全厂原则性热力系统计算

山东建筑大学
课程设计说明书
题目：超临界凝汽式
发电厂全面性热力系统设计
课程：热力发电厂课程设计
院（部）：热能工程学院
专业：能源与动力工程
班级：
学生姓名：
学号：
指导教师：杨冬、云和名
完成日期：2016.12.25
4 变工况（77%）热力系统计算
（一）原始工况计算
变工况前的汽轮机进气量、热力系统中个点汽水流量和热经济指标的计算过程详见额定工况热系统计算，主要计算结果汇总于下表4-5
表4-5
（二）汽轮机初始通流量计算
根据额定工况的各级汽轮机抽气量计算结果及门杆漏气量、轴封漏气量列于见表4-6，以备迭代计算。

再计算各级通流量。

表4-6
按照以上原则计算，得到1~8级的通流量，将所有各级计算结果列于表4-7
表4-7
（三）初步计算
根据P=1.1*P e 以及D0＝1847974kg/h的条件，利用表4-5及表4-5的数据按照额定工况的计算方式，进行全场原则性热力系统计算。

初步计算出D0’=1750000kg/h
按照上述方法计算出各汽轮机组通流量，将相关结果列于表4-8
表4-8
（四）第一次迭代的预备计算
利用弗留格尔公式，借助级组通流量的改变进行计算求得抽气压力、加热器内测压力、及出口温度及疏水温度、抽气比焓等汽水参数。

1、抽汽压力与抽气比焓 根据弗留格尔公式第一抽气口压力p 1 6.05860
,11
,11==D D p p 式中 p 1，0、D 1，0——原工况第一抽汽口的压力、通流量 P 1、D 1——初步计算后第一抽气口的压力通流量 第一抽汽口蒸汽比焓h 1；
60.8530)305678.3398(761
.4223.2398
.5223.2378.3398)(0,100,101001=-⨯---=--'-'-
=h h p p p p h h kj/jg
其余各抽汽口压力和比焓可同理算出，将计算结果列于表4-9供第一次迭代
表4-9
（五） 第一次迭代计算
1、汽水平衡计算（同额定工况） 全厂工质渗漏系数
αL ＝ＤＬ／Ｄ０＝0.0191 锅炉排污系数 αbl =D bl /D 0=0 其余各量经计算为
厂用汽系数αp ｌ＝0.0217 ， 减温水系数αsp =0.0361，
暖风器疏水系数αnf =0.0253
由全厂物质平衡可知补水率αma =αｐｌ+αL+αbl =0.03975 锅炉给水系数 αfw =αb +αb －αsp =0.9819 2、汽轮机进气参数
主蒸汽参数
由主汽门前压力0p =24.2Mpa ，温度0t =566C ︒，查水蒸所性质表，得主蒸汽比焓值
0h =3398.78kj/kg 。

主汽门后压力’0p =（1-1p δ）0p =（1-0.04）24.2=23.232Mpa 。

由’
0p =23.232Mpa ，'
0h =0h =3398.78kj/kg ，查表，得主汽门后汽温'
0t =562.62C ︒ 再热蒸汽参数
由中联门前压力rh p =3.648Mpa ，温度rh t =566C ︒，查水蒸气性质表，得再热蒸汽比焓值
rh h =3599.98kj/kg 。

