300MW汽輪機熱力計算

300MW汽輪機熱力計算熱力參數(shù)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1.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;2.其他參數(shù)給水泵出口壓力Pfp=凝結水泵出口壓力Pcp=機械效率?ni=發(fā)電機效率?g=加熱器效率?h=相對內效率的估計根據(jù)已有同類機組相關運行數(shù)據(jù)選擇汽輪機的相對內效率：高壓缸，?riH=;中壓缸，?riM=；低壓缸?riL=損失的估算主汽閥和調節(jié)汽閥節(jié)流壓力損失：Δp0=再熱器壓損ΔPrh=0.1Prh=中壓缸聯(lián)合氣閥節(jié)流壓力損失ΔP‘rh=0.02Prh=中低壓缸連通管壓力損失Δps=0.02ps=低壓缸排氣阻力損失Δpc=0.04pc=汽輪機熱力過程線的擬定1、在焓熵圖上，根據(jù)新蒸汽壓力p0=和新蒸汽溫度t0=,可確定汽輪機進氣狀態(tài)點0（主汽閥前），并查的該點的比焓值h0=,比熵s0=,比體積v0=2、在焓熵圖上，根據(jù)初壓p0=和主汽閥和調節(jié)氣閥節(jié)流壓力損失Δp0=以確定調節(jié)級級前壓力p‘0=p0-Δp0=，然后根據(jù)p‘0和h0的交點可以確定調節(jié)級級前狀態(tài)點1，并查的該店的溫度t‘0=，比熵s’0=，比體積v‘0=3、在焓熵圖上，根據(jù)高壓缸排氣壓力prh=和s0=可以確定高壓缸理想出口狀態(tài)點為2t，并查的該點比焓值hHt=,溫度tHt=,比體積vH=4、在焓熵圖上，根據(jù)高壓缸排氣壓力prh=和再熱器壓損Δprh=可以確定熱再熱壓力p’rh=prh-Δprh=,然后根據(jù)p’rh和再熱蒸汽溫度tth=確定中壓缸進氣狀態(tài)點為3（中壓缸聯(lián)合氣閥前），并查的該點的比焓值h’rh=比熵3‘rh=,比體積v’rh=5、在焓熵圖上，根據(jù)熱再熱壓力p’rh=和中壓缸聯(lián)合氣閥節(jié)流壓力損失Δp’rh=，可以確定中壓缸氣閥后壓力p’’rh=p’rh-Δp’rh=然后根據(jù)p’’rh與h’rh的交點可以確定中壓缸氣閥狀態(tài)點4，并查得該點的溫度t’’h=,比熵s’’rh=比體積v’’rh=若將中、低壓缸的熱力過程線分別用直線畫出，則進行如下步驟：在焓熵圖上，根據(jù)中壓缸排氣壓力ps=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=,由此可以得到中壓缸理想比焓降ΔHtM=h’rh-hmt=,進而可以確定中壓缸實際比焓降ΔHiM=ΔHtM-?riM=,再根據(jù)h’rh、ΔHiM和ps可以確定中壓缸實際出口狀態(tài)5，并查得該點比焓值hs=，溫度ts=,比體積vs=ss=在焓熵圖上，根據(jù)中壓缸排汽壓力Ps=和中低壓缸連通管壓力損失Δps=;可以確定低壓缸進氣P’s=Ps-Δps=,然后根據(jù)P’s和中壓缸排汽比焓hs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=,比體積v’s=在焓熵圖上，根據(jù)凝汽器壓力pc=和低壓缸排氣阻力損失Δpc=可以確定低壓缸排氣壓力p’c=pc+Δpc=在焓熵圖上，根據(jù)凝汽器壓力pc=和ss=可以確定低壓缸理想狀態(tài)出口狀態(tài)點7t，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低壓缸理想比焓降ΔHtL=hs-hct=,進而可以確定低壓缸實際比焓降ΔHiL=ΔHtL*?riL=,再根據(jù)hs、ΔHiL和p’c可以確定低壓缸實際出口狀態(tài)7，并查得該點比焓值hc7=,溫度tc7=,比體積vc7=，干度xc7=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(jù)凝汽器壓力pc=和低壓缸排汽阻力損失Δpc=，可以確定低壓缸排汽壓力pc’=pc+Δpc=在焓熵圖上，根據(jù)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ΔHiML=ΔHtML*?riML=,再根據(jù)hrh’、ΔHiML、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δhc2=0.02*ΔHtML=,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7‘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汽輪機進汽量計算設，，設計功率為300MW，則抽汽會熱系統(tǒng)熱平衡初步計算給水溫度的選取根據(jù)初壓，可以求得對應下的飽和水溫，則給水溫度回熱抽汽級數(shù)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(shù)計算已知：高壓加熱器上端差低壓加熱器上端差各段抽氣壓損給水溫度凝汽器壓力對應下的飽和水溫，即凝結水溫度除氧器工作壓力對應下的飽和水溫,即除氧器水箱出口水溫由等溫升法可得5~8號低壓加熱器水側溫升為，其中凝結水泵及軸封加熱器溫升取1℃。（1）8號低壓加熱器8號低壓加熱器入口水溫；8號低壓加熱器出口水溫；由凝結水泵出口壓力和可得8號低壓加熱器入口水比焓；由凝結水泵出口壓力和可得8號低壓加熱器出口水比焓；8號低壓加熱器凝結段的飽和水溫度；；8號低壓加熱器汽側工作壓力；8段抽汽壓力；8號低壓加熱器疏水溫度；8號低壓加熱器疏水比焓。（2）7號低壓加熱器。