【蒸汽冷却器在600MW三缸四排汽凝汽式机组中的应用效果实证探究（论文）14000字】

蒸汽冷却器在600MW三缸四排汽凝汽式机组中的应用效果实证研究目录TOC\o"1-2"\h\u16081.引言 333551.1研究背景 3284641.2研究现状 4128521.3本文研究内容 516752.计算模型 533552.1无蒸汽冷却器超临界机组系统 5284642.2有蒸汽冷却器超临界机组系统 6260643.计算验证 633553.1无蒸汽冷却器600WM三缸四排汽凝汽式机组经济性指标 6284643.2有蒸汽冷却器600WM三缸四排汽凝汽式机组经济性指标 18219754.计算结果分析 29133615.结论 3133555.1全文结论 31284645.2研究展望 32摘要自从电力作为能源资源被应用以来，各种类型的发电厂应运而生，服务于社会大众。随着发电技术的成熟，人们逐渐认识到最原始的火力发电技术对生态环境的危害，但是目前火力发电作为最稳定的发电形式之一无法被其他类型的发电比如水电、核电、风电等完全替代，人们便开始从火力发电机组系统入手对其进行改造，使得可以提升其效能，于是火力发电走向了高参数大容量的发展方向，我国更是通过一系列的政策限制小型发电厂的发展从而提高整体发电效能，减少污染。但发电机组走向高参数和大容量势必会导致能量的不可逆性损失过大，为了在此基础上兼顾经济性的同时提升效能减少损失，蒸汽冷却器就被应用到火力发电机组中，蒸汽冷却器是一种将过热的回热抽汽与锅炉给水换热，在将抽汽送往高压加热器的一种换热器，一般加装蒸汽冷却器可以提升发电机组电效率0.1%~0.5%，本文是将600MW三缸四排汽凝汽式机组为例，探讨蒸汽冷却器在提升效能方面的作用。关键词：超临界机组、蒸汽冷却器、经济性引言1.1研究背景现如今，我国的能源结构仍以煤炭为主，火力发电厂煤炭的消耗量占我国煤炭产量的一半以上。但是火力发电厂的热经济效能总体上仍然较低，因此进一步的提高燃煤发电机组的热经济效能成为了火力发电领域急需解决的问题，这也是实现我国能源结构可持续发展以及实现碳中和的一项重要课题。对于超临界再热火力发电机组而言，汽轮机高压缸的排汽经过再热后的温度较高，进而导致汽轮机回热机组系统中的中压缸抽汽蒸汽过热度较高，蒸汽过热度较高的中压缸抽汽与低温锅炉给水进行换热时的不可逆的损失将会增大，造成“高能低用”，影响发电机组的热经济性。随着我国燃煤发电机组的单机容量持续提升，锅炉供给汽轮机的主蒸汽及再热蒸汽的温度也随之提高，继而导致再热后的第一级抽汽（总体一般是第三段抽汽）温度过高，对于二次再热发电机组，再热后的第一级抽汽温度一般可以达到520℃，再热蒸汽的过热度可以达到240～310Ｋ，而该段的蒸汽加热给水温度一般在300℃以下，与“温度梯级利用”原则严重不符。且过热度较大，降低了蒸汽的使用品质。并且与我国发电机组单机容量与装机容量持续提升相反的是近些年来，我国用电量在时间上越来越不均，昼夜用电峰谷差持续增大，同时伴随着风电、水电、光伏等不稳定性较大的可再生清洁能源的装机容量快速提升，越来越需要大量燃煤发电机组参与深度发电调峰，因而导致低负荷节能及宽负荷脱硝逐渐成为当前所面临的一个问题。在大型热力发电机组中，高压加热器以是汽轮机最为重要辅助设备之一。一旦高压加热器停运，除氧器进入锅炉中的给水温度将大大降低，从而增加了燃料的消耗量，热力发电厂的煤耗率也将大幅增加。此外，一般热力发电厂布置有三级高压加热器，但是给水经过高温高压蒸汽经过三级高压加热器后仍然具有极大的过热度，仍然有很大的利用价值，如果在一级加热器后加装蒸汽冷却器，发电厂的经济性将大大增加。