中联门后再热汽压'
rh p =（1-2p δ）rh p =（1-0.02）3.648=3.3.575Mpa 。

同'rh p =3.575Mpa ，'rh h =rh h =3599.98 kj/kg ，查水蒸所性质表，得中联门后再热汽温'
rh t =565.71C ︒
3、高压加热器组抽汽参数计算
（1）.由高压加热器H1热平衡计算α1 高压加热器H1的抽气系数
0.0411
/)(1
,12,1,1=--=
d h
w w fw h h h h ηαα 高压加热器H1的疏水系数α
d,1：
0.0411
11,==ααd （2）.由高压加热器H2热平衡计算α2、αrh 高压加热器H2的抽汽系数α2：
0778
.0)
(/)(2
,22,1,1,3,2,2=----=
d d d d h w w fw h h h h h h αηαα
高压加热器H2的疏水系数αd,2：
1190.011,2,=+=αααd d
再热器流量系数αrh ：
8602
.01,,,1,1,1,,21=----------=M
sg N sg L sg M sg N sg L sg J B sg rh ααααααααααα
（3）由高压加热器H3热平衡计算α3 高压加热器和H3的抽汽系数α3：
0.032
)
()(/)(3
,33,,,3,2,2,3,3=------=
d d k sg k sg d d d h pu w fw h h h h h h h h ααηαα
4、除氧器抽汽系数计算
除氧器出水流量系数αc,4：
0163
.14,=+=sp fw c ααα 抽汽系数α4：
除氧器物质平衡与热平衡见图4-3，由于除氧器为混合式加热器，进水量αc,5是未知，
但可由下式算出：
()()0518
.0)/()]()
()(/[5,45,5,,,5,1,1,5,3,3,5,4,c,44=----------=w w nf nf w L sg L sg w L sg L sg w d d h w w h h h h h h h h h h h h ααααηαα
5、低压加热器组抽汽系数计算
（1）低压加热器H5热平衡计算α 5 低压加热器
H5出水系数α
c,5：
07858
.0,1,43,4,5,=-----=nf
L sg L sg d c c ααααααα
低压加热器H5抽汽系数α5：
05146
.0/)(5
,56,5,5,5=--=
d h
w w c h h h h ηαα 低压加热器H5疏水系数0.034355,==ααd （2）.低压加热器H6热平衡计算α 6
低压加热器H6抽汽系数
02339
.0)
(/)(6
,66,5,5,7,6,5,6=----=
d d d d h w w c h h h h h h αηαα
低压加热器H6疏水系数αd ,6：07485.065,6,=+=αααd d （3） 由低压加热器H7热平衡计算α7 低压加热器H7的抽汽系数α7：
028
.0)
(/)(7
,67,6,6,8,7,5,7=----=
d d d d h w w c h h h h h h αηαα
低压加热器H7的疏水系数α
d,7：
1029.076,7,=+=αααd d
（4）由低压加热器H8热平衡计算α8
由于低压加热器H8的进水焓h sg ，疏水焓h 8,d 为未知，故先计算轴封加热器SG ,由于SG 的热平
衡，得到轴封加热器的出水比焓h w,sg ：
kg
KJ h h c h h c h
sg d sg sg
sg
w /138.7)(5
,,'
,=-+
=∑αηα
式中，轴封加热器进汽系数∑α
sg,i 和进汽平均焓值
h sg 的计算见辅助计算部分。

由p w,sg =1.724Mpa,h w,sg =138.7KJ/kg,反查焓熵图得轴封加热器出口水温t w,sg =32.76℃。

低压加热器H8疏水温度t d,8：
℃26.385.576.321,8,=+=+=t t t sg w d δ
由p 8=0.0209Mpa, t d,8=38.26℃查得低压加热器H8疏水比焓h d,8=160.27KJ/kg. 低压加热器H8抽汽系数α8：
0.03148
)
(/)(8
,88,7,7,,8,5,8=----=
d d d d h sg w w c h h h h h h αηαα
低压加热器H8疏水系数αd,8：
13435.087,8,=+=αααd d
6、凝气系数计算
（1）小汽机抽汽系数αxj ：
05176.0,4'
4,=--⋅=
xj
c pu pu c xj h h h h ）
（αα
（2）由凝汽器的质量平衡计算α
5649
.0,8,5,=-----=ma
w xj sg d d c c ααααααα
（3）由汽轮机汽侧平衡校核αc
H4抽汽口抽汽系数和α，
4：
14113
.04'
4=+++=pl nf xj ααααα 各加热器抽汽系数和∑αj ：
42644
.0'8
7654321=+++++++=∑ααααααααα
j
轴封漏气系数和∑α
sg,k ：
00863
.0,,,,,,,1,1,1,,,,=-++++++++++=∑s sg T sg R
sg P sg M sg N sg L sg M sg N sg L sg B sg k sg k
sg ααααααααααααα
凝汽系数αc ：
∑∑=--=5649.01,k sg j c ααα
该值与凝汽器质量平衡计算得到的凝汽系数αc 相等，凝汽系数计算正确。

