1、內蒙古科技大學本科生畢業設計說明書 題 目： 600MW機組熱力系統和燃燒系統(陽泉無煙煤)的設計學生姓名： 張志宇學 號： 123456789專 業： 熱能與動力工程班 級： 熱動0班指導教師： 龔志軍 副教授600MW機組熱力系統和燃燒系統的設計摘要 熱力發電廠的迅速開展使之成為我國現今發電的主要方式之一。由于近幾十年能源的緊張，對電力供給的可靠性要求越來越高，加之我們對環境保護要求的提高使得我們不得不考慮采用高效的方法轉化更多的電能。為此我們選擇設計的熱力發電廠是高參數、大容量、技術已經成熟的600MW機組。 我設計的內容是600MW機組七級熱力系統和燃燒系統的設計，通過本次設計，主要完

2、成的任務是選擇鍋爐和汽輪機發電機組的形式以及容量；擬定機組的原那么性熱力系統，畫出原那么性熱力系統圖，并進行原那么性熱力系統的設計計算；熱力系統主要輔助設備的計算和選擇；擬定鍋爐制粉燃燒系統，并選擇系統中主要管道和設備；全面性熱力系統的擬訂，對主要管道的設計和選擇，對一些主要設備進行選擇，并繪出全面性熱力系統圖。關鍵詞：熱力系統 燃燒系統The design of 7 grade thermodynamic system and combustion system of 600 MW UnitAbstract Thermal power plants rapid developed rapid

3、ly to one of the leading power generation in China today. As the energy was in tension in recent decades, the electricity supply was growing reliability,both and our environmental more and more improtent has enabled us to consider adopting more efficient methods of power conversion. For these reason

4、 we have chosen to design the thermal power plants which is a high-parameter and high-capacity and technology is ripe for the 600 MW unit. The content of my subject is the design of 7 grade thermodynamic system and combustion system of 600 MW Unit. The main tasks of this design are to select the for

5、m and capacity of boiler and steam turbine generators; to draw-up the principle thermal system of the unit, drawing the principle thermodynamic system diagram, making the principle calculation of thermodynamic system; to calculate and choose the main auxiliary equipments of thermodynamic system; to

6、draw-up the pulverizing combustion system of boiler, calculating and choosing the main pipelines and equipments, drawing pulverizing combustion system diagram; to draw-up a comprehensive thermal system, designing and choosing the main pipelines and main equipments of it, drawing comprehensive thermo

7、dynamic system diagram.Key Words: thermodynamic system combustion system目 錄 TOC o 1-3 h z u HYPERLINK l _Toc358546974 前言 PAGEREF _Toc358546974 h 1 HYPERLINK l _Toc358546975 第一章 設計根底 PAGEREF _Toc358546975 h 6 HYPERLINK l _Toc358546976 1.1汽輪機的型式及參數 PAGEREF _Toc358546976 h 6 HYPERLINK l _Toc358546977 1

8、.2回熱加熱系統參數 PAGEREF _Toc358546977 h 6 HYPERLINK l _Toc358546978 1.3鍋爐選型 PAGEREF _Toc358546978 h 6 HYPERLINK l _Toc358546979 1.4汽輪機選型 PAGEREF _Toc358546979 h 7 HYPERLINK l _Toc358546980 1.5其它數據 PAGEREF _Toc358546980 h 7 HYPERLINK l _Toc358546981 第二章 原那么性熱力系統的擬定和計算 PAGEREF _Toc358546981 h 8 HYPERLINK l

9、 _Toc358546982 2.1原那么性熱力系統的擬定 PAGEREF _Toc358546982 h 8 HYPERLINK l _Toc358546983 2.2在h-s圖上作汽輪機的蒸汽膨脹過程線 PAGEREF _Toc358546983 h 9 HYPERLINK l _Toc358546984 2.3 選定軸封及參數 PAGEREF _Toc358546984 h 10 HYPERLINK l _Toc358546985 2.4汽輪機汽耗計算及功率校核 PAGEREF _Toc358546985 h 16 HYPERLINK l _Toc358546986 (1)計算汽輪機內功

10、率 PAGEREF _Toc358546986 h 16 HYPERLINK l _Toc358546987 2.5 熱經濟指標計算 PAGEREF _Toc358546987 h 17 HYPERLINK l _Toc358546988 第三章 制粉系統計算 PAGEREF _Toc358546988 h 19 HYPERLINK l _Toc358546989 3.1磨煤機和制粉系統的選擇： PAGEREF _Toc358546989 h 19 HYPERLINK l _Toc358546990 3.2磨煤機的臺數、出力及型號的選定 PAGEREF _Toc358546990 h 19 H

11、YPERLINK l _Toc358546991 3.3制粉系統熱平衡計算 PAGEREF _Toc358546991 h 21 HYPERLINK l _Toc358546992 3.4制粉系統風量協調與枯燥劑的計算 PAGEREF _Toc358546992 h 25 HYPERLINK l _Toc358546993 3.5制粉系統熱平衡計算： PAGEREF _Toc358546993 h 27 HYPERLINK l _Toc358546994 3.6初始斷面枯燥劑的組成及份額 PAGEREF _Toc358546994 h 28 HYPERLINK l _Toc358546995