7號低壓加熱器入口水溫；7號低壓加熱器出口水比焓；7號低壓加熱器出口水溫；由凝結水泵出口壓力和可得7號低壓加熱器出口水比焓；7號低壓加熱器凝結段的飽和水溫度；；7號低壓加熱器汽側工作壓力；7段抽汽壓力；7號低壓加熱器疏水溫度；7號低壓加熱器疏水比焓。（3）6號低壓加熱器。6號低壓加熱器入口水溫；6號低壓加熱器出口水比焓；6號低壓加熱器出口水溫；由凝結水泵出口壓力和可得6號低壓加熱器出口水比焓；6號低壓加熱器凝結段的飽和水溫度；；6號低壓加熱器汽側工作壓力；6段抽汽壓力；6號低壓加熱器疏水溫度；6號低壓加熱器疏水比焓。（4）5號低壓加熱器。5號低壓加熱器入口水溫；5號低壓加熱器出口水比焓；5號低壓加熱器出口水溫；由凝結水泵出口壓力和可得5號低壓加熱器出口水比焓；5號低壓加熱器凝結段的飽和水溫度；；5號低壓加熱器汽側工作壓力；5段抽汽壓力；5號低壓加熱器疏水溫度；5號低壓加熱器疏水比焓。（5）1號高壓加熱器根據(jù)給水溫度，可以得到1號高壓加熱器出口水溫；由給水泵出口壓力和可得1號高壓加熱器出口水比焓；1號高壓加熱器凝結段和飽和水溫度；；1號高壓加熱器汽側工作壓力；1段抽汽壓力；（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；2號高壓加熱器汽側工作壓力；2號高壓加熱器凝結段的飽和水溫度；；2號高壓加熱器出口水溫；由給水泵出口壓力和可得2號高壓加熱器出口水比焓；1號高壓加熱器疏水溫度；1號高壓加熱器疏水比焓；（7）3號高壓加熱器為了降低再熱器后抽汽的參數(shù)，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，若給水泵溫升取，則；可得；由給水泵出口壓力和可得3號高壓加熱器出口水比焓；由給水泵出口壓力和可得3號高壓加熱器入口水比焓；3號高壓加熱器凝結段的飽和水溫度；；3號高壓加熱器汽側工作壓力；3段抽汽壓力。3號高壓加熱器疏水溫度；3號高壓加熱器疏水比焓。2號高壓加熱器疏水溫度；2號高壓加熱器疏水比焓。（8）除氧器除氧器工作壓力；水溫；四段抽汽壓力,出口水比焓。擬定的各回熱加熱器汽水參數(shù)下表所示。300MW凝汽式汽輪機加熱器汽水參數(shù)表項目單位H1H2H3H4（HDH5H6H7H8SGC回熱抽汽抽汽壓力抽汽溫度抽汽比焓值抽汽壓損加熱器汽側壓力下的飽和水比溫下的飽和水比焓抽汽放熱疏水上端差下端差疏水溫度疏水比焓疏水放熱水側加熱器出口水溫加熱器水側壓力加熱器出口水比焓給水比焓升*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(jù)表面式加熱器熱平衡原理可列出方程（2）2號高壓加熱器。2號高壓加熱器平衡如圖所示，根據(jù)表面式加熱器熱平衡原理可列出方程（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(jù)表面式加熱器熱平衡器原理可列出方程（4）除氧器。除氧器熱平衡圖如圖7-22所示。根據(jù)混合加熱式熱平衡原理可列出方程（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(jù)表面式加熱器熱平衡原理可列出方程（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(jù)表面式加熱器熱平衡原理可列出方程（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(jù)表面式加熱器熱平衡原理可列出方程（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(jù)表面式加熱器熱平衡原理可列出方程閥桿漏氣量、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)汽閥閥桿漏氣和中壓缸聯(lián)合氣閥漏氣，可根據(jù)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和中壓缸后軸封漏汽，可根據(jù)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調節(jié)級的選擇和計算基本參數(shù)調節(jié)級的形式為單列調節(jié)級調節(jié)級的比焓降為調節(jié)級的速比調節(jié)級平均直徑調節(jié)級的反動度部分進氣。由確定調節(jié)級的葉高和部分進汽度，須使與之和為最小，求得氣流出口角和。設計中選用亞音速噴嘴葉柵，其型號為，有關參數(shù)為：相對節(jié)距進氣角出氣角動葉柵選用型號TP-2，有關參數(shù)：相對節(jié)距進氣角出氣角具體上，設計中選取噴嘴汽流出汽角，動葉汽流出汽角。調節(jié)級詳細計算噴嘴部分的計算調節(jié)級的進口參數(shù)及調節(jié)級的滯止理想比焓降。調節(jié)級進口參數(shù)即為高壓缸進口參數(shù)，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(shù)與進口參數(shù)相等。由擬定熱力過程線的步驟可得：，，，，，由前面選取其理想比焓降為。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故進入調節(jié)級的汽量為則調節(jié)噴嘴流量（3）平均反動度的確定噴嘴的滯止理想焓降噴嘴出口汽汽流速度與式中——噴嘴速度系數(shù)噴嘴出口等比熵出口參數(shù)、、。由和求出噴嘴出口理想比焓降為該過程為等比熵膨脹過程，由、查水蒸氣h-s圖得出口比體積，噴嘴出口壓力。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、、。