N25-3.5435汽轮机通流部分热力计算
汽轮机单列调节级变工况热力计算方法及应用
汽轮机单列调节级变工况热力计算
方法及应用
汽轮机单列调节级变工况热力计算方法及应用是一种特殊的汽轮机热力计算方法，它主要针对单列汽轮机的调节级变工况而进行的热力计算。
汽轮机单列调节级变工况热力计算的基本原理是，在汽轮机的单列调节级变工况下，其来源能量可以分为两部分：一部分来源于汽轮机输出轴上所发生的摩擦热，另一部分来源于汽轮机内部各部件之间所发生的摩擦热。
在汽轮机的单列调节级变工况下，输出轴上的摩擦热是最大的，而内部各部件之间的摩擦热相对较小。
因此，汽轮机单列调节级变工况下的来源能量主要来源于输出轴上的摩擦热，而内部各部件之间的摩擦热只会在输出轴上的摩擦热中占很小的比例。
汽轮机单列调节级变工况热力计算方法主要是通过对汽轮机输出轴上所发生的摩擦热进行测量，并根据测量数据进行计算，以确定汽轮机单列调节级变工况下的来源能量。
由于汽轮机单列调节级变工况热力计算的精确性较高，因此它在汽轮机的操作运行中具有重要的应用价值。
例如，当汽轮机处于低调节级变工况时，可以通过汽轮机单列调节级变工况热力计算来确定汽轮机在低调节级变工况下的摩擦热系数，从而更加准确地估算汽轮机的运行能耗。
此外，由于汽轮机单列调节级变工况热力计算可以更详细地分析汽轮机在调节级变工况下的来源能量，因此也可以用来优化汽轮机的运行参数，以提高汽轮机的运行效率。
总的来说，汽轮机单列调节级变工况热力计算方法是一种有力的汽轮机热力计算方法，它可以帮助我们更好地理解汽轮机在不同调节级变工况下的来源能量，并有助于提高汽轮机的运行效率。
燃气轮机组热力计算指标
������
������n qB
=
∗ ∗ ∗ Cp T∗ 3 −T 4 −C p T 2 −T 1 ∗ Cp T∗ 3 −T 2
1 = 1 − T4 ∗ −T ∗ = 1 − 3 2
T ∗ −T ∗
1
k −1 π k
„„„„„„（4）
式中，f——燃料的质量流量与空气的质量流量之比，称为燃料空气比； f = G f kg 燃料/kg 空气；k 为绝热指数；
n
B
3600 G f qn
=η
3600
gt H u
；式中 B 为气耗量
4）热耗率：产生单位有效功率所耗的燃料热量，kJ/（kWh）
qe =
BH u qn
=
3600 η gt
2.联合循环机组的主要参数及性能指标 2.1.联合循环热效率和功比率
热效率和功比率是联合循环的两个基本特性参数， 以常规的余热锅炉型联合 循环（一台燃气轮机、一台余热锅炉、一台汽轮机，电动机可以一台，也可以两 台，也称“一拖一”方案）为例，介绍这两个参数。 余热锅炉型联合循环的热效率指通过燃气轮机获得的轴工和通过汽轮机获 得的轴功之和在加入系统的燃料热中所占的比例，记为ηcc 。 联合循环的功比率是指蒸汽轮机与燃气轮机的轴功之比，记为Scc 。 设燃料全部从燃气轮机燃烧室加入的， 设单位时间内从燃气轮机燃烧室加入 的燃料热为Qf（kJ/s） ；通过燃气轮机获得的轴功为Pgt（kW） ；通过气轮机获得的 轴功为Pst （kW） ；则， ηcc =
∗ ∗ ∗ ∗ ������n = ������T − ������C = Cp T3 − T4 − Cp (T2 − T1 )„„„„„„„（3）
式中，������T ——透平的比功，J/kg 或 kJ/kg； ������C ——压气机的比功，J/kg 或 kJ/kg； Cp ——工质的定压比热（在知道压力、温度时，可查表得出） 。 2）循环热效率：当工质完成一个循环时，输入的热量功转化为输出功的部 分所占的百分数，记为ηgt ，计算公式为： ηgt = fHn =
热力计算(55)
按定功率法计算机组在额定工况下（Pe=300MW）的全厂热经济指标。
