基于改进等效热降法的汽轮机热力系统热经济性诊断方法研究

职教云网页版

简介：李勇(19642 )，男，博士，教授，主要从事汽轮机热经济性诊断与优化运行的教学与研究。基于改进等效热降法的汽轮机热力系统热经济性诊断方法研究李勇、张斯文、李慧

(东北电力大学能源与机械工程学院，吉林132012 )

摘要：为了挖掘汽轮机热力系统的节能潜力，必须研究提高汽轮机热力系统热经济性诊断精度的技术措施。对象存在常规理想循环热效率定义方法问题，提出了适用于中间再热机组的理想循环热效率定义方法。同时，通过引入吸热系数的概念，建立了新的汽轮机各经济指标之间的关系式，便于分析热力系统某些因素的变化对理想循环热效率及吸热系数影响的计算。并在改进后的理想循环热效率的基础上，改进和提及了常规等效热降法给出了理想等效热降法的概念及其计算方法。最后，基于改进的等效热降法，经过某300MW汽轮机热力系统经济诊断证明了本文改进方法的有效性。关键词：汽轮机；热力系统；经济诊断；等效热降法

分类号： TM621. 4文献识别码： A文章编号：100125884652009(052033205

researchonthermaleconomicdiagnosismethodbasedontheimprovedequivalententhalpydropmethodforthermalsystemofsteamturbineL I Yong，张si 2wen，L I Hui

(collegeofenergyandmechanicalengineering，Northeast China D ianli University，Jilin 132012，China )abstract 3360 inordertotapthepotentialsofenergysavingofthermalsystem，thetechnologymeasurethatcanbeusedtoimprovethepreciseofperformancediagnosisforthermalsystemmusttobestudy.tocounterthequestionofusualidealcycle thermal efficiency，thenewdefinedidealcyclethermalefficiencythatcanbefitforreheatsteamturbineisproposed。A lso，byintroducingthenewconceptofheatabsorptionfactor，thenewenergybalanceequationisgiven，and it isconventionaltocalculatetheeffectsofthechangesofpartelementonidealcyclethermalefficiencyandheatabsorptionfactor. Then，basedontheimprovedidealcyclethermalefficiency，equivalententhalpydropmethodisimproved，and theidealequivalententhalpydropmethodisproposed.finally，basedonthenewequivalenthalpydropmethod，the诊断程序300 mwsteamturbine，and the effectiveness is p roved。Key words: steam turb ine；热系统； performance d iagnosis； equ iva len t en tha lpy drop m ethod0的前言

我国火电机组平均效率比国际先进水平低6%7%，供电煤耗率平均高于约50g标准煤/(kw )[ 1，2 ]。可见，我国火电厂节能减排潜力巨大。我国正在以2010年火力发电厂供电煤耗标准煤360g(kwh ) ) ) )。[ 3 ]。实现火电厂节能，首先要明确引发煤耗高的原因和部位，挖掘节能潜力，方便运行有些部门采取了节能措施，实现了火力发电站的节能降耗消耗。

热力系统是汽轮机机组的重要组成部分，对汽轮机热力系统统一进行热经济性诊断，分析热影响系统经济性降低的原因和部位 ,对于挖掘汽轮机的节能潜力 ,促进火力发电厂的节能降耗 ,具有重要的作用。目前 ,汽轮机热力系统热经济性诊断的主要方法是等效