12、第四章 燃燒系統計算 PAGEREF _Toc358546995 h 29 HYPERLINK l _Toc358546996 4.1 1 kg燃料所需要的理論空氣量為： PAGEREF _Toc358546996 h 29 HYPERLINK l _Toc358546997 4.2理論煙氣量： PAGEREF _Toc358546997 h 29 HYPERLINK l _Toc358546998 4.3各局部空氣、煙氣計算 PAGEREF _Toc358546998 h 29 HYPERLINK l _Toc358546999 第五章 全面性熱力系統的擬定及主要管道的計算 PAGEREF

13、_Toc358546999 h 33 HYPERLINK l _Toc358547000 5.1主蒸汽管道 PAGEREF _Toc358547000 h 33 HYPERLINK l _Toc358547001 5.2再熱冷熱段管道 PAGEREF _Toc358547001 h 34 HYPERLINK l _Toc358547002 5.3給水系統及其設備及給水管道的選擇和計算 PAGEREF _Toc358547002 h 36 HYPERLINK l _Toc358547003 5.4回熱加熱系統及各級抽汽管道的選擇和計算 PAGEREF _Toc358547003 h 38 HYP

14、ERLINK l _Toc358547004 5.5軸封蒸汽系統 PAGEREF _Toc358547004 h 44 HYPERLINK l _Toc358547005 5.6發電廠疏放水系統 PAGEREF _Toc358547005 h 44 HYPERLINK l _Toc358547006 5.7真空抽汽系統 PAGEREF _Toc358547006 h 44 HYPERLINK l _Toc358547007 5.8凝結水系統及其設備 PAGEREF _Toc358547007 h 45 HYPERLINK l _Toc358547008 第六章 煙風煤粉管道介質流量計算及管道選

15、取 PAGEREF _Toc358547008 h 47 HYPERLINK l _Toc358547009 6.1影響煙風管道內介質流量的因素： PAGEREF _Toc358547009 h 47 HYPERLINK l _Toc358547010 6.2煙風煤粉管道介質流量計算結果 PAGEREF _Toc358547010 h 47 HYPERLINK l _Toc358547011 6.3 煙風煤粉管道的計算 PAGEREF _Toc358547011 h 48 HYPERLINK l _Toc358547012 第七章主要輔助設備及其選擇 PAGEREF _Toc358547012

16、 h 53 HYPERLINK l _Toc358547013 7.1回熱加熱器 PAGEREF _Toc358547013 h 53 HYPERLINK l _Toc358547014 7.2凝結水泵 PAGEREF _Toc358547014 h 53 HYPERLINK l _Toc358547015 7.3 鍋爐給水泵 PAGEREF _Toc358547015 h 53 HYPERLINK l _Toc358547016 7.4除氧器 PAGEREF _Toc358547016 h 54 HYPERLINK l _Toc358547017 7.5凝汽器 PAGEREF _Toc358

17、547017 h 55 HYPERLINK l _Toc358547018 7.6排污擴容器 PAGEREF _Toc358547018 h 55 HYPERLINK l _Toc358547019 第八章 結論 PAGEREF _Toc358547019 h 56 HYPERLINK l _Toc358547020 參考文獻 PAGEREF _Toc358547020 h 57 HYPERLINK l _Toc358547021 附錄1 PAGEREF _Toc358547021 h 58 HYPERLINK l _Toc358547022 附錄2 PAGEREF _Toc358547022

18、 h 67 HYPERLINK l _Toc358547023 附錄3 PAGEREF _Toc358547023 h 73 HYPERLINK l _Toc358547024 致謝 PAGEREF _Toc358547024 h 76前言 進入21世紀的今天,世界各國對于能源的可持續開展戰略和保護我們的地球這樣一個開展主題愈加重視,并相應制訂了一系列提高環保水平的措施,控制污染排放的標準也愈來愈高。因此,對于電力行業來說,開展清潔、高效的發電技術顯得十分必要和迫切。結合我國的能源資源狀況和電力技術開展的實際水平等具體因素,認為當前積極開展作為潔凈煤發電技術之一的超臨界火電技術很有必要。目前,

19、國家有關部、委已經制定了相關工程的開展方案,積極支持和推動我國超臨界火電機組的國產化及其應用。 水的臨界狀態點的參數為22.115 MPa、374.15。理論上認為,在水的狀態參數到達臨界點時,水完全汽化會在一瞬間完成,即在臨界點時,在飽和水和飽和蒸汽之間不再有汽、水共存的二相區存在,二者的參數不再有區別。與較低壓力下水的特性不同,在壓力很高的情況下,特別在臨界點附近,水的質量定壓熱容Cp值會有較顯著的變化。對水蒸汽動力裝置循環理論分析說明,提高循環蒸汽的初參數和降低循環的終參數都可以提高循環的熱效率。除此之外,采用再熱循環和回熱循環也可以提高循環的熱效率。實際上,蒸汽動力裝置的開展進步一直是

20、以提高參數為目的的。另外,在蒸汽參相同的情況下,機組容量增加,其熱耗率會有所降低在機組容量一定的情況下,蒸汽參數的提高雖然會高循環熱效率,但由于這時蒸汽壓力升高、質量熱容小,有可能會對汽輪機的高壓缸內效率帶來不利影響因此,在實際中或許會有一個“最小經濟容量的問題,即在機組容量小于“最小經濟容量的情況下,采用臨界參數有可能是不經濟的。事實說明,提高蒸汽參數并與開展大容量機組結合是提高常規火電廠效率及降低單位容量造價最效的途徑。與同容量亞臨界 HYPERLINK :/ powersafety /default/Article/Special/huodian/ 火電機組的熱效率相比,在理論上采用超臨

