fā)電機組參與深度發(fā)電調(diào)峰，因而導(dǎo)致低負荷節(jié)能及寬負荷脫硝逐漸成為當前所面臨的一個問題。在大型熱力發(fā)電機組中，高壓加熱器以是汽輪機最為重要輔助設(shè)備之一。一旦高壓加熱器停運，除氧器進入鍋爐中的給水溫度將大大降低，從而增加了燃料的消耗量，熱力發(fā)電廠的煤耗率也將大幅增加。此外，一般熱力發(fā)電廠布置有三級高壓加熱器，但是給水經(jīng)過高溫高壓蒸汽經(jīng)過三級高壓加熱器后仍然具有極大的過熱度，仍然有很大的利用價值，如果在一級加熱器后加裝蒸汽冷卻器，發(fā)電廠的經(jīng)濟性將大大增加。因此為了降低熱力發(fā)電廠的單位發(fā)電煤耗率，我們采用在熱力發(fā)電廠運行機組中加裝蒸汽冷卻器的方法，用高壓加熱器后的高溫蒸汽再次加熱鍋爐給水，其中用高加系統(tǒng)出口水來吸出這一級部分抽汽熱量，叫蒸汽冷卻器系統(tǒng)。例如超臨界機組再熱后第一級抽汽過熱度一般較高，需要考慮回收利用。本題目研究把蒸汽冷卻器看做是再熱器一部分的可行性，與常規(guī)方法、熱平衡方法進行比較。學(xué)習(xí)國內(nèi)外現(xiàn)行的蒸冷器設(shè)計形式、結(jié)構(gòu)、排列方式等，掌握超臨界機組蒸汽冷卻器系統(tǒng)各能級經(jīng)濟性的計算方法。本課題主要對比超臨界機組加裝蒸汽冷卻器與未加裝蒸汽冷卻器的發(fā)電量煤耗率對比，探究蒸汽冷卻器對煤耗率的改善。同時，蒸汽冷卻器所采用的材料和設(shè)計結(jié)構(gòu)，蒸汽冷卻器在熱力發(fā)電廠中的連接方式也會對蒸汽冷卻器的效率以及熱力發(fā)電廠的經(jīng)濟性產(chǎn)生影響，對于不同形式的熱力發(fā)電廠采用不同的蒸汽冷卻器布置連接方式會產(chǎn)生不同的效果。本研究主要對比的是串聯(lián)連接蒸汽冷卻器與不加裝蒸汽冷卻器的超臨界機組系統(tǒng)經(jīng)濟性。此外，通過此課題結(jié)合MATLAB以及CAD，采用熱平衡法對超臨界機組有無蒸汽冷卻器的系統(tǒng)經(jīng)濟性進行計算，分析蒸汽冷卻器在超臨界機組系統(tǒng)經(jīng)濟性中的重要性。隨著碳中和的提出以及呼聲越來越高，節(jié)能在各行各業(yè)越來越重要，在熱力發(fā)電行業(yè)，采取一些措施減少單位發(fā)電煤耗率亦尤為重要，本課題通過研究蒸汽冷卻器在熱力發(fā)電廠節(jié)能中的作用，深入淺出，為筆者以后從事相關(guān)工作積累實戰(zhàn)經(jīng)驗。同時，在研究裝備蒸汽冷卻器對超臨界機組節(jié)能的作用時，查閱資料了解蒸汽冷卻器的結(jié)構(gòu)、連接方式等對不同機組在不同工況下的經(jīng)濟性能影響，拓展對蒸汽冷卻器在熱力發(fā)電廠中節(jié)能的認知。1.2研究現(xiàn)狀目前在大型熱力發(fā)電機組中，高壓加熱器系統(tǒng)是汽輪機最為重要輔助設(shè)備之一。然而一旦高壓加熱器發(fā)生停運事故，從除氧器進入到鍋爐的給水溫度將大幅降低，這樣就導(dǎo)致了燃料的消耗量的增加，熱力發(fā)電的煤耗率也將出現(xiàn)大幅度的增加。并且現(xiàn)階段的火力發(fā)電機組脫硝系統(tǒng)SCR催化劑的活性溫度一般都保持在280℃以上，這就導(dǎo)致過低的鍋爐給水溫度使SCR催化劑難以繼續(xù)工作。因此，一旦高壓加熱器發(fā)生停運事故，熱力發(fā)電的整個機組都將面臨停機風(fēng)險。并且隨著各大電力公司對火力發(fā)電機組效率的要求逐步提高，原來的3級高壓加熱回?zé)嵯到y(tǒng)的基礎(chǔ)上增加3號高壓加熱器外蒸汽冷卻器的方案被逐步應(yīng)用于熱力發(fā)電廠機組系統(tǒng)當中去。