噴嘴出口面積。因為噴嘴中是亞音速流動，故為式中——噴嘴流量系數(shù)。級的假想速度記得圓周速度噴嘴高度為了設計制造方便，取噴嘴的計算高度為整數(shù)值，這里取膨脹損失噴嘴出口比焓值由、查得，。求動葉進口汽流相對速度和進汽角動葉部分計算動葉出口相對速度和式中——動葉速度系數(shù)，由與與的關系曲線（圖A-1）查得。動葉等比熵出口參數(shù)與由，，查得，動葉出口壓力。動葉出口面積式中——動葉流量系數(shù)—動葉進口流量，未考慮葉頂漏氣量，即取。動葉高度。由、可知，進出口比體積相差不大，故可取，根據(jù)噴嘴高度有式中——葉頂蓋度，取——葉根蓋度，取動葉汽流出口角式中，因此根據(jù)動靜葉的工作條件和配對要求，動葉型號選用型作動葉出口速度三角形。由、、確定速度三角形動葉損失動葉出口比焓值由查的=6.4446KJ/（kg·K），=0.0258846余速損失輪周損失輪周有效比焓降輪周效率調速后余速不可利用，系數(shù)為校核輪周效率，誤差在允許范圍內。級內其他損失的計算葉高損失扇形損失葉輪摩擦損失由前面，部分進汽損失鼓風損失斥汽損失式中—噴嘴級數(shù)，取6故有所以級內各項損失之和下一級入口參數(shù)由查的級效率與內功率的計算（1）級的有效比焓降（2）級效率（3）級的內效率壓力級的級數(shù)確定和比焓降分配高壓缸進入高壓缸第一壓力級的流量式中—高壓缸平衡環(huán)漏氣，估計為1.5%高壓缸第一壓力級直徑高壓缸末級直徑的確定高壓缸非調節(jié)級級數(shù)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(shù)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(jù)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擬定的非調節(jié)級各段平均直徑與速比值分段號0-01-12-23-34-45-56-6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，則（4）計算高壓缸壓力級的級數(shù)。則（5）校核重熱系數(shù)a。則（6）級數(shù)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，EF上，讀出每級的直徑及速比，如表7-15所示。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21.6927.8328.92329.96331.01332.13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)級平均直徑及比焓降分配級序號123456直徑d1（mm）速比xai比焓降Δhti調整后比焓降Δhti級后壓力pi（MPa）級序號789101112直徑d1（mm）速比xai比焓降Δhti調整后比焓降Δhti級后壓力pi（MPa）中壓缸1.進入中壓缸第一壓力級的流量G2.中壓缸第一壓力級直徑d3.中壓缸末級直徑的確定Gd4.中壓缸級數(shù)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，在等分點做垂直線與CD、EF相交，根據(jù)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。表7-18擬定的中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ΔhΔ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0-01-12-23-34-45-56-6比焓降?hti（3）求BD上各等分點的平均理想比焓降?h?（4）計算中壓缸壓力級的級數(shù)。則z=（5）校核重熱系數(shù)a。則aΔ=z=aΔ=（6）級數(shù)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d1（mm）速比xai（7）中壓缸各級比焓降分配。則?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?hti級序號6789比焓降?hti5.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d1（mm）速比xai比焓降Δhti調整后比焓降Δhti級后壓力pi（MPa）級序號6789直徑d1（mm）速比xai比焓降Δhti調整后比焓降Δhti級后壓力pi（MPa）低壓缸1.進入低壓缸第一壓力級的流量G2.低壓缸第一壓力級直徑d3.低壓缸末級直徑的確定Gd4.低壓缸級數(shù)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(jù)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??計算得出低壓缸各級比焓降如表7-24所示。表7-24擬定的低壓缸各段比焓降分段號0-01-12-23-34-45-56-6比焓降Δhti（3）求各等分點的平均理想比焓降??