21、界參數可提高效率2%-2.5%,用超超臨界參數可提高4%-5%。目前,世界上先的超臨界機組效率已到達47%-49%。 目前先進的大容量超臨界機組具有良好的啟動、運行和調峰性能,能夠滿足電網負荷的調峰要求,并在較大的負荷范圍(30%-90%額定負荷)內變壓行,變負荷速率多為5%/min。美國?發電可用率數據系統?1980年的分析報中公布了71臺超臨界機組和27臺亞臨界機組的運統計數據,說明這兩類機組的平均運行可用率、等效用率和強迫停運率已無差異。據美國EPRI的統計, 容量為(600-835) MW、具有二次中間再熱的超臨界機組整機可用率已達90%,1300 MW二次中間再熱的燃煤超臨界機組整機

22、可用率為92.3%,有的還要高一些;有1臺ABB公司制造的1300 MW超臨界機組甚至創造過平安運行605天的記錄。同時,從國內引進的幾臺超臨界機組的運行情況看,也說明了這一點,即目前投運的超臨界機組的運行可靠性指標已經不低于亞臨界機組,有的甚至更高。 提高蒸汽參數將使機組的初投資有所增加,這是因為壓力提高后很多設備和主蒸汽管道的壁厚要相應增加,或者說要選用性能和價格更高一些的材料;而溫度提高后那么要使用更多價格昂貴的合金鋼材。一般認為超臨界機組的造價比亞臨界機組大約增加3%-10%。但由于世界各國的具體情況不同,且各個電站的設計和輔機配套方案等也有所不同,因此,造價增加的幅度不同。由于電廠的

23、運行本錢主要取決于燃料本錢,因超臨界機組的效率高,可抵償一些造價略高的影響,所以運行本錢有可能比亞臨界電廠低。許多專家認為,假設當煤價超過30美元/t,就應當采用超臨界機組;而在煤價較低的地區采用亞臨界機組仍然較為適宜。如果考慮到污染排放收費的情況,或許該煤價還應再低一些。此外,在進行不同方案的綜合技術經濟比擬和分析時,可能還有其它一些因素也值得考慮,比方電站所處的地理位置、電網的負荷率、上網電價以及環保因素等等。 經過四十多年的不斷完善和開展,目前超臨界機組已進入成熟和實用階段,超超臨界參數的機組也已經成功地投入商業運行。 (1)美國:美國于1957年投運第1臺125 MW試驗性的高參數超臨

24、界機組(31 MPa、621/566/538),由于初期采用了過高的蒸汽參數,超出當時的技術開展水平,使得機組在運行中暴露出許多問題,降低了機組運行可靠性水平。但在以后陸續投運的機組中降低了蒸汽參數,情況有所好轉。到20世紀70年代末,已有100多臺超臨界機組運行,占當時全部火電容量的30%。1972年投運了首臺世界上單機容量最大的1 300 MW超臨界機組,至1994年此類機組共投運9臺。據統計,截止1985年,美國絕大多數超臨界機組的主蒸汽參數為24.13MPa、主汽溫度和再熱溫度為538566。1990年前后,超臨界機組的溫度和壓力又趨于提高。目前,西屋公司正在研究31MPa、593/5

25、66/566的新一代超超臨界參數機組。 (2)前蘇聯:前蘇聯超臨界機組的研制主要立足于國內自主開發。1963年投運首臺300 MW超臨界機組,其后所有300 MW及以上的機組都采用超臨界技術。迄今,根本上形成300 MW、500 MW、800 MW、1200 MW 4個容量等級,參數根本保持在23.5 MPa、540/540。超臨界機組占火電容量50%以上,最大單機容量為1 200 MW。據介紹,目前俄羅斯的列寧格勒金屬工廠和莫斯科動力學院又設計了新一代高參數超臨界機組,蒸汽參數為(30-32) MPa/580-600/580-600,給水溫度300,中壓缸和低壓缸采用彎扭葉片。當凝汽器壓力為

26、(3.4-3.6) kPa時,預計電站的效率為44%-46%。 (3)日本:日本開展超臨界機組雖然起步較晚(20世紀60年代中期),但開展快、收效大。其采取引進、仿制、創新的技術路線,與前蘇聯形成鮮明的比照日本于1967年從美國進口首臺600 MW超臨界機組,兩年后仿制的同型機組就已投運;而1971年投運的600 MW超臨界機組那么有效地利用了日本自己的技術。80年代以后,日本吸取歐洲的經驗,自行開發了能帶中間負荷滑壓運行的超臨界直流鍋爐。現在容量為450 MW以上的機組均采用超臨界參數,一般為24.1MPa/538/566,一次再熱;少數機組采用24.1MPa/538/538或24.1 MP

27、a/538/552/566,二次再熱。目前日本超臨界機組已占其火電容量的50%以上,最大單機容量為1 000 MW。而且開始向更高參數開展,蒸汽溫度多在566593的范圍內1989年日本投運了世界上第1臺采用超超臨界參數的川越電廠1號機組,其主蒸汽壓力為31 MPa,溫度為566/566/566。 (4)德國:德國也是開展超臨界技術最早的國家之一,但其單機容量較小。1956年參數為29.3 MPa、600(無再熱)的117 MW超臨界機組投運,1972年首臺430 MW(24.5MPa、535/535)超臨界機組投運。德國近年來很重視開展超臨界機組,目前最具有代表性的是1992年投運的斯道丁格