下面簡述關(guān)于蒸汽冷卻器（簡稱蒸冷器）的工作原理，蒸汽冷卻器是利用汽輪機系統(tǒng)作功后的抽汽來加熱鍋爐給水，利用收集抽氣蒸汽本身較高的過熱度，來加熱末級高壓加熱器后的蒸汽冷卻器或與某臺高壓加熱器并列設(shè)置蒸汽冷卻器的給水，提高鍋爐給水的溫度，進而提高熱力發(fā)電機組整體的經(jīng)濟性，從而實現(xiàn)減少換熱端差，提高給水品位，進而提髙最終進入熱力發(fā)電機組中鍋爐的給水溫度。其中，在發(fā)電機組中裝備外置式蒸汽冷卻器是有效降低回?zé)岢槠^熱度的一種方法，這種方案的優(yōu)勢比較明顯，技術(shù)難度比較低，而且可有效利用相應(yīng)的抽汽級抽汽的過熱度，進而得到理想的節(jié)能效果。正如上文所述，當燃煤發(fā)電機組越來越多的參與到調(diào)峰發(fā)電時，其發(fā)電機組負荷會頻繁發(fā)生變化，進而導(dǎo)致回?zé)岢槠倪^熱度頻繁變化，因此，在我國現(xiàn)階段的發(fā)電大環(huán)境以及未來的發(fā)電趨勢來看，在現(xiàn)在及未來幾十年內(nèi)，如何提高燃煤發(fā)電機組在變負荷運行工況下的過熱度利用率就成為一個重要的課題。隨著新材料技術(shù)和材料表面處理技術(shù)的不斷發(fā)展，在原有基礎(chǔ)上更深一層次的提高蒸汽初參數(shù)成為提升機組熱效率的重要研究課題之一，這也就導(dǎo)致出現(xiàn)了一些連鎖問題。目前應(yīng)用于熱力發(fā)電機組中的蒸汽冷卻器可以分為內(nèi)置式蒸汽冷卻器和外置式蒸汽冷卻器。一部分現(xiàn)代的大型燃煤發(fā)電廠使用的是內(nèi)置式蒸汽冷卻器的再熱機組，隨著進入汽輪機的主蒸汽溫度、壓力的進一步升高，再熱后汽輪機組中壓缸抽汽的過熱度（一般是汽輪機組的第三級）會進一步升高，一般高于前兩級的抽汽溫度，然而內(nèi)置式蒸汽冷卻器無法充分利用蒸汽過熱度，一般經(jīng)過再熱之后的第一級抽汽過熱度（一般是汽輪機組中的第三級）高達200℃以上。根據(jù)工程熱力學(xué)知識，當進行換熱的兩流體溫差過大時，其效率是比較底下的，造成高能低用的情況，從而極大影響到發(fā)電機組的熱經(jīng)濟性。內(nèi)置式蒸汽冷卻器一般加裝于高壓加熱器給水的出口末端，可以理解它作為高壓加熱器蒸汽過熱段使用。由于這些原因，內(nèi)置式蒸汽冷卻器對蒸汽過熱度利用率不是很高，內(nèi)置式結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的原因，主要是節(jié)省材料，需要裝備的設(shè)備數(shù)量較少，且回?zé)嵯到y(tǒng)的設(shè)計比較簡單。對內(nèi)置式蒸汽冷卻段的高壓加熱而言，很難繼續(xù)降低上端差，這就導(dǎo)致內(nèi)置式的布置很難繼續(xù)提升鍋爐給水溫度。且內(nèi)置式蒸冷器只是利用過熱蒸汽的過熱度，其帶來經(jīng)濟效益比較小，僅僅可以提高0.15％-0.2％。而外置式蒸汽冷卻器在結(jié)構(gòu)上被設(shè)計為單獨存在的過熱器，加裝在鍋爐回?zé)嵯到y(tǒng)中，可以充分利用已經(jīng)在汽輪機作功的過熱蒸汽的過熱度，可有效避免冷熱介質(zhì)間由于溫差過大而引起的換熱管等部件產(chǎn)生熱應(yīng)力，同時外置式蒸汽冷卻器還可以提高平均吸熱溫度。在結(jié)構(gòu)上外置式相對于內(nèi)置式蒸汽冷卻段結(jié)構(gòu)而言，外置式蒸汽冷卻器的設(shè)置更為靈活，雖然外置式蒸汽冷卻器增加了材料的投入使用以及熱力發(fā)電機組回?zé)嵯到y(tǒng)設(shè)備的數(shù)量，但它提升給水溫度比內(nèi)置式要高，綜合以上這些觀點，外置式蒸汽冷卻器系統(tǒng)的熱經(jīng)濟性比內(nèi)置式要好，因此，目前運行的熱力發(fā)電超臨界機組一般都采用外置式蒸汽冷卻器來提高機組的熱效率。