因此为了降低热力发电厂的单位发电煤耗率，我们采用在热力发电厂运行机组中加装蒸汽冷却器的方法，用高压加热器后的高温蒸汽再次加热锅炉给水，其中用高加系统出口水来吸出这一级部分抽汽热量，叫蒸汽冷却器系统。例如超临界机组再热后第一级抽汽过热度一般较高，需要考虑回收利用。本题目研究把蒸汽冷却器看做是再热器一部分的可行性，与常规方法、热平衡方法进行比较。学习国内外现行的蒸冷器设计形式、结构、排列方式等，掌握超临界机组蒸汽冷却器系统各能级经济性的计算方法。本课题主要对比超临界机组加装蒸汽冷却器与未加装蒸汽冷却器的发电量煤耗率对比，探究蒸汽冷却器对煤耗率的改善。同时，蒸汽冷却器所采用的材料和设计结构，蒸汽冷却器在热力发电厂中的连接方式也会对蒸汽冷却器的效率以及热力发电厂的经济性产生影响，对于不同形式的热力发电厂采用不同的蒸汽冷却器布置连接方式会产生不同的效果。本研究主要对比的是串联连接蒸汽冷却器与不加装蒸汽冷却器的超临界机组系统经济性。此外，通过此课题结合MATLAB以及CAD，采用热平衡法对超临界机组有无蒸汽冷却器的系统经济性进行计算，分析蒸汽冷却器在超临界机组系统经济性中的重要性。随着碳中和的提出以及呼声越来越高，节能在各行各业越来越重要，在热力发电行业，采取一些措施减少单位发电煤耗率亦尤为重要，本课题通过研究蒸汽冷却器在热力发电厂节能中的作用，深入浅出，为笔者以后从事相关工作积累实战经验。同时，在研究装备蒸汽冷却器对超临界机组节能的作用时，查阅资料了解蒸汽冷却器的结构、连接方式等对不同机组在不同工况下的经济性能影响，拓展对蒸汽冷却器在热力发电厂中节能的认知。1.2研究现状目前在大型热力发电机组中，高压加热器系统是汽轮机最为重要辅助设备之一。然而一旦高压加热器发生停运事故，从除氧器进入到锅炉的给水温度将大幅降低，这样就导致了燃料的消耗量的增加，热力发电的煤耗率也将出现大幅度的增加。并且现阶段的火力发电机组脱硝系统SCR催化剂的活性温度一般都保持在280℃以上，这就导致过低的锅炉给水温度使SCR催化剂难以继续工作。因此，一旦高压加热器发生停运事故，热力发电的整个机组都将面临停机风险。并且随着各大电力公司对火力发电机组效率的要求逐步提高，原来的3级高压加热回热系统的基础上增加3号高压加热器外蒸汽冷却器的方案被逐步应用于热力发电厂机组系统当中去。下面简述关于蒸汽冷却器（简称蒸冷器）的工作原理，蒸汽冷却器是利用汽轮机系统作功后的抽汽来加热锅炉给水，利用收集抽气蒸汽本身较高的过热度，来加热末级高压加热器后的蒸汽冷却器或与某台高压加热器并列设置蒸汽冷却器的给水，提高锅炉给水的温度，进而提高热力发电机组整体的经济性，从而实现减少换热端差，提高给水品位，进而提髙最终进入热力发电机组中锅炉的给水温度。其中，在发电机组中装备外置式蒸汽冷却器是有效降低回热抽汽过热度的一种方法，这种方案的优势比较明显，技术难度比较低，而且可有效利用相应的抽汽级抽汽的过热度，进而得到理想的节能效果。正如上文所述，当燃煤发电机组越来越多的参与到调峰发电时，其发电机组负荷会频繁发生变化，进而导致回热抽汽的过热度频繁变化，因此，在我国现阶段的发电大环境以及未来的发电趋势来看，在现在及未来几十年内，如何提高燃煤发电机组在变负荷运行工况下的过热度利用率就成为一个重要的课题。随着新材料技术和材料表面处理技术的不断发展，在原有基础上更深一层次的提高蒸汽初参数成为提升机组热效率的重要研究课题之一，这也就导致出现了一些连锁问题。目前应用于热力发电机组中的蒸汽冷却器可以分为内置式蒸汽冷却器和外置式蒸汽冷却器。一部分现代的大型燃煤发电厂使用的是内置式蒸汽冷却器的再热机组，随着进入汽轮机的主蒸汽温度、压力的进一步升高，再热后汽轮机组中压缸抽汽的过热度（一般是汽轮机组的第三级）会进一步升高，一般高于前两级的抽汽温度，然而内置式蒸汽冷却器无法充分利用蒸汽过热度，一般经过再热之后的第一级抽汽过热度（一般是汽轮机组中的第三级）高达200℃以上。