汽輪機課程設計

1、<p><b>　　內容摘要 </b></p><p>　　50MW凝汽式汽輪機最末級的熱力核算，分為設計工況和變工況，首先核算設計工況的各個參數，得出級效率和級的內功率；由已知終總參數用倒序法核算末級變工況，最終算出變工況下的級效率，級的內功率和反動度，分析比較工況改變會帶來哪些影響。</p><p>　　關鍵詞 最末級 設計工況 變工況 倒序法&

2、lt;/p><p><b>　　目 錄</b></p><p>　　概述................................................. 3</p><p>　　1.1 背景..................................................... 3</p>&l

3、t;p>　　1.2 概念..................................................... 3</p><p>　　1.3 方法..................................................... 3</p><p>　　1.4 設計完成的工作..............................

4、............. 3</p><p>　　原死數據............................................ 4</p><p>　　設計工況下的熱力核算................................ 5</p><p>　　3.1 查值.................................

5、..................... 5</p><p>　　3.2 噴嘴出口氣流速度及噴嘴損失................................ 5</p><p>　　3.3 動葉進出口速度及能量損失.................................. 6</p><p>　　3.4 級效率與內功率...........

6、................................. 8</p><p>　　3.4.1 輪周功及其效率.......................................... 8</p><p>　　3.4.2 級后各項能量損失........................................ 9</p><p>　　

7、3.4.3級效率和級內功率........................................ 11</p><p>　　3.5 軸向推力的計算............................................ 11</p><p>　　變工況下的熱力核算.................................. 11</p>&l

8、t;p>　　4.1 原始數據.................................................. 11</p><p>　　4.2 動葉熱力計算.............................................. 12</p><p>　　4.2,1 確定排汽狀態(tài)點和動葉出口狀態(tài)點......................

9、.... 12</p><p>　　4.2.2 動葉柵計算.............................................. 14</p><p>　　4.2.3 噴嘴的熱力計算.......................................... 15</p><p>　　4.2.4 級的功率與效率的計算.......

10、............................. 18</p><p>　　分析與討論.......................................... 18</p><p>　　六．結論................................................ 22</p><p><b>　　參考文

11、獻</b></p><p><b>　　一．概述 </b></p><p><b>　　1.1 背景</b></p><p>　　隨著電力需求的迅速增長，電力負荷的多樣性及可變性在所難免，而電能的不可儲藏性決定了發(fā)電機組的工況必須隨著電力負荷的變化而變化。所以發(fā)電機組常常需要偏離設計工況運行。作為發(fā)電機組的原動

12、機，汽輪機也必然受到變工況運行的影響。汽輪機整機變工況熱力核算是建立在單級核算基礎上的，因此研究單級熱力核算對于順利完成整機熱力核算任務有重要意義。鑒于此我們選擇50MW凝汽式汽輪機變工況熱力核算。 </p><p><b>　　1.2 概念</b></p><p>　　汽輪機在設計參數下運行稱為汽輪機的設計工況，由于汽輪機的主要尺寸基本上是按設計工況確定的，而汽輪機

13、功率在運行時將根據外界的需要而變化，汽輪機參數均有可能變化，從而引起蒸汽流量，各級參數及功率的變化，稱為汽輪機的變工況。為了估計汽輪機在新工況下運行的經濟性，可靠性與安全性，有必要對新工況進行熱力核算，核算項目有噴嘴，動葉前后參數，級效率，級功率，反動度等。</p><p><b>　　1.3 方法</b></p><p>　　汽輪機變工況的核算方法很多，當新工況偏離

14、設計工況不遠時可以用近似估算法，偏離較遠時或在特殊工況，就需要進行逐級核算求取級的各項參數。汽輪機逐級核算一般有兩種方法：順序法，倒序法；由已知級前參數依次向后計算，從而求得噴嘴后和動葉后的參數的方法稱為順序法，倒序法是已知級后參數倒推計算依次求得動葉前和噴嘴前的參數。順序法一般用于求噴嘴和動葉全部是亞臨界的情況，超臨界時用順序法求解困難，由于本變工況設計為超臨界的，并且已知最末級的排汽壓力和排汽焓，所以宜選用倒序法核算。</p&