一、全部已知参数1.汽轮机机组形式： N300-16.17/535/535新蒸汽参数：P0=16.17 MPa，t0=535 ℃，h0=3394.03 kJ/kg再热蒸汽参数：高压缸排汽：t7=324.66 ℃，P rh=3.59 MPa，h7=3037.64 kJ/kg中压缸进汽：t rh=535 ℃，P rh’=3.16 MPa，h rh=3531.62kJ/kg 排汽压力： Pc=0.0051 MPa，hc=2380.51 kJ/kg2.锅炉参数最大连续蒸发量：P b＝16.66MPa；t b=540℃ h b=3402.54 kJ/kg再热蒸汽出口温度：t rh=535 ℃汽包压力：P bq＝19.67MPa锅炉效率：ηb=0.923.回热抽汽给水泵焓升：△=30.584 kJ/kg锅炉排污量：D b1 = 0.01 Db全厂汽水损失：D1=0.01Db加热器及除氧器效率：ηh=0.99排污扩容器效率：ηf=0.98补充水：t m = 20 ℃，h m = 84.14 kJ/kg连排扩容器：P = 0.81 MPa ，△P bl=0.06MPa机械电机效率：ηm=ηg=0.98给水泵效率：ηst=0.70小汽机抽汽管道及阀门压损：8%各加热器抽汽管道及阀门压损：6%轴封加热器抽汽参数为：h sg4=2689 kJ/kg ，疏水焓sg4t = 140.25 kJ/kg ，则q sg4= h sg4 - sg4t = 2689 kJ/kg —140.25 kJ/kg = 2548.75kJ/kg蒸汽再热吸热量q rh = h rh — h 7 =3531.62kJ/kg —3037.64 kJ/kg =493.98 kJ/kg 排污扩容器回收工质进入除氧器，在除氧器中的放热量为：kg 2150.66kJ/g 618.70kJ/k -kg 2769.36kJ/4==-=t h q f f二、全厂物质平衡计算汽水损失：D 1 = 0.01 D b = 0.010101 D 0 锅炉蒸发量：D b = D 0 + D 1 = 1.0101 D 0 连续排污量：D b1 = 0.01 D b = 0.010101 D 0 给水量：D fw = D b + D b1 = 1.020201 D 0轴封漏汽量：D sg1 = 0.00608 D 0，D sg3= 0.00233 D 0 D sg2 = 0.000263 D 0，D sg4 = 0.0012 D 0由排污扩容器热平衡可计算得： 回收工质量：0011D 00515.0D 0.010101723.445-2769.36723.445-0.981806.20=⨯⨯=⨯--⨯=b ff ff b f D t h t t D η未回收工质量：0001b1D 0.004951D 00515.0-D 0.010101D ==-='f b D D 补水量：00011m 0.015052D 0.010101D D 0.004951D =+=+'=D D b三、加热器抽汽系数计算 1、GJ1加热器计算008811880459.00.992049.64 2276.42D 0.006080-104.911.020201D D q q D D D sg sg fw =⨯⨯⨯=⨯⨯-⨯=ητ2、GJ2加热器计算007718770908.00.992180.05210.770.00608)(0.0459D -202.9020201.1)(D D q D D D D hsg fw =⨯⨯+⨯=⨯⨯+-⨯=ηγτ000018770.1427800608.00459.00.0908D D D D D D D sg =++=++=β00000043187085369.00.00120.0023300608.00459.00908.0D D D D D D D D D D D D D D sg sg sg rh =-----=-----= 3、GJ3加热器计算00062267660391.099.02561.42734.94000263.0118.2314278.0114.53020201.1D D D D q q D D D hsg sg fw =⨯⨯-⨯-⨯=⨯⨯-⨯-⨯=ηγβτ0000267618214.0000263.00391.014278.0D D D D D D sg =++=++=ββ000053356550158.00.992501.1466.215000515.02422.460.00233118.981822.076020201.1D D D D D q q D q D D D hff sg sg fw =⨯⨯-⨯-⨯-⨯=⨯⨯-⨯-⨯-⨯='ηγβτ0050677.070.0)2460.98-3119.84(84.530020201.1)(D D h h D D stst b fw st =⨯⨯=⨯-⨯=ητ000550835.00677.00158.0D D D