300MW汽輪機熱力計算

300MW汽輪機熱力計算一、熱力參數選擇1.類型：N300-16.67/537/537機組形式為亞臨界、一次中間再熱、兩缸兩氣額定功率：Pel=300MW;高壓缸排氣壓力prh=p2=3.8896MPa;中壓缸排汽壓力p3=p4=0.7979Mpa;凝汽器壓力Pc=0.004698Mpa;汽輪機轉速n=3000r/min;其他參數給水泵出口壓力Pfp=凝結水泵出口壓力Pcp=機械效率qni=發(fā)電機效率ng=加熱器效率nh=3、相對內效率的估計根據已有同類機組相關運行數據選擇汽輪機的相對內效率：高壓缸，nriH=;中壓缸，qriM=；低壓缸qriL=4、損失的估算主汽閥和調節(jié)汽閥節(jié)流壓力損失：Ap0=再熱器壓損APrh=0.1Prh=中壓缸聯合氣閥節(jié)流壓力損失AP‘rh=0.02Prh=中低壓缸連通管壓力損失Aps=0.02ps=低壓缸排氣阻力損失Apc=0.04pc=一、汽輪機熱力過程線的擬定,可確定汽輪機進氣1、在焓熵圖上，根據新蒸汽壓力p0=和新蒸汽溫度t0=,可確定汽輪機進氣,比體積v0=以確狀態(tài)點0（主汽閥前），并查的該點的比焓值h0=,比體積v0=以確2、在焓熵圖上，根據初壓p0=和主汽閥和調節(jié)氣閥節(jié)流壓力損失Ap0=定調節(jié)級級前壓力p‘=p-Ap=，然后根據p‘和h的交點可以確定調節(jié)級級00000‘=0可以確定高壓缸理想出口狀態(tài)前狀態(tài)點1，并查的該店的溫度t‘0=，比熵s，0=，比體積v3、在焓熵圖上，根據高壓缸排氣壓力prh=和s0=點為2t，并查的該點比焓值hHt=，溫度tHt=，比體積vj4、在焓熵圖上，根據高壓缸排氣壓力prh=和再熱器壓損，然后根據P"和再熱蒸汽溫度tth=比熵3‘=rh熱壓力p，rh=Prh-APrh=rh點為3（中壓缸聯合氣閥前），并查的該點的比焓值h，=rh△prh=可以確定熱再確定中壓缸進氣狀態(tài)v，=rh5、在焓熵圖上，根據熱再熱壓力p，=rh和中壓缸聯合氣閥節(jié)流壓力損失△P，h二，可以確定中壓缸氣閥后壓力p，，rh=p，rh-Ap，rh=定中壓缸氣閥狀態(tài)點4,并查得該點的溫度t，，=h若將中、低壓缸的熱力過程線分別用直線畫出，然后根據P，、與h、的交點可以確比體積v，，,比熵s，，=rh則進行如下步驟:rh①在焓熵圖上，根據中壓缸排氣壓力？二s和s，=rh可以確定中壓缸理想出口狀態(tài)點5t,并查得該點比焓值hmt=,溫度tMt=,比體積vMt=可以得到中壓缸理想比焓降AHtM=h，rh-hmt=,進而可以確定中壓缸實際比焓降，再根據h，rh、AHjM和ps可以確定中壓缸實際出口狀態(tài)5，并溫度t=,比體積vAHiM=AHtMFriM=查得該點比焓值hs=，溫度匕二,比體^vs=②在焓熵圖上，根據中壓缸排汽壓力P=ss=s和中低壓缸連通管壓力損失Ap=；可以確定低壓缸進氣P，=P-Ap=焓％可以確定低壓缸進氣狀態(tài)點6,并查得該點的溫度t，s=，比熵t，s二，比體，然后根據P’和中壓缸排汽比積v，=s③在焓熵圖上，根據凝汽器壓力P=c和低壓缸排氣阻力損失△?二c可以確定低壓缸排氣壓力P’c=Pc+^Pc=④在焓熵圖上，根據凝汽器壓力p二c狀態(tài)點7t，并查得該點比焓值h=ct和s二s，溫度可以確定低壓缸理想狀態(tài)出口tct=，比體積v=，干度x=ct定低壓缸實際比焓降△H：=A叩*七廣際出口狀態(tài)7,并查得該點比焓值h=c7ct，進而可以確。由此可以得到汽輪機低壓缸理想比焓降AHtL=h「hct=，再根據七、AH：和p，c可以確定低壓缸實,比體積v=，干度,溫度tc7=c7x=c7⑤按順序用直線鏈接0、1、2、3、4、5、6、7點，可得到該機組在該設計工況下的近似熱力過程線。若將中、低壓缸的過程線畫為一條圓滑曲線，則在前面⑤步之后進行如下步驟：在焓熵圖上，根據凝汽器壓力pc=和低壓缸排汽阻力損失Apc=，可以確定低壓缸排汽壓力pc’=pc+Apc=在焓熵圖上，根據凝汽器壓力pc=和srh』可以確定低壓缸理想出口狀態(tài)為5t，并查得該點比焓值hct=，溫度tct=，比體積vct=，干度xct=。由此可以得到汽輪機中、低壓缸實際比焓降AHiML=AHtML*RriML=，再根據hrh’、AHiML、和pc’可以確定低壓缸實際出口狀態(tài)點5，并查得該點比焓值hc5=，溫度tc5=，比體積vc5=，干度xc5=若不考慮低壓缸末級余速損失，直接到下一步驟，若考慮低壓缸末級余速損失，則需計算8hc2=0.02*AHtML=，然后沿壓力線下移pc’下移得6點，并查得該點比焓值hc6=，溫度tc6=，比體積vc6=，干度xc6=則用直線連接4、5點，在中間‘點中間處沿壓力線下移7KJ/Kg得7點，光滑連接4、7、5點，則由0.1.2.3.4.7.5連接的線即為該機組在設計工況下的近似熱力過程線。擬定的熱力過程線如下二、汽輪機進汽量計算設m=??，AD0=3%D0，設計功率為300MW，則D”6乂300000x??+0.03D二。x0.99x0.990三、抽汽會熱系統(tǒng)熱平衡初步計算給水溫度的選取根據初壓p0=，可以求得p0對應下的飽和水溫％，則給水溫度t=tx0.776=回熱抽汽級數的選擇選擇8段回熱抽汽，采用“三高、四低、一除氧”的形式，高壓加熱器采用內置式蒸汽冷卻器和內置式疏水冷卻器，抵押加熱器采用內置式疏水冷卻器；高壓加熱器疏水手機方式為逐級自流到除氧器，低壓加熱器疏水收集方式為逐級自流到凝汽器(也可根基設計需要在最后幾級選擇一個或兩個疏水泵)。其加熱器(包括除氧器)的編號從抵押到高壓一次排列，為1、2...8號。