热降法 [ 4 - 8 ]。等效热降法虽然有诸多优点 ,但实际应用中也发现等效热降法存在一些不足。首先 ,计算各级回热抽汽及新蒸汽等效热降均需要已知汽轮机回热抽汽点的焓和排汽焓。众所周知 ,对于凝汽式汽轮机来说 ,处于湿蒸汽区的回热抽汽焓和排汽焓的准确测量一直没有好的办法 [ 9, 10 ]。当汽轮机排汽焓存在误差时 ,导致等效热降法的分析结果产生较大的误差 [ 11 ]。其次 ,在分析热力系统某局部因素变化对经济性影响时 ,等效热降法采用汽轮机实际循环热效率作为热经济指标。这对于综合分析汽轮机的运行经济情况具有一定的意义。但对于火电厂运行部门来说 ,不仅要了解汽轮机的运行经济性状态 ,更关心的是分析引起热经济性降低的原因和部位 , 以便为挖掘节能潜力或设备改造提供依据 [ 12, 13 ]。文献 [ 14 ]指出 ,评价汽轮机热力系统的热经济性应该采用理想循环热效率作为评价指标。文献 [ 15 ]针对汽第 51卷第 5期汽轮机技术 Vol. 51 No. 52009年 10月 TURB INE TECHNOLOGY Oct. 2009

对内效率的影响 ,从而不能准确反映汽轮机热力系统的经济性状态的问题 ,对理想循环热效率的定义方法进行了改进。文献 [ 16 ]基于改进的理想循环热效率 ,对等效热降法进行了改进。改进的等效热降法不仅避开了求解汽轮机排汽焓的问题 ,而且更便于分析热力系统某因素变化对改进的理想循环热效率的影响 ,从而实现对热力系统进行经济性诊断。本文以某 300MW 汽轮机为例 ,采用改进的等效热降法对其热力系统进行经济性诊断 ,取得了良好的效果。1 改进的等效热降法1. 1 汽轮机有关经济指标分析

文献 [ 4 ]指出 ,实际循环热效率表示为ηi =PiQ0=

PtQ0PiPt=ηηt pi(1)

汽轮机的理想功率可以表示为Pt = D0 1 - ∑Zj=1

αjt Yjt- ∑Z1

j=1

αsgkt Ysgk t ΔHm act

(2)

对于中间再热式汽轮机 ,单位时间内蒸汽在锅炉中的吸热量为Q0 = D0[ ( h0- hfw) +αrh( hrh- hh

) ] (3)

则 ,理想循环热效率为 [ 4, 14 ]ηt =PtQ0

(4)

上述诸式中 , Pi为汽轮机的实际内功率 , kW;ηpi表示汽轮机实际内功率与理想内功率的比值 ,本文定义其为汽轮机的功率型相对内效率 ,以区别于常规的汽轮机相对内效率 ; D0 为主蒸汽流量 , kg/s; j为回热系统中加热器或其相应回热抽汽的序号 ,按抽汽压力由低到高的次序排列 ;αjt、αsgkt分别为汽轮机等熵膨胀时第 j级加热器的回热抽汽份额、第 k级轴封及门杆漏汽份额 ; Yjt、Ysgkt分别为蒸汽在汽轮机内等熵膨胀时第 j级加热器抽汽做功不足系数、第 k级轴封及门杆漏汽做功不足系数 ;

招生办

ΔHm ac

t 为汽轮机的理想焓降 , kJ /kg;αrh为再热蒸汽份额 ;h0、hfw、hrh和 hh 分别为汽轮机新蒸汽焓、给水焓、再热蒸汽焓和高压缸排汽焓 , kJ /kg。

对于中间再热汽轮机 ,当高压缸相对内效率发生变化时 ,高压缸排汽焓 hh 变化 ,从而引起蒸汽在锅炉中吸热量变化 ,最后导致理想循环热效率变化。因此 ,常规的理想循环热效率不能准确地反映汽轮机热力系统的运行经济性状态。文献 [ 15 ]对理想循环热效率的定义方法进行了改进 ,得到理想循环热效率为ηtt =Pt

Q0 t(5)

其中 , Q0t为汽轮机等熵膨胀条件下 ,单位时间内蒸汽在锅炉内的吸热量 ,即Q0t = D0[ ( h0- hfw) +αrht( hrh- hht

) ] (6)

这里 , αrht为汽轮机等熵膨胀条件下的再热蒸汽份额 ; hht为汽轮机等熵膨胀条件下的高压缸排汽焓 ,即高压缸理想排汽焓 , kJ /kg。通过上述得到的理想循环热效率不受高压缸相对内效率的影响 ,从而能准确地反映汽轮机热力系统的运行经济性。理想循环热效率的定义式改进后 ,实际循环热效率的定义式可改写为