（4）計算低壓缸壓力級的級數(shù)z=（5）校核重熱系數(shù)aaΔ=ｚ＝△Ｈｔα＝4.3X10-4X（2373.9-2258.68）X＝0.04404△=丨ａ＂-ａ（6）級數(shù)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di(mm18241842187018951936203322282549速比x0.6480.6510.6540.6570.660.00630.6660.669（7）低壓缸各級比焓降分配?ht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di(mm18241839186419001965205521892549速比x0.6480.6510.6540.6570.660.00630.6660.669比焓降?hti97.6598.67100.76102.53106.05115.88137.92178.92調整后的比焓降?hti101.34102.36104.46106.23109.74119.58141.62182.61級后壓力pi(MPa0.5340.33850.2170.1350.06590.025670.01460.0056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(shù)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級后重新列汽水參數(shù)表根據(jù)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(shù)，如表7-29所示。表7-29300MW凝汽式汽輪機加熱器汽水參數(shù)表項目單位H1H2H3H4(HD)H5H6H7H8SGC回熱抽氣抽氣壓力pMPa5.9283.6221.640.810.33850.1350.06590.02567-0.00539抽氣溫度t℃383317433335232140X=0.99X=0.953-34.2抽氣比焓值hKJ/kg3137.63020.53325.73130.62929.72753.52635.62508.2-2386.8抽氣壓損△%66666666--加熱器汽側壓力pMPa5.57233.40471.54160.76140.31820.12690.06190.024130.095-pj'下℃270.77240.96199.59168.38135.56106.4386.7764.2098.132.2pj'下KJ/kg1189.11042.2850.52712.00570.06446.21363.38268.68411.52143..3抽氣放熱qKJ/kg2068.52144.022573.862418.72471.522378.32355.162337.22--疏水上端差θ℃-1.60002.82.82.82.8--下端差?℃5.65.65.605.65.65.65.6--疏水溫度twj（疏水冷卻器℃246.56205.19177.38168.38109.2389.5767.0040.84--疏水溫度hwj（疏水冷卻器出口比焓KJ/kg1069.1876.48751.84712.00458.18375.20280.44170.95--疏水放熱γKJ/kg-192.62124.64--82.9894.76109.46--水側加熱器出口水溫t℃272.37240.96199.59171*/168.4132.76103.6283.9761.4035.234.2加熱器水側壓力pMPa19.8219.8219.820.7521.731.731.731.731.73-加熱器出水比焓hKj/kg149.1186.06120.88153.15123.4782.6694.53109.365.73143.3給水比焓升τKj/kg149.1186.06120.88153.15123.4782.6694.53109.365.73143.3軸封和閥桿漏氣進口比焓hKj/kg149.1186.06120.88153.15123.4782.6694.53109.365.73143.3比焓降ΔKj/kg-3396.133537.743019.95------數(shù)量份額α%-121e-40.004060.01215------*表示給水泵后比焓值汽輪機各部分汽水流量和各項經(jīng)濟指標計算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(jù)表面是加熱器熱平衡原理可列出方程α1=αfw（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(jù)表面是加熱器平衡原理可列出方程α2=α（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(jù)表面是加熱器平衡原理可列出方程α3=α（4）除氧器。除氧器熱平衡圖如圖7-30所示，根據(jù)混合式加熱器熱平衡原理可列出方程α4=αc4=1-（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(jù)表面式加熱器平衡原理可列出方程α5=α（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(jù)表面式加熱器熱平衡原理可列出方程α6=αc4τ（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(jù)表面式加熱器熱平衡原理可列出方程α7=αc4（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(jù)表面式加熱器熱平衡原理可列出方程α8=αc4αc=α汽輪機汽耗量計算及流量校核（1）做功不足系數(shù)的計算汽輪機的汽耗量計算并校核=916.81t/h設計合格汽輪機功率核算=303756.75KW設計基本合格汽輪機熱耗量熱耗率=24201065535KJ/h7971.718kJ/kwh絕對電效率壓力級詳細計算鑒于篇幅有限，取高壓缸第1壓力級和低壓缸最末級進行熱力計算，具體計算過程同調節(jié)級詳細計算，計算步驟省略，計算結果如表7-3