給水泵驅動方式為汽動。擬定的原則性熱力系統(tǒng)圖如圖所示除氧器工作壓力的選擇除氧器滑壓運行，在設計工況下工作壓力選為？各加熱器汽水參數計算已知：高壓加熱器上端差0=,0=??,0=??；下端差0.=5.6°C(j=1,2,3)低壓加熱器上端差0.=2.8C(j=5,6,7,8)；下端差0.=5.6C(j=5,6,7,8)各段抽氣壓損Ap.=6%p(j=1,2,...8)給水溫度t=fw凝汽器壓力p對應下的飽和水溫，即凝結水溫度t=cc除氧器工作壓力pd對應下的飽和水溫，即除氧器水箱出口水溫td=由等溫升法可得5?8號低壓加熱器水側溫升為At=(td-tc-1)/5=,其中凝結水泵及軸封加熱器溫升取1C。8號低壓加熱器8號低壓加熱器入口水溫［疽35?2°C；8號低壓加熱器出口水溫61.84°C；由凝結水泵出口壓力PcP和^8可得8號低壓加熱器入口水比焓hcw8=149.03kJkg；由凝結水泵出口壓力％和。8可得8號低壓加熱器出口水比焓h=259.78kJkg；8號低壓加熱器凝結段的飽和水溫度18=。8+08=64.64°C；h疽270.07kJkg；8號低壓加熱器汽側工作壓力P8=0.0245MPa；8段抽汽壓力P8=0.026MPa；8號低壓加熱器疏水溫度匕=八8+，=40.8°C；8號低壓加熱器疏水比焓h=170.91kJkgs8■。7號低壓加熱器。7號低壓加熱器入口水溫。8=61"C；7號低壓加熱器出口水比焓氣=259.78kJkg；7號低壓加熱器出口水溫。7=88.48°C；由凝結水泵出口壓力Pcp和七7可得7號低壓加熱器出口水比焓hw7=370.86kJkg；7號低壓加熱器凝結段的飽和水溫度fb7=fw7+07=91.28°C；hb7=381.34kJkg7號低壓加熱器汽側工作壓力p7=0.073MPa；7段抽汽壓力P7=0.07766MPa；7號低壓加熱器疏水溫度七=。7再7=67.44°C;7號低壓加熱器疏水比焓h7=281.83kJ/kg（3）6號低壓加熱器。6號低壓加熱器入口水溫。7=88-48°C；6號低壓加熱器出口水比焓、=370-86kJkg；6號低壓加熱器出口水溫。6=115.12°C；由凝結水泵出口壓力"卬和\6可得6號低壓加熱器出口水比焓hw6"482.65kJkg；6號低壓加熱器凝結段的飽和水溫度七6=、+氣T17.92°C；hb6=493.42kJkg；6號低壓加熱器汽側工作壓力p6=0.1838MPa；6段抽汽壓力p6=0.1955MPa；6號低壓加熱器疏水溫度匕=。6+七=94.08°C；6號低壓加熱器疏水比焓h§=393.21kJ/kg（4）5號低壓加熱器。5號低壓加熱器入口水溫。6=115.12°。；5號低壓加熱器出口水比焓氣"482.65kJkg；5號低壓加熱器出口水溫。5T41.76°C；由凝結水泵出口壓力Pp和。5可得5號低壓加熱器出口水比焓hW5=595.57kJkg；5號低壓加熱器凝結段的飽和水溫度15=，+1=144.56°C；hb5=606.73kJkg；5號低壓加熱器汽側工作壓力P5"0.41062MPa；5段抽汽壓力P5=0.43683MPa；5號低壓加熱器疏水溫度七5=。5+^5=120.72°C；5號低壓加熱器疏水比焓h=505.43kJ/kg（5）1號高壓加熱器根據給水溫度，可以得到1號高壓加熱器出口水溫）1=、=272.3°C；由給水泵出口壓力Pfp和）1可得1號高壓加熱器出口水比焓hw1=1193.26kJkg；1號高壓加熱器凝結段和飽和水溫度11=）1+01=270.7°C；hb1=1188.66kJkg；1號高壓加熱器汽側工作壓力P1=5.56335MPa；1段抽汽壓力P1=5.92MPa；（6）2號高壓加熱器一般將高壓缸的排汽的一部分作為2段抽汽，所以2段抽汽壓力P2=Ph=3.622MPa；2號高壓加熱器汽側工作壓力P1=3.622X0.94=3.4047MPa；2號高壓加熱器凝結段的飽和水溫度［2=241°C；hb2=592.64kJkg；2號高壓加熱器出口水溫婦='s2一02=241°C；由給水泵出口壓力Pfp和L可得2號高壓加熱器出口水比焓hw2=1044.71kJkg；1號高壓加熱器疏水溫度［廣。2再廣246.6°C；1號高壓加熱器疏水比焓h1=1069.3kJ/kg；3號高壓加熱器為了降低再熱器后抽汽的參數，靈活應用等溫升法，使2號高壓加熱器溫升是3號高壓加熱器的1.5倍，即"^T5x(七―"，若給水泵溫升取3-4°C，則t4=td+3.4=171.8°C.可得t3=199.5°C；由給水泵出口壓力Pfp和tw3可得3號高壓加熱器出口水比焓hw3=858.28kJkg；由給水泵出口壓力Pfp和tw4可得3號高壓加熱器入口水比焓hw4=737.66kJkg；3號高壓加熱器凝結段的飽和水溫度［3=tw3+03=199.54°C；氣3=850.32kJ；kg；3號高壓加熱器汽側工作壓力匕=1.5398MPa；3段抽汽壓力p3=1.64MPa。3號高壓加熱器疏水溫度ts3=tw4+03=177.4°C；3號高壓加熱器疏水比焓h3=752.02kJ/kg2號高壓加熱器疏水溫度ts2=tw3M2=205.14°C；2號高壓加熱器疏水比焓h2=876.26kJkg除氧器除氧器工作壓力P4=pd=°-7614MPa；水溫td=168.6°C；四段抽汽壓力P4=0.81MPa，出口水比焓hd=7皿kJkg。擬定的各回熱加熱器汽水參數下表所示。300MW凝汽式汽輪機加熱器汽水參數表項目單位H1H2H3H4(HDH5H6H7H8SGC抽汽壓力pjMPa抽汽溫度tj°C抽汽比焓值hjkJkg抽汽壓損詢j%加熱器汽側壓力pMPap’下的飽和水比溫tbj°C

