汽轮机热力课设.doc

学校代码： 10128学 号： 题 目： 18MW凝汽式汽轮机热力设计学生姓名： 学 院： 班 级： 指导教师： 2012年 7 月 14 日内蒙古工业大学课程设计（论文）任务书一、题目 14.4MW凝汽式汽轮机热力设计二、目的与意义汽轮机原理课程设计是培养学生综合运用所学的汽轮机知识，训练学生的实际应用能力、理论和实践相结合能力的一个重要环节。通过该课程设计的训练，学生应该能够全面掌握汽轮机的热力设计方法、汽轮机基本结构和零部件组成，系统地总结、巩固并应用汽轮机原理课程中已学过的理论知识，达到理论和实际相结合的目的。重点掌握汽轮机热力设计的方法、步骤。 三、要求（包括原始数据、技术参数、设计要求、图纸量、工作量要求等） 主要技术参数： 额定功率：18MW ； 设计功率：14.4MW ； 新汽压力：3.43MPa ； 新汽温度：435 ；排汽压力：0.005MPa ； 冷却水温：20 ； 给水温度：170 ；机组转速：3000r/min 。主要内容：1、确定汽轮机型式及配汽方式2、拟定热力过程及原则性热力系统，进行汽耗量与热经济性的初步计算3、确定调节级形式、比焓降、叶型及尺寸等4、确定压力级级数，进行比焓降分配5、各级详细热力计算，确定各级通流部分的几何尺寸、相对内效率、内功率与整机实际热力过程曲线6、整机校核，汇总计算表格要求：1、严格遵守作息时间，在规定地点认真完成设计；设计共计二周。2、按照统一格式要求，完成设计说明书一份，要求过程完整，数据准确。3、完成通流部分纵剖面图一张（零号图）4、计算结果以表格汇总四、工作内容、进度安排 1、通流部分热力设计计算（9天）（1） 熟悉主要参数及设计内容、过程等（2） 熟悉机组型式，选择配汽方式（3） 蒸汽流量的估算（4） 原则性热力系统、整机热力过程拟定及热经济性的初步计算（5） 调节级选型及详细热力计算（6） 压力级级数的确定及焓降分配（7） 压力级的详细热力计算（8） 整机的效率、功率校核2、结构设计（1天）进行通流部分和进出口结构的设计3、绘制汽轮机通流部分纵剖面图一张（一号图）（2天）4、编写课程设计说明书（2天）五、主要参考文献汽轮机课程设计参考资料.冯慧雯 .水利电力出版社.1992 汽轮机原理（第一版）.康松、杨建明编.中国电力出版社.2000.9 汽轮机原理（第一版）.康松、申士一、庞立云、庄贺庆合编.水利电力出版社.1992.6 300MW火力发电机组丛书汽轮机设备及系统（第一版）.吴季兰主编.中国电力出版社.1998.8审核意见系（教研室）主任（签字） 指导教师下达时间 2012 年 7 月 2 日指导教师签字：_前 言 汽轮机原理是一门涉及基础理论面较广，而专业实践性较强的课程。该课程的教学必须有相应的实践教学环节相配合，而课程设计就是让学生全面运用所学的汽轮机原理知识设计一台汽轮机，因此，它是汽轮机原理课程理论联系实际的重要教学环节。它对加强学生的能力培养起着重要的作用。本设计说明书详细地记录了汽轮机通流的结构特征及工作过程。内容包括汽轮机通流部分的机构尺寸、各级的设计与热力计算及校核。由于知识掌握程度有限以及二周的设计时间对于我们难免有些仓促，此次设计一定存在一些错误和遗漏，希望指导老师给予指正。 编者 2011年7月19日目 录 第一章 18MW凝汽式汽轮机设计任务书11.1 设计题目 ： 14.4MW凝汽式汽轮机热力设计11.2 设计任务及内容11.3 设计原始资料11.4 设计要求1第二章 多级汽轮机热力计算22.1 近似热力过程曲线的拟定22.2 汽轮机总进汽量的初步估算42.3 回热系统的热平衡初步计算42.4 流经汽轮机各级机组的蒸汽两级及其内功率计算82.5 计算汽轮机装置的热经济性9第三章 通流部分选型及热力计算133.1 通流部分选型13第四章 压力级的计算164.1各级平均直径的确定：164.2级数的确定及比焓降的分配：174.3 各级的热力计算18第五章 整机校核及计算结果的汇总305.1 整机校核305.2级内功率校核：305.3 压力级计算结果汇总31参考文献36第一章 18MW凝汽式汽轮机设计任务书1.1 设计题目 ： 14.4MW凝汽式汽轮机热力设计1.2 设计任务及内容根据给定条件完成汽轮机各级尺寸的确定及级效率和内功率的计算。