D D D st =+=+'= 00000063548148.018214.00.0023300515.00158.0020201.1D D D D D D D D D D D sg f fw c =----=---'-=β 5、DJ1加热器计算00444403247.00.992397.8494.68148.0D D q D D h c =⨯⨯=⨯⨯=ητ6、DJ2加热器计算0033434305436.00.992368.1986.240.03247-159.868148.0D D D q D D D hc =⨯⨯⨯=⨯⨯-⨯=ηγτ0.086830.03247+0.05436433==+=D D β 7、DJ3加热器计算0022324203986.00.992478.18322.030.08683-154.338148.0 D D D q D D hc =⨯⨯⨯=⨯⨯-⨯=ηγβτ000034416955.008683.003247.08148.0D D D D D D D c c =--=--=β8、DJ4加热器及轴封加热器计算0014411102026.099.02261.182548.750.0012-69.616955.0D D D q q D D D hsg sg c =⨯⨯⨯=⨯⨯-⨯=ητ补充水量：0001101354.0D 00515.0- 0.010101D 0.010101D D D D D f b m =+=-+=正平衡计算：000000000000000081410583877.0009873.040625.00.00120.002330.0002630.006080459.00908.00391.00835.003247.005436.003986.002026.0D D D D D D D D D D D D D D D D D D D D D i i sgii c =--=------------=--=∑∑==反平衡计算：00000411591288.00677.00.00120.015052D 02026.06955.0D D D D D D D D D D D stsg m c c =----=----= 相对误差：%27.1583877.0591288.0583877.000=-=D D D ε 误差不大四、计算D0由汽轮机功率方程：可得：表5 各加热器抽汽及轴封漏汽份额和焓值汇总 a h(kJ/kg) a*h D0 1 3394.03 3394.03 Dzr 0.85369 3531.62 3014.909 D1 0.02026 2482.63 50.29808 D2 0.03986 2688.09 107.1473 D3 0.05436 2900.13 157.6511 D4 0.03247 3016.02 97.93017 D5 0.0835 3119.84 260.5066 D6 0.0391 3299.08 128.994 D7 0.0908 3035.96 275.6652 D8 0.0459 3116.32 143.0391 Dsg1 0.00608 3343.1 20.32605 续表5各加热器抽汽及轴封漏汽份额和焓值汇总 Dsg2 0.000263 3472.62 0.913299 Dsg3 0.00233 3041.16 7.085903 Dsg4 0.0012 2689 3.2268Dc0.583877 2380.51 1389.925代入上表数据可计算得： D0=958.6576 t/h1、正平衡计算单位新蒸汽的循环内功为代入数据可得：/kg 1173.027kJ D N 0i单位新蒸汽的循环吸热量为代入数据可得：kg kJ D Q/722.26970= 则循环内效率为43482.0722.2697 1173.027===Q N i i η 2、反平衡计算单位新蒸汽冷源损失)()()()99.01()()()(011104401810010050t t t t t t q t h t h t h D Qs sg sg f bi i i c c s st n-⨯+-⨯+-⨯'+⨯-⨯+-⨯+-⨯+-⨯=∑∑=ααααααα代入数据可得：/kg 1526.213kJ 0=∑D Qn则循环效率为0.43425722.26971526.213722.2697=-=-=∑QQ Q ni η正反平衡计算差别不大，说明热系统计算正确。