P’下的飽和水比焓hbjkJkg抽汽放熱qjkJkg上端差0j。C9下端差j。C疏水溫度lj。Ch疏水比焓sjkJkg疏水放熱7jkJkg加熱器出口水溫、oC加熱器水側壓力pwMPa加熱器出口水比焓hwjkJkg給水比焓升TjkJkg*表示給水泵后比焓值回熱系統(tǒng)熱平衡初步計算（1）1號高壓加熱器。1號高壓加熱器平衡如圖所示，根據表面式加熱器熱平衡原理可列出方程a（h-h）n1x148.550.98.以二~仲hW2—=20664—=0?073355411si（2）2號高壓加熱器。2號高壓加熱器平衡如圖所示，根據表面式加熱器熱平衡原理可列出方程a（h-h）門-a（h-h）a=——w2——w^―h——1——s1~~=2s2（3）3號高壓加熱器。3號高壓加熱器熱平衡圖如圖7-21所示，根據表面式加熱器熱平衡器原理可列出方程a（h-h）/n-（a+a）（h-h）3—h3-h3=（4）除氧器。除氧器熱平衡圖如圖7-22所示。根據混合加熱式熱平衡原理可列出方a(h-h)/n-(a+a+a)(h-h)h-h4w5a=1-a-a-a-a=（5）5號低壓加熱器。5號低壓加熱器熱平衡圖如圖7-23所示，根據表面式加熱器熱平衡原理可列出方程a=氣4（hw5-hw6）/nh=h-h（6）6號低壓加熱器：6號低壓加熱器熱平衡圖如圖7-24所示，根據表面式加熱器熱平衡原理可列出方程a（h—h）/n-a（h—h）h—h6s6（7）7號低壓加熱器。7號低壓加熱器熱平衡圖如圖7-25所示，根據表面式加熱器熱平衡原理可列出方程aa(h-h)/n-(a+a)(h-h)h-h7s7（8）8號低壓加熱器。8號低壓加熱器熱平衡圖如圖7-26所示，根據表面式加熱器熱平衡原理可列出方程a(h-h')/n-(a+a+a)(h-h)a_c4w8ch567s7s8~8s8a=a-a-a-a-a四、閥桿漏氣量、軸封漏氣量和給水泵汽輪機用汽估算（1）閥桿漏氣包括主汽閥及調節(jié)汽閥閥桿漏氣AGV1和中壓缸聯合氣閥漏氣AGv2，可根據相應狀態(tài)的公式計算出漏氣量，前者約為總汽量的1%，后者約為總進氣量的0.4%。（2）軸封漏氣包括高壓缸后軸封漏汽AGsg1和中壓缸后軸封漏汽AGsg2，可根據相應狀態(tài)對應的公式計算出漏汽量，前者約為總進汽量的1.3%，后者約為總進汽量的0.1%。（3）給水泵汽輪機用汽量aAhaa（P-P-H）vDTHDTnDTnDTnHDTnDTnDTnarimpuarimpu