ηi =PiQ0=

Q0tQ0Pt

Q0tPiPt

=ληtηt pi(7)其中

λ =Q0tQ0(8)

其表示在相同主蒸汽流量和相同初参数及再热蒸汽参数条件下 ,蒸汽在汽轮机内等熵膨胀与实际膨胀时在锅炉吸热量之比。本文将其称为吸热系数。1. 2 改进的等效热降法

基于改进的理想循环热效率 ,得到了改进的等效热降法 ,由于改进的理想循环热效率是基于汽轮机等熵膨胀得到的 ,故这里的等效热降 ,均基于汽轮机等熵膨胀过程进行计算 ,将其称为理想等效热降。在汽轮机等熵膨胀条件下 ,理想抽汽等效热降为Hjt = ( hjt +σt- hct) - ∑

j- 1r=1ArqrtHrt(9)

式中 , hjt、hct分别为汽轮机等熵膨胀过程中第 j级加热器的抽汽焓及汽轮机排汽焓 , kJ /kg; Ar取值视加热器型式而定 [ 4 ],qrt为第 r级回热抽汽在相应加热器内放热量 , kJ /kg;σt = hrh- hht,表示单位质量蒸汽在再热器中的吸热量 , kJ /kg。对于再热热段以后的回热抽汽 ,σt = 0。相应的理想抽汽效率 ηjt为ηjt =

Hjtqjt(10)

在汽轮机等熵膨胀条件下 ,单位质量新蒸汽的理想做功 ,即新蒸汽的理想等效热降为Ht = h0 +σt- hct- ∑z

r=1

τrηrt- ∑∏t(11)

其中 ,τr为 1kg给水在第 r级加热器中的焓升 , kJ /kg; ∑∏t为汽轮机等熵膨胀过程中轴封漏汽等辅助成分做功损失的总和 , kJ /kg。

由式 (7)可以发现 ,当热力系统某局部因素发生变化时 ,实际循环热效率的相对变化可以表示为

δηi =δηtt +δηpi +δλ = - δq (12)式中 ,δηtt表示热力系统某因素变化引起理想循环热效率的相对变化量 ;δηpi表示热力系统某因素变化引起功率型相对内效率的相对变化量 ;δλ为热力系统某因素变化引起吸热系数的相对变化量 ;δq为热力系统某因素变化引起汽轮机热耗率的相对变化量 , δq =Δqq

, q 为热耗率的应达值 ,

kJ / ( kW ·h) ; Δq 为热耗率应达值的绝对变化量 ,kJ / ( kW ·h)。热力系统某局部因素变动引起的理想循环热效率相对变化为

δηtt =

ηtt′- ηtηtt′=

ΔHt

- Δq0ηt ttHt +ΔHt(13)其中

334 汽轮机技术第 51卷

当热力系统某局部因素变化排挤汽轮机抽汽发生在再热冷段时 ,排挤的抽汽引起蒸汽在锅炉再热器内吸热量的变化 ,从而引起吸热系数的变化 ,其相对变化量可以表示为δλ =λ′- λλ′

Δq0t

- λΔq0

q0t +Δq0t

而当热力系统某局部因素变化发生在再热热段及以后时 ,不影响蒸汽在锅炉内的吸热量 ,故 δλ = 0。另外 ,由文献 [ 4 ]及文献 [ 17 ]可知 ,当热力系统某局部因素变化时 ,对汽轮机功率型相对内效率影响很小 ,故这里忽略其变化 ,即 δηpi = 0。2 改进的理想循环热效率应达值确定方法2. 1 改进的理想循环热效率应达值的概念所谓理想循环热效率的应达值 ,是指在主蒸汽流量一定 ,且热力系统各部分性能完好的条件下 ,机组运行于设计参数时 ,理想循环热效率的数值。所谓热力系统状态完好 ,是指