根据工程热力学知识，当进行换热的两流体温差过大时，其效率是比较底下的，造成高能低用的情况，从而极大影响到发电机组的热经济性。内置式蒸汽冷却器一般加装于高压加热器给水的出口末端，可以理解它作为高压加热器蒸汽过热段使用。由于这些原因，内置式蒸汽冷却器对蒸汽过热度利用率不是很高，内置式结构产生的原因，主要是节省材料，需要装备的设备数量较少，且回热系统的设计比较简单。对内置式蒸汽冷却段的高压加热而言，很难继续降低上端差，这就导致内置式的布置很难继续提升锅炉给水温度。且内置式蒸冷器只是利用过热蒸汽的过热度，其带来经济效益比较小，仅仅可以提高0.15％-0.2％。而外置式蒸汽冷却器在结构上被设计为单独存在的过热器，加装在锅炉回热系统中，可以充分利用已经在汽轮机作功的过热蒸汽的过热度，可有效避免冷热介质间由于温差过大而引起的换热管等部件产生热应力，同时外置式蒸汽冷却器还可以提高平均吸热温度。在结构上外置式相对于内置式蒸汽冷却段结构而言，外置式蒸汽冷却器的设置更为灵活，虽然外置式蒸汽冷却器增加了材料的投入使用以及热力发电机组回热系统设备的数量，但它提升给水温度比内置式要高，综合以上这些观点，外置式蒸汽冷却器系统的热经济性比内置式要好，因此，目前运行的热力发电超临界机组一般都采用外置式蒸汽冷却器来提高机组的热效率。1.3本文研究内容本课题主要综合分析蒸汽冷却器在热能发电机组中的连接方式以及蒸汽冷却器的工作原理等，分析超临界机组系统在设置蒸汽冷却器和不设置蒸汽冷却器各自的热经济性以及蒸汽冷却器的结构、布置方式不同对超临界机组系统热经济性的影响。本文对比主题使用热平衡法进行计算超临界机组的热经济性指标并得到得到设置蒸汽冷却器和不设置蒸汽冷却器热力发电厂的效能以及其他热经济性指标，并进行对比得到蒸汽冷却器在提高热力发电厂效能的能力大小，在研究过程中增强对燃煤发电机组的理性认识，并随着课题深入逐步掌握MATLAB的编程计算能力。在完成研究计算同时，综合本科所学的专业知识，增强思考水平和深度，培养在老师指导下自己解决实际问题的能力。学习电站热力系统节能分析方法和常用软件（MATLAB、OFFICE、CAD)等。运用所学的关于热力发电厂的知识，查阅相关文献书书籍，在深刻了解该方面研究进度的情况下，计算比较热力发电厂在设置蒸汽冷却器和不设置蒸汽冷却器下的热经济性，并了解热平衡发和MATLAB计算的异同。计算模型2.1无蒸汽冷却器超临界机组系统2.2有蒸汽冷却器超临界机组系统计算验证3.1无蒸汽冷却器600WM三缸四排汽凝汽式机组经济性指标计算超临界压力600MW三缸四排汽凝汽式机组在设计工况下的热经济指标。已知：汽轮机类型：N600-24.2/566/566；蒸汽初参数：p0=24.2MPa,t0=566℃,Δp0=0.515MPa,再热蒸汽参数；冷段压力prℎin=4.053MPa，冷段温度trℎin=303.5℃，热段压力prℎout=3.848MPa,热段温度trℎ排汽压力：p2排汽参数以及轴封参数见表1和表2.给水泵出口压力pPu=30.38MPa，凝结水泵出口压力为1.84MPa，机械效率以及发电效率取ηm=0.99和汽动给水泵用汽系数ɑpu表1：N600-24.2/566/566型三缸四排汽凝汽式机组回热抽汽点及凝汽器参数加热器编号H1H2H3（HD）H4C抽汽压力pj6.0034.0531.8270.9410.0054抽汽温度tj（℃353.4303.5456.4360.9x=0.917加热器编号H5H6H7H8抽汽压力pj0.3890.10330.04610.0191抽汽温度tj（℃253.9121.5x=0.98x=0.953表2：N600-24.2/566/566型三缸四排汽凝汽式机组回热系统利用的轴封蒸汽参数项目ɑɑɑ来源高中压缸之间漏气高压门杆漏气低压缸后轴封漏气轴封汽量（ɑsg0.00290.00010,。