五、調節(jié)級的選擇和計算(一)基本參數調節(jié)級的形式為單列調節(jié)級調節(jié)級的比焓降為k/kg⑶調節(jié)級的速比七=(4)調節(jié)級平均直徑dm兀〃調節(jié)級的反動度Qm~，AL-部分進氣。由ln一可麗確定調節(jié)級的葉高和部分進汽度，須使5hl與5^之和為最小，求得^=氣流出口角口1和七。設計中選用亞音速噴嘴葉柵，其型號為，有關參數為：相對節(jié)距進氣角以0=出氣角*廣動葉柵選用型號TP-2，有關參數：相對節(jié)距七=進氣角°1=出氣角°2=具體上，設計中選取噴嘴汽流出汽角*廣，動葉汽流出汽角°2=。(二)調節(jié)級詳細計算1、噴嘴部分的計算調節(jié)級的進口參數及調節(jié)級的滯止理想比焓降W。調節(jié)級進口參數即為高壓缸進口參數，由于進口調節(jié)級的汽流速度很小，可以近似認為滯止參數與進口參數相等。由擬定熱力過程線的步驟可得：pT=p‘0=MPa，％°‘0=(，hT=h0=kJ/kg，sT*°=J(kg.°c)，vt=、=泌火，由前面選取其理想比焓降為鼓=kJikg。調節(jié)級進氣量。取進入高壓缸前各種閥門及連接處漏氣量AGv1=°.01氣=〃h故進入調節(jié)級的汽量為Gt=G0—AGv1=kg,s則調節(jié)噴嘴流量Gn=GT=kg/S平均反動度Q的確定Qm=噴嘴的滯止理想焓降ahnAhn=(1—Qm)Ah"=kJ,kg噴嘴出口汽汽流速度七與C1c=」2Ap=msc=9c=m/s

式中中一一噴嘴速度系數匕、七。由"和Ahn求出噴嘴出口理想比焓降hit為=ho一Ah匕、七。由"和Ahn求出噴嘴出口理想比焓降hit為=ho一Aho=kJ/kg該過程為等比熵膨脹過程，由hi廣kJkg、s%=kJ/（kg?°C）查水蒸氣h-s圖得出口比體積七廣m3/kg，噴嘴出口壓力Pi=MPao（7）噴嘴壓比由此可知，噴嘴中為亞音速汽流，采用漸縮噴嘴，選噴嘴型號為sina=1。（8）噴嘴出口面積氣。因為噴嘴中是亞音速流動，故氣為式中七一一噴嘴流量系數。（9）級的假想速度Caic=J2Aho=m/s（10）記得圓周速度u（11）噴嘴高度lnTOC\o"1-5"\h\zjA=n=mmnendsina為了設計制造方便，取噴嘴的計算高度為整數值，這里取ln=mm（12）膨脹損失5hn\o"CurrentDocument"5h=（1一中2）Aho=kJ/kg