1.3本文研究內(nèi)容本課題主要綜合分析蒸汽冷卻器在熱能發(fā)電機組中的連接方式以及蒸汽冷卻器的工作原理等，分析超臨界機組系統(tǒng)在設(shè)置蒸汽冷卻器和不設(shè)置蒸汽冷卻器各自的熱經(jīng)濟性以及蒸汽冷卻器的結(jié)構(gòu)、布置方式不同對超臨界機組系統(tǒng)熱經(jīng)濟性的影響。本文對比主題使用熱平衡法進行計算超臨界機組的熱經(jīng)濟性指標并得到得到設(shè)置蒸汽冷卻器和不設(shè)置蒸汽冷卻器熱力發(fā)電廠的效能以及其他熱經(jīng)濟性指標，并進行對比得到蒸汽冷卻器在提高熱力發(fā)電廠效能的能力大小，在研究過程中增強對燃煤發(fā)電機組的理性認識，并隨著課題深入逐步掌握MATLAB的編程計算能力。在完成研究計算同時，綜合本科所學(xué)的專業(yè)知識，增強思考水平和深度，培養(yǎng)在老師指導(dǎo)下自己解決實際問題的能力。學(xué)習(xí)電站熱力系統(tǒng)節(jié)能分析方法和常用軟件（MATLAB、OFFICE、CAD)等。運用所學(xué)的關(guān)于熱力發(fā)電廠的知識，查閱相關(guān)文獻書書籍，在深刻了解該方面研究進度的情況下，計算比較熱力發(fā)電廠在設(shè)置蒸汽冷卻器和不設(shè)置蒸汽冷卻器下的熱經(jīng)濟性，并了解熱平衡發(fā)和MATLAB計算的異同。計算模型2.1無蒸汽冷卻器超臨界機組系統(tǒng)2.2有蒸汽冷卻器超臨界機組系統(tǒng)計算驗證3.1無蒸汽冷卻器600WM三缸四排汽凝汽式機組經(jīng)濟性指標計算超臨界壓力600MW三缸四排汽凝汽式機組在設(shè)計工況下的熱經(jīng)濟指標。已知：汽輪機類型：N600-24.2/566/566；蒸汽初參數(shù)：p0=24.2MPa,t0=566℃,Δp0=0.515MPa,再熱蒸汽參數(shù)；冷段壓力pr?in=4.053MPa，冷段溫度tr?in=303.5℃，熱段壓力pr?out=3.848MPa,熱段溫度tr?排汽壓力：p2排汽參數(shù)以及軸封參數(shù)見表1和表2.給水泵出口壓力pPu=30.38MPa，凝結(jié)水泵出口壓力為1.84MPa，機械效率以及發(fā)電效率取ηm=0.99和汽動給水泵用汽系數(shù)ɑpu表1：N600-24.2/566/566型三缸四排汽凝汽式機組回?zé)岢槠c及凝汽器參數(shù)加熱器編號H1H2H3（HD）H4C抽汽壓力pj6.0034.0531.8270.9410.0054抽汽溫度tj（℃353.4303.5456.4360.9x=0.917加熱器編號H5H6H7H8抽汽壓力pj0.3890.10330.04610.0191抽汽溫度tj（℃253.9121.5x=0.98x=0.953表2：N600-24.2/566/566型三缸四排汽凝汽式機組回?zé)嵯到y(tǒng)利用的軸封蒸汽參數(shù)項目ɑɑɑ來源高中壓缸之間漏氣高壓門桿漏氣低壓缸后軸封漏氣軸封汽量（ɑsg0.00290.00010,。0007軸封汽比焓?sg（kJ/kg3323.83396.02716.2去處H2SGSG圖1超臨界壓力600WM三缸四排汽式機組原則性熱力系統(tǒng)計算圖解：1.整理原始資料（1）根據(jù)已知參數(shù)p、t在h-s圖上畫出汽輪機蒸汽膨脹過程線（見圖2），得到新蒸汽焓?0、各級抽汽焓?j以及排汽焓?c，以及再熱蒸汽比焓升qr?。也可以根據(jù)p、t查水蒸氣表得出上述焓值。?0=3396.0kJ/kg，?r?in=2970.3kJ/kg，?r?out=3598.2kJ/kg，qr?表3：N600-24.2/566/566型三缸四排汽機組回?zé)嵯到y(tǒng)計算點參數(shù)項目單位H1H2H3H4（HD）H5H6H7H8SGC數(shù)據(jù)來源加熱蒸汽抽汽壓力pMPa6.0034.0531.8270.9410.3890.10330.04610.01910.0054已知抽汽壓損Δp%33555555已知加熱器汽測壓pMPa5.8233.9311.7360.8940.36980.09820.04380.01820.098pj'=（1?