0007轴封汽比焓ℎsg（kJ/kg3323.83396.02716.2去处H2SGSG图1超临界压力600WM三缸四排汽式机组原则性热力系统计算图解：1.整理原始资料（1）根据已知参数p、t在h-s图上画出汽轮机蒸汽膨胀过程线（见图2），得到新蒸汽焓ℎ0、各级抽汽焓ℎj以及排汽焓ℎc，以及再热蒸汽比焓升qrℎ。也可以根据p、t查水蒸气表得出上述焓值。ℎ0=3396.0kJ/kg，ℎrℎin=2970.3kJ/kg，ℎrℎout=3598.2kJ/kg，qrℎ表3：N600-24.2/566/566型三缸四排汽机组回热系统计算点参数项目单位H1H2H3H4（HD）H5H6H7H8SGC数据来源加热蒸汽抽汽压力pMPa6.0034.0531.8270.9410.3890.10330.04610.01910.0054已知抽汽压损Δp%33555555已知加热器汽测压pMPa5.8233.9311.7360.8940.36980.09820.04380.01820.098pj'=（1−Δ抽汽焓ℎkJ/kg3055.42970.33373.63182.62972.92719.22593.02501.12362.1（ℎc查水蒸气表轴封汽焓ℎkJ/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被加热水加热器端差θ℃-1.70002.82.82.82.80已知加热器出口水温t℃275.3249.8205.3175.1138.096.375.355.235.3t加热器水侧压力pMPa30.3830.3830.380.8941.841.841.841.841.84已知加热器出口水焓ℎkJ/kg1206.91085.1888.2741.7581.6403.6315.1231.2143.5由pw、疏水疏水冷却器端差υ℃5.65.65.65.65.65.65.6疏水冷却器出口水温t℃254.9210.9185.9101.980.960.840.9td疏水冷却器后疏水焓ℎkJ/kg1109.6901.8789.3427.0338.4254.4171.3由pj'、2.计算回热抽汽系数与凝气系数采用相对量法进行计算。（1）1号高压加热器（H1）由H1的热平衡式求ɑɑ1（ℎ1−ℎɑ解得ɑ1=H1的疏水系数ɑd1（2）2号高压加热器（H2）ɑɑ==0.086404H2的疏水系数ɑd2=ɑ再热蒸汽系数ɑrℎ=1−ɑ（3）3号高压加热器（H3）先计算给水泵的焓升ℎwpu。设除氧器的水位高度为20m，则给水泵的进口压力为pin=20×0.0098+0.894=1.09（MPa），则给水的平均比体积为Ʋav=0.0011ℎ==38.8(kJ/kg)由H3的热平衡式得ɑɑ==0.035456H3的疏水系数ɑd3=ɑ除氧器HD第四段抽汽ɑ4由除氧器加热蒸汽ɑ4′ɑ由除氧器的物质平衡可知除氧器的进水系数ɑc4ɑc4=由于除氧器的进出口水量不等，ɑc4是未知数。为避免在最终的热平衡式中出现两个未知数，可先不考虑加热器的效率ηh，写出除氧器的热平衡式：ℎ将ɑc4的关系代入，整理成以进水焓ℎw5为基准，并考虑η（ɑ==0.047163ɑc4=1−ɑd3−ɑ4=ɑ4′（5）5号高压加热器（H5）直接由H5的热平衡式可得ɑɑ5（ℎ5ɑ==0.054016H5的疏水系数ɑd5（6）6号高压加热器（H6）同理，有ɑɑ==0.026708H6的疏水系数ɑd6=ɑd5+（7）7号高压加热器（H7）ɑɑ==0.024817H7的疏水系数ɑd7=ɑd6+（8）8号低压加热器（H8）与轴封加热器（SG）图3H8的计算用图为了计算方便，将H8与SG作为一个整体考虑，采用图3所示的热平衡范围来列出物质平衡和热平衡式。