28、電站5號機組,該機組容量為535 MW,參數為26.2 MPa、545/562,機組凈效率可達43%。 (5)丹麥丹麥NORDJYLLANDSVARKET電站1998年投運1臺容量為400 MW、29 MPa、二次再熱、新蒸汽和再熱蒸汽溫度為580/580/580的超臨界機組,在凝汽器壓力為2.1 kPa時,機組效率高達47%。又據介紹,丹麥于2001年投運的1臺超臨界機組效率高達49%,這是目前世界上的超臨界機組中運行效率最高的機組。 超臨界火電技術的開展趨勢展望 (1)為進一步降低能耗和減少CO2排放,改善環境,在材料技術開展的支持下,超臨界機組正朝著更高參數的超超臨界的方向開展。目前高參

29、數的超臨界機組已到達成熟、高效和商業化程度,其最大容量已達1300 MW,最高效率達49%,具有極高的推廣前景超超臨界機組技術也正趨于成熟,國外超超臨界機組開展的近期目標為1 000 MW級機組,參數為31MPa、600/600/600,并正在向更高的水平開展。一些國家和制造廠商已經公布了開展下一代高效超臨界機組的方案,蒸汽初溫將提高到700,再熱汽溫達720,相應的壓力也將從目前的30 MPa左右提高到(35-40)MPa,機組供電效率有望到達50%-55%。在歐洲的“THERMIE方案中目前正在支持旨在推動歐洲開展超臨界火電技術的工程“ADVANCED(“700)PF POWER PLAN

30、T(先進的(“700)PF電廠),該工程主要有兩個目標:1)使燃燒粉煤(PF)電廠的凈效率由47%提高到55%(對于低海水冷卻水溫度)或52%左右(對于內陸地區和冷卻塔);2)降低燃煤電站的造價。歐洲各國約有40個單位參加了這個工程的工作,其中有26家是設備制造商(包括汽輪機、鍋爐、主要輔機和材料等制造商),其它那么分別是有關的研究機構、大學、電力公司等部門。該工程從1998年開始,分為8個階段,預計在2021年完成。在此還應特別說明的是,根據世界上先進的超臨界電站的開展經驗,機組效率的提高可能來源于許多方面的因素,如:較低的鍋爐排煙溫度,高效率的主、輔機設備,煤的良好燃燒,較高的給水溫度,較

31、低的凝汽器壓力,較低的系統壓損,蒸汽再熱級數等等。據國外研究報告估計,僅由于提高蒸汽參數而提高的效率最多為效率總提高量的一半左右。因此,要使超臨界機組和超超臨界機組真正到達高效,不能僅靠簡單地提高蒸汽參數來實現,還必須同時注重其它相關技術的開發和研究。(2)從原理上說，對于利用蒸汽循環發電的任何技術都可以采用超臨界技術。因此，目前的IGCC(整體煤氣化聯合循環發電)技術，FBC(流化床燃燒)技術，燃氣輪機聯合循環發電技術以及任何與余熱鍋爐有關的技術均可采用超l臨界技術。當然，為了到達商業上可行的目的，這類采用超l臨界參數的發電方式在技術上不僅要能產生高溫蒸汽，同時還需具備一定的容量規模。據國外

32、研究報告介紹，隨著FBC和聯合循環燃氣輪機技術的進步，機組容量增加，余熱鍋爐的溫度也相應提高，在今后的515年內，其超l臨界形式可能會實現商業化。據介紹，EDF公司正在進行600 Mw 、蒸汽參數為27 MPa、600/600、給水溫度為290的超臨界CFB(循環流化床)鍋爐的設計。日本正在KARITA電站建造350MW的超臨界循環的PFB(增壓流化床)鍋爐機組，蒸汽參數為24.6MPa、569/568，所有蒸發、過熱和再熱均在浸沒于鼓泡流化床內的管束中進行。同時，IGCC 采用超臨界技術仍然是未來目標。由于煤可以遠距離運輸，且能大量儲存，在燃料供給上具有極好的平安保證，所以燃煤發電技術具有較

33、強的優勢。面向21世紀，對于燃用化石燃料，特別是燃煤機組，超l臨界發電技術仍是一種重要的技術選擇，因此具有廣闊的開展前景。 我國開展超臨界火電機組的必要性和根底條件由于煤炭在一次能源結構中的主導地位，決定了電力生產中以煤電為主的格局。根據我國能源資源的特點，煤炭在一次能源生產與消費中的比例會長期保持在759/6左右的水平上，而且這一比重在將來的幾十年內不會有根本性的變化。在中國電力工業中，自1990年以來，火電機組裝機容量保持在759/6左右。火電機組的發電量占總發電量的80 以上，其中燃煤電站占總發電量的76 。目前，我國發電消耗的煤炭約占煤炭總產量的40 以上，且這一比例還會逐年上升。據介