nn（13）噴嘴出口比焓值h1^=七+5h=kJ/kg由h、P1查得s1=kJ/（kg-K），v1=m3/kg（14）求動葉進口汽流相對速度*和進汽角°1iw=Jc2+u2—2cucosa=m/sP=aresin七s「n氣-aresin=1w1、W2，一6h——-kJ/kgW120002、動葉部分計算（1）動葉出口相對速度七，和七w=J2OAho+W2-m/sw=ww-m/s式中W——動葉速度系數，由W與Qm與W2,的關系曲線（圖A-1）查得W-。（2）動葉等比熵出口參數h2t與七,h-h—Q.Aho-kJ/kg由氣，s.kJKkg-K），查得匕廣m3/kg，動葉出口壓力乙-MPa。（3）動葉出口面積氣A=Gj2t-cm2

bHw.式中Hb——動葉流量系數Gb一動葉進口流量，未考慮葉頂漏氣量，即取Gb=Gn~AG11=kg,s（4）動葉高度lb。由v1廣m32/kg、%廣m3/kg可知，進出口比體積相差不大，故可取lb=l'b，根據噴嘴高度ln有l(wèi)—l+A+A-mm式中A,——葉頂蓋度，取A廣mmAr——葉根蓋度，取'Jmm（5）動葉汽流出口角P2sinP-*力=bb式中d=d—mm因此P2=根據動靜葉的工作條件和配對要求，動葉型號選用型（6）作動葉出口速度三角形。由w2、P2、U確定速度三角形c=^w2+u2—2uwcosB=m/s.wsinBa=aresin-d=aresin=(7)動葉損失5hbW2o.wsinBa=aresin-d=aresin=(7)動葉損失5hbW2oh=(1-w2)Aho=(1-w2)—^=kJ/kg(8)動葉出口比焓值h2h2=h2+5hb=3315.1+4.28=3319.38kJ/kg由hp查的S=6.4446KJ/(kg-K),v=0.0258846m3/kg2222(9)余速損失5hc2c283.92T=2000=3.52kJ/kg(10)輪周損失5hu5h=5h+5h+5h=4.62162+4.28+3.52=12.42kJ/kgunbc2(11)輪周有效比焓降AhuAh=Aho-5h=85-12.52=72.48kJ/kg(12)輪周效率氣調速后余速不可利用，AhuE0,系數為\=0——^h_=7248=85.27%Aho-咔h285(13)校核輪周效率nuP=u(ccosd+ccosd)

u11122n'=%=729=85.76%uE0855n=|~L=0.57%<1%，誤差在允許范圍內。uInu|3、級內其他損失的計算(1)葉高損失5hl(4)6h=-Ah=12x72.48=4.35kJ/kg1lu20(4)6h=-Ah=12x72.48=4.35kJ/kg1lu20扇形損失6h9(l)才xb/葉輪摩擦損失6hf6h=0.792E°=0.0216J/kg由前面，七=0.0253725m3/kg,七=0.0258846m3/kgv=^^2=0.02562855m3/kgAPf=KiX100f=326.2kWv6h=——f=1.30kJ/kgfG部分進汽損失6hea斥汽損失G=C1土x=0.0308seedam式中s^—噴嘴級數，取6故有G=G+G=0.0324所以6h=GE0=2.75kJ/kg(5)級內各項損失之和^6hS6h=6h+6h+6h+6h=8.4216kJ/kgl9fe(6)下一級入口參數h2=h2+Z6h=3331.32kJ/kg由h,p查的s'=6.4611kJ/(kg?K),v'=0.0260679m3/kgt'=493.96oC222224、級效率與內功率的計算(1)級的有效比焓降Ahi

Ah=Ah-S3h=64.06kJ/kg（2）級效率門i】=牛=0.75360（3）級的內效率PiP=GAh=16053.436kW六、壓力級的級數確定和比焓降分配（一'）高壓缸1.進入高壓缸第一壓力級的流量Gi=Gt-△氣=888.5175〃h=246.81kg/s式中AG.一高壓缸平衡環(huán)漏氣，估計為1.5%2.高壓缸第一壓力級直徑hi=H——心二一=780mm欲2nl口J1-。sin2.hi=H3.高壓缸末級直徑的確定G[=G-dG^=821.661/h=228.24kg/s4.dzH4.dzH彳1°丑=1026mm兀csind高壓缸非調節(jié)級級數的確定（1）直徑和速比變化規(guī)律確定。汽輪機非調節(jié)級級數的確定，可以采用圖解法。具體的做法就是在坐標紙上，畫出橫坐標AB表示本汽缸第一壓力級和最后一級之間的中心距離，AB的長度可以任意選擇；縱坐標以AC表示本汽缸第一壓力級的平均直徑，AE表示第一級的速比，BD表示最后一級平均直徑，BF表示最后一級的速比；同樣，用一條逐漸上升的光滑曲線把C,D兩點連接起來，該曲線就表示各級平均直徑的變化規(guī)律。先預分7級，即將AB等分為6段，在等分點做垂直線與CD，EF相交，根據比例計算垂線的長度，擬定的各段平均直徑與速比如表7-13所示。表7-13表7-13擬定的非調節(jié)級各段平均直徑與速比值0-01-12-23-34-45-5分段號直徑7808218629039449851026速比0.5880.59420.60040.60660.61280.6190.6252（2）求各段等分點的理想比焓降AhitAhiAhi=12.3245xtix.ai計算得出各段的平均理想比焓降值如7-14所示。表7-14擬定的高壓缸各段的理想比焓降值分段號0-01-12-23-34-45-56-6比焓降21.6723.5325.427.3129.2531.2133.19（3）求各段等分點的平均理想比焓降A^,則Ah=^Aht-=27.37kJ/kg