Δ抽汽焓?kJ/kg3055.42970.33373.63182.62972.92719.22593.02501.12362.1（?c查水蒸氣表軸封汽焓?kJ/kg3323.83396.02716.2已知pj'℃273.6249.8205.3175.1140.899.178.158.099.034.27（tc由pjpj'kJ/kg1203.51082.4876.35741.59592.64415.34326.81242.83415.05143.5由pj被加熱水加熱器端差θ℃-1.70002.82.82.82.80已知加熱器出口水溫t℃275.3249.8205.3175.1138.096.375.355.235.3t加熱器水側(cè)壓力pMPa30.3830.3830.380.8941.841.841.841.841.84已知加熱器出口水焓?kJ/kg1206.91085.1888.2741.7581.6403.6315.1231.2143.5由pw、疏水疏水冷卻器端差υ℃5.65.65.65.65.65.65.6疏水冷卻器出口水溫t℃254.9210.9185.9101.980.960.840.9td疏水冷卻器后疏水焓?kJ/kg1109.6901.8789.3427.0338.4254.4171.3由pj'、2.計算回?zé)岢槠禂?shù)與凝氣系數(shù)采用相對量法進行計算。（1）1號高壓加熱器（H1）由H1的熱平衡式求ɑɑ1（?1??ɑ解得ɑ1=H1的疏水系數(shù)ɑd1（2）2號高壓加熱器（H2）ɑɑ==0.086404H2的疏水系數(shù)ɑd2=ɑ再熱蒸汽系數(shù)ɑr?=1?ɑ（3）3號高壓加熱器（H3）先計算給水泵的焓升?wpu。設(shè)除氧器的水位高度為20m，則給水泵的進口壓力為pin=20×0.0098+0.894=1.09（MPa），則給水的平均比體積為?av=0.0011?==38.8(kJ/kg)由H3的熱平衡式得ɑɑ==0.035456H3的疏水系數(shù)ɑd3=ɑ除氧器HD第四段抽汽ɑ4由除氧器加熱蒸汽ɑ4′ɑ由除氧器的物質(zhì)平衡可知除氧器的進水系數(shù)ɑc4ɑc4=由于除氧器的進出口水量不等，ɑc4是未知數(shù)。為避免在最終的熱平衡式中出現(xiàn)兩個未知數(shù)，可先不考慮加熱器的效率ηh，寫出除氧器的熱平衡式：?將ɑc4的關(guān)系代入，整理成以進水焓?w5為基準，并考慮η（ɑ==0.047163ɑc4=1?ɑd3?ɑ4=ɑ4′（5）5號高壓加熱器（H5）直接由H5的熱平衡式可得ɑɑ5（?5ɑ==0.054016H5的疏水系數(shù)ɑd5（6）6號高壓加熱器（H6）同理，有ɑɑ==0.026708H6的疏水系數(shù)ɑd6=ɑd5+（7）7號高壓加熱器（H7）ɑɑ==0.024817H7的疏水系數(shù)ɑd7=ɑd6+（8）8號低壓加熱器（H8）與軸封加熱器（SG）圖3H8的計算用圖為了計算方便，將H8與SG作為一個整體考慮，采用圖3所示的熱平衡范圍來列出物質(zhì)平衡和熱平衡式。由熱井的物質(zhì)平衡式可得ɑ根據(jù)吸熱量=ɑc4hw8將ɑc+ɑpuɑ8ɑɑ=0.764848×(231.2?143.5)/0.99?0.105541×(254.4?143.5)?0.0001×(3396.0?143.5)?0.0007×(2716.2?143.5)=0.022872（9）凝氣系數(shù)ɑc由熱井的物質(zhì)平衡計算ɑɑ=0.764848?0.105541?0.0001?0.0007?0.022872?0.052=0.583635由汽輪機通流部分物質(zhì)平衡來計算ɑcɑc=1?