7、汽轮机内功计算 （1）凝汽流做功w c
kg
kJ h h q q h h w A sg rh J rh c T sg S ag c c /928.42)())((20,0,,=--⋅-+-+-=ααααα
（2）抽汽流做功∑w a,
算出1~8级1kg 抽汽做功量列于下表中
抽汽流总内功∑w a,j ：
kg
kJ w w w w w w w w w
a a a a a a a a j
a /22.358'8
,87,76,65,54,43,32,21,1,=+++++++=∑αααααααα
（3）附加功量∑w sg,k
附加做功量∑w sg,k 是指各小汽流量做功之和：
kg
kJ q h h h h h h q h h w
rh P sg R sg P sg L sg M sg N sg L sg L sg M sg N sg L sg rh k sg k sg k
sg /11.3))(())(()
)(()(,0,,,0,,,1,01,1,1,,0,,=+-++-+++-++++-=∑ααααααααα （4）汽轮机内功w i ∑∑=++=kg kJ w w w w k sg j a c i / 1089.75,,
（六） 汽水流量计算 汽轮机进气量D 0 h kg w P D i g m /1748172.6089.75
199.0988.03600
48000036001,0=⨯⨯⨯=⨯=
ηη
计算第一级至第八级抽气量并计算各机组通流量，将相关数据汇总于表5-1
表5-1
（七）第二次迭代计算
同第一次迭代计算，利用第一次迭代计算所得的各级通流量的数值，进行参数修正，重复（四）步骤进行的计算得出新的初始参数，列于表5-2，并重复第一次迭代步骤将第二次迭代得到的抽气系数、抽气流量及列于表5-3,各机组通流量列于5-4
表5-2
表5-3
表5-4
（八）第三次迭代计算
同第一次迭代一样先进行预备计算，结果列于表5-5
进行第三次迭代计算。

完全重复第二次迭代计算步骤，得到抽气系数及各级抽气量汇总于表5-6、各级组通流量列于表5-7.
表5-6
表5-7
比较表5-3和表5-6及表5-4和表5-7，可以看到至第三次迭代结束时，各抽气压力。

抽气系数、汽轮机进气量均与第二次迭代十分相似，故可认为第三次迭代为最终结果，计算结束。

（九）汽轮机内效率、热经济指标计算
汽轮机比热耗q 0: 2620.82600=⋅+-=rh rh fw q h h q α 汽机绝对内效率i η ：0.4571/0==q w i i η
汽轮机绝对电效率ηe ：0.443484714.099.098.0=⨯⨯=⋅⋅=i g m e ηηηη 汽轮机热耗率q ：)/(8117.644/3600h kw kJ q e ⋅==η 汽轮机汽耗率d ：)/(3.0973/0h kw kg q q d ⋅==
汽轮机进汽量Ｄ０：h kg P d D e /1742760
10000=⋅⋅= 式中 Ｐｅ――汽轮机额定电功率，Ｐｅ=564MW 。

校核：汽轮机进汽Ｄ０=1750000，与初选值误差远小于1%，计算无误。

给水流量G fw ：h kg D G c fw /1774565.37174276018250.104,=⨯=⋅=α 凝结水泵流量G CP ：h kg D G c cp /1073542.16
05,=⋅=α 凝汽量D C : h kg D D c c /762533.230=⋅=α 全厂热经济指标计算
锅炉参数及有效利用热量计算
过热蒸汽参数：
由b p =25.4Mpa ，b t =571C o ，查表得过热蒸汽出口比焓b h =3401.56 kj/kg
再热蒸汽参数：
锅炉设计再热蒸汽出口压力r p =4.41Mpa ，该压力已高于汽轮机排汽压力'
rh p =
4.053Mpa ，故按照汽轮机侧参数，确定锅炉再热器出口压力r p =3.648 Mpa 。