t7（4）計算高壓缸壓力級的級數。則AHp(1+a)

z=T^=澆13Ah

t校核重熱系數a。則a=K(l-ZAHpd=0.0115

aitza-a0.0115-0.04…=>1%a0.0115zAHp(1+a')5JAh?

tAz—1a”=K(1-t)AHp—,a—aA=a0.0114—0.011430.0114<1%（6）級數確定。得到高壓缸非調節(jié)級為12級，將AB線等分為11等分，在原假定的平均直徑和速比變化線CD,a—aA=a0.0114—0.011430.0114<1%表7-15高壓缸各非調節(jié)級平均直徑與速比值級序號123456直徑780802825847869892速比0.5880.59140.59480.59810.60150.6049級序號789101112直徑91493795998110041026

速比0.60830.61170.61510.61840.62180.6252（7）高壓缸各級比焓降分配、2△h△h=12.3245xIX.ai計算得出高壓缸各非調節(jié)級理想比焓降值如表7-16所示。表7-16高壓缸各非調節(jié)級理想比焓降值級序號123456比焓降21.6722.6723.71724.71725.7226.80級序號789101112比焓降21.6927.8328.92329.96331.01332.135.將各級比焓降畫在h-s圖上校核并修改在h-s圖中擬定的熱力過程線上逐級做出各級比焓降，如最后一級的背壓不能與應有背壓重合，則需要修改。調整后的高壓缸各非調節(jié)級平均直徑，速比及比焓降分配如表7-17所示。表7-17高壓缸各非調節(jié)級平均直徑及比培降分配級序號123456直徑d1（mm）速比x.a比焓降△處（KJ/kg）調整后比焓降刊（KJ/kg）級后壓力p,（MPa）級序號789101112直徑d1（mm）速比x.aj比焓降△外（KJ/kg）調整后比焓降刊（KJ/kg）級后壓力Pi（MPa）（二）中壓缸進入中壓缸第一壓力級的流量G2=Giz-%G°-AGs，i-AG〃2+AG“=821.66-911.3X0.08216-911.3x0.017+911.3X0.015=206.92kg/s中壓缸第一壓力級直徑60G6^2nZa1-Qsinannm1=1081mm%=中壓缸末級直徑的確定G2z60G6^2nZa1-Qsinannm1=1081mm%=中壓缸末級直徑的確定G2z=G2-a3G0=197-18k§/sG2zMmc2sin?2197.18X0.3407082X7.5=1300mm3.14X954.中壓缸級數的確定（1）直徑和速比變化規(guī)律確定。先預定7級，即將AB等分6段，在等分點做垂直線1X3.142X3000X103X10-3X0.97X1-0.459X0.3421與CD、EF相交，根據比例計算垂線的長度，即為各分段的直徑和速比，如表7-18所示。分段號0-01-12-23-34-45-56-6直徑d］（mm）速比xai擬定的中壓缸各段平均直徑和速比值表7-18（2）求各等分點的理想比焓降△外。則d2AH，=12.3245X—1