(1)加热器上下端差、回热抽汽管道压损、凝结水泵和给水泵焓升、轴封和门杆系统供汽及漏汽份额、小汽轮机用汽份额均为对应当前汽轮机主蒸汽流量下的设计值。

国家职业教育

(2)主蒸汽流量等于给水流量 ,即锅炉无排污。同时 ,过热器和再热器减温水流量、补水流量、给水泵轴封漏水量及高压加热器旁路流量为零 ;

(3)回热抽汽管道无散热损失 ,凝结水过冷度为零 ;(4)凝结水和给水压力取试验值 ;(5)由于在线监测数据采集时间比较间隔短 ,忽略凝汽器热井、除氧器水箱水位变化。

2. 2 等熵膨胀条件下给水泵汽轮机耗汽量的折算汽轮机实际运行中 ,给水泵汽轮机抽汽点是汽轮机实际膨胀过程线上的蒸汽状态点。而在计算汽轮机理想循环热效率时 ,理想功率的计算均是取等熵膨胀过程线上的状态点。因此 ,应该将给水泵汽轮机实际抽汽量折算到汽轮机等熵膨胀过程条件下的抽汽量。同时 ,考虑到确定理想循环热效率应达值的需要 ,故这里将给水泵汽轮机实际用汽量折算到在当前主蒸汽流量下给水泵焓升为设计值时的用汽量。实际运行中 ,给水泵汽轮机的能量平衡方程式为DeΔHtpηri = DwΔτp(14)折算到汽轮机等熵膨胀过程 ,同时取给水泵焓升为对应当前主蒸汽流量下给水泵焓升的设计值 ,得到给水泵能量平衡方程式为

DeΔt Htpηt ri = DwΔτpd(15)

上述诸式中 ,De为给水泵汽轮机实际汽耗量 , kg/s; Det为汽轮机等熵膨胀同时给水泵焓升取对应当前主蒸汽流量下设计

值 (以后简称折算工况 )时给水泵汽轮机汽耗量 , kg/s;ΔHtp和 ΔHtpt分别为汽轮机实际运行过程和等熵膨胀过程的给水泵汽轮机理想焓降 , kJ /kg;ηri为给水泵汽轮机的相对内效率 ; Dw 为给水流量 , kg/s;Δτp和 Δτpd分别为实际运行工况给水泵焓升和对应当前主蒸汽流量下给水泵焓升的设计值 ,kJ /kg。

由式 (14)和式 ( 15) ,可以得到折算工况下给水泵汽轮机汽耗量为Det = DeΔHtp

ΔHtptΔτpdΔτp(16)

2. 3 改进的理想循环热效率应达值的计算理想循环热效率应达值是反映热力系统是否偏离正常运行经济状态的基准。该值的准确性直接影响到对热力系统运行经济状态识别的准确性。图 1给出了理想循环热效率应达值的确定方法。图 1 改进的理想循环热效率应达值计算过程3 汽轮机热力系统的热经济性诊断模型

汽轮机热力系统的热经济性诊断模型 ,就是给出热力系统某因素变化对理想循环热效率的影响计算方法 ,为最终分析汽轮机热耗率增大的原因和部位提供依据。这里 ,以汽动给水泵组效率降低为例 ,研究其对理想循环热效率影响的计算方法。汽动给水泵系统如图 2所示。由于给水泵效率降低 ,给水焓升由 τb增大到 τb1,则新蒸

第 5期李勇等 :基于改进等效热降法的汽轮机热力系统热经济性诊断方法研究 335

)ηjt

同时 ,由于给水泵汽轮机多抽汽 ,使得新蒸汽理想等效热降减少量为ΔHt2 = (αPt1- αPt

) ( hjt- hn t)