在保证运行安全的基础上，力求达到结构紧凑、系统简单、布置合理、使用经济性高。汽轮机设计的主要内容：1.确定汽轮机型式及配汽方式；2.拟定热力过程及原则性热力系统，进行汽耗量于热经济性的初步计算；3.确定调节级型式、比焓降、叶型及尺寸等；4.确定压力级级数，进行比焓降分配；5.各级详细热力计算，确定各级通流部分的几何尺寸、相对内效率、内功率与整机实际热力过程曲线；6.整机校核，汇总计算表格。1.3 设计原始资料额定功率：18MW 设计功率：14.4MW新汽压力：3.43MPa 新汽温度：435 排汽压力：0.005MPa 冷却水温：20 机组转速：3000r/min 回热抽汽级数：5 给水温度：1701.4 设计要求1.严格遵守作息时间，在规定地点认真完成设计，设计共计两周；2.完成设计说明书一份，要求过程完整，数据准确；3.完成通流部分纵剖面图一张（A1图）4.计算结果以表格汇总。第二章 多级汽轮机热力计算2.1 近似热力过程曲线的拟定一、进排汽机构及连接管道的各项损失蒸汽流过各阀门及连接管道时，会产生节流损失和压力损失。表2-1列出了这些损失通常选取范围。表2-1 汽轮机各阀门及连接管道中节流损失和压力估取范围损 失 名 称 符 号估 算 范 围主汽管和调节阀节流损失P=（0.030.05）排汽管中压力损失P=（0.020.06）回热抽汽管中压力损失P=（0.040.08）(htmac) t0P0htmacP0himac0Pc0shP0PcPc图2-1 进排汽机构损失的热力过程曲线二、汽轮机近似热力过程曲线的拟定 根据经验，对一般非中间再热凝汽式汽轮机可近似地按图2-2所示方法拟定近似热力过程曲线。 由已知的新汽参数p0、t0，可得汽轮机进汽状态点0，并查得初比焓h0=3304KJ/kg。由前所得，设进汽机构的节流损失P0=0.05P0，得到调节级前压力P0= P0 - P0=3.26MPa，并确定调节级前蒸汽状态点1。过1点作等比熵线向下交于Px线于2点，查得h2t=2113KJ/kg，整机的理想比焓降=33042135 = 1169KJ/kg。由上估计进汽量后得到的相对内效率ri=84%，有效比焓降htmac=（htmac）ri=982KJ/kg，排汽比焓hz=h0 htmac= 3304.2-982 = 2322 KJ/kg ，在h-s图上得排汽点Z。用直线连接1、Z两点，在中间点处沿等压线下移2125 KJ/kg得3点，用光滑连接1、3、Z点，得该机设计工况下的近似热力过程曲线，如图2-2所示 3.43Mpa3.26Mpa435h0=3304kJ/kg1169kJ/kgz3302h2t=2135kJ/ kg kg kg kg kg2125kJ/kg982kJ/kg0.005Mpahz=2322kJ/kg图2-2 18MW凝汽式汽轮机近似热力过程曲线2.2 汽轮机总进汽量的初步估算一般凝汽式汽轮机的总蒸汽流量可由下式估算： t/h式中 汽轮机的设计功率， KW ； 通流部分的理想比焓降，KJ/kg ； 汽轮机通流部分相对内效率的初步估算值 ； 机组的发电机效率 ； 机组的机械效率 ；D 考虑阀杆漏气和前轴封漏汽及保证在处参数下降或背压升高时仍能发出设计功率的蒸汽余量，通常取=3%左右，t/hm 考虑回热抽汽引起进汽量增大的系数，它与回热级数、给水温度、汽轮机容量及参数有关，通常取m=1.081.25，设m=1.08 D =1.84t/h =0.99 =0.97则D0=3.6×14400×1.08/(982×0.98×0.97)+0.03 D0=61.21 t/h蒸汽量D包括前轴封漏汽量Dl=1.000t/h Dej=0.5t/h D/D0=3%调节抽汽式汽轮机通流部分设计式，要考虑到调节抽汽工况及纯凝汽工况。