汽轮机火用分析方法的热力系统计算
汽轮机火用分析方法的热力系统计算前言在把整个汽轮机装置系统划分成若干个单元的过程中，任何一个单元由于某些因素而引起的微弱变化，都会影响到其它单元。
这种引起某单元变化的因素叫做“扰动”。
也就是说，某单元局部参量的微小变化(即扰动)，会引起整个系统的“反弹”，但是它不会引起系统所有参数的“反弹”。
就汽轮机装置系统而言，系统产生的任何变化，都可归结为扰动后本级或邻近级抽汽量的变化，从而引起汽轮机装置系统及各单元的火用损变化。
因此，在对电厂热力系统进行经济性分析时，仅计算出某一工况下各单元火用损失分布还是不够的，还应计算出当某局部参量变化时整个热力系统火用效率变化情况。
1、火用分析方法与热力系统的能量分析法一样，可以把热力系统中的回热加热器分为疏水放流式和汇集式两类(参见图1和图2)，并把热力系统的参数整理为3类：其一是蒸汽在加热器中的放热火用，用q’表示；其二是疏水在加热器中的放热火用，用y 表示；其三是给水在加热器中的火用升，以r’表示。
其计算方法与能量分析法类似。
对疏水式加热器：对疏水汇集式加热器：式中，e f、e dj、e sj分别为j级抽汽比火用、加热器疏水比火用和加热器出口水比火用。
1．1 抽汽有效火用降的引入对于抽汽回热系统，某级回热抽汽减少或某小流量进入某加热器“排挤”抽汽量，诸如此类原因使某级加热器抽汽产生变化(一般是抽汽量减少)，如果认为此变化很小而不致引起加热器及热力系统参数变化，那么便可基于等效焓降理论引入放热火用效率来求取某段抽汽量变化时对整个系统火用效率的影响。
为便于分析，定义抽汽的有效火用降，在抽汽减少的情况下表示1kg排挤抽汽做功的增加值；在抽汽量增加时，则表示做功的减少值；用符号Ej来表示。
当从靠近凝汽器侧开始，研究各级抽汽有效火用降时，Ej的计算是从排挤l kg抽汽的火用降(e j-e c)ηej中减去某些固定成分，可归纳为通式：式中，Ar取γer或τer，视加热器换热型式而定。
N25-3.5435汽轮机通流部分热力计算
第一节25MW汽轮机热力计算一、设计基本参数选择1. 汽轮机类型机组型号：N25-3.5/435。
机组形式：单压、单缸单轴凝器式汽轮机。
2. 基本参数额定功率：P el=25MW；新蒸汽压力P0=3.5MPa，新蒸汽温度t0=435℃；凝汽器压力P c=5.1kPa；汽轮机转速n=3000r/min。
3. 其他参数给水泵出口压力P fp=6.3MPa；凝结水泵出口压力P cp=1.2MPa；机械效率ηm=0.99发电机效率ηg=0.965加热器效率ηh=0.984. 相对内效率的估计根据已有同类机组相关运行数据选择汽轮机的相对内效率，ηri=83%5. 损失的估算主汽阀和调节汽阀节流压力损失：ΔP0=0.05P0=0.175Mpa。
排气阻力损失：ΔP c=0.04P c=0.000204MPa=0.204kPa。
二、汽轮机热力过程线的拟定（1）在h-s图上，根据新蒸汽压力P0=3.5MPa和新蒸汽温度t0=435℃，可确定汽轮机进气状态点0（主汽阀前），并查得该点的比焓值h0=3303.61kJ/kg，比熵s0=6.9593kJ/kg （kg·℃），比体积v0= 0.0897758m3/kg。
（2）在h-s图上，根据初压P0=3.5MPa及主汽阀和调节汽阀节流压力损失ΔP0=0.175Mpa可以确定调节级前压力p0’= P0-ΔP0=3.325MPa，然后根据p0’与h0的交点可以确定调节级级前状态点1，并查得该点的温度t’0=433.88℃，比熵s’0= 6.9820kJ/kg （kg·℃），比体积v’0= 0.0945239m3/kg。
（3）在h-s图上，根据凝汽器压力P c=0.0051MPa和排气阻力损失ΔP c=0.000204MPa，可以确定排气压力p c’=P c+ΔP c=0.005304MPa。
（4）在h-s图上，根据凝汽器压力P c=0.0051MPa和s0=6.9593kJ/kg（kg·℃）可以确定气缸理想出口状态点2t，并查得该点比焓值h ct=2124.02kJ/kg，温度t ct=33.23℃，比体积v ct=22.6694183 m3/kg，干度x ct=0.8194。
N25-3.5435汽轮机通流部分热力设计汽轮机课程设计说明书毕业设计