则 ,二者对新蒸汽理想等效热降的影响为ΔHt =ΔHt1- ΔHt2

对理想循环热效率的影响为δηtt =ΔHt

Ht +ΔHt4 应用实例

为了挖掘某 300MW 汽轮机热力系统的节能潜力 ,通过测量并采用式 (5)计算得到其热力系统改进的理想循环热效

率为 ηtt′= 47. 244% , 汽轮机热耗率为 q′= 9 086. 347kJ / ( kW ·h) ;同时 ,采用图 1给出的计算方法得到该运行条件下改进的理想循环热效率应达值为 ηtt = 49. 611% ,汽轮机热耗率应达值为 q = 7 970. 076kJ / ( kW ·h)。采用式 (13)得到改进的理想循环热效率相对变化值为- 5. 01% ,由式 (12)得到其所引起的热耗率增加值为 399. 34kJ / ( kW ·h) ,其中运行初终参数及再热蒸汽参数偏离应达参数所引起的汽轮机热耗率增加 122. 72 kJ / ( kW ·h) ,热力系统参数变化引起热耗率增加 276. 62 kJ / ( kW ·h) ,表明热力系统存在较大的节能潜力。采用改进的等效热降法对热力系统的经济性进行诊断 ,得到诊断结果如表 1所示。

表 1 热力系统各因素变化对热耗率的影响序号项目应达值试验值 δηtt, % Δq, kJ / ( kW·h)

1 E:中压缸冷却器用汽 , t/h 16. 64 17. 97 - 0. 029 7 2. 382 L:高压缸漏汽 , t/h 10. 88 11. 15 - 0. 004 7 0. 373 M:高压缸轴封漏汽 , t/h 0. 85 0. 88 - 0. 002 3 0. 184 N:高压缸轴封尾部漏汽 , t/h 0. 12 0. 12 - 0. 000 3 0. 0235 K:中压进汽套筒漏汽 , t/h 3. 72 4. 16 - 0. 005 8 0. 466 P:中压缸轴封尾部漏汽 , t/h 0. 80 0. 81 - 0. 001 0 0. 0797 R:中压缸轴封尾部漏汽 , t/h 0. 11 0. 12 - 0. 000 1 0. 0088 X:小汽轮机低压汽源用汽 , t/h (包括给水焓升 ) 35. 20 36. 63 - 0. 195 15. 539 过热器减温水 , t/h 0. 00 20. 50 - 0. 069 4 5. 5310 再热器减温水 , t/h 0. 00 15. 31 - 0. 319 6 25. 4711 锅炉排污水 , t/h 0. 00 8. 72 - 0. 400 4 31. 9112 中压缸排汽至母管漏汽 , t/h 0. 00 24. 65 - 1. 829 6 145. 8213 1号加热器上端差 , ℃ - 1. 60 4. 34 - 0. 125 4 9. 9914 2号加热器上端差 , ℃ 0. 00 10. 45 - 0. 112 0 8. 9215 3号加热器上端差 , ℃ 0. 00 2. 69 - 0. 032 1 2. 5516 5号加热器上端差 , ℃ 2. 80 3. 86 - 0. 017 4 1. 3817 6号加热器上端差 , ℃ 2. 80 5. 71 - 0. 040 6 3. 2318 7号加热器上端差 , ℃ 2. 80 21. 30 - 0. 078 7 6. 2719 8号加热器上端差 , ℃ 2. 80 8. 53 - 0. 117 6 9. 3720 1号加热器下端差 , ℃ 5. 60 19. 90 - 0. 012 7 1. 0121 2号加热器下端差 , ℃ 5. 60 12. 30 - 0. 015 0 1. 1922 3号加热器下端差 , ℃ 5. 60 9. 30 - 0. 012 0 0. 9523 5号加热器下端差 , ℃ 5. 60 24. 00 - 0. 014 1 1. 1224 6号加热器下端差 , ℃ 5. 60 12. 20 - 0. 002 1 0. 16725 7号加热器下端差 , ℃ 5. 60 5. 60 0. 000 0 026 8号加热器下端差 , ℃ 5. 60 8. 30 - 0. 007 8 0. 621累计值 - 3. 445 3 274. 60336 汽轮机技术第 51卷