由热井的物质平衡式可得ɑ根据吸热量=ɑc4hw8将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）凝气系数ɑc由热井的物质平衡计算ɑɑ=0.764848−0.105541−0.0001−0.0007−0.022872−0.052=0.583635由汽轮机通流部分物质平衡来计算ɑcɑc=1−(0.063229+0.086404+0.035456+0.099163+0.054106+0.026708+0.024817+0.022872+0.0029+0.0001+0.0007=0.583635两者计算结果相同，表明以上计算正确。3.新汽量D0根据抽汽做功不足多耗新汽的计算式来计算DD0=（1）计算D凝气的比内功ɯic=ℎ0D==1328.8711（t/h）（2）计算D各级抽汽做功不足系数YjYYYYYYYYYYY于是抽汽做功不足汽耗增加系数β为β则汽轮机新汽耗量为D0=ɑjℎ表4：ɑjɑℎɑYɑDjɑ1ℎ1ɑ1Y1ɑ1D1ɑ2ℎ2ɑ2Y2ɑ2D2ɑ3ℎ3ɑ3Y3ɑ3D3ɑ4ℎ4ɑ4Y4ɑ4D4ɑ5ℎ5ɑ5Y5ɑ5D5ɑ6ℎ6ɑ6Y6ɑ6D6ɑ7ℎ7ɑ7Y7ɑ7D7ɑ8ℎ8ɑ8Y8ɑ8D8ɑcℎcɑc————Dcɑsg1ℎjɑsg1Ysg1ɑsg1Dsg1ɑsg2ℎjɑsg2Ysg2ɑsg2Dsg2ɑsg2ℎjɑsg3Ysg3ɑsg3Dsg3————ɑℎ——ɑYD0（3）功率校核1kg新汽比内功ɯi（其中ɑɯi==3396.0+0.847367×627.9−2630.294608=1297.767131（kJ/kg）据此，可得此汽轮发电机的功率PePe=1701.627417×1297.767131×0.99×0.988/3600=599.999493(MW)计算误差

∆误差非常小，在工程允许范围内，表示上述计算正确。4.热经济指标计算1kg新汽的比热耗q=3396.0=2721.161739（kJ/kg）汽轮机绝对内效率ηη汽轮发电机组绝对电效率ηη汽轮发电机组热耗率qq=汽轮发电机组汽耗率dd=5.各汽水流量绝对值计算由Dj=3.2有蒸汽冷却器600WM三缸四排汽凝汽式机组经济性指标计算超临界压力600MW三缸四排汽凝汽式机组在设计工况下的热经济指标。已知：汽轮机类型：N600-24.2/566/566；蒸汽初参数：p0=24.2MPa,t0=566℃,Δp0=0.515MPa,再热蒸汽参数；冷段压力prℎin=4.053MPa，冷段温度trℎin=303.5℃，热段压力prℎout=3.848MPa,热段温度trℎ排汽压力：p2排汽参数以及轴封参数见表1和表2.给水泵出口压力pPu=30.38MPa，凝结水泵出口压力为1.84MPa，机械效率以及发电效率取ηm=0.99和汽动给水泵用汽系数ɑpu表1：N600-24.2/566/566型三缸四排汽凝汽式机组回热抽汽点及凝汽器参数加热器编号H1H2H（HD）H4C抽汽压力pj6.0034.0531.8270.9410.0054抽汽温度tj（℃353.4303.5456.4360.9x=0.917加热器编号H5H6H7H8抽汽压力pj0.3890.10330.04610.0191抽汽温度tj（℃253.9121.5x=0.98x=0.953表2：N600-24.2/566/566型三缸四排汽凝汽式机组回热系统利用的轴封蒸汽参数项目ɑɑɑ来源高中压缸之间漏气高压门杆漏气低压缸后轴封漏气轴封汽量（ɑsg0.00290.00010,。