汽轮机课程设计说明书设计题目：N25-3.5/435汽轮机通流部分热力设计学生姓名:学号:专业: 热能与动力工程班级:完成日期: 2011-11-08目录第一部分：课程设计的任务与要求 (1)第二部分：汽轮机热力计算 (2)一、汽轮机进汽量D0的初步估算和近似热力过程曲线的初步计算 (2)二、调节级详细计算 (3)三、回热系统平衡初步估算 (12)四、压力级焓降分配和级数确定 (16)五、非调节级详细计算 (19)六、回热系统校核修正 (24)七、整机效率、整机功率的核算 (24)八、结果分析总结 (25)附表一:压力级详细计算结果列表 (26)表二：回热系统校核修正后结果列表 (24)附图一：整机详细热力过程曲线附图二：调节级详细热力过程曲线附图三：一般性压力级热力过程曲线附图四：压力级平均直径变化规律及速度比和比焓降分配示意图附图五：各级速度三角形附图六：通流部分子午面流道图附图七：回热系统示意图汽轮机课程设计说明书第一部分：课程设计的任务与要求：一．设计题目：N25-3.5/435汽轮机通流部分热力设计二．已知参数：额定功率：p r＝25MW，额定转速：n e＝3000r/min，设计功率：p e＝20MW，新蒸汽压力：p0＝3.5MPa，新蒸汽温度：t0＝435℃，排汽压力：p c＝0.005MPa，给水温度：t fw＝160～170℃，冷却水温度：t w1＝20℃，给水泵压头：p fp＝6.3MPa，凝结水泵压头:p cp=1.2MPa，射汽抽汽器用汽量：△D ej＝500kg/h，射汽抽汽器中凝结水温升：△t ej＝3℃，轴封漏汽量：△D1＝1000kg/h，第二高压加热器中回收的轴封漏汽量：△D1′＝700kg/h。
三．任务与要求（1）估算整机蒸汽流量及拟定热力过程曲线；（2）回热系统热平衡初步计算及回热系统示意图绘制；（3）非调节级理想比焓降分配和级数确定；（4）计算调节级与非调节级通流部分几何尺寸：各级平均直径、叶片高度、通流面积、叶片数、叶宽、节距、静叶片安装角、动叶片安装角、及出汽角等；（5）计算级效率、级内功率、整机内功率及相对内效率；（6）整机校核（电功率、内效率）；（7）按比例绘制通流部分子午剖面流道图和各级速度三角形图，以及调节级详细热力过程曲线示意图，整机热力过程曲线图；（8）编写计算机程序方框图；（9）编写计算机运行程序；（10）调试并运行热力设计计算机程序；（11）编写课程设计说明书（说明书规格按学校要求，内容为上述计算内容）。
汽轮机通流部分热力设计
汽轮机课程设计说明书第一部分：课程设计的任务与要求：一．设计题目：N12-3.5/435汽轮机通流部分热力设计二．已知参数：额定功率：p r＝12MW，额定转速：n e＝3000r/min，设计功率：p e＝9.6MW，新蒸汽压力：p0＝3.5MPa，新蒸汽温度：t0＝435℃，排汽压力：p c＝0.005MPa，给水温度：t fw＝150℃，冷却水温度：t w1＝20℃，给水泵压头：p fp＝6.3MPa，凝结水泵压头:p cp=1.2MPa，射汽抽汽器用汽量：△D ej＝500kg/h，射汽抽汽器中凝结水温升：△t ej＝3℃，轴封漏汽量：△D1＝1000kg/h，第二高压加热器中回收的轴封漏汽量：△D1′＝700kg/h。
回热级数：5三．任务与要求（1）估算整机蒸汽流量及拟定热力过程曲线；（2）回热系统热平衡初步计算及回热系统示意图绘制；（3）非调节级理想比焓降分配和级数确定；（4）计算调节级与非调节级通流部分几何尺寸：各级平均直径、叶片高度、通流面积、叶片数、叶宽、节距、静叶片安装角、动叶片安装角、及出汽角等；（5）计算级效率、级内功率、整机内功率及相对内效率；（6）整机校核（电功率、内效率）；（7）按比例绘制通流部分子午剖面流道图和各级速度三角形图，以及调节级详细热力过程曲线示意图，整机热力过程曲线图；（8）编写计算机程序方框图；（9）编写计算机运行程序；（10）调试并运行热力设计计算机程序；（11）编写课程设计说明书（说明书规格按学校要求，内容为上述计算内容）。
第二部分：汽轮机热力计算一、汽轮机进汽量D 0的初步估算和近似热力过程曲线的初步计算1．根据已知的p 0、t 0和p c ，确定蒸汽通过主汽门、配汽机构及排汽管中的压力损失。