34、紹，我國已探明的煤炭儲量約為10000億t，人均擁有量在世界上屬中等水平，加上可采量及開采能力受一定條件的限制，我國的煤炭供需矛盾仍很突出，并將隨火電的開展而進一步擴大。 由于我國電力工業總體水平與國外先進水平相比有較大差距，能耗高和環境污染嚴重是目前我國火電廠中存在的兩大突出問題，并成為制約我國電力工業乃至整個國民經濟開展的重要因素。因此，在增產煤炭的同時，必須更加重視節約發電用煤工作，提高機組的熱效率以實現節能降耗及降低污染排放。多年來，國外在開展先進的大型超臨界火電機組方面已經取得了很大進展，技術日益成熟，并被廣泛應用，取得了顯著的節能和環保效益。目前，國外超I臨界一次再熱機組熱效率一般

35、可達4O-42 ，先進的那么高達45以上,供電煤耗大多在300 g/(kW.h)左右。因此，為迅速扭轉我國火電機組煤耗長期居高不下的局面，縮小我國火電技術與國外先進水平的差距，開展國產大容量的超臨界火電機組是十分必要的。隨著我國國民經濟的迅速開展，市場對電力的需求會愈來愈大，且國家對環保和控制污染排放的要求會愈來愈高，因此開展高效、節能、環保的超超臨界火力發電機組勢在必行。采用大容量、高參數是提高活力發電機組平安、經濟運行的有效途徑，也是今后時期火電機組的開展方向。目前在我國600MW機組已經是火電建設的主力機組，一些國產超臨界機組已在投產使用或正在新建，這標志著我國活力發電設備的制造和運行已

36、經進入了一個嶄新的階段，因此，加快研究大容量、高參數火電機組運行的關鍵技術也就成為我國動力工作者面臨的一項極具現實意義的課題。第一章 設計根底1.1汽輪機的型式及參數機組型式：單軸、四缸四排氣、亞臨界、一次中間再熱、直接空冷凝汽式汽 輪機； 額定功率：pe=600MW； 主蒸汽參數主汽閥前：p0=17.75MPa，t0=540； 再熱蒸汽參數進汽閥前：熱段：prh=3.95 MPa，trh=540 ； 冷段：prh=4.4 MPa，trh=345； 汽輪機排汽壓力：pc=0.05MPa，x=0.92。1.2回熱加熱系統參數機組各級回熱抽汽參數見表1.1：表1.1 機組回熱抽汽參數工程單位 回熱

37、抽氣序號1234567抽汽壓力6.4014.42.1571.1010.7080.2490.084抽汽溫度387.9345459.0360.9311.4194.195.01加熱器上端差-1.70-1.72.82.82.8加熱器下端差5.55.55.55.55.55.5水側壓力21.4721.4721.470.9162.7582.7582.758 給水溫度：tfw=273 oC； 給水泵出口壓力：ppu=21.47 MPa，給水泵效率：pu=83%； 除氧器至給水泵高差：Hpu=23m； 小汽機排汽壓力：pc,xj=6.27kPa；小汽機排汽焓：hc,xj=2422.6 kJ/kg 1.3鍋爐選型

38、鍋爐型式：哈爾濱鍋爐廠生產汽包式強制循環鍋爐； 額定蒸發量：Db=2021t/h； 額定過熱蒸汽壓力：pb=18.29 MPa，額定再熱蒸汽壓力：pr=4.5 MPa； 額定過熱汽溫：tb=540，額定再熱汽溫：tr=540； 汽包壓力：pdu=18.29 MPa； 鍋爐熱效率：gl=92. % 1.4汽輪機選型 制造商：哈爾濱汽輪機廠1額定功率:600 MW2主蒸汽壓力:17.75 MPa(a)3主蒸汽溫度:5404主蒸汽流量:1810 t/h 1.5其它數據1汽輪機機械效率：=0.9852發電機效率：3化學補充水焓：4全廠汽水損失：5鍋爐排污量：6過熱器減溫水量：7排污擴容器壓力取0.9M

39、Pa表1.2 排污利用系統的汽水參數項 目汽 水 參 數PMPa t() h(kJ/kg) 鍋爐排污水18.28363.231744.26 擴容蒸汽0.9175.362772.13 擴容器排污水0.9175.36742.64第二章 原那么性熱力系統的擬定和計算2.1原那么性熱力系統的擬定該機組采用600MW汽輪發電機組及配套的輔機、附件。其中汽輪機是哈爾濱汽輪機廠生產單軸、四缸四排氣、亞臨界、一次中間再熱、直接空冷凝汽式汽輪機，鍋爐是哈爾濱鍋爐廠生產汽包式控制循環鍋爐。汽輪機有四個缸分別為高壓、中壓和兩個低壓缸、單軸、凝汽式汽輪機。該系統共有七級不調節抽汽，其中一、二、三級抽汽分別供三臺高壓加

40、熱器，第五、六、七、抽汽分別供三臺低壓加熱器，第四級抽汽作為1.101Mpa、抽氣溫度340.4除氧器的加熱汽源。汽輪機的主凝結水由凝結水泵送出 ，分別通過軸封加熱器、四臺低壓加熱器、進入除氧器。然后由給水泵升壓后經過三個高壓加熱器，最終給水溫度274.8,進入鍋爐，加熱器疏水都采用逐級自流，三級高壓加熱器疏水流入除氧器，五、六、七、級和軸封加熱器疏水至凝汽水箱中。給水泵由小汽輪機驅動，汽源為中壓缸抽汽第四級抽汽，無回熱加熱，直接排入凝汽器中。機組原那么性熱力系統計算方法有多種，有傳統的常規計算法、等效熱降法、循環函數法以及矩陣法等。常規計算法是最根本的一種方法。假設回熱系統是由z級回熱抽汽所