0007轴封汽比焓ℎsg（kJ/kg3323.83396.02716.2去处H2SGSG图1超临界压力600WM三缸四排汽式机组原则性热力系统计算图解：1.整理原始资料（1）根据已知参数p、t在h-s图上画出汽轮机蒸汽膨胀过程线（见图2），得到新蒸汽焓ℎ0、各级抽汽焓ℎj以及排汽焓ℎc，以及再热蒸汽比焓升qrℎ。也可以根据p、t查水蒸气表得出上述焓值。ℎ0=3396.0kJ/kg，ℎrℎin=2970.3kJ/kg，ℎrℎout=3598.2kJ/kg，qrℎ表3：N600-24.2/566/566型三缸四排汽机组回热系统计算点参数项目单位H1H2H3H4（HD）H5H6H7H8SGC数据来源加热蒸汽抽汽压力pMPa6.0034.0531.8270.9410.3890.10330.04610.01910.0054已知抽汽压损Δp%33555555已知加热器汽测压pMPa5.8233.9311.7360.8940.36980.09820.04380.01820.098pj'=（1−Δ抽汽焓ℎkJ/kg3055.42970.33373.63182.62972.92719.22593.02501.12362.1（ℎc查水蒸气表轴封汽焓ℎkJ/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被加热水加热器端差θ℃-1.70002.82.82.82.80已知加热器出口水温t℃275.3249.8205.3175.1138.096.375.355.235.3t加热器水侧压力pMPa30.3830.3830.380.8941.841.841.841.841.84已知加热器出口水焓ℎkJ/kg1206.91085.1888.2741.7581.6403.6315.1231.2143.5由pw、疏水疏水冷却器端差υ℃5.65.65.65.65.65.65.6疏水冷却器出口水温t℃254.9210.9185.9101.980.960.840.9td疏水冷却器后疏水焓ℎkJ/kg1109.6901.8789.3427.0338.4254.4171.3由pj'、2.计算回热抽汽系数与凝气系数采用相对量法进行计算。（1）1号高压加热器（H1）由H1的热平衡式求ɑɑ1（ℎ1−ℎɑ解得ɑ1=H1的疏水系数ɑd1（2）2号高压加热器（H2）ɑɑ==0.098124H2的疏水系数ɑd2=ɑ再热蒸汽系数ɑrℎ=1−ɑ（3）3号高压加热器（H3）先计算给水泵的焓升Δℎwpu。设除氧器的水位高度为20m，则给水泵的进口压力为pin=20×0.0098+0.894=1.09（MPa），则给水的平均比体积为ƲavΔ==38.8(kJ/kg)由H3的热平衡式得ɑɑ由ɑscɑsc（ℎscɑ由于蒸汽冷却器没有疏水，其抽气量与3号高压加热器相同ɑℎ864.3解得ℎ3将ℎ3ɑH3的疏水系数ɑd3=ɑ除氧器HD第四段抽汽ɑ4由除氧器加热蒸汽ɑ4′ɑ由除氧器的物质平衡可知除氧器的进水系数ɑc4ɑc4=由于除氧器的进出口水量不等，ɑc4是未知数。为避免在最终的热平衡式中出现两个未知数，可先不考虑加热器的效率ηh，写出除氧器的热平衡式：ℎ将ɑc4的关系代入，整理成以进水焓ℎw5为基准，并考虑η（ɑ==0.048864ɑc4=1−ɑd3−ɑ4=ɑ4′（5）5号高压加热器（H5）直接由H5的热平衡式可得ɑɑ5（ℎ5ɑ==0.053263H5的疏水系数ɑd5（6）6号高压加热器（H6）同理，有ɑɑ==0.026336H6的疏水系数ɑd6=ɑd5+（7）7号高压加热器（H7）ɑɑ==0.024472H7的疏水系数ɑd7=ɑd6+（8）8号低压加热器（H8）与轴封加热器（SG）为了计算方便，将H8与SG作为一个整体考虑，采用图3所示的热平衡范围来列出物质平衡和热平衡式。