进汽机构节流损失：∆==⨯=004%004 3.50.14P P MPa 排汽管中压力损失： 0.040.0050.0002c c P P MPa ∆=⨯⨯= 调节级前的压力为：000 3.50.14 3.36P P P MPa '=-∆=-=末级动叶后压力为：='=+∆=+=0.0050.00020.0052z c c c P P P P MPa 2．选取机组的相对内效率、发电效率和机械效率由于汽轮发电机组的额定功率：p r ＝12MW所以取汽轮机相对内效率ηri ，发电机效率ηg (全负荷)，机械效率ηax. 3．热力过程曲线的初步拟定由p 0＝3.5MPa ，t 0＝435℃确定初始状态点“0”：0h ＝3304.07735 kJ/kg ， 0s = 6.9597 kJ/(kg ⋅K)由==103304.07735h h kJ/kg ，0 3.36P MPa '=从而确定“1”点：1s = 6.9778kJ/(kg ⋅K)， 1t = 434.118℃过“0”点做定熵线与Pc=0.005MPa 的定压线交于“3'”点，查得：0'h = 2122.1146kJ/kg ， 3't = 32.91℃整机理想焓降为：03'3304.077352122.11461181.963mact h h h ∆=-=-=kJ/kg整机有效焓降为：macih ∆＝ri ηmact h ∆＝1181.963⨯0.82 ≈ 969.2095kJ/kg从而确定“3”点的比焓为：3h =0h -mac i h ∆=3304.07735-969.2095=2334.86785kJ/kg又因为余速损失为： ∆=≈∆=⨯≈2222%0.021181.96323.6393/2000mac c t c h h kJ kg所以“4”点的比焓为：∴=-∆=-=4322334.8678523.63932311.2286kJ/kg c h h h再由'=0.0052MPa c P 可以确定“4”点，并查得： 4s =7.56144kJ/(kg ⋅K)然后用直线连接“1”、“4”两点，求出中点“2′”， 2'h =2807.653 kJ/kg ， 2's =7.26962 J/(kg ⋅K) 并在“2′”点沿等压线向下移14kJ/kg 得“2”点， 2h =2793.653 kJ/kg ， 2s =7.237437 J/(kg ⋅K)过“1”、“2”、“3”点作光滑曲线即为汽轮机的近似热力过程曲线。
N25-3.5435汽轮机通流部分热力计算重点讲义
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第一节25MW汽轮机热力计算一、设计基本参数选择1. 汽轮机类型机组型号：N25-3.5/435。
机组形式：单压、单缸单轴凝器式汽轮机。
2. 基本参数额定功率：P el=25MW；新蒸汽压力P0=3.5MPa，新蒸汽温度t0=435℃；凝汽器压力P c=5.1kPa；汽轮机转速n=3000r/min。
3. 其他参数给水泵出口压力P fp=6.3MPa；凝结水泵出口压力P cp=1.2MPa；机械效率ηm=0.99发电机效率ηg=0.965加热器效率ηh=0.984. 相对内效率的估计根据已有同类机组相关运行数据选择汽轮机的相对内效率，ηri=83%5. 损失的估算主汽阀和调节汽阀节流压力损失：ΔP0=0.05P0=0.175Mpa。
排气阻力损失：ΔP c=0.04P c=0.000204MPa=0.204kPa。
二、汽轮机热力过程线的拟定（1）在h-s图上，根据新蒸汽压力P0=3.5MPa和新蒸汽温度t0=435℃，可确定汽轮机进气状态点0（主汽阀前），并查得该点的比焓值h0=3303.61kJ/kg，比熵s0=6.9593kJ/kg（kg·℃），比体积v0= 0.0897758m3/kg。
（2）在h-s图上，根据初压P0=3.5MPa及主汽阀和调节汽阀节流压力损失ΔP0=0.175Mpa 可以确定调节级前压力p0’= P0-ΔP0=3.325MPa，然后根据p0’与h0的交点可以确定调节级级前状态点1，并查得该点的温度t’0=433.88℃，比熵s’0= 6.9820kJ/kg（kg·℃），比体积v’0= 0.0945239m3/kg。
（3）在h-s图上，根据凝汽器压力P c=0.0051MPa和排气阻力损失ΔP c=0.000204MPa，可以确定排气压力p c’=P c+ΔP c=0.005304MPa。