(0.063229+0.086404+0.035456+0.099163+0.054106+0.026708+0.024817+0.022872+0.0029+0.0001+0.0007=0.583635兩者計算結(jié)果相同，表明以上計算正確。3.新汽量D0根據(jù)抽汽做功不足多耗新汽的計算式來計算DD0=（1）計算D凝氣的比內(nèi)功?ic=?0D==1328.8711（t/h）（2）計算D各級抽汽做功不足系數(shù)YjYYYYYYYYYYY于是抽汽做功不足汽耗增加系數(shù)β為β則汽輪機新汽耗量為D0=ɑj?表4：ɑjɑ?ɑYɑDjɑ1?1ɑ1Y1ɑ1D1ɑ2?2ɑ2Y2ɑ2D2ɑ3?3ɑ3Y3ɑ3D3ɑ4?4ɑ4Y4ɑ4D4ɑ5?5ɑ5Y5ɑ5D5ɑ6?6ɑ6Y6ɑ6D6ɑ7?7ɑ7Y7ɑ7D7ɑ8?8ɑ8Y8ɑ8D8ɑc?cɑc————Dcɑsg1?jɑsg1Ysg1ɑsg1Dsg1ɑsg2?jɑsg2Ysg2ɑsg2Dsg2ɑsg2?jɑsg3Ysg3ɑsg3Dsg3————ɑ?——ɑYD0（3）功率校核1kg新汽比內(nèi)功?i（其中ɑ?i==3396.0+0.847367×627.9?2630.294608=1297.767131（kJ/kg）據(jù)此，可得此汽輪發(fā)電機的功率PePe=1701.627417×1297.767131×0.99×0.988/3600=599.999493(MW)計算誤差

?誤差非常小，在工程允許范圍內(nèi)，表示上述計算正確。4.熱經(jīng)濟指標計算1kg新汽的比熱耗q=3396.0=2721.161739（kJ/kg）汽輪機絕對內(nèi)效率ηη汽輪發(fā)電機組絕對電效率ηη汽輪發(fā)電機組熱耗率qq=汽輪發(fā)電機組汽耗率dd=5.各汽水流量絕對值計算由Dj=3.2有蒸汽冷卻器600WM三缸四排汽凝汽式機組經(jīng)濟性指標計算超臨界壓力600MW三缸四排汽凝汽式機組在設(shè)計工況下的熱經(jīng)濟指標。已知：汽輪機類型：N600-24.2/566/566；蒸汽初參數(shù)：p0=24.2MPa,t0=566℃,Δp0=0.515MPa,再熱蒸汽參數(shù)；冷段壓力pr?in=4.053MPa，冷段溫度tr?in=303.5℃，熱段壓力pr?out=3.848MPa,熱段溫度tr?排汽壓力：p2排汽參數(shù)以及軸封參數(shù)見表1和表2.給水泵出口壓力pPu=30.38MPa，凝結(jié)水泵出口壓力為1.84MPa，機械效率以及發(fā)電效率取ηm=0.99和汽動給水泵用汽系數(shù)ɑpu表1：N600-24.2/566/566型三缸四排汽凝汽式機組回?zé)岢槠c及凝汽器參數(shù)加熱器編號H1H2H（HD）H4C抽汽壓力pj6.0034.0531.8270.9410.0054抽汽溫度tj（℃353.4303.5456.4360.9x=0.917加熱器編號H5H6H7H8抽汽壓力pj0.3890.10330.04610.0191抽汽溫度tj（℃253.9121.5x=0.98x=0.953表2：N600-24.2/566/566型三缸四排汽凝汽式機組回?zé)嵯到y(tǒng)利用的軸封蒸汽參數(shù)項目ɑɑɑ來源高中壓缸之間漏氣高壓門桿漏氣低壓缸后軸封漏氣軸封汽量（ɑsg0.00290.00010,。0007軸封汽比焓?sg（kJ/kg3323.83396.02716.2去處H2SGSG圖1超臨界壓力600WM三缸四排汽式機組原則性熱力系統(tǒng)計算圖解：1.整理原始資料（1）根據(jù)已知參數(shù)p、t在h-s圖上畫出汽輪機蒸汽膨脹過程線（見圖2），得到新蒸汽焓?0、各級抽汽焓?j以及排汽焓?c，以及再熱蒸汽比焓升qr?。也可以根據(jù)p、t查水蒸氣表得出上述焓值。?0=3396.0kJ/kg，?r?in=2970.3kJ/kg，?r?out=3598.2kJ/kg，qr?