由
r p =3.648Mpa 和r t =571C o ，查表得再热蒸汽出口比焓r h =3606.825 kj/kg 。

再热器换热量'
rh q =r h -2h =3606.825-2977.4=629.425 kj/kg 。

锅炉有效热量1q
1q =（fw α-bl α）（b h -fw h ）+bl α（bl h -fw h ）+sp α（b h -sp h ）+rh α*'
rh
q =2831.46 kj/kg 管道效率p η
p η=0q /1q =2620.826/2831.46=0.9757
全厂效率cp η
cp η=b ηp ηe η=94.05*97.68*45.6=41%
全厂发电标准煤耗s b
系数r =
nf
b q q q ∙-η11
=
45.83
4059.02831.462831.46
⨯-=1.0155
相应于1kg 标煤的输入热量s b Q ：
s b Q =29170*r =29270*1.01546=29722.5142.01kj/kg
发电标准煤耗s b ：
s b =
s b cp Q ∙η3600=29722.514
1894.03600
⨯=0.2884kg/kW ·h
全厂热耗率cp q
cp q =s b *29270=0.2884*29270=8440.932kj/kW ·h
全厂供电标准煤耗s n b ：
s n
b =ε-1s b =07
.01288.0-=0.3097kg/kW ·h
式中 ε——厂用电率，ε=0.07。

6.反平衡校核
为检查计算结果正确性，以下做全厂反平衡校核计算。

校核目标为汽轮机的内功w i 。

反平衡计算中的各量均相应于１ｋｇ汽轮机进汽。

1.锅炉输入热量：q r =q kg kJ b /3010.59/1=η
2.锅炉损失：kg kJ q q r b b /179.13)1(=-=∆η
3.排污损失：kg kJ h h q ma bl bl bl /0)(=-=∆α
式中h ma ——化学补充水比焓，h ma =84kJ/kg 。

4.全厂工质渗漏损失kg kJ h h q m a L L L /60.50)(=-=∆α 5.厂用汽损失：kg kJ h h q m a pl pl pl /68.24)(=-=∆α 6.凝汽流冷源损失：kg kJ h h q c c c c /1222.44)'(=-=∆α 7.小汽机冷源损失：kg kJ h h q c xj c xj xj /120.11)'(,=-=∆α 8.化学补充水冷源损失：kg kJ h h q c m a m a m a /-2.11)'(=-=∆α
9.低加Ｈ８疏水冷源损失：kg kJ h h q c d d d /3.455
)'(8,8,8,=-=∆α 10.轴封加热器疏水冷源损失：
kg kJ h h q c sg d sg d sg d /0.1989)'(,,,=-=∆α
11.Ｗ汽流冷源损失：
kg kJ h h q c W sg W sg W sg /0.7566)'(,,,=-=∆α
以上6—11项为凝汽器的直接冷源损失。

12.暖风器损失：kg kJ h h q nf nf nf nf /66.78
)'(=-=∆α 13.管道散热损失：
kg
kJ h h h h q rh rh rh b b p /8.72)"()(0=-+-=∆αα
14.轴封器散热损失：
g
0.5833kj/k )
()())((,,,,1,01,1,1,=-+-+-++=∆∑W sg jyx W sg S sg jyx S sg L sg M sg N sg L sg sg
h h h h h h q
ααααα
15.损失之和∑Δq 1：
kg
kJ q q q q q q q q q q q q q
sg
p nf W sg sg d d ma xj c L bl b i
/1728.8051,,8,=∆+∆+∆+∆+∆+∆+∆+∆+∆+∆+∆+∆=∆∑∑汽轮机内功ｗ‘ｉ：
∑=∆-=kg kJ q q w i r i /1281.7866'
正反平衡相对误差：
%0.0026=i w δ
计算无误。