（4）在h-s图上，根据凝汽器压力P c=0.0051MPa和s0=6.9593kJ/kg（kg·℃）可以确定气缸理想出口状态点2t，并查得该点比焓值h ct=2124.02kJ/kg，温度t ct=33.23℃，比体积v ct=22.6694183 m3/kg，干度x ct=0.8194。
由此可以的带汽轮机理想比焓降1179.59kJ/kg，进而可以确定汽轮机实际比焓降η979.06kJ/kg，再根据h0、和p c’可以确定实际出口状态点2，并查得该点的比焓值h c2=2324.55kJ/kg，温度t c2=33.92℃，比体积v c2=24.0549667 m3/kg，干度x c2=0.9016。
（5）若不考虑末级余速损失，直接到步骤（6），若考虑末级余速损失，则有第四章中Δh c2的计算方法得到kJ/kg，然后沿压力线p c’下移kJ/kg得3点，并查得该点比焓值h c3=kJ/kg，温度t c3=℃，比体积v c3= m3/kg，干度x c3=。
用直线连接1、3两点，在中间4’点处沿压力线下移（12~15）kJ/kg得4点，光滑连接1、4、3点则由点0、1、3、2连接的线即为该机组再设计工况的近似热力过程线。
（6）用直线连接1、2两点，在中间3’点沿压力线下移20-25kJ/kg得3点，光滑连接1、3、2点，则由0、1、3、2连接的线即为该机组在设计工况下的近似热力过程线。
拟定的热力过程线如图7-1所示。
三、汽轮机进气量估计设m=1.08，，设计功率P e=20000kW，则由式（4-3）得四、抽气回热系统热平衡初步计算1. 给水温度的选取根据初压P0=3.5MPa，可以求得P0对应下的饱和水温t s0=242.56℃，则由第四章中确定给水温度的经验公式得t fw= t s0 x 0.72=174.64℃。
2. 回热抽气级数的选择选择5段回热抽气，采用“二高二低一除氧”的形式，高压加热器采用内置式疏水冷却器；高压加热器疏水收集方式为逐级自流到除氧器，低压气疏水方式为逐级自流，5号低压加热器采用疏水泵，其加热器（包括除氧器）的编号从高压到低压依次排序，为1、2、……、5号。
3. 除氧器工作压力的选择除氧器定压运行，工作压力选为P d=0.118Mpa。
4.回热系统图的拟定一台汽轮机抽气回热系统的拟定主要取决于该机组的给水温度、抽气回热级数及除氧器工作压力等。
根据25MW汽轮机这几方面数值的确定，可画出如图7-2所示的回热系统。
5. 各加热器汽水参数计算已知：高压加热器上端差θ1=5℃，θ2=5℃；下端差θj=0℃（j=1,2）。
低压加热器上端差θj=3℃（j=4,5）。
各段抽气压损ΔP j=8%P j（j=1、2、4、5）由于除氧器定压运行，为了使其工作稳定，压损取17%。
给水温度t fw=161℃凝汽器压力P c对应下的饱和水温，即凝结水温度t c=33.23℃除氧器工作压力P d对应下的饱和水温，即除氧器水箱出口水温t d=104.3℃。
本次计算暂不考虑水泵与凝结水泵的温升。
根据等温升法取各级加热器进出口水温t fw、水比焓h wj；通过上端差求取各级加热器凝结段的饱和水温度t bj，饱和水比焓h bj，加热器汽侧工作压力P j’，抽气压力P j；通过下端差计算各级加热器的疏水温度t sj、疏水比焓（过冷水）h sj，最后再根据抽气压力与热力过程线的交点在h-s图上查取各段抽气温度t j（或干度x j）、抽气比焓值h j。
由等温升法可得高压加热器水侧升温为Δt1=（t fw-t d）/2=28.35℃由等温升法可得低压加热器水侧升温为Δt2=（t d-t c）/2=23.69℃则t w1= t fw=161℃，t w2=132.65℃；t w3=t d=104.30℃；t w4=80.61℃；t w5=56.92℃。
（1）1号高压加热器。
根据给水温度，可以得到1号高压加热器出口水温t w1= t fw=161℃；由给水泵出口压力P fp和t w1可得1号高压加热器出口水比焓h w1=683.23kJ/kg；1号高压加热器凝结段的饱和水温度t b1=t w1+θ1=166℃；h b1=704.87kJ/kg；1号高压加热器汽侧工作压力p1’=0.718364MPa；1段抽气压力P1=0.78083MPa；1号高压加热器疏水温度；1号高压加热器疏水比焓h s1=704.87kJ/kg。