41、組成，對與每一級回熱抽汽相連的加熱器分別列出熱平衡式，再加上一個求凝汽流量的物質平衡式或功率方程式組成z1個線性方程組，最終可求出z個抽汽量和一個新汽量或凝汽量。這z+1個線性方程組既可以用絕對量Dj、D0或Dc來計算，也可用相對量j、c來計算，然后根據有關公式求得相應的熱經濟指標。實際進行計算時又有串聯法和并聯法兩種。所謂串聯法就是對凝汽式機組采用“由高至低的計算次序，即從抽汽壓力最高的加熱器開始算起，依次逐個算至抽汽壓力最低的加熱器。這樣計算的好處是每個方程式中只出現一個未知數，對手工計算非常適宜，防止求解聯立方程組。而并聯法那么適用于計算機計算，對z+1個線性方程組聯立求解。一次即可求得

42、全部z+1個未知數，方便快捷。對供熱式機組，假設進入凝汽器的流量，也可從低壓加熱器開始計算。2.2在h-s圖上作汽輪機的蒸汽膨脹過程線 1主蒸氣參數 由主汽門前壓力=17.75MPa,溫度=540,查水蒸氣性質表,得主蒸氣比焓值. =3393.6 .主汽門后壓力= 由=17.04MPa, ,查水蒸氣性質表,得主汽門后氣溫=540.22根據條件算出各計算點的參數根據水蒸氣表查得各加熱器出口水焓hwj及有關疏水焓hj或hwjd，將機組回熱系統計算點參數列于表2-1中。表2-1 N600-16.7/537/537型四缸四排氣機組回熱系統計算點參數工程單位 H1H2H3H4H5H6H7SG*汽側抽汽壓

43、力MPa6.4014.42.1571.1010.7080.2490.084抽汽溫度387.9345459.0360.9311.4194.195.01 抽汽比焓kJ/kg 31353055330531603095286026702976.5抽汽管道壓損 3355555加熱器側壓力pjMPa6.2093.69212.0921.0460.6730.2370.080飽和溫度ts277.8245.5214.6181.7163.1132.392.9水側水側壓力MPa21.4721.4721.470.9162.7582.7582.7582.758加熱器上端差-1.70-1.702.82.82.8出水溫度27

44、9.5245.5215.3181.7161.3129.590.137.3出水比焓kJ/kg1233.41063.8919.3800713.5505.84377.2153.6進水溫度243.4208.3179.2141.0120.389.356.132.19進水比焓kJ/kg1056.2897.2769.9593.7506.7376.0237.1136.3加熱器下端差5.55.55.505.55.55.5疏水溫度td,j 251220.8187.3161.3129.595.667.737.3疏水比焓hd,jkJ/kg1090.3943.97752681.2544.1397.57283.4157.

45、62.3 選定軸封及參數工程單位Dsg1Dsg2Dsg3Dsg4DsgHDsgI汽量kg/h102326571022132570685960汽焓hkJ/kg3127.03068.82803.13068.8去處H5H7SG凝汽器1新蒸汽、再熱蒸汽及排污擴容器計算點參數確實定表2-2 新蒸汽、再熱蒸汽及排污擴容器計算點汽水參數表 汽水參數單位鍋爐過熱器出口汽輪機高壓缸出口鍋爐汽包排水連續排污擴容器再熱器入口再熱器出口壓力MPa18.2916.718.280.93.5843.226溫度541537313.4537汽焓kJ/kg3382.53393.62772.13008.83535.5水焓kJ/kg

46、1801.8742.64再熱蒸汽焓升kJ/kg526.62 全廠物質平衡 汽輪機總耗汽量 鍋爐蒸發量 鍋爐給水量 鍋爐連續排污量 排污擴容器熱平衡計算求Df、Dbl參見表2-4 擴容蒸汽回收量 2-1 = =10955.9Kg/h 未回收排污水量 補充水量 3計算汽輪機各段抽氣量Dj和凝汽流量Dc由高壓加熱器H1熱平衡計算： 2-2 由高壓加熱器H2平衡計算D2 2-3 據物質平衡的H2輸水量DdDdr2= D1+D2=0.066442 D0 -132.8832+0.090997D0-181.9938 =0.157439D0-314.8770 再熱蒸汽量計算Drh Drh = D0-DsgH-

47、 D1- D2-Dsl= D0-7068-0.157439 D0+314.8770-5790 =0.842561D0-12543.1230由高壓加熱器H3衡計算D3 取給水泵焓升 2-4 H3的疏水量Ddr3：由除氧器H4熱平衡計算D4 除氧器出口水量給水泵出口水量Dfw 取小汽輪機進氣量。 2-5 除氧器進水量Dc4 2-6 由于低壓加熱器H5的進口水焓未知，將疏水泵混合點M包括在H5的熱平衡范圍內，分別列出H5和H6兩個熱平衡式，然后聯立求解得和。 由低壓加熱器H5熱平衡計算： 2-7 由低壓加熱器H6熱平衡計算D6 2-8 聯立式，求解得： 低壓加熱器H6進水量Dc6 (7)由低壓加熱器

