660MW凝汽式机组全厂原则性热力系统计算

1、本科毕业设计（论文）660MW凝汽式发电机组热力系统的设计学院：材料与能源学院专业：热能与动力工程（热电工程方向）年级班别：2007级（1）班姓名：林学号：38指导教师：柯秀芳副教授2011年5月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

2、，及一级除氧器。主蒸汽初参数：16.68Mpa,538C，再热蒸汽参数：3.232Mpa,538C，排汽压力4.4kpa。热经济性指标：全厂效率40.50%，发电标准煤耗0.29504kg/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，汽轮机不得用于商业用途AbstractHigh-powerandhighparametersofcondensingunitisthemainofthenewthermalpowerunits.Athermalsystemofasubcritical660MWcondensingunitisdes

3、ignedinthispaper.Thebaselessthermalsystemsandthermaleconomyisdesignedandcalculated.AndbaselessThermalsystemdiagramandComprehensiveThermalsystemdiagramisdrew.A2208t/hofnaturalcirculationdrumboilerproducedbyGermanBABCOCKisselectedforthisunit.Theturbineissubcriticalpressure,onereheat660MWCondensingStea

4、mTurbineproducedbyGE.Thereareatotalofeightlevelsteamextraction.Includingthreehigh-pressureheater,fourlowpressureheatersandadeaerator.Themainsteamparametersisasfollow:16.68Mpa,538C,reheatsteamparameters:3.232Mpa,538C.Exhauststeampressure4.4kpa.ThermalEconomyindexisasfollow:Theefficiencyofthewholeplan

5、t40.50%;Generationstandardcoalconsumption0.29504kg/kWh.Calculationerrorsisasfollow:Throttleflowerror0.901%,Counter-balancecheckingerror0.55%.Keywords：PowerPlant，ThermalSystem，Boiler，SteamTurbine目录1 绪论错误！未定义书签2 热力系统与机组资料错误！未定义书签2.1.热力系统简介错误！未定义书签2.2.原始资料错误！未定义书签3 热力系统计算错误！未定义书签3.1.汽水平衡计算错误！未定义书签3.2.汽

6、轮机进汽参数计算错误！未定义书签3.3.辅助计算错误！未定义书签3.4.各加热器进、出水参数计算错误！未定义书签3.5.高压加热器组抽汽系数计算错误！未定义书签3.6.除氧器抽汽系数计算错误！未定义书签3.7.低压加热器组抽汽系数计算错误！未定义书签3.8.凝汽系数计算错误！未定义书签3.9.汽轮机内功计算错误！未定义书签3.10.汽轮机内效率、热经济指标、汽水流量计算错误！未定义书签3.11.全厂性热经济指标计算错误！未定义书签4 反平衡校核错误！未定义书签5 辅助系统设计、选型错误！未定义书签5.1.主蒸汽系统错误！未定义书签5.2.给水系统错误！未定义书签5.3.凝结水系统错误！未定义书

7、签5.5.旁路系统错误！未定义书签5.6.补充水系统错误！未定义书签5.7.阀门错误！未定义书签6 结论错误！未定义书签参考文献错误！未定义书签致谢错误！未定义书签仅供个人参考1 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

8、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

9、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

10、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. Forpersonaluseonlyinstudyandresearch;notforcommercialuse2.2. 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，超临界机不得用于商业用途仅供个人参考组初温可达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，

11、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/kWh3. 采用高性能汽轮机Forpersonaluseonlyinstudyandresearch;notforcommercialuse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

12、，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

13、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%24.6Mpa538/538

14、C,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,

15、工作人员减少,发电成本降低。这充分显示了大机组的优势。不得用于商业用途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

16、加热器装设疏水冷却器，下端差均为5.5C。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

17、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

18、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=538C；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

19、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&tic5.55.55.55.55.55.55.55.5水侧压力pwMPa21.4721.4721.470.9162.7582.7582.7582.7582. 最终给水温度t=274.8C；fw3. 给水泵出口压力p=21.47MPa，给水泵效

20、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BABCOCK-2208t/h一次中间再热、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=541C；额定再热汽温t=541C；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

21、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=20C；ma7. 厂用点率8=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3397.2339

22、7.21205.23395.33395.33024.3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.