15、gt;<p>　　1.4 設計應完成的工作</p><p>　　根據計算準確度的要求不同，熱力核算可采用詳細的熱力核算，也可以采用近似的算法。本次設計要求的是單級的詳細熱力核算。由給定的不同的原始條件，單級的詳細熱力核算又分為順序計算和倒序計算兩種基本方法，以及將這兩種算法結合起來的混合算法。本設計采用以給定的變工況后的級后狀態(tài)為起點，由后向前計算的倒序法對某型汽輪機最末級進行詳細的變工況熱力核算。

16、</p><p>　　要求在規(guī)定的時間內，按規(guī)范完成設計說明書，并通過指導老師組織的小型答辯</p><p><b>　　二．原始數據</b></p><p>　　流量G=33.6kg/s，噴嘴平均直徑dn=2.004m，動葉平均直徑db=2.0m，級前壓力p0=0.0134Mpa，級前干度x0=0.903，噴嘴圓周速度u1=314.6m/s，

17、動葉圓周速度u2=314m/s，反動度Ωm=0.574，級前余速動能Δhc0=11.05kJ/kg，噴嘴速度系數φ=0.97，噴嘴出汽角α1=18°20’，噴嘴高度ln=0.665m，噴嘴出口截面積An=1.321m2；級后壓力p2=0.0046Mpa，級后干度x2=0.866，動葉出口截面積Ab=2.275m2，動葉出汽角β2=32°54’。</p><p>　　設計工況下的熱力核算<

18、/p><p><b>　　3.1. 查值</b></p><p>　　根據已知條件：級前壓力 p0=0.0134MPa ，級前干度 x0= ??0.903 查 水 蒸 汽 性 質 計 算 軟 件得 ： </p><p>　　t0=51.65 ℃ </p><p>　　h0=2363.56 kJ/kg</p>&

19、lt;p>　　s0=7.3363 kJ/(kg?℃)</p><p>　　v0=10.060265m3/kg</p><p>　　同理，由 P2=0.0046 Mpa, X2=0.866查得</p><p><b>　　t2=31.4 ℃</b></p><p>　　s2=7.356 kJ/(kg?℃)</p

20、><p>　　h2=2232.95 kJ/kg</p><p>　　V2=26.4070899 m3/kg</p><p>　　假定蒸汽在本級的過程為等熵過程, P2=0.0046 Mpa，s0=7.3363 kJ/(kg?℃) 查得： </p><p>　　t2t=31.4 ℃</p><p>　　h2t=222

21、6.97 kJ/kg</p><p>　　v2t=26.3318655 m3/kg </p><p>　　X2t=0.8635</p><p>　　從而得整個末級的理想比焓降：</p><p>　　3.2 噴嘴出口氣流速度及噴嘴損失</p><p>　　噴嘴前的滯止參數為:</p><p&g

22、t;　　由h0* =2374.61kJ/kg,s0=7.3363 kJ/(kg?℃)查得：p0*=0.01453864Mpa，</p><p>　　t0*=53.32℃，v0*=9.35155 m3/kg，x0*=0.9062</p><p><b>　　噴嘴截面形狀計算：</b></p><p><b>　　經驗系數: </b

23、></p><p><b>　　臨界壓比：</b></p><p>　　噴嘴中的理想比焓降： </p><p>　　噴嘴中的滯止理想比焓降：</p><p><b>　　噴嘴后的理想比焓：</b></p><p><b>　　從而查得：

24、</b></p><p>　　p1=0.00861654 MPa，t1t=42.93℃,v1t=14.9542459m3/kg，x1t=0.886</p><p>　　噴嘴前后壓比： </p><p>　　所以蒸汽在噴嘴中的流動狀態(tài)為亞音速流動，所以為漸縮噴嘴且噴嘴出口壓力等于p2 。 </p><p>　　噴嘴出