48、熱平衡求 2-9 的疏水量 (8)由凝氣器熱井物質平衡求 由汽輪機物質平衡校核 與誤差很小,符合工程要求. 計算結果匯總于表2-3表2-3 D和hD(Kg/h)h(kJ/kg)D(Kg/h)h(KJ/kg)2.4汽輪機汽耗計算及功率校核 (1)計算汽輪機內功率 2-10 代入數據及前面計算結果，并整理后得： (2) 由功率方程式求 (3)求各極抽汽量及功率校核 將數據代入各處汽水相對值得： 排汽量： 再熱蒸汽量： 各處汽水參數和抽汽及排汽內功率,列入表2-4.表2-4 各項汽水流量抽汽及排氣內功率工程數量(kg/h)工程抽 汽 量(t/h) 內功率 (KJ/h) 汽輪機汽耗 1831330.8

49、26第一級抽汽121.54432452354.67 鍋爐蒸發量 1861330.826第二級抽汽 166.46364055199.94 給水量 1829330.826第三級抽汽75.19645057726.5 184330.826第四級抽汽145.049114110591.8鍋爐排污量 230000第五級抽汽6053蒸汽量 10955.9第六級抽汽37.10843016450.36未擴容蒸汽量 12044.1第七級抽汽57.271907801.74全廠汽水損失 30000汽輪機排汽1098.1641696994294再熱蒸汽量1 1503464化學補充水量 42044

50、.1 1530464.73功率校核：功率校核符合要求。2.5 熱經濟指標計算(1) 機組熱耗,熱耗率,絕對電效率 (2)鍋爐熱負荷和管道效率 根據鍋爐蒸汽參數查得過熱器出口焓反而低于汽機入口新汽焓,這是不可能的.為此取=3382.9KJ/Kg的等焓值. (3)全廠熱經濟指標 全廠熱效率 全廠熱耗率 發電標準煤耗率第三章 制粉系統計算3.1磨煤機和制粉系統的選擇：磨煤機選擇的主要依據是煤的特性，其中以揮發份、水分、可磨性系數、及由他們決定的磨制煤粉的細度為主要選擇。根據對許多資料的查閱一般600MW的汽輪機組都采用中速磨直吹制粉系統，本工程設計煤種和校核煤種枯燥無灰基揮發份為38.46%(32.

51、31%)，哈氏可磨性指數為63(57.64)，也適合選用中速磨直吹制粉系統。其系統簡單、結構緊湊、占地面積小、重量輕、投資省、平安可靠、廠用電低、運行經濟性較好。且噪音小、密封性好、使生產環境得到改善，運行、操作、檢修方便、磨制出的煤粉均勻性系數較高、特別適宜變負荷運行等優點。因此，在煤種適宜的條件下應優先采用中速磨煤機。中速磨煤機的缺點是結構復雜，需嚴格地定期檢修、維護。此外，在排放的石子煤中難免夾雜少量合格煤粉，需要另外處理。系統選擇：采用中速磨正壓直吹式冷一次風機制粉系統，每臺磨煤機引出4根煤粉管道連接到鍋爐的同一層燃燒器，根據鍋爐負荷的變化可以停用任何一臺磨煤機和對應的燃燒器。3.2磨

52、煤機的臺數、出力及型號的選定對于中速磨煤直吹式系統，由于鍋爐與制粉系統直接相關，系統運行可靠性較差故系統的磨煤備用裕度較大。對600MW機組的中速磨煤機直吹式制粉系統中速磨煤機的臺數的選擇多為6臺，所以預選擬定磨煤機臺數為6臺。與鍋爐6層燃燒器相對應，燃用設計煤種時，BMCR工況下5臺磨煤機運行、1臺備用。=式中 B鍋爐額定負荷下的燃料消耗量， Z每臺鍋爐配備的磨煤機臺數。上式說明，當有3臺以上磨煤機時，一臺檢修后，鍋爐仍然能維持在90%額定負荷下運行。 3-1=33.52 3-2磨煤機型式的選擇：由于MPS型磨煤機為輪式磨煤機，對煤種的適應能力較強，綜合考慮本工程實際情況，磨煤機按MPS19

53、0型設計，設計出力45.8t/h，符合?火力發電廠設計技術規程?的要求。表3.1MPS190型磨煤機系列參數根本出力磨盤直徑磨輥直徑磨盤轉數電動機功率入磨最大通風量阻力外表尺寸 58.022507504.1504.80.971050063009500注1：指哈氏可磨度HGI=50，煤粉細度=20%，原煤水分=10%，原煤收到基灰分時的根本出力。注2：磨煤機最小風量根據一次風管最低允許流速以及磨煤機運行情況確定磨煤機的計算出力：= 3-3按照?鍋爐原理及設備?中表4-4與4-5選擇、的值。= =0.7951.1400.9652.6=45.79MPS磨煤機功率計算公式： 3-4=5kwh/t =1