般高压部分的进汽量及几何尺寸以调节抽汽工况作为设计工况进行计算，低压部分的进汽量及几何下以纯凝汽工况作为设计工况进行计算。2.3 回热系统的热平衡初步计算汽轮机进汽量估算及汽轮机近似热力过程曲线拟定以后，就可进行回热系统的热平衡计算。一、回热抽汽压力的确定1. 除氧器的工作压力给水温度和回热级数确定之后，应根据机组的初参数和容量确定除氧器的工作压力。除氧器的工作压力与除氧效果关系不大，一般根据技术经济比较和实用条件来确定。通常在中低参数机组中采用大气式除氧器。大气式除氧器的工作压力一般选择略高于大气压力即0.118MP。2. 抽汽管中压力损失 在进行热力设计时，要求不超过抽汽压力的10%，通常取=（0.040.08），级间抽汽时取较大值，高中压排汽时取较小值。 3. 表面式加热器出口传热端差t由于金属表面的传热阻力，表面式加热器的给水出口水温与回热抽汽在加热器中凝结的饱和水温间存在温差t=-称为加热器的出口端差，又称上端差，经济上合理的端差需通过综合的技术比较确定。一般无蒸汽冷却段的加热器取t=364. 回热抽汽压力的确定在确定了给水温度、回热抽汽级数、上端差t和抽汽管道压损等参数后，可以根据除氧器的工作压力，确定除氧器前的低压加热器数和除氧器后的高压加热器数，同时确定各级加热器的比焓升或温升。这样，各级加热器的给水出口水温也就确定了。根据上端差t可确定各级加热器内的疏水温度，即=+t。从水和水蒸气热力性质图表中可查得所对应的饱和蒸汽压力-个加热器的工作压力。考虑回热抽汽管中的压力损失，可求出汽轮机得抽汽压力，即=+。在汽轮机近似热力过程曲线中分别找出个抽汽点得比焓值，并将上述参数列成表格如下：表2-2 18MW凝汽式汽轮机即热汽水参数加热器号抽汽压力（MPa）抽汽比焓(KJ/kg）抽汽管压损(%）加热器工作压力（MPa）饱和水温度饱和水比焓（KJ/kg）出口端差t给水出口水温给水出口比焓（KJ/kg）Hl0.96303080.89175741.195170719.25H20.36285580.332137.12576.895132.12555.45Hd0.1422703.4170.118104.254370104.25437H30.0862629.680.07993.15390.2390.15378.4H20.0292482.880.02766.37277.83 63.37266.1二、 各级加热器回热抽汽量计算1. 高压加热器 其给水量为Dfw=D0-Dl+Dej=61.21-1+0.5+0.77=61.48t/h式中 Dl 高压端轴封漏汽量， t/h； Dej 射汽漏汽器耗汽量， t/h。该级回热抽汽量为：= =4.49t/h1. 2.高压加热器 其热平衡图见2-11先不考虑漏入高压加热器的那部分轴封漏汽量以及上级加热器的疏水量，则该级加热器的计算抽汽量为= =3.63t/h考虑上级加热器疏水流入高压加热器并放热可使本级抽汽量减少的相当量为= t/h考虑前轴封一部分漏汽量漏入本级加热器并放热可使本级回热抽汽量减少的相当量为式中轴封漏汽比焓值，相当于调节级后汽室中蒸汽比焓，=3908.1kj/kg。本级高压加热器实际所需回热抽汽量为 t/h3.（除氧器） 除氧器为混合式加热器。 分别列出除氧器的热平衡方程是与质量平衡式：代入数据解得： 抽汽量除氧器 =0.923t/h 凝结水量 =53.215 t/h4.低压加热器 其热平衡图与加热器的热平衡图相同。