25、口氣流理想速度：</p><p>　　噴嘴出口氣流實際速度：</p><p><b>　　噴嘴損失：</b></p><p>　　3.3．動葉進出口速度及能量損失</p><p>　　動葉中理想比焓降： </p><p>　　動葉進口氣流方向角：</p><p>　　動葉進

26、口氣流速度： </p><p>　　動葉進口速度動能： </p><p>　　動葉滯止比焓降: </p><p>　　動葉出口氣流理想速度： </p><p>　　查圖得動葉速度系數ψ=0.95</p><p>　　動葉出口氣流實際速度： </p><p>　　動葉出口絕對速度之方向

27、與大小：</p><p>　　由于為亞音速流動，所以噴嘴出口汽流出口角等于噴嘴出汽角α1=18020′,而且由已知條件可以做出動葉的進出口三角形：</p><p><b>　　圖3-2</b></p><p><b>　　動葉損失：</b></p><p><b>　　余速損失：</

28、b></p><p><b>　　求動葉高度lb：</b></p><p>　　動葉柵進口高度:已知ln=665mm,由書P37表2-3查得：?r=1.5mm ，?t=3.5mm，</p><p><b>　　得到：</b></p><p>　　動葉入口高度： </p>&

29、lt;p><b>　　則動葉出口高度：</b></p><p>　　3.4 級效率與內功率</p><p>　　3.4.1 輪周功及輪周效率</p><p>　　無限長葉片輪周有效比焓降為 </p><p><b>　　輪周效率：</b></p><p>　　單位質

30、量蒸汽對動葉所作輪周功為:</p><p><b>　　輪周效率: </b></p><p>　　用式（3-4-2）和（3-4-4）計算得到輪周效率應相等，不過常存在誤差，其誤差要求為：</p><p><b>　　葉高損失：</b></p><p>　　輪周有效比焓降： Δhu=Δhu'

31、-Δhl=112.18 kJ/kg (3-4-7)</p><p>　　在允許誤差范圍內，說明前面計算正確。</p><p>　　3.4.2 級后各項能量損失</p><p><b>　　葉輪摩擦損失：</b></p><p>　　其中u=(u1+u2)/2=314.3 m/s , V2=26.40708

32、99 m3/kg </p><p><b>　　隔板漏汽損失: </b></p><p>　　求葉頂漏氣損失 ： </p><p>　　從而得動葉出口實際比焓：</p><p><b>　　由p1和h2查得：</b></p><p>　　t2=42.93 ℃

33、，s2=7.1273 KJ/(Kg*℃) kJ/(kg?℃)，v2=14.4894420m^3/Kg m3/kg，x2=0.8585。</p><p><b>　　動葉蒸汽流量：</b></p><p>　　εb=P2/P1=0.5338 </p><p>　　所以在動葉為超音速狀態(tài)，即

34、蒸汽在動葉的流動為超音速流動，則：</p><p>　　由h1*與s1查得：p1*=0.009MPa ，v1*=14.2868482 m3/kg x1*= 0.8897</p><p>　　由pcr與hcr查得：vcr =23.5676845 m3/kg </p><p>　　由p1=0.00861654Mpa和h1=2309.463 kJ/kg 查得v1=14.

35、983 m3/kg，x1=0.8877 </p><p><b>　　動葉漏汽損失：</b></p><p><b>　　級內有效比焓降：</b></p><p><b>　　葉頂漏汽損失：</b></p><p><b>

36、　　濕汽損失： </b></p><p>　　3.4.3 級效率和級內功率</p><p><b>　　級效率的計算</b></p><p><b>　　級的有效焓將：</b></p><p><b>　　級效率： </b></p><p>

37、;　　2) 級內功率的計算</p><p>　　3,5 軸向推力的計算</p><p>　　軸流式汽輪機所受蒸汽的軸向推力由以下四部分組成：</p><p>　　1 作用在全部動葉片的軸向力Fz1</p><p>　　2 作用在葉輪面和輪轂部分的的軸向力Fz2</p><p>　　3 作用在轉子凸肩上的軸向力