由热井的物质平衡式可得ɑ根据吸热量=ɑc4hw8将ɑc+ɑpuɑ8图3H8的计算用图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）凝气系数ɑc由热井的物质平衡计算ɑɑ=0.754191−0.104071−0.0001−0.0007−0.022541−0.052=0.574779由汽轮机通流部分物质平衡来计算ɑcɑc=1−(0.063229+0.098124+0.032692+0.100864+0.053263+0.026336+0.024472+0.022541+0.0029+0.0001+0.0007=0.574779两者计算结果相同，表明以上计算正确。3.新汽量D0根据抽汽做功不足多耗新汽的计算式来计算DD0=（1）计算D凝气的比内功ɯic=ℎ0D==1328.8711（t/h）（2）计算D各级抽汽做功不足系数YjYYYYYYYYYYY于是抽汽做功不足汽耗增加系数β为β则汽轮机新汽耗量为D0=ɑjℎ（3）功率校核1kg新汽比内功ɯi（其中ɑɯi=ℎ0+q=3396.0+0.847367×627.9−2600.492236−24.600676=1302.969427（kJ/kg）据此，可得此汽轮发电机的功率PePe=1685.740726×1302.969427×0.99×0.988/3600=596.780526(MW)计算误差

∆误差非常小，在工程允许范围内，表示上述计算正确。表4：ɑjɑℎɑYɑDjɑ1ℎ1ɑ1Y1ɑ1D1ɑ2ℎ2ɑ2Y2ɑ2D2ɑ3ℎ3ɑ3Y3ɑ3D3ɑ4ℎ4ɑ4Y4ɑ4D4ɑ5ℎ5ɑ5Y5ɑ5D5ɑ6ℎ6ɑ6Y6ɑ6D6ɑ7ℎ7ɑ7Y7ɑ7D7ɑ8ℎ8ɑ8Y8ɑ8D8ɑcℎcɑc————Dcɑsg1ℎjɑsg1Ysg1ɑsg1Dsg1ɑsg2ℎjɑsg2Ysg2ɑsg2Dsg2ɑsg2ℎjɑsg3Ysg3ɑsg3Dsg3————ɑℎ——ɑYD04.热经济指标计算1kg新汽的比热耗q=3396.0=2716.561739（kJ/kg）汽轮机绝对内效率ηη汽轮发电机组绝对电效率ηη汽轮发电机组热耗率qq=汽轮发电机组汽耗率dd=5.各汽水流量绝对值计算由Dj=计算结果分析4.1计算结果分析加装蒸汽冷却器之前的热力发电机组1kg新汽的比热耗q0=2721.161739kJ/kg加装蒸汽冷却器后热力发电机组1kg新汽的比热耗减少量Δq0加装蒸汽冷却器之前的汽轮机绝对内效率ηi加装蒸汽冷却器之后的汽轮机绝对内效率ηi加装蒸汽冷却器后的汽轮机绝对内效率的提升量Δη加装蒸汽冷却器之前的汽轮发电机组绝对电效率ηe加装蒸汽冷却器之后的汽轮发电机组绝对电效率ηe加装蒸汽冷却器后的汽轮发电机组绝对电效率的提升量Δη加装蒸汽冷却器之前的汽轮发电机组热耗率q=7717.339576kJ/kWh加装蒸汽冷却器之后的汽轮发电机组热耗率q'加装蒸汽冷却器后的汽轮发电机组热耗率的减少量Δq=43.800382加装蒸汽冷却器之前的汽轮发电机组汽耗率d=2.836046kg/kWh加装蒸汽冷却器之后的汽轮发电机组汽耗率d'加装蒸汽冷却器后的汽轮发电机组汽耗率的减少量Δd=0.011321综上所述可得出，加装蒸汽冷却器使得热力发电机组1kg新汽的比热耗减少了4.600000kJ/kg，汽轮机绝对内效率的提升了0.2733%，汽轮发电机组绝对电效率提升了0.2663%，汽轮发电机组热耗率的减少了43.800382kJ/kWh，汽轮发电机组汽耗率减少了0.011321本文将蒸汽冷却