t計算得出中壓缸各段理想比焓降如表7-19所示。擬定的中壓缸各段理想比焓降值分段號0-01-12-2分段號0-01-12-23-34-45-5比焓降冷（kJ/kg）6-6（3）求BD上各等分點的平均理想比焓降△\。則￡△公-7^=49.6kJ/kg(4)計算中壓缸壓力級的級數。則△HP1+az=——L433.13X1+(4)計算中壓缸壓力級的級數。則△HP1+az=——L433.13X1+0.03?949.6（5）校核重熱系數a。則q，=K1-〃，.△HP^-1=4.8X10-4x3129.18-3104.61a'ntz8X9=0.01061a，—a〃=0.01061-0.03a，0.01061△=>1%433.13X1+0.01061△成1+Q，t-—△九t?949.6a"=、(1-叫沖?=4.8X10-4x(3129.18-3104.61)x*=0.010610.01061-0.01061a"0.01061-0.01061a"0.01061<1%（6）級數確定。得到中壓缸為9級，將AB線等分為8等分，在原假定的平均直徑和速比變化線CD、EF上，讀出每級的直徑及速比，如表7-20所示。表7-20中壓缸各級平均直徑與速比值級序號12345直徑d1（mm）速比xai級序號6789直徑d］（mm）速比xa（7）中壓缸各級比焓降分配。則M,=12.3245X（也）2計算得出中壓缸各級比焓降如表7-21所示。表7-21中壓缸各級比焓降級序號12345比焓降△處（kJ/kg）級序號6789比焓降郵（kJ/kg）5.將各級比焓降畫在h-s圖上校核并修改修正后的中壓缸各級平均直徑及比焓降分配如表7-22所示。表7-22中壓缸各級平均直徑及比焓降分配級序號12345直徑d］（mm）速比xa比焓降M（KJ/kg）調整后比焓降M￡（KJ/kg）級后壓力e（MPa）級序號6789直徑d］（mm）速比xai比焓降△凡（KJ/kg）調整后比焓降M（KJ/kg）級后壓力P|（MP05（三）低壓缸進入低壓缸第一壓力級的流量G=&z-"°-*成°-"膈=89.18切/s32s低壓缸第一壓力級直徑di=]60牛x/立：60X89.18X0.648X0.4140593l』聊2歸九^1—H^sin?1=——]=1824mmJ1X3.142X3000X86X10—3X0.9760X89.18X0.648X0.4140593低壓缸末級直徑的確定G=G—°5+"6+：7+"8治0=71.87kg/s3匕3d=\G3zv3zeL="1.87X23.1178X3.07=2549mm3.14X2501=*。2sin%=」……=249mm3.14X250低壓缸級數的確定（1）直徑和速比變化規(guī)律確定。先預分7級，即將AB等分6段，在等分點做垂直線與CD、EF相交，根據比例計算垂線的長度，即為各分段的直徑，同樣獲得各分段速比的值。表7-23擬定的低壓缸各段平均直徑和速比值分段號0-01-12-23-34-45-56-6直徑d1（mm）速比xai（2）求各等分點的理想比焓降△用△E=12.3245Xfx.at計算得出低壓缸各級比焓降如表7-24所示。分段號0-01-12-23-34-45-5比焓降△外（kJ/kg）表7-24擬定的低壓缸各段比焓降(3)求各等分點的平均理想比焓降△%—￡英△外=^7^=117.49kJ/kg(4)計算低壓缸壓力級的級數△HP(1+a)870.5x(1+(3)求各等分點的平均理想比焓降△%—￡英△外=^7^=117.49kJ/kg(4)計算低壓缸壓力級的級數△HP(1+a)870.5x(1+0.05)

z=—t_==—~8△力

t117.94(5)校核重熱系數aa，=K(1-甲.)AHP^-^=4.3x10-4x(2373.9-2258.68)x7=0.04404"尸i*z8a，—a，，a，0.04404-0.050.04404>1%△廠117.94#=K(1T)△HP4—1aritz=4.3X10-4X(2373.9-2258.68)X78=0.04404"'△=|a-a|<1%

"

a(6)級數確定。得到低壓缸為8級，將AB線等分為7等分，在原假定的平均直徑和速比變化線CD、EF上，讀出每級的直徑及速比，結果如表7-25所示。表7-25低壓缸各級平均直徑、速比值級序號12345678直徑d.(mm)18241842187018951936203322282549速比x.0.6480.6510.6540.6570.660.00630.6660.669(7)低壓缸各級比焓降分配Ah[=12.3245X((蟲)2*ai計算得出低壓缸各級比焓降如表7-26所示。表7-27低壓缸各級平均直徑及比焓降分配級序號12345678直徑d.(mm)18241839186419001965205521892549速比x希0.6480.6510.6540.6570.660.00630.6660.669

比焓降△處(kJ/kg)97.6598.67100.76102.53106.05115.88137.92178.92調整后的比焓降△外(kJ/kg)101.34102.36104.46106.23109.74119.58141.62182.61級后壓力0(MPa)0.5340.33850.2170.1350.06590.025670.01460.0056七、抽氣壓力調整表7-12中的回熱抽氣壓力是在理想情況下確定的。它是由凝結水溫、加熱器的等溫升、加熱器端差和抽氣管路壓損等設定的條件決定的。表7-17、表7-22、表7-27中各級前后的眼里是機組級數和各級理想焓降合理分配完畢后的最終值。理論抽氣壓力要由相鄰的級間壓力代替。因此需要調整各回熱抽氣壓力，調整后的結果如表7-28所示。表7-28調整后的各級回熱抽氣壓力加熱器編號H1H2H3H4H5H6H7H8調整前抽氣壓力(MPa)5.923.6221.640.810.43680.19550.077660.026調整后抽氣壓力(MPa)5.9283.62216.40.810.33850.1350.06590.02567位置9級后高排18級后中排24級后26級后27級后28級后八、重新列汽水參數表根據調整后的各回熱抽氣壓力，可重新確定各臺回熱加熱器的汽水參數，如表7-29所示。表7-29300MW凝汽式汽輪機加熱器汽水參數表項目單位H1H2H3H4(HD)H5H6H7H8SGC抽氣壓力當MPa5.9283.6221.640.810.33850.1350.06590.02567-0.0053抽氣溫度弓°C383317433335232140X=0.99X=0.953-934.2回熱八、、抽氣抽氣比焓值化KJ/kg3137.63020.53325.73130.62929.72753.52635.62508.2-2386.8抽氣壓損^Pi%66666666--加熱器汽側壓力p;MPa5.57233.40471.54160.76140.31820.12690.06190.024130.095-pij下的飽和水溫隊C270.77240.96199.59168.38135.56106.4386.7764.2098.132.2Pj下的飽和水比焓KJ/kg1189.11042.2850.52712.00570.06446.21363.38268.68411.52143..3抽氣放熱勻KJ/kg2068.52144.022573.862418.72471.522378.32355.162337.22--