38、Fz3</p><p>　　4 作用在軸封凸肩上的軸向力Fz4，因軸封凸肩很小，故這一部 分的軸向力也很小，在實際計算中往往不予考慮。</p><p>　　四. 變工況熱力核算</p><p><b>　　4.1 原始數據</b></p><p>　　流量G=33.6kg/s，噴嘴平均直

39、徑dn=2.004m，動葉平均直徑db=2.0m，級前壓力p0=0.0134Mpa，級前干度x0=0.903，噴嘴圓周速度u1=314.6m/s，動葉圓周速度u2=314m/s，反動度Ωm=0.574，級前余速動能Δhc0=11.05kJ/kg，噴嘴速度系數φ=0.97，噴嘴出汽角α1=18°20’，噴嘴高度ln=0.665m，噴嘴出口截面積An=1.321m2；級后壓力p2=0.0046Mpa，級后干度x2=0.866，動葉

40、出口截面積Ab=2.275m2，動葉出汽角β2=32°54’。</p><p>　　變工況條件：G1=40.32kg/s， p21=p2=0.0046Mpa, h21=2311 kJ/kg</p><p>　　解：由該級級后的蒸汽狀態(tài)向級前進行計算葉熱力計算</p><p>　　4.2 動葉熱力計算</p><p>　　4.2.

41、1 確定排汽狀態(tài)點和動葉出口狀態(tài)點</p><p>　　根據題意h21=2231kJ/kg,p21=0.0046Mpa,由查得v21=26.383m3/kg ，x21=0.8652,s21=7.3495 7.3495 KJ/(Kg*℃)得到排氣點1，如圖4-1所示，在進行核算前，用近似法估算</p><p>　　設計工況下，動葉山口處音速為：</p><p>　　而

42、w2=392.2455m/s,w2>a可知末級動葉片出口是超臨界的。</p><p>　　變工況下，流量增大，則動葉出口速度更是超音速。因此，可用壓力與流量成正比的關系求出 </p><p>　　........................... (4-2-3)</p><p>　　噴嘴前壓力： Mpa............ (4-2-

43、4)</p><p>　　為確定動葉出口的蒸汽狀態(tài)，而需要先估算變工況下級的幾項損失： </p><p>　　在h-s圖上由點1沿P21等壓線截取ΣΔh=49.666KJ/Kg,則得動葉實際出口狀態(tài)點2，有h21=2261.334KJ/Kg，. x21=0.8777 , v21=26.7637103 m^3/Kg</p><p>　　4.2.2動葉

44、柵計算</p><p>　　欲求動葉出口實際速度，考慮到動葉出口速度是超臨界的，故不能用連續(xù)性方程式計算，為此需先求取動葉喉部的臨界壓力(p21)cr ，(ρ2)cr。</p><p>　　為求可作假想過程線2-4,并在其上選取不同的點及其相應的，假定這些點為臨界值，按下式計算。</p><p>　　按上式求出數據如表4-1所示。</p><p&

45、gt;<b>　　表4-1</b></p><p><b>　　動葉實際出口速度：</b></p><p><b>　　動葉出口偏轉角：</b></p><p>　　作動葉出口速度三角形，由速度三角形求出或按下式求: </p><p><b>　　校核余速損失：

46、</b></p><p>　　為此，重新確定點1，h21'=2261.334kJ/kg，考慮到余速損失之間的差值不</p><p><b>　　大，因此，</b></p><p><b>　　動葉損失：</b></p><p>　　沿p21線從2 點向下截取△hbξ=10.889

47、98kJ/kg得點3，h31=2250.4442kJ/kg,</p><p>　　V31=26.62687 m^3/Kg,x31=0.8732。</p><p><b>　　動葉滯止理想焓降：</b></p><p>　　由動葉出口理想狀態(tài)點3向上Δhb1*=111.69(kJ/kg)，得動葉進口滯止狀態(tài)點4*：p4*=0.01091Mpa,v