器加装在第三级抽汽级上，首要原因是第三级抽气级作为回热后的第一级，其抽汽过热度较大，抽气焓最高，因此，可以让蒸汽过热度比较大的回热抽汽先通过蒸汽冷却器加热锅炉给水降低蒸汽温度后，再让抽汽进入3号高压加热器换热，这样做，一方面减少了高压加热器内换热的不可逆损失，即减少了“高能低用”的情况，另一方面还提高了锅炉的给水温度，减少了加热器的端差，示例中疏水端差由5.6℃降为2.8℃，降低了锅炉中将给水加热至目标温度所需要的燃煤量，因而在文章示例中，加装蒸汽冷却器后在相同的工况下，其经济性和效率会有提升。在考虑加装蒸汽冷却器对机组热经济性提升的同时，我们再探讨蒸汽冷却器类型、连接对机组的影响。内置式蒸汽冷却器是在加热器内隔离出一段加热段，抽汽蒸汽先流经该段，在进入后段的凝结段，因而内置式加热器实际上提高的是本级加热器的出口水温，其热经济性提升较少，一般可以提高0.15%〜0.2%，本示例所采用的是第二种外置式的蒸汽冷却器，相对于内置式蒸汽冷却器，外置式蒸汽冷却器是一个独立的换热器，优点是其换热面积比内置式蒸汽冷却器要大很多，布置方式较为灵活，既能减少本级加热器端差，又能提升最终给水温度，其缺点是钢材耗量较大，造价相对高昂，外置式蒸汽冷却器一般可提高效率0.3%〜0.5%。外置式蒸汽冷却器的连接方式有串联式和并联式两种，并联连接时，蒸汽冷却器的进水温度低，换热温差较大，蒸汽冷却器内㶲损较大，热经济性较差，串联连接时蒸汽冷却器的进水温度高，与蒸汽换热的平均温差小，蒸汽冷却器㶲损少，效益较好，本文示例采用的是串联式连接方式。用做功能力法来分析本文采用的外置式蒸汽冷却器，一部分或者全部锅炉给水经过蒸汽冷却器后，减少了换热温差ΔTb，换热温差ΔTb的减少导致㶲损ΔebⅢ减少，这里利用的是抽汽过热度的质量，所以不会导致第三级抽汽做功不足系数的增加。再者它使流入第三级的蒸汽温度降低，减少了加热器内的换热温差ΔT用热量法分析，在机组参数不变的情况下，加装外置式蒸汽冷却器后，最终给水温度tfw得到提高，使得热耗Q0下降，回热抽汽做功增加，凝气做功减少，冷源损失减少，因而热经济性实际在电厂运行中，虽然加装蒸汽冷却器可以减少端差，提高发电机组的热经济性，但是我们应注意到达到这些目的是以付出金属耗量和投资为代价的，其增加的后期维护运行费用也不可忽略，在电厂实际运行中，机组容量大，端差减小的效益好。同时，我国的火电机组已经走向了高参数大容量，而且再热的普遍使用较大的提高了高中压缸的回热抽汽过热度，使得再热后各级回热加热器的换热温差加大，㶲损增加，从而削弱了回热的效果，加装蒸汽冷却器成了一个必要选择。因此，我们应通过计算，对不同容量不同工况的电厂采用最适合的蒸汽冷却器。结论5.1全文结论示例采用的外置蒸汽冷却器增加了高压给水加热器的回热抽气量，从而提高锅炉的给水温度t，减少端差，从而，减少能量的不可逆性损失，减少冷端的损失从而提高机组的经济性。本文对600MW三缸四排汽凝汽式机组的热经济性以及在其3号高压加热器增设外置式蒸汽冷却器的系统采用热平衡法分别进行了详细的分析计算。通过采用热平衡法计算，结果表明：加装蒸汽冷却器使得热力发电机组1kg新汽的比热耗减少了4.600000kJ/kg，汽轮机绝对内效率的提升了0.2733%，汽轮发电机组绝对电效率提升了0.2663%，汽轮发电机组热耗率的减少了43.800382kJ/kWh，汽轮发电机组汽耗率减少了0.011321对于示例采用汽轮机组的实际情况，其拟定的系统边界条件为：主蒸汽压力为24.4MPa，主蒸汽温度为566℃，再热蒸汽冷段压力为4.053MPa，再热蒸汽冷段温度为303.5℃，热段压力为3.648MPa，热段温度为566℃，机组出力为600MW，背压为5.4kPa。经