表3：N600-24.2/566/566型三缸四排汽機組回?zé)嵯到y(tǒng)計算點參數(shù)項目單位H1H2H3H4（HD）H5H6H7H8SGC數(shù)據(jù)來源加熱蒸汽抽汽壓力pMPa6.0034.0531.8270.9410.3890.10330.04610.01910.0054已知抽汽壓損Δp%33555555已知加熱器汽測壓pMPa5.8233.9311.7360.8940.36980.09820.04380.01820.098pj'=（1?Δ抽汽焓?kJ/kg3055.42970.33373.63182.62972.92719.22593.02501.12362.1（?c查水蒸氣表軸封汽焓?kJ/kg3323.83396.02716.2已知pj'℃273.6249.8205.3175.1140.899.178.158.099.034.27（tc由pjpj'kJ/kg1203.51082.4876.35741.59592.64415.34326.81242.83415.05143.5由pj被加熱水加熱器端差θ℃-1.70002.82.82.82.80已知加熱器出口水溫t℃275.3249.8205.3175.1138.096.375.355.235.3t加熱器水側(cè)壓力pMPa30.3830.3830.380.8941.841.841.841.841.84已知加熱器出口水焓?kJ/kg1206.91085.1888.2741.7581.6403.6315.1231.2143.5由pw、疏水疏水冷卻器端差υ℃5.65.65.65.65.65.65.6疏水冷卻器出口水溫t℃254.9210.9185.9101.980.960.840.9td疏水冷卻器后疏水焓?kJ/kg1109.6901.8789.3427.0338.4254.4171.3由pj'、2.計算回?zé)岢槠禂?shù)與凝氣系數(shù)采用相對量法進行計算。（1）1號高壓加熱器（H1）由H1的熱平衡式求ɑɑ1（?1??ɑ解得ɑ1=H1的疏水系數(shù)ɑd1（2）2號高壓加熱器（H2）ɑɑ==0.098124H2的疏水系數(shù)ɑd2=ɑ再熱蒸汽系數(shù)ɑr?=1?ɑ（3）3號高壓加熱器（H3）先計算給水泵的焓升Δ?wpu。設(shè)除氧器的水位高度為20m，則給水泵的進口壓力為pin=20×0.0098+0.894=1.09（MPa），則給水的平均比體積為?avΔ==38.8(kJ/kg)由H3的熱平衡式得ɑɑ由ɑscɑsc（?scɑ由于蒸汽冷卻器沒有疏水，其抽氣量與3號高壓加熱器相同ɑ?864.3解得?3將?3ɑH3的疏水系數(shù)ɑd3=ɑ除氧器HD第四段抽汽ɑ4由除氧器加熱蒸汽ɑ4′ɑ由除氧器的物質(zhì)平衡可知除氧器的進水系數(shù)ɑc4ɑc4=由于除氧器的進出口水量不等，ɑc4是未知數(shù)。為避免在最終的熱平衡式中出現(xiàn)兩個未知數(shù)，可先不考慮加熱器的效率ηh，寫出除氧器的熱平衡式：?將ɑc4的關(guān)系代入，整理成以進水焓?w5為基準，并考慮η（ɑ==0.048864ɑc4=1?ɑd3?ɑ4=ɑ4′（5）5號高壓加熱器（H5）直接由H5的熱平衡式可得ɑɑ5（?5ɑ==0.053263H5的疏水系數(shù)ɑd5（6）6號高壓加熱器（H6）同理，有ɑɑ==0.026336H6的疏水系數(shù)ɑd6=ɑd5+（7）7號高壓加熱器（H7）ɑɑ==0.024472H7的疏水系數(shù)ɑd7=ɑd6+（8）8號低壓加熱器（H8）與軸封加熱器（SG）為了計算方便，將H8與SG作為一個整體考慮，采用圖3所示的熱平衡范圍來列出物質(zhì)平衡和熱平衡式。由熱井的物質(zhì)平衡式可得ɑ根據(jù)吸熱量=ɑc4hw8將ɑc+ɑpuɑ8圖3H8的計算用圖ɑɑ=0.754191×(231.2?143.5)/0.99?0.104071×(254.4?143.5)?0.0001×(3396.0?143.5)?0.0007×(2716.2?143.5)=0.022541（9）凝氣系數(shù)ɑc由熱井的物質(zhì)平衡計算ɑɑ=0.754191?0.104071?0.0001?0.0007?0.022541?0.052=0.574779由汽輪機通流部分物質(zhì)平衡來計算ɑcɑc=1?