48、*=12.242 m^3/Kg。</p><p>　　初估計動葉理想焓降：</p><p><b>　　式中取設計值</b></p><p>　　由點3垂直向上截取=102.72kJ/kg得動葉進口狀態(tài)點4,查得p41=0.01029151Mpa與估計值較接近， V41=12.9024127 m^3/Kgv41,=0.9036 校核動葉假想過程

49、線無誤，不需重新擬定。</p><p>　　4.2.3. 噴嘴的熱力計算</p><p>　　暫不考慮撞擊損失，因其數值小，影響不大，則可認為點4即是噴嘴出口的蒸汽狀態(tài)點。 </p><p>　　式中=1.035+0.1=1.035+0.1x0.93=1.12536。 因為>，則汽流在噴嘴斜切部分發(fā)生偏轉，但與相差很小，偏轉角不大，故先暫不考慮偏轉，先算出動葉

50、實際進口速度，以便初步校核。</p><p>　　重定點4，由點3垂直向上取Δhb1'=102.265(kJ/kg)得點4'，此時，P11 = 0.0102563 MPa,v41=12.9421635 m^3/Kg, x41= 0.9034。</p><p>　　再求噴嘴喉部的臨界壓力。</p><p>　　作噴嘴假想過程線7-4'，并在其上

51、取點4''，4"',查得 ,之值，再按下式求。</p><p>　　計算結果如表4-2所示。</p><p><b>　　表4-2</b></p><p>　　當==30.52kg/（）時，由表4-2用插值法求得=0.010493825Mpa，=1/12.683kg/。</p><p>

52、<b>　　計算汽流偏轉角：</b></p><p>　　根據動葉進口速度三角形有：</p><p><b>　　校核：</b></p><p>　　此值與=102.265J/kg相差甚微，則以=102.61kJ/kg為最后確定值.</p><p><b>　　計算撞擊損失。</b&

53、gt;</p><p><b>　　撞擊損失：</b></p><p>　　沿線由點4'向下截取0.2222kJ/kg得噴嘴實際出口狀態(tài)點5（實際上因0.2222值很小，點4'與點5重合),h51=2353.6678 kJ/kg.</p><p><b>　　噴嘴損失：</b></p><

54、;p><b>　　估算噴嘴理想焓降：</b></p><p>　　式中c01和c11取設計值，待對上一級進行變工況計算后，才能對此值進行校核。</p><p>　　由點6向上截取=687.1kJ/kg，得噴嘴進口狀態(tài)點7，此時，=0.0168Mpa(與估算值接近），Xo1=0.9212,h71=2416.0478kJ/kg。取等于設計值，即=11.05KJ/kg

55、，由點7垂直向上截取11.02KJ/kg，得噴嘴進口滯止狀態(tài)點8。查得:</p><p>　　4.2.4 級的功率與效率計算 </p><p>　　級的理想能量：=78.15+102.61=168.18 KJ/kg.........(4-2-39)</p><p><b>　　輪周有效焓降：</b></p><p&g

56、t;<b>　　輪周效率：</b></p><p><b>　　校核各項損失：</b></p><p><b>　　葉高損失： </b></p><p><b>　　摩擦損失：</b></p><p><b>　　漏汽損失：</b>&

57、lt;/p><p><b>　　級平均干度：</b></p><p><b>　　濕氣損失：</b></p><p><b>　　級的有效焓降為:</b></p><p><b>　　級的內效率為</b></p><p><b&g

58、t;　　內功率為：</b></p><p>　　變工況后的功率增加值：</p><p><b>　　反動度的計算：</b></p><p>　　設計工況和變工況相關參數的比較：</p><p><b>　　表4-3</b></p><p><b>　　分