疏上端差烏°C-1.60002.82.82.82.8--水下端差涉,.°C5.65.65.605.65.65.65.6--疏水溫度twj（疏水冷卻器出口水溫）C246.56205.19177.38168.38109.2389.5767.0040.84--疏水溫度hwj（疏水冷卻器出口比培）KJ/kg1069.1876.48751.84712.00458.18375.20280.44170.95--疏水放熱兒KJ/kg-192.62124.64--82.9894.76109.46--水側加熱器出口水溫FC272.37240.96199.59171*/168.4132.76103.6283.9761.4035.234.2加熱器水側壓力林MPa19.8219.8219.820.7521.731.731.731.731.73-加熱器出水比Kj/kg149.1186.06120.88153.15123.4782.6694.53109.365.73143.3給水比培升弓Kj/kg149.1186.06120.88153.15123.4782.6694.53109.365.73143.3軸進口比培h“，Kj/kg149.1186.06120.88153.15123.4782.6694.53109.365.73143.3封和比培降%Kj/kg-3396.133537.743019.95------閥桿漏氣數量份額a、gj%-121e-40.004060.01215------*表示給水泵后比焓值九、汽輪機各部分汽水流量和各項經濟指標計算1.重新計算汽輪機各抽氣量（1）1號高壓加熱器。1號高壓加熱器熱平衡圖如圖7-27所示，根據表面是加熱器熱平衡原理可列出方程氣=咨"1/%=0.0735374642968137（2）2號高壓加熱器。2號高壓加熱器熱平衡圖如圖7-28所示，根據表面是加熱器平衡原理可列出方程a2=宵疽1/%aJ弭3膏3=0.081825202（3）3號高壓加熱器。3號高壓加熱器熱平衡圖如圖7-29所示，根據表面是加熱器平衡原理可列出方程a3=%*"/%J"2）*?商房"=0.036058215（4）除氧器。除氧器熱平衡圖如圖7-30所示，根據混合式加熱器熱平衡原理可列出方優(yōu)fw（"wd"W5）/吁九（"1"2’3’s〃1"S〃2）（"wd3”W5）優(yōu)S.O3（」S.°3”W5）=00344"4”w51ai七優(yōu)3優(yōu)4七1七2^5^3=0-757847963（5）5號低壓加熱器。5號低壓加熱器熱平衡圖如圖7-31所示，根據表面式加熱器平衡原理可列出方程a5=ac^5/V"=0.038633046（6）6號低壓加熱器。6號低壓加熱器熱平衡圖如圖7-32所示，根據表面式加熱器熱平衡原理可列出方程"4丁6江ya=*__0.0255274426q&（7）7號低壓加熱器。7號低壓加熱器熱平衡圖如圖7-33所示，根據表面式加熱器熱平衡原理可列出方程=寸（％一6”7=0.02846112^7（8）8號低壓加熱器。8號低壓加熱器熱平衡圖如圖7-34所示，根據表面式加熱器熱平衡原理可列出方程"4%（^aa7）Ma2”=0.0318169798^8ac=ac4a5a6%a8a^^=0.0595009378汽輪機汽耗量計算及流量校核（1）做功不足系數的計算="1+"L=0.830707476h+q-h="2+""=0.754027188h+q-hh-h=—3_e—=0.614817434h+q-hh-h=—4~e—=0.487126094h+q-hh-h=—5—=0.355505789h+q-h=—=0.240125203h+q-hh-h=—7c—=0.162921054h+q-hhh=—8c—=0.079496045h+q-hhh=—供一=0.487126094DTh+q-hhh=—m~一=0.660936927mh+q—hhh=—1r2一=0.7536670331v2h+q—hh-h=―^」=0.414603960昭1h+q—hh-h=—舊~一=0.486130756sg2h+q—hD=(h+廣舉川門

0rhe汽輪機的汽耗量計算并校核X—^DTDT1-寸以Y-Z以Y-Z以Y-Z以YjjD=(h+廣舉川門

0rheDTDTD’-D=916.81-911.3obD