© 1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. http://www.cnki.net由表 1可见 ,热力系统各因素变化对汽轮机热耗率影响量的累计值为 274. 60 kJ / ( kW ·h) ,与预先确定的热力系统存在失常对热耗率影响量为 276. 62kJ / ( kW ·h)的相对误差为 0. 724% ,能够满足汽轮机性能诊断的需要。5 结论

(1)传统的等效热降法基于实际循环热效率进行分析 ,而实际循环热效率并不是热力系统运行经济性的单值函数 ,其数值还受到汽轮机相对内效率的影响 ,不便于分析热力系统某局部因素变化对热力系统经济性影响。同时 ,传统的等效热降法计算精度受到汽轮机排汽焓的影响 ,从而影响其计算精度。(2)本文基于改进的理想循环热效率 ,并通过对汽轮机经济指标的分析 ,提出了吸热系数的概念 ,在此基础上提出了理想等效热降法的概念及计算方法。该方法不仅便于分析热力系统某局部因素变化对热力系统经济性所单独产生的影响 ,而且避开了汽轮机排汽焓 ,从而提高了计算分析精度。(3)通过对某 300MW汽轮机热力系统的热经济性诊断 ,证明本方法可以较精确地诊断出引起热力系统经济性降低的原因和部位 ,从而更便于挖掘热力系统的节能潜力。参考文献

[ 1 ] 李青 ,张兴营 ,徐光照. 火力发电厂生产指标管理手册 [M ].北京 :中国电力出版社 , 2007.

[ 2 ] 雷鸣. 发电节能手册 [M ]. 北京 :中国电力出版社 , 2005.[ 3 ] 李蒙 ,胡兆光. 全面建设节能型社会的战略思路 [J ]. 中国电力 , 2005, 38 (9) : 6 - 10.[ 4 ] 林万超. 火电厂热系统节能理论 [M ]. 西安 :西安交通大学出版社 , 1994.

[ 5 ] 李秀云 ,严俊杰 ,林万超. 火电厂冷端系统评价指标及诊断方法的研究 [J ]. 中国电机工程学报 , 2002, 22 (2) : 94 - 98.[ 6 ] 严俊杰 ,林万超 ,邓世敏. 热电联产压水堆机组二回路热力系统经济性诊断方法的研究 [J ]. 中国电机工程学报 , 2001, 21 ( 8) :60 - 67.[ 7 ] 李秀云 ,严俊杰 ,张春雨 ,等. 外置蒸汽冷却器机组热力系统定量分析方法 [J ]. 中国电机工程学报 , 2001, 21 (1) : 35 - 39.[ 8 ] 严俊杰 ,李运泽 ,林万超. 热电联产压水堆机组二回路热力系统经济性诊断方法的研究 [J ]. 中国电机工程学报 , 2000, 20 ( 5) :5 - 13.[ 9 ] 李勇 ,曹丽华 ,杨善让. 凝汽式汽轮机相对内效率在线监测的一种近似计算方法 [J ]. 中国电机工程学报 , 2001, 21 (9) : 64 -67.

[ 10 ] 韩中合 ,张淑娥 ,田峰松 ,等. 汽轮机排汽湿度谐波腔微扰测量法的研究 [J ]. 中国电机工程学报 , 2003, 23 (12) : 199 - 202.[ 11 ] 张瑞青 ,李勇 ,盛伟 ,等. 汽轮机排汽焓误差对等效热降法计算结果影响的研究 [ J ]. 汽轮机技术 , 2007, 49 ( 4) : 250 -252.[ 12 ] 任浩仁 ,李蔚 ,盛德仁 ,等. 火电机组变工况下运行指标应达值的分析 [J ]. 中国电机工程学报 , 1999, 19 (9) : 50 - 56.[ 13 ] 李蔚 ,任浩仁 ,盛德仁 ,等. 300MW 火电机组在线能损分析系统的研制 [J ]. 中国电机工程学报 , 2002, 22 (7) : 153 - 155.