回热抽汽量为5. H4 低压加热器凝汽器压力为0.005MPa时，对应的的凝结水饱和温度tc=32.879。 H4低压加热器凝结水进口水温tw1=32.879+3=35.879，对应的比焓值为147.5KJ/kg的计算抽汽量=H3的疏水流入引起末级回热抽汽量减少的相当量为=的实际回热抽汽量为2.4 流经汽轮机各级机组的蒸汽两级及其内功率计算调节级: 61.21t/h3500.9(调节级后压力为1.226，比焓值3098.1KJ/kg)第一级组：66.74-1=65.74 t/hPi1=D1（hl-he1）/3.6=60.21×（3098.13030）/3.6=1139.0 kw第二级组：D2=D1-Del=60.21-4.49=55.72 t/hPi2=D2（he1-he2）/3.6=55.72×（3030-2855）/3.6=2708.6 kw第三级组：D3=D2-De2=55.72-2.082=53.638 t/hPi3=D3（he2-hed）/3.6=53.638×（28552703.4）/3.6 =2258.7 kw第四级组：D4=D3-Ded=53.638-0.923=52.715 t/hPi4=D4（hed-he3）/3.6=52.715×（2703.4-2629.6）/3.6=1080.6 kw第五级组：D5=D4-De3=52.715-2.72=49.995 t/h Pi5=D5（he3-he4）/3.6=49.995×（2629.6-2482.8）/3.6=2038.5 kw第六级组：D6=D5-De4=49.995-2.781=47.214 t/hPi5=D6（he4-hz）/3.6=50.036×（2482.6-2309.6）/3.6=2268.9 kw整机内功率： Pi=Pi=3500.9+1139.0+2708.6+2258.7+1080.6+2038.5+22.68.9=14995.2kw2.5 计算汽轮机装置的热经济性机械损失 Pm=Pi(1-m)= 14995.2×(1-0.99)=149.95 kw轴端功率 Pa=Pi-Pm =14995.2-149.95=14845.25 kw 发电机功率 Pe=Pag=14845.25×0.97=14400 kw 校核 （14400-14400）/14400×100%=0% 符合设计工况Pe=14400kw的要求，原估计的蒸汽量D0正确。汽耗率：61210/ 14400= 4.25kg/(kw.h)不抽汽时估计汽耗率： 3.74 t/h汽轮机装置汽耗率： =4.25×(3304-719.25)=10985 KJ/(kw.h)汽轮机装置的绝对电效率：3600/10985×100%=32.8%计算结果列于表2-3表2-3 13MW凝汽式汽轮机热平衡计算数据基 本 数 据0.0050.0047532.8356.271.18汽轮机装置的热力特性数据3.73170719.251098532.8MpaMpaMpakg/kWhKJ/kgkg/kWhPc/pctctejpfppcpdtfwhfwqel汽轮机背压凝汽器出口水温抽汽冷却器出口水温给水泵压头凝结水泵压头不抽气时汽耗率给水温度给水比焓热耗率绝对电效率0.772885.361.211.047.214145.9514845.25971440061.214.58t/hKJ/kgt/ht/ht/hkWkWkWt/hkg/kWhDejhelD0DlDePmPagPeD0d射汽器汽耗量射汽抽汽器比焓降汽轮机总进汽量前轴封漏气量流入凝汽器蒸汽量机械损失连轴器端功率发电机效率发电机端功率汽轮机总进汽量汽耗率3.4343533043000202324213811699828414995.2MpaKJ/kgt/minKJ/kgKJ/kgKJ/kgKJ/kgkWP0t0h0ntclhzh2thtmachtmacripi汽轮机初压汽轮机初温汽轮机初比焓工作转速冷却水温排气比焓等比熵排气比焓理想比焓降有效比焓降汽轮机内效率汽轮机内功率热平衡计算数据H40.0292482.80.02766.37277.8220558.3534.80145.7363.37266.1120.44.264.109H30.0862629.60.07993.15390.22239.458.3563.37266.1390.15378.4112.32.982.98Hd0.1422703.40.118104.254373163.458.3590.15378.40104.2543758.61.0430.171.038H20.3628550.332137.125576.862278.1161.21104.254375137.125555.45118.453.081.040.3691.678H10.9630300.89175741.192288.8161.21132.125555.455170719.25163.84.494.49加 热 器MpaKJ/kgMpaKJ/kgKJ/kgt/hKJ/kgKJ/kgKJ/kgt/ht/ht/ht/hpelheipeicteiheiheDwtw1hw1ttw2hw2hwDelDlDe(i-1) Del抽汽压力抽汽比焓加热器压力pe下饱和水温pe下饱和水比焓1KJ蒸汽的放热量被加热的凝结水量加热器进口水温加热器进口水比焓加热器出口端差出口水温出口水比焓给水比焓增计算抽气量前轴封回收相当量上级加热器疏水相当量实际抽气量加热抽汽凝结给水凝结给水抽气量 第三章 通流部分选型及热力计算3.1 通流部分选型一 、排汽口数和末级叶片凝汽式汽轮机的汽缸数和排气口数是根据其功率和单排汽口凝汽式汽轮机的极限功率确定的。当汽轮机的功率大于单排汽口凝汽式汽轮机的极限功率时，需要采用多缸和多排汽口，但很少采用五个以上汽缸的。当转速和初终参数一定时，排汽口数主要取决于末级通道的排汽面积。末级通道的排汽面积需结合末级长叶片特性、材料强度、汽轮机背压、末级余速损失大小及制造成本等因素，进行综合比较后确定。通常可按下式估算排汽面积： 式中 机组电功率， KW ； 汽轮机排汽压力，KPa 。二 、配汽方式和调节级选型电站用汽轮机的配汽方式有称调节方式，与机组的运行要求密切相关。通常有喷嘴配汽、节流配汽、变压配汽及旁通配汽四种方式。我国绝大多数采用喷嘴配汽方式。采用喷嘴配汽的汽轮机，其蒸汽流量的改变主要是通过改变第一级组的工作面积来实现的，所以该机的第一级又称调节级。调节级各喷嘴组的通道面积及通过其内的蒸汽流量是不一定相同的。调节级型式与参数的选择在设计中是相当重要的，与汽轮机的容量大小、运行方式等因素有关。1调节级选型由于双列级能承担较大的理想比焓降，一般约为160500KJ/kg；但它的级效率及整机效率较低，在工况变动时其级效率变化较单级小；采用双列级的汽轮机级数较少，结构紧凑，因为其调节级后的蒸汽压力与温度下降较多，所以除调节级汽室及喷嘴组等部件需较好的材料外，汽缸与转子的材料等级可适当降低，从而降低机组造价，提高机组运行的可靠性。故选用双列调节级。2调节级热力参数的选择（1） 理想比焓降的选择目前国产汽轮机调节级理想比焓降选取范围如前所述：双列级约为160500KJ/kg。故选调节级比焓降为330 KJ/kg。（2） 调节级速度比的选择为了保证调节级的级效率，应该选取适当的速度比，它与所选择的调节级型式有关。通常双列级速度比的选择范围为 0.220.28 。（3） 调节级反动度的选择为提高调节级的级效率，一般调节级都带有一定的反动度。由于调节级为部分进汽级，为了减少漏汽损失反动度不适宜选的过大。双列调节级各列叶栅反动度之和不超过13%20%。故选取=18%。