(0.063229+0.098124+0.032692+0.100864+0.053263+0.026336+0.024472+0.022541+0.0029+0.0001+0.0007=0.574779兩者計算結(jié)果相同，表明以上計算正確。3.新汽量D0根據(jù)抽汽做功不足多耗新汽的計算式來計算DD0=（1）計算D凝氣的比內(nèi)功?ic=?0D==1328.8711（t/h）（2）計算D各級抽汽做功不足系數(shù)YjYYYYYYYYYYY于是抽汽做功不足汽耗增加系數(shù)β為β則汽輪機新汽耗量為D0=ɑj?（3）功率校核1kg新汽比內(nèi)功?i（其中ɑ?i=?0+q=3396.0+0.847367×627.9?2600.492236?24.600676=1302.969427（kJ/kg）據(jù)此，可得此汽輪發(fā)電機的功率PePe=1685.740726×1302.969427×0.99×0.988/3600=596.780526(MW)計算誤差

?誤差非常小，在工程允許范圍內(nèi)，表示上述計算正確。表4：ɑjɑ?ɑYɑDjɑ1?1ɑ1Y1ɑ1D1ɑ2?2ɑ2Y2ɑ2D2ɑ3?3ɑ3Y3ɑ3D3ɑ4?4ɑ4Y4ɑ4D4ɑ5?5ɑ5Y5ɑ5D5ɑ6?6ɑ6Y6ɑ6D6ɑ7?7ɑ7Y7ɑ7D7ɑ8?8ɑ8Y8ɑ8D8ɑc?cɑc————Dcɑsg1?jɑsg1Ysg1ɑsg1Dsg1ɑsg2?jɑsg2Ysg2ɑsg2Dsg2ɑsg2?jɑsg3Ysg3ɑsg3Dsg3————ɑ?——ɑYD04.熱經(jīng)濟指標計算1kg新汽的比熱耗q=3396.0=2716.561739（kJ/kg）汽輪機絕對內(nèi)效率ηη汽輪發(fā)電機組絕對電效率ηη汽輪發(fā)電機組熱耗率qq=汽輪發(fā)電機組汽耗率dd=5.各汽水流量絕對值計算由Dj=計算結(jié)果分析4.1計算結(jié)果分析加裝蒸汽冷卻器之前的熱力發(fā)電機組1kg新汽的比熱耗q0=2721.161739kJ/kg加裝蒸汽冷卻器后熱力發(fā)電機組1kg新汽的比熱耗減少量Δq0加裝蒸汽冷卻器之前的汽輪機絕對內(nèi)效率ηi加裝蒸汽冷卻器之后的汽輪機絕對內(nèi)效率ηi加裝蒸汽冷卻器后的汽輪機絕對內(nèi)效率的提升量Δη加裝蒸汽冷卻器之前的汽輪發(fā)電機組絕對電效率ηe加裝蒸汽冷卻器之后的汽輪發(fā)電機組絕對電效率ηe加裝蒸汽冷卻器后的汽輪發(fā)電機組絕對電效率的提升量Δη加裝蒸汽冷卻器之前的汽輪發(fā)電機組熱耗率q=7717.339576kJ/kWh加裝蒸汽冷卻器之后的汽輪發(fā)電機組熱耗率q'加裝蒸汽冷卻器后的汽輪發(fā)電機組熱耗率的減少量Δq=43.800382加裝蒸汽冷卻器之前的汽輪發(fā)電機組汽耗率d=2.836046kg/kWh加裝蒸汽冷卻器之后的汽輪發(fā)電機組汽耗率d'加裝蒸汽冷卻器后的汽輪發(fā)電機組汽耗率的減少量Δd=0.011321綜上所述可得出，加裝蒸汽冷卻器使得熱力發(fā)電機組1kg新汽的比熱耗減少了4.600000kJ/kg，汽輪機絕對內(nèi)效率的提升了0.2733%，汽輪發(fā)電機組絕對電效率提升了0.2663%，汽輪發(fā)電機組熱耗率的減少了43.800382kJ/kWh，汽輪發(fā)電機組汽耗率減少了0.011321本文將蒸汽冷卻器加裝在第三級抽汽級上，首要原因是第三級抽氣級作為回?zé)岷蟮牡谝患?