23、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=0.01622LL0锅炉排污系数a=D/D=15000/2033724=0.007376blbl0取D=40%D=6000，D=60%D=9000fblblbla=40%a=0.002950fbla=60%a=0.004425blbl故预选D=2033724kg/h进行计算，最后校0图3.1全厂汽水平衡扩容器工作压力1.55Mpa扩容蒸汽焓h；=2792.0kj/kg，扩容蒸汽送进除

24、氧器。扩容饱和水焓h=851.7kj/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=0.01082pl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=0.03147maplblL3.1.2.给水系数afwa=a+a+a-a=1+0.01622+0.004425-0.03257=0.9945fw0Lblsp3.1.3.各小汽流量系数asg,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

25、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34743169316984.13397.23154.73

26、154.73154.73154.73.2. 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。0主汽门后压力p=(1-5p)p=(1-0.04)16.68=16.013Mpa。010由p=16.013Mpa,h=h=3398.8kj/kg，查表，得主汽门后汽温t=535.3C3.1.2.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=3539.4kj/kg。rh中联门后再热汽压p=(1-5p)p=(1-0.02)3.323=3

27、.257Mpa。rh2rh同p=3.257Mpa，h=h=3539.4kj/kg，查水蒸所性质表，得中联门后再热汽温rhrhrht=537.7Crh3.3. 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aihi0.649793.1213

28、73.824752.133212.6494112.37854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=30.6Ccc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-

29、s图上绘制出汽轮机的汽态膨胀过程线，见图3.2忽耳劭W/?8=0.019A=000图3.2汽轮机的汽态膨胀过程线6=190.9+J=3027.1=0.964血4=2*9*5=257.0血5=加旳和戸=141和.=27163.4. 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-Ap)p=(1-0.03)*5.945=5.767Mpa1 11式中p第一抽汽口压力；pi抽汽管道相对压损；由p=5.767Mpa，查水蒸所性质表得加热器饱和温度t=273.0OCs1Hi出水温度t:w,1t=t-6t=273.0-(-1.7)=274.7Cw,1s1式中6t加热器上端差。Hl

30、疏水温度t:d,1t=t+6t=2435+55=249.0Cd,lw,ll式中6t加热器下端差，6t=55Cllt进水温度，其值从高压加热器H2的上端差6t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=1056.6kj/kgw,1ww,1由t=249.0C,p=5.767Mpa,查得Hl疏水比焓h=1080.9kj/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-Ap)p=(

31、1-0.03)*3.668=3.558Mpa2 22式中p第二抽汽口压力；2p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=243.5Cs2H2出水温度t:w,2t=t-6t=243.5-0=243.5Cw,2s2式中6t加热器上端差。H2疏水温度t:d,2t=t+6t=2067+55=2122Cd,2w,22式中6t加热器下端差,6t=55C22t进水温度，其值从高压加热器H3的上端差6t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

32、,查得H2进水比焓h=890.4kj/kgw,2ww,2由t=249.0C,p=3.558Mpa,查得H2疏水比焓h=908.2kj/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-Ap)p=(1-0.03)*1.776=1.722Mpa3 33式中p第三抽汽口压力；3 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=204.9OCs3H3出水温度t：w,3t=t-6t=204.9-(-1.7)=206.7Cw,3s3式中6t加热器上端差。H3疏水温度t:d,3t=t+6t=177.0+

33、5.5=182.5OCd,3w,33式中6t加热器下端差，6t=5.5OC33t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=761.0kj/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:4p=(1仏p)p=(1-0.05)*0.964=0.916Mpa4 4