3、调节级几何参数的选择（1） 调节级平均直径的选择选择调节级平均直径是通常要考虑制造工艺调节级叶片的高度以及第一压力级的平均直径。一般在下列范围内选取：中低压汽轮机（套装叶轮）取=10001200mm 。（2） 调节级叶型及其几何特性调节级的叶型，尤其是双列调节级的叶型，通常是成组套装选择使用的。国产汽轮机调节级最常用的叶型组合为苏字叶型。故可选择如表3-1的叶型：表3-1 双列调节级的叶型名 称喷 嘴第一列动叶导 叶第二列动叶叶片型线30TC-2B38TP-1B32TP-3A38TP-5A（3）相对节距和叶片数Z的确定在选取喷嘴和动叶出口角和时，还需要选择相对节距和：=，=。一定的叶型对应有最佳的相对节距范围。所以在选择和时应注意的最佳范围内选取。则叶栅的上述各项几何参数选定之后，即可根据平均直径和确定喷嘴与动叶数， ，然后取整。从叶片强度考虑，通常叶片数偶数。（4）汽流出口角和的选择喷嘴与动叶汽流出口角和对叶栅的通流能力作功大小及效率高低有较大的影响。决定叶栅出口角大小的最主要因素是对节距和安装角，喷嘴与动叶有一确定的出口角，往往需要通过对叶片数及相对节距的试凑来满足和的要求。第四章 压力级的计算4.1各级平均直径的确定：（1）第一压力级平均直径的确定：一般冲动式汽轮机速度比可在0.48-0.52范围内选取。 选取速度比：0.48，级的理想比焓降 KJ/kg =0.2847×0.48×=0.966m(2)凝汽式汽轮机末级直径的估取： =2.01m式中 Gc 通过末级的蒸汽流量， kg/s；2 末级动叶出汽角，一般取290°； 末级余速损失系数，一般=0.0150.025； 末级径高比；对于小功率汽轮机尽量使8-12，以避免采用扭叶片。2 末级动叶排汽比容， m3/kg。（3）确定压力级平均直径的变化：在横坐标上取长度为a的线段BD，用以表示第一压力级至末级动叶中心的轴向距离，在BD两端分别按比例画出第一压力级的平均直径。根据所选择的通道形状，用光滑的曲线将AC两点连接起来，AC曲线即为压力级各级的直径变化规律，如图3-1。ABCD112233m-1m-1图4-1 压力级平均直径变化规律4.2级数的确定及比焓降的分配：（1）级数的确定： 压力级的平均直径确定： =1.39 m压力级平均理想比焓降 （见图2-5） =12.337×=103.46 KJ/kg级数的确定：压力级的理想比焓降为： =3104-2135=969KJ/kg 选取重热系数：=0.030.08 （取整）=10.02。故Z取10.校核： 取0.07 （其中 ） =0.16×（1-0.81）×=0.0703（2）比焓降的分配： 各级平均直径的求取 求得压力级段后，在将图中线段BD重新分为（z-1）等分，在原拟定的平均直径变化曲线AC上求出各级的平均直径。 各级比焓降的分配 根据求出的各级的平均直径，选取相应的速度比，根据求出各级的比焓降。表4-2 比焓降分配辅助用表格级 号12345678910平均直径dm0.910.981.061.081.231.301.481.611.932.14速度比xa0.490.4910.4920.4920.4930.4930.4940.4950.4960.498理想比焓降ht43.2549.5556.8560.2576.8586.15110.05130.15188.15228.75各级比焓降的修正 在拟定的热力过程曲线上逐级作出各级理想比焓降ht，当最后一级的被压于排汽压力不重合时，必须对分配的比焓降进行修正。 