，其抽汽過熱度較大，抽氣焓最高，因此，可以讓蒸汽過熱度比較大的回?zé)岢槠韧ㄟ^蒸汽冷卻器加熱鍋爐給水降低蒸汽溫度后，再讓抽汽進入3號高壓加熱器換熱，這樣做，一方面減少了高壓加熱器內(nèi)換熱的不可逆損失，即減少了“高能低用”的情況，另一方面還提高了鍋爐的給水溫度，減少了加熱器的端差，示例中疏水端差由5.6℃降為2.8℃，降低了鍋爐中將給水加熱至目標溫度所需要的燃煤量，因而在文章示例中，加裝蒸汽冷卻器后在相同的工況下，其經(jīng)濟性和效率會有提升。在考慮加裝蒸汽冷卻器對機組熱經(jīng)濟性提升的同時，我們再探討蒸汽冷卻器類型、連接對機組的影響。內(nèi)置式蒸汽冷卻器是在加熱器內(nèi)隔離出一段加熱段，抽汽蒸汽先流經(jīng)該段，在進入后段的凝結(jié)段，因而內(nèi)置式加熱器實際上提高的是本級加熱器的出口水溫，其熱經(jīng)濟性提升較少，一般可以提高0.15%?0.2%，本示例所采用的是第二種外置式的蒸汽冷卻器，相對于內(nèi)置式蒸汽冷卻器，外置式蒸汽冷卻器是一個獨立的換熱器，優(yōu)點是其換熱面積比內(nèi)置式蒸汽冷卻器要大很多，布置方式較為靈活，既能減少本級加熱器端差，又能提升最終給水溫度，其缺點是鋼材耗量較大，造價相對高昂，外置式蒸汽冷卻器一般可提高效率0.3%?0.5%。外置式蒸汽冷卻器的連接方式有串聯(lián)式和并聯(lián)式兩種，并聯(lián)連接時，蒸汽冷卻器的進水溫度低，換熱溫差較大，蒸汽冷卻器內(nèi)?損較大，熱經(jīng)濟性較差，串聯(lián)連接時蒸汽冷卻器的進水溫度高，與蒸汽換熱的平均溫差小，蒸汽冷卻器?損少，效益較好，本文示例采用的是串聯(lián)式連接方式。用做功能力法來分析本文采用的外置式蒸汽冷卻器，一部分或者全部鍋爐給水經(jīng)過蒸汽冷卻器后，減少了換熱溫差ΔTb，換熱溫差ΔTb的減少導(dǎo)致?損ΔebⅢ減少，這里利用的是抽汽過熱度的質(zhì)量，所以不會導(dǎo)致第三級抽汽做功不足系數(shù)的增加。再者它使流入第三級的蒸汽溫度降低，減少了加熱器內(nèi)的換熱溫差ΔT用熱量法分析，在機組參數(shù)不變的情況下，加裝外置式蒸汽冷卻器后，最終給水溫度tfw得到提高，使得熱耗Q0下降，回?zé)岢槠龉υ黾樱龤庾龉p少，冷源損失減少，因而熱經(jīng)濟性實際在電廠運行中，雖然加裝蒸汽冷卻器可以減少端差，提高發(fā)電機組的熱經(jīng)濟性，但是我們應(yīng)注意到達到這些目的是以付出金屬耗量和投資為代價的，其增加的后期維護運行費用也不可忽略，在電廠實際運行中，機組容量大，端差減小的效益好。同時，我國的火電機組已經(jīng)走向了高參數(shù)大容量，而且再熱的普遍使用較大的提高了高中壓缸的回?zé)岢槠^熱度，使得再熱后各級回?zé)峒訜崞鞯膿Q熱溫差加大，?損增加，從而削弱了回?zé)岬男Ч?，加裝蒸汽冷卻器成了一個必要選擇。因此，我們應(yīng)通過計算，對不同容量不同工況的電廠采用最適合的蒸汽冷卻器。結(jié)論5.1全文結(jié)論示例采用的外置蒸汽冷卻器增加了高壓給水加熱器的回?zé)岢闅饬?，從而提高鍋爐的給水溫度t，減少端差，從而，減少能量的不可逆性損失，減少冷端的損失從而提高機組的經(jīng)濟性。本文對600MW三缸四排汽凝汽式機組的熱經(jīng)濟性以及在其3號高壓加熱器增設(shè)外置式蒸汽冷卻器的系統(tǒng)采用熱平衡法分別進行了詳細的分析計算。通過采用熱平衡法計算，結(jié)果表明：加裝蒸汽冷卻器使得熱力發(fā)電機組1kg新汽的比熱耗減少了4.600000kJ/kg，汽輪機絕對內(nèi)效率的提升了0.2733%，汽輪發(fā)電機組絕對電效率提升了0.2663%，汽輪發(fā)電機組熱耗率的減少了43.800382kJ/kWh，汽輪發(fā)電機組汽耗率減少了0.011321對于示例采用汽輪機組的實際情況，其擬定的系統(tǒng)邊界條件為：主蒸汽壓力為24.4MPa，主蒸汽溫度為566℃，再熱蒸汽冷段壓力為4.053MPa，再熱蒸汽冷段溫度為303.5℃，熱段壓力為3.648MPa，熱段溫度為566℃，機組出力為600MW，背壓為5.4kPa。經(jīng)