34、4式中p第四抽汽口压力；4 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=176.1Cs4H4出水温度t:w,4式中6t加热器上端差。t=t-6t=176.1-0=176.1Cw,4s4H4疏水温度t:d,4=t+6t=141.1+0=141.1Cd,4w,44差，6t=0C4进水温度，其值从低压加热器H5的上端差6t计算得到。t式中6t加热器下端差4tw,4已知加热器水侧压力p=0.916Mpa,由t=176.1C，查得H4出水比焓w,4h=746.0kj/kgw,4p=0.916Mpa,查得H4进水比焓h=594.4kj/kgww,4p=0.916Mpa

35、，查得H4疏水比焓h=594.4kj/kgo4d,4由t=141.1Cw,4由t=141.1C，d,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-Ap)p=(1-0.03)*0.416=0.404Mpa4 55式中p第五抽汽口压力；p5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=144.0Cs5H5出水温度t:w,5t=t-6t=144.0-2.8=141.1Cw,5s5式中6t加热器上端差。H5疏水温度t:d,5t=t+6t=120.3+5.5=125.8Cd,5w,55式中6t加热器下端差，6t=5.5C

36、55t进水温度，其值从低压加热器H6的上端差6t计算得到。w,5已知加热器水侧压力p=2.758Mpa，由t=141.1C，查得H5出水比焓ww,5h=595.6kj/kgw,5仅供个人参考由t=120.3OC,p=2.758Mpa，查得H5进水比焓h=507.0kj/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-Ap)p=(1-0.03)*0.226=0.219Mpa5 66式中p第六抽汽口压力；6 p抽汽管道相对压损；

37、6由p=0.219Mpa,查水蒸所性质表得6加热器饱和温度t=123.1ocs6H6出水温度t：w,6t=t-6t=123.1-2.8=120.3Cw,6s6式中6t加热器上端差。H6疏水温度t：d,6t=t+6t=98.4+5.5=103.9oCd,6w,66式中6t加热器下端差,6t=5.5oC66t进水温度，其值从低压加热器H7的上端差6t计算得到。w,6已知加热器水侧压力p=2.758Mpa，由t=120.3C，查得H6出水比焓ww,6h=507.0kj/kgw,6由t=98.4C，p=2.758Mpa,查得H6进水比焓h=414.2kj/kgw,6ww,6由t=103.9C，p=0.

38、219Mpa，查得H6疏水比焓h=435.5kj/kgod,66d,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仏p)p=(1-0.03)*0.109=0.106Mpa6 77式中p第七抽汽口压力；7 p抽汽管道相对压损；7不得用于商业用途仅供个人参考由p=0.106Mpa，查水蒸所性质表得7加热器饱和温度t=101.2OCs7H7出水温度t:w,7t=t-6t=101.2-2.8=98.4Cw,7s7式中6t加热器上端差。H7疏水温度t:d,7式中6t7t=t+6t=56.3+5.5=61.8OCd,7w,77加热器下端差，6t=5.

39、5OC7进水温度，其值从低压加热器H8的上端差6t计算得到。tw,7已知加热器水侧压力p=2.758Mpa，由t=98.4C，查得H7出水比焓h=414.2kj/kgw,7由t=56.3OCw,7由t=61.8C,d,7w,7p=2.758Mpa,查得H7进水比焓h=238.0kj/kgww,7p=0.106Mpa,查得H7疏水比焓h=258.7kj/kg。至此，低压加热器H7的进7d,7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-Ap)p=(1-0.03)*0.0197=0.0191Mpa7 88式中p第八抽汽口压力；8p抽汽管道相对压损；8由p=0.0191

40、Mpa，查水蒸所性质表得8加热器饱和温度t=59.1Cs8H8出水温度t:w,8t=t-6t=59.1-2.8=56.3Cw,8s8式中6t加热器上端差。H8疏水温度t:d,8t=t+6t=32.8+5.5=38.3Cd,8w,88式中6t加热器下端差，6t=5.5C88进水温度，其值从轴封加热器H的上端差6t计算得到。sgtw,8已知加热器水侧压力p=2.758Mpa，由t=56.3C，查得H8出水比焓w,8h=237.9kj/kgw,8由t=32.8Cw,8由t=38.3Cd,8p=2.758Mpa,查得H8进水比焓h=139.9kj/kgww,8p=0.0191Mpa，查得H8疏水比焓h

41、=160.4kj/kgo8d,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ts273.0243.5205.0

42、176.1143.9123.1101.259.1水侧水侧压力Pw21.4721.4721.470.9162.7582.7582.7582.7582.758加热侧上端差6t-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.