59、析與討論</b></p><p>　　汽輪機在設計工況和變工況下運行的各個參數不一樣，在設計工況下汽輪機</p><p>　　的效率最高，經濟性好，而且安全可靠，變動工況效率降低，并且負荷變化越大，效率降低就越多。從上比較表可以清晰看出設計工況的經濟性好，我們通常希望汽輪機工作與設計工況下，但目前的機組大多參與調峰，其功率隨著外界的負荷的變化而變化，偏離設計工況不遠時，其參數值

60、改變不大，該型汽輪機的設計流量為33.6kg/s,要求設計流量增大到40.32kg/s時最末級的工況設計，級在變工況下內效率降低的原因：</p><p>　　工況變動時，汽輪機的理想焓降回發(fā)生變化，引起動葉進口處的速度三角形發(fā)生變化，相應的氣流相對速度(w1)的大小和方向角也會發(fā)生變化，這樣，氣流將對動葉的進汽邊的內弧或背弧產生撞擊，該變工況的理想比焓降從136.59kJ/kg增大到180.5kJ/kg,噴嘴出口

61、汽流速度增大，而圓周速度幾乎沒有變化，那么w11>w1,使汽流角發(fā)生變化，β11<β1,汽流會沖擊在動葉的內弧上，這種情況下沖角為正值（9度），從而引起動葉的附加損失（撞擊損失），該損失值為0.2222kJ/kg,這就使得級的內效率降低。</p><p>　　工況變動時級內反動度的變化，級的理想比焓降增大了44kJ/kg,從動葉通道出口的流量大于其進口流量，不滿足動葉通道中的連續(xù)性。為了滿足蒸汽在動葉

62、通道中的連續(xù)性，則一定是動葉出口速度w21相應地有所減小，說明動葉中的比焓降減小了，那么級的反動度就會減小。</p><p>　　從上表4-3可以看出余速損失從22.8kJ/kg變?yōu)?4.4kJ/kg,這是由于動葉出口的絕對速度值增大（由213.6m/s增為262.7m/s）,而最末級的余速利用系數u=0，該余速損失的增加使級的內效率減小。</p><p>　　設計工況下級的內效率比設計值

63、低的原因：</p><p>　?。?）設計工況下計算的效率偏低，是由于沒有考慮到級前余速動能只是部分被最末級利用，計算時將△hc0=11.05 kJ/kg全部算在內，使該機的理想能量Eo有所增大從而使級的內效率降低。</p><p>　　隔板漏氣損失在最末級是可以胡略不用計算的，但我計算了隔板漏氣損失Δhp=0.0573466 kJ/kg，這就導致了級的內效率實際設計效率小。</p&

64、gt;<p>　　由表4-3還可知變工況的葉輪摩擦損失減小，這是由于該損失是隨著體積流量的增大而減小的。</p><p><b>　　總結</b></p><p>　　在進行汽輪機熱力設計時，除了按設計工況（經濟工況）對機組通流部分進行熱力核算外，還需對變工況進行熱力核算，以取得這些工況下機組的經濟性指標，并為機組主要零部件強度計算和和運行提供數據，以保

65、證機組安全，經濟運行。其核算方法有逐級核算和近似核算兩種主要方法，由于順序法適用于噴嘴和動葉中全是亞臨界流動的情況，所以不宜選用順序法，根據已知排汽壓力和排汽焓由后及前進行核算。用倒序法進行核算時首先要判斷蒸汽在動葉通道中的流動是否是超臨界狀態(tài)，據此判斷能否用流量連續(xù)方程求動葉實際出口速度。</p><p><b>　　參考文獻</b></p><p>　　[1].

66、馮慧雯.汽輪機課程設計參考資料[M].北京：中國電力出版社，1998.</p><p>　　[2]. 李維特，黃保海.汽輪機變工況熱力計算[M].北京：中國電力出版社，2001.</p><p>　　[3]. 康松.汽輪機習題集[M].北京：水利水電出版社，1994.</p><p>　　[4]. 王乃寧，張志剛.汽輪機熱力設計[M].北京：水利電力出版社，1987