hs3.26MPa1.64Mpa1.4Mpa1.15Mpa0.92Mpa0.68Mpa0.47Mpa0.23Mpa0.17Mpa969kj/kg 782kj/kg 982kj/kg 3.43Mpa图4-2 分配比焓降用的热力过程曲线4.3 各级的热力计算一、出口面积及叶片高度的计算1喷嘴出口汽流出口速度及喷嘴损失喷嘴中理想比焓降 初速动能 式中 进入喷嘴的蒸汽初速， 滞止理想比焓降 喷嘴出口汽流理想速度 喷嘴出口汽流实际速度 喷嘴损失 式中 喷嘴速度系数 2 喷嘴出口面积 3 喷嘴出口高度 4 动叶进口速度及能量损失动叶中理想比焓降 动叶进口汽流方向 动叶进口汽流速度 动叶进口速度动能 KJ/kg动叶滞止比焓降 KJ/kg 动叶出口汽流理想速度 动叶出口汽流实际速度 式中 动叶速度系数 动叶出口绝对速度之方向与大小： 动叶损失 KJ/kg余速损失 KJ/kg5动叶出口面积动叶一般采用减缩通道,其通道出口面积的计 算方法与喷嘴相同 式中 G 通过动叶的蒸汽流量,通常取喷嘴中流量值,而将叶顶漏汽作为叶顶漏汽损失予以考虑6动叶高度 二、反动度与损失系数的选择1. 反动度m反动度的选择原则为：保证叶片根部动静叶轴向间隙中不漏汽不吸汽。一般根部反动度r应在0.030.05范围内。反动度的选择方式有两种：（1）选定一个合适的根部反动度r，估取动叶高度，然后用下式确定相应的平均直径处的反动度，即（2）估取一个平均反动度m，待级热力计算后在校核根部反动度。2.速度系数和一般=0.920.98，=0.850.95。 (1)第一列喷嘴热力计算：第一列喷嘴出口汽流出口速度及喷嘴损失 第一列喷嘴中理想比焓降 KJ/kg 初速动能 KJ/kg 式中 进入喷嘴的蒸汽初速，m/s 滞止理想比焓降 164.88 KJ/kg 第一列喷嘴出口汽流理想速度 m/s第一列喷嘴出口汽流实际速度 548.729 m/s第一列喷嘴损失 KJ/kg式中 喷嘴速度系数 第一列喷嘴出口面积 第一列喷嘴出口高度 mm(2)第一列动叶热力计算：第一列动叶进口速度及能量损失 第一列动叶中理想比焓降 KJ/kg 第一列动叶进口汽流方向第一列动叶进口汽流速度 m/s第一列动叶进口速度动能 KJ/kg第一列动叶滞止比焓降 KJ/kg第一列动叶出口汽流理想速度 m/s第一列动叶出口汽流实际速度 m/s式中动叶速度系数 第一列动叶出口绝对速度之方向 m/s第一列动叶损失 KJ/kg余速损失 KJ/kg第一列动叶出口面积： 动叶一般采用减缩通道,其通道出口面积的计算方法与喷嘴相同 式中 G通过动叶的蒸汽流量,通常取喷嘴中流量值,而将叶顶漏汽作为叶顶漏汽损失予以考虑第一列动叶高度： mm(3)导叶热力计算：导叶出口汽流出口速度及喷嘴损失： 导叶中理想比焓降 KJ/kg 滞止理想比焓降 KJ/kg 导叶出口汽流理想速度 m/s导叶出口汽流实际速度 m/s 导叶损失 KJ/kg导叶出口面积 导叶出口高度 mm(4) 第二列动叶热力计算：第二列动叶进口速度及能量损失： 第二列动叶中理想比焓降 KJ/kg 第二列动叶进口汽流方向 第二列动叶进口汽流速度 m/s第二列动叶进口速度动能 KJ/kg第二列动叶滞止比焓降 KJ/kg第二列动叶出口汽流理想速度 m/s第二列动叶出口汽流实际速度 m/s第二列动叶出口绝对速度之方向： m/s第二列动叶损失： KJ/kg余速损失： KJ/kg第二列动叶出口面积： 动叶一般采用减缩通道,其通道出口面积的计 算方法与喷嘴相同：式中 G通过动叶的蒸汽流量,通常取喷嘴中流量值,而将叶顶漏汽作为叶顶漏汽损失予以考虑第二列动叶高度：mm4.4第一压力级的热力计算： (1)喷嘴热力计算：喷嘴出口汽流出口速度及喷嘴损失 喷嘴中理想比焓降 40.5KJ/kg 滞止理想比焓降 36.3 KJ/kg 喷嘴出口汽流理想速度 m/s喷嘴出口汽流实际速度 261.3 m/s喷嘴损失 KJ/kg式中 喷嘴速度系数 喷嘴出口面积 喷嘴出口高度 mm(2)动叶热力计算：动叶进口速度及能量损失 动叶中理想比焓降 KJ/kg 动叶进口汽流方向动叶进口汽流速度 m/s动叶进口速度动能 KJ/kg动叶滞止比焓降 KJ/kg动叶出口汽流理想速度 m/s动叶出口汽流实际速度 m/s式中