表7-1 25MW凝汽式汽轮机加热器汽水参数表（2）2号高压加热器。
2号高压加热器出口水温t w2= t w1-28.35=132.65℃；由给水泵出口压力P fp和t w2可得2号高压加热器出口水比焓h w2=561.75kJ/kg；2号高压加热器凝结段的饱和水温度t b2=t w2+θ2=137.65℃；h b2=583.04kJ/kg；2号高压加热器汽侧工作压力p2’=0.33810293MPa；2段抽气压力P2=0.367503MPa；2号高压加热器疏水温度；2号高压加热器疏水比焓h s2=583.04kJ/kg。
（3）除氧器。
除氧器工作压力P3’=p d=0.118MPa；3段抽气压力P3=0.142MPa；水温t d=104.3℃；出口水比焓h d=434.27kJ/kg；由给水泵出口压力P fp和t w3得到给水泵出口水比焓值h w3=441.84kJ/kg。
（4）4号低压加热器4号低压加热器出口水温t w4=80.61℃；4号低压加热器出口水比焓h w4=338.42kJ/kg；4号低压加热器疏水温度；h s4=351.01kJ/kg；4号低压加热器汽侧工作压力p4’=0.05478487MPa；4段抽气压力P4=0.059548771MPa；（5）5号低压加热器5号低压加热器出口水温t w5=56.92℃；5号低压加热器出口水比焓h w5=239.27kJ/kg；5号低压加热器疏水温度；h s5=251.81kJ/kg；5号低压加热器汽侧工作压力p5’=0.01987207MPa；5段抽气压力P5=0.0216MPa。
各加热器汽侧和水侧的基本参数如表7-1所示。
6. 回热系统热平衡初步算法（1）1号高压加热器。
1号高压加热器热平衡图如图7-3所示，根据表面式加热器热平衡原理可列出方程（2）2号高压加热器。
2号高压加热器热平衡图如图7-4所示，根据表面式加热器热平衡原理可列出方程（3）除氧器。
除氧器热平衡图如图7-5所示，根据表面式加热器热平衡原理可列出方程图 7-4 2号高压加热器热平衡图图 7-5 除氧器热平衡图图 7-3 1号高压加热器热平衡图（5）4号低压加热器和5号低压加热器。
4号低压加热器和5号低压加热器热平衡图如图7-6所示，因5号低压加热器疏水采用了疏水泵，将疏水送到了5号低压加热器出口（4号低压加热器入口）的主凝结管道中，在5号低压加热器出口（4号低压加热器入口）处形成了一个混合点，将混合点看成一个混合式加热器，根据混合式加热器热平衡原理，及4号低压加热器（表面式加热器）热平衡原理，可列出方程则根据5号抵押及责任期（表面式加热器）热平衡原理，可列出方程则联立求解上述方程，得到α4α5αc45图 7-6 4、5号低压加热器热平衡图五、调节级的选择与计算（一）基本参数（1）调节级的形式为单列调节级。
（2）调节级比焓降为112kJ/kg。
（3）调节级的速比x a=0.4。
（4）调节级平均直径：取。
（5）调节级反动度Ωm=0.075。
（6）部分进汽度。
由确定调节级的叶高和部分进气度，须使与之和为最小。
求得e=0.3328（7）气流出口角和。
设计中选用亚音速喷嘴叶栅，其型号为TC-1A，有关参数为：相对节距，进气角，出汽角。
动叶栅选用型号TP-2A，有关参数为：进气角，出口角，相对节距。
设计选取喷嘴流出汽角，动叶气流出汽角。
（二）调节级详细计算1. 喷嘴部分的计算（1）调节级进口参数及调节级的滞止理想焓降。
调节级进口参数即为高压缸进口参数，由于进入调节级的气流速度很小，可以近似认为滞止参数与进口参数相等。
由拟定热力过程线的步骤可得：，℃，，，，由前面选取其理想比焓降为kJ/kg。
（2）调节级进汽量86.58-0=86.58t/h=23.76kg/s则调节级喷嘴流量（3）平均反动度Ωm的确定。
有前面可知Ωm=0.075（4）喷嘴的滞止理想比焓降（5）喷嘴出口气流速度c1t与c1其中 ——喷嘴速度系数，取。
（6）喷嘴出口等比熵出口参数h1t、v1t、P1。
由和求出喷嘴出口理想比焓值h1t该过程为等比熵膨胀过程，由h1t=3303.61kJ/kg、kJ/（kg·℃）查水蒸气h-s图得出口比体积v1t=0.1212422m3/kg，喷嘴出口压力P1=2.41430519MPa。
（7）喷嘴压比由此可知，喷嘴中为亚音速气流，采用渐缩喷嘴，选喷嘴型号为TC-1A、、。