参考文献
1.黄新元，热力发电厂课程设计［M］，北京：电国电力出版社，2004
2.叶涛，热力发电厂［M］，北京：电国电力出版社，2009
3.康松杨建明胥建群，汽轮机原理［M］，北京：电国电力出版社，2000
4.阎维平，热能与动力工程专业英语［M］，北京：电国电力出版社，2006
5.李树春，火力发电集控运行［M］，重庆，重庆大学出版社，2009
6.樊泉桂，超超临界及亚临界参数锅炉［M］，北京：电国电力出版社，2007
7.代云修张灿勇，汽轮机设备及系统［M］，北京：电国电力出版社，2006
8.丁立新，电厂锅炉原理［M］，北京：电国电力出版社，2008
9.杨诗成王喜魁，泵与风机［M］，北京：电国电力出版社，2007
10.史美中王中铮，热交换器原理与设计［M］，南京：东南大学出版社，2009
11.阎维平，洁净煤发电技术［M］，北京：电国电力出版社，2002
12.Stefan Spreng, Harald Weber, Matthias Hladkyb，Investigation of the dynamic behaviour of hydro
power plants for restoration scenarios［J］，Electrical Power and Energy Systems(2003)
13.Antonio Rovira , María José Montes , Manuel V aldes , José María Martínez-V al, Energy management
in solar thermal power plants with double thermal storage system and subdivided solar field［J］, Applied Energy,2011
14.Helge V. Larsen , Halldo´r Pa´lsson, Hans F. Ravn, Probabilistic production simulation including
combined heat and power plants［J］, Electric Power Systems Research 48 (1998) 45–56
15. A. Sanchez-Lopez, G. Arroyo-Figueroa, A. Villavicencio-Ramirez, Advanced control algorithms for
steam temperature regulation of thermal power plants［J］, Electrical Power and Energy Systems 26 (2004) 779–785
16. A. D’Ovidio, M. Pagano,Probabilistic multicriteria analyses for optimal biomass power plant design
［J］, Electric Power Systems Research 79 (2009) 645–652
课程设计心得
通过此次课程设计，使我更加扎实的掌握了有关热电厂设计方面的知识，在设计过程中虽然遇到了一些问题，但经过一次又一次的思考，一遍又一遍的检查终于找出了原因所在，也暴露出了前期我在这方面的知识欠缺和经验不足。

《热力发电厂》是一门实践性很强的课程，为了学好这门课程，必须在掌握理论知识的同时，加强实际实践。

一个人的力量是有限的，要想把课程设计做的更好，就要学会参考一定的资料，吸取别人的经验，积极与老师同学师请教，交流心得，感受团队合作带来的乐趣。

这次课程设计，让我学到了很多专业知识，提升了我的专业技能，使我对抽象的理论有了具体的认识。

通过这次课程设计，我掌握了汽轮机各工况的算法及热力系统图的绘制。

我认为，在这学期的课程设计中不仅培养了我独立思考、动手操作的能力，在各种其它能力上也都有了提高。

更重要的是，在完成课程设计的过程中，我们学会了很多学习的方法。

而这是日后最实用的，真的是受益匪浅。

要面对社会的挑战，我们只有不断的学习、实践，再学习、再实践。

这样才能把我们学到的知识转化为社会生产力。

对我而言，知识上的收获重要，精神上的丰收更加可喜。

让我知道了学无止境的道理。

我们每一个人永远不能满足于现有的成就，人生就像在爬山，一座山峰的后面还有更高的山峰在等着你。

挫折是一份财富，经历是一份拥有。

这次课程设计必将成为我人生旅途上一个非常美好的回忆！
此次设计让我明白了思路即出路，有什么不懂不明白的地方要及时请教或上网查询，只要认真钻研，动脑思考，动手实践，就没有弄不懂的知识，收获颇丰。

最后，我想对不辞辛苦为我们辅导的杨冬老师和云和名老师表达我深深的谢意，没有您们的悉心指导和解惑答疑，就没有我们做出课程设计之后的这份喜悦。