43、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1高压加热器H1的抽汽系数a:aC-h0.9945x(1204.8-1056.6)10八八“a二fw,1w,2h=0.071431h-h3144.2-1080.91d,1高压加热器H1的疏水系数a:d,1a=a=0.07143d,113.5.2.由高压加热器H

44、2热平衡计算a、a2rh高压加热器H2的抽汽系数a:2不得用于商业用途aGh)耳一aGh)fWw,2w,3hd,1d,1d,22hh2d,20.9945x(1056.6-890.4)1.00.07143x(1080.9-908.1)/=0.072183027.1-908.1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-arh12sg,2sg,4sg,5sg,6sg,7=1-0.07143-0.07218-0.0001912-0.001429-0.001032-0.001591-0.0

45、01264=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+pgH=0.916+975*10-6*9.8*22.4=1.130Mpapu4pu式中p除氧器压力，Mpa；4P除氧器至给水泵水的平均密度，kgm3。给水泵内介质平均压力仏p=0.5*(p+p)=0.5*(21.47+1.130)=11.30Mpapjpupu给水泵内介质平均比焓h:pj取h=h=746.0kjkgpjpu根据p=11.30Mpa和h=746.0kj:kg查得:pjp/一给水泵内介质平

46、均比容v=0.001112mkgpu除氧器*给水泵介质焓升Ppuvt=h-h=pupupupupup)X103pu给水泵%仅供个人参考5不得用于商业用途0.001112x(21.47-1.130)x103両=27.3kJkg给水泵出口焓h:puh=h+t=746.0+27.3=773.2kjkgpupupu高压加热器H3的抽汽系数a:3h)耳ahh)puhgd,3-hh3d,3图3.3给水泵焓升示意图aha二一fw30.9945x(890.4-773.2)1.00.14362x(908.1-770.6):=0.037493352.2-770.6高压加热器H3的疏水系数a：d,3=a+a=0.1

47、4362+0.03749=0.1811d,2ad,33.6.除氧器抽汽系数计算除氧器出水流量Q:c,4a=a+a=0.99447+0.0=1.02704c,4fwsp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为未知。但c,5利用简捷算法可避开求取a。c,5图3.4除氧器热平衡和物质平衡a二ah-h)vqa4c,4w,4w,5hd,3:H)a(HH)a(Hh)d,3w,5sg,4sg,4w,5sg,6sg,6w,5a(hh)a(hh)hhsg,10sg,10w,5sg,12sg,12w,54w,5=1.02704x(746.0-594.4)0.18110x(770.6

48、-595.6)0.001430x(3395.3-595.6)0.0015x931024-.5395).60.0013x63947-4595).60.03235x(697595M169-5095)6=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a仅供个人参考低压加热器H5的出水系数a:c, 5a=a-a-a-a-a-a-ac,5c,4d,34sg,4sg,6sg,10sg,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:5aCh)打0.76

49、688x(595.6-507.01.0八心”宀a二亠w5gh=0.027735hh2978.5-528.75 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:6aGh)耳一aGh)a=Wr6w,7hd5d5d,66hh6 d,6=0.76688x(507.0-414.2)100.02773x(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=0.05611d,6d,563.7.3.由低压加热器H7热平衡计算a

50、7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:7h)d7-aa二一7Ch)耳ahd,6hh7 d,70.76667x(414.2-239.5)1.00.05610x(435.5-258.7)0.002862x(3154.7258.7)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