54、17kw=458.95kw 磨煤機出力富裕系數：=1.23 3-5煤粉細度：影響煤粉經濟細度的因素很多，最主要的是煤粉的枯燥無灰基揮發份及磨煤機和粗粉別離器的性能。較高的燃煤，易于著火和燃盡，允許煤粉磨得粗些，即可以大一些；否那么，應該小一些。磨煤機和粗粉別離器的性能決定煤粉的均勻性系數n。n值較大時，煤粉的粗細均勻比擬均勻，即使煤粉粗些，也可能燃燒比擬完全，因而也可以大一些；反之，也應該小一些。按照上面的規定我們選擇=25%。3.3制粉系統熱平衡計算制粉系統熱平衡計算的目的，就是在保持系統平安經濟條件上，確定枯燥劑的溫度和枯燥劑量。計算以每kg原煤作根底。計算系統的進口，對燃料為原煤管；對枯

55、燥劑為磨煤機進口與原煤混合前。計算系統的出口，對正壓系統為粗粉別離器出口。制粉系統熱平衡就是指輸入制粉系統的熱量應等于輸出系統的熱量。3.3.1輸入系統的熱量輸入系統的熱量由以下四局部組成：1枯燥劑的物理熱= 3-6式中 枯燥每千克原煤所需枯燥劑量，kg/kg; 制粉系統進口枯燥劑的溫度，；制粉系統進口枯燥劑的比熱容，kJ/(kg),當用空氣作枯燥劑時，可按查表3.2表3.2空氣的比熱容含濕量d=10g/kg干空氣空氣溫度0100200300400比熱容kJ/kg1.0111.0151.0221.0281.0382碾磨過程中由機械能轉化而來的熱量=3.6 3-7式中 e單位磨煤電耗，中速磨e=

56、20-30,初取e=25，碾磨過程中能量轉化系數，對中速磨=0.6。所以：=3.6=3.60.625=54kJ/kg3制粉系統漏風帶入的熱量= 3-8式中 制粉系統漏風系數，可按照表4.3選取；漏入冷風溫度，一般取30；空氣在式下的比熱容，kJ/(kg)。查表3.2得：=1.0122 kJ/(kg)所以：=0.2301.0122=6.0732表3.3制粉系統漏風系數球磨機中間倉儲式制粉系統球磨機直徑Dm漏風系數2.10.42.50.352.90.33.2，3.5，3.80.254.00.20中速磨、風扇直吹式系統0.24燃料帶入的熱量 3-9式中 燃料進入系統時的溫度，一般取20；燃料的收到基

57、定壓比熱容，kJ/(kg)；按照下式計算：=式中 燃料枯燥基比熱容，按表3.4取用，表3.4燃料枯燥基比熱容燃料溫度0100200300400無煙煤0.961.091.261.42查表得：=0.986 kJ/(kg)所以：=0.986=1.285 kJ/(kg)所以：=25.15 kJ/kg5密封風物理熱中速磨煤機、風扇磨煤機密封風物理熱(kJ/kg)按下式計算： 3-10 式中 密封風溫度，一般取25； 在溫度時濕空氣比熱容，kJ/(kg),按照?火力發電廠制粉系統設計計算技術規定?中圖6.5.1確定； 密封風質量流量，kg/s，見表3.1;=2.585 kJ/kg 3.3.2輸入系統的熱量

58、1蒸發水分消耗的熱量= 3-11式中 每千克原煤在枯燥過程中蒸發掉的水分，可按=計算；其中 外在水分含量，=-=5-4=1； 所以 = ，水和水蒸汽的比熱容，kJ/(kg)； 2261負壓條件下水的汽化潛熱，kJ/kg； 制粉系統出口枯燥劑的溫度，。 由于管道散熱，比磨煤機出口氣粉混合物溫度略低。對直吹式負壓系 統=5；對直吹式正壓系統=；對中間倉儲式系統=-10。根據防暴要求，磨煤機出口最高允許溫度可以按照3-5表選取表3-5磨煤機出口最高允許溫度 枯燥介質 制粉系統形式空氣枯燥煙氣空氣混合枯燥中速磨煤機直吹式別離器后當40%時 =82-5/35 40%時 70RP.HP中速磨煤機直吹式別離

59、器后高熱值煙煤82，低熱值煙煤77，次煙煤褐煤66注：燃用混合煤的可按允許較低的相應煤種取值。所以：中速磨煤機=82-5/35=82-38.645/3+5=77所以：=0.01044.187100-20+2261-1.884100-77=4.1870.0627595+0.4590-20=160.0kJ/kg2乏氣帶出系統的熱量= 3-12式中 溫度下枯燥劑的比熱容，kJ/(kg)。查表3.2得：=1.1046 kJ/(kg) 所以：=1+0.21.014677=109.58kJ3加熱燃料消耗的熱量= 3-13 =56.74 kJ/kg4制粉系統散熱損失制粉系統散熱損失按下式計算：=0.02=0

60、.02+ 3-143.4制粉系統風量協調與枯燥劑的計算輪式中速磨煤機正壓直吹式制粉系統始端枯燥劑量kg/kg按下式計算； 3-15 式中 磨煤機通風量，kg/s, 磨煤機設計出力，t/h; 相當于設計出力下的負荷率，%； 相當于下的通風率，%。表3.6確定通風率的公式磨煤機型式計算的公式公式編號備注輪式磨煤機MPS=0.583+0.417100% 40% 240%時，=75% 輪式磨煤機的通風量按?火力發電廠制粉系統設計計算技術規定?中圖5.33確定，其中通風量100%數值見輪式磨煤機系列表，磨煤機出力的100%系數指設計參數下磨煤機的最大出力，通風量的100%可以在10%以內波動。由MPS2