[ 14 ] M. David Burghardt. Engineering Thermodynamics with App lica2tions[M ]. New York: Harper and Row Publishers, 1982.[ 15 ] 李勇 ,彭丽霞 ,赵金峰 ,等. 中间再热式汽轮机理想循环热效率定义方法的改进 [J ]. 汽轮机技术 , 2005, 47 (5) : 7 - 9.[ 16 ] 李勇 ,曹丽华 ,林文彬. 等效热降法的改进计算方法 [J ]. 中国电机工程学报 , 2004, 24 (12) : 243 - 247.[ 17 ] 曹丽华 ,李勇 ,赵会刚. 汽轮机相对内效率两种定义方法物理意义上的等价性分析 [J ]. 汽轮机技术 , 2004, 46 (4) : 278 -280.(上接第 332页 )3 结论

(1)基于等效焓降理论提出了有效降的概念 ,建立了当抽汽量扰动时对整个热力系统效率影响的数学模型。(2)对 600MW汽轮机组进行了局部能损定量计算。由

其它加热器对经济性影响差别不大。端差对热力系统效率的影响与端差的大小、相邻加热器抽汽效率之差、给水升变化、汽轮机的流动效率等因素有关。(3)局部能损定量计算可简捷、快速、准确地计算出热力系统局部参数变化对单位新汽做功的影响 , 得出当某局部参量变化时整个热力系统效率变化情况。(4)热力系统局部优化分析为热力系统节能诊断提供了新途径。

参考文献

[ 1 ] 朱明善. 能量系统的分析 [M ]. 北京 :清华大学出版社 ,1988.

[ 2 ] 项新耀. 工程分析方法 [M ]. 北京 :石油工业出版社 , 1990.[ 3 ] 王加璇 ,张树芳. 方法及其在火电厂中的应用 [M ]. 北京 :水利电力出版社 , 1993.[ 4 ] 杨东华. 分析和能级分析 [M ]. 北京 :科学出版社 , 1986.[ 5 ] 赵冠春 ,钱立伦. 分析及其应用 [M ]. 北京 :高等教育出版社 , 1984.

[ 6 ] 王家旋. 热力发电厂 [M ]. 北京 :中国电力出版社 , 1997.[ 7 ] 郑体宽. 热力发电厂 [M ]. 北京 :中国电力出版社 , 1997.[ 8 ] 张春发 ,陈海平 ,刘吉臻. 带疏水泵加热器出口主凝结水焓的计算方法 [J ]. 动力工程. 2002, 22 (1) : 1627 - 1629.[ 9 ] 林万超. 火电厂热系统节能理论 [M ]. 西安 :西安交通大学出版社 , 1994.[ 10 ] 张学镭 ,王松龄 ,陈海平 ,等. 加热器端差对机组热经济性影响的通用计算模型 [J ]. 中国电机工程学报 , 2005, 25 ( 4) : 166- 171.

[ 11 ] 李永华 ,李庚生 ,闫顺林. 火电机组回热系统分布的通用矩阵方程 [J ]. 动力工程 , 2006, 26 (4) : 595 - 598, 603.[ 12 ] 张春发 ,宋之平 ,张素香. 热力发电厂热力系统热经济性状态方程 [A ]. 中国工程热物理学会工程热力学与能源利用学术会议 [ C ]. 2000. 298 - 306.[ 13 ] 张春发 ,张素香 ,崔映红 ,等. 现行电力系统热经济性状态方程 [J ]. 工程热物理学报 , 2001, 22 (6) : 665 - 667.[ 14 ] 李广华. 电厂热力系统经济性分析数学模型的建立与应用[D ]. 北京 :清华大学 , 2002.第 5期李勇等 :基于改进等效热降法的汽轮机热力系统热经济性诊断方法研究 337

基于改进等效热降法的汽轮机热力系统热经济性诊断方法研究

职教云网页版

招生办

国家职业教育

随机看看

标签

链接