基于数值模拟的复杂汽、水管道压力取样位置的研究

汽　轮　机　技　术ＴＵＲＢＩＮＥＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹ

Ｖｏｌ.６１Ｎｏ.１

Ｆｅｂ.２０１９

基于数值模拟的复杂汽、水管道

压力取样位置的研究

邢乐强ꎬ薛志恒ꎬ张继红ꎬ吴涛ꎬ王伟锋

(西安热工研究院有限公司ꎬ西安ꎬ７１００５４)

摘要:汽轮机性能试验要求压力有很高的测量精度ꎬ由于管道走向的复杂性及管道内部介质流动的不均匀性ꎬ传统的压力取样方法得到的压力数据并不能代表取样点所在截面的介质平均压力ꎮ首先通过对某段管道内流场分布进行数值模拟ꎬ获得管道各截面上环形压力分布ꎬ然后在获得等值点结果曲线之后判断并去除积点曲线ꎬ最后将等值点绘制在管道模型上ꎮ通过与传统压力取样方法的结果进行对比ꎬ说明该方法获得的压力取样位置上的测量误差小于传统方法的压力测量误差ꎬ从而可以降低试验的不确定度ꎮ关键词:性能试验ꎻ压力取样ꎻ数值模拟ꎻ优化

分类号:ＴＫ２８４.１　　　文献标识码:Ａ　　　文章编号:１００１￣５８８４(２０１９)０１￣００４７￣０４

ＲｅｓｅａｒｃｈａｎｄＡｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｏｆＰｒｅｓｓｕｒｅＳａｍｐｌｉｎｇＬｏｃａｔｉｏｎｏｆＣｏｍｐｌｅｘＳｔｅａｍ

ａｎｄＷａｔｅｒＰｉｐｅｌｉｎｅｂａｓｅｄｏｎＮｕｍｅｒｉｃａｌＳｉｍｕｌａｔｉｏｎ

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｓｔｅａｍｔｕｒｂｉｎｅｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｔｅｓｔｒｅｑｕｉｒｅｓｈｉｇｈｐｒｅｃｉｓｉｏｎｏｆｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔｆｏｒｐｒｅｓｓｕｒｅ.Ｄｕｅｔｏｔｈｅｃｏｍｐｌｅｘｉｔｙｏｆｐｉｐｅｌｉｎｅｄｉｒｅｃｔｉｏｎａｎｄｔｈｅｉｎｈｏｍｏｇｅｎｅｉｔｙｏｆｔｈｅｉｎｔｅｒｎａｌｍｅｄｉａｆｌｏｗｉｎｔｈｅｐｉｐｅｌｉｎｅꎬｔｈｅｐｒｅｓｓｕｒｅｄａｔａｏｂｔａｉｎｅｄｂｙｔｒａｄｉｔｉｏｎａｌｐｒｅｓｓｕｒｅｓａｍｐｌｉｎｇｍｅｔｈｏｄｃａｎｎｏｔｒｅｐｒｅｓｅｎｔｔｈｅａｖｅｒａｇｅｐｒｅｓｓｕｒｅｏｆｔｈｅｍｅｄｉｕｍｉｎｔｈｅｓｅｃｔｉｏｎｏｆｔｈｅｓａｍｐｌｉｎｇｐｏｉｎｔ.Ｉｎｔｈｉｓｐａｐｅｒꎬａｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｆｌｏｗｆｉｅｌｄｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｉｎａｐｉｐｅｌｉｎｅｉｓｃａｒｒｉｅｄｏｕｔｔｏｏｂｔａｉｎｔｈｅａｎｎｕｌａｒｐｒｅｓｓｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｎｅａｃｈｓｅｃｔｉｏｎｏｆｔｈｅｐｉｐｅ.Ｔｈｅｎꎬａｆｔｅｒｔｈｅｒｅｓｕｌｔｃｕｒｖｅｏｆｔｈｅｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｐｏｉｎｔｉｓｏｂｔａｉｎｅｄꎬｔｈｅｐｏｉｎｔｃｕｒｖｅｃａｎｂｅｄｉｓｃｒｉｍｉｎａｔｅｄａｎｄｒｅｍｏｖｅｄ.Ｆｉｎａｌｌｙꎬｔｈｅｅｑｕｉｖａｌｅｎｃｅｐｏｉｎｔｉｓｄｒａｗｎｏｎｔｈｅｐｉｐｅｌｉｎｅｍｏｄｅｌ.Ｃｏｍｐａｒｅｄｗｉｔｈｔｈｅｔｒａｄｉｔｉｏｎａｌｓａｍｐｌｉｎｇｍｅｔｈｏｄꎬｉｔｉｓｉｎｄｉｃａｔｅｄｔｈａｔｔｈｅｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔｅｒｒｏｒｉｎｔｈｅｐｒｅｓｓｕｒｅｓａｍｐｌｉｎｇｐｏｓｉｔｉｏｎｏｂｔａｉｎｅｄｂｙｔｈｉｓｍｅｔｈｏｄｉｓｌｅｓｓｔｈａｎｔｈａｔｏｆｔｈｅｔｒａｄｉｔｉｏｎａｌｍｅｔｈｏｄａｎｄｔｈｅｕｎｃｅｒｔａｉｎｔｙｏｆｔｈｅｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｔｅｓｔｃａｎｂｅｒｅｄｕｃｅｄ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:ｐｅｒｆｏｒｍｅｎｃｅｔｅｓｔꎻｐｒｅｓｓｕｒｅｓａｍｐｌｉｎｇꎻｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎꎻｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ

(Ｘｉ'ａｎＴｈｅｒｍａｌＰｏｗｅｒＲｅｓｅａｒｃｈＩｎｓｔｉｔｕｔｅＣｏｍｐａｎｙＬｉｍｉｔｅｄꎬＸｉ'ａｎ７１００５４ꎬＣｈｉｎａ)

ＸＩＮＧＬｅ￣ｑｉａｎｇꎬＸＵＥＺｈｉ￣ｈｅｎｇꎬＺＨＡＮＧＪｉ￣ｈｏｎｇꎬＷＵＴａｏꎬＷＡＮＧＷｅｉ￣ｆｅｎｇ

０　前　言

会颁布的、用以作为汽轮机设备性能试验和考核验收的标准[１]ꎮ该标准详细叙述了汽轮机性能试验的操作流程、试验需要的测点种类及数量、规定了相应测试仪表精度的测量方法ꎬ并阐述了各主要测点测量误差对试验结果的不确定度影响ꎮ

其中ꎬ诸如主蒸汽压力、高压缸排汽压力、再热蒸汽压力等测点对性能试验结果具有至关重要的影响能试验结果有一定的影响ꎮ

[２ꎬ３]

方法ꎬ该方法能够有效解决如何在复杂汽、水管道壁面确定压力测点最佳开孔位置的问题ꎮ利用该方法对某一具体的汽、水管道进行研究分析ꎬ将在该管道壁面获得一条或者若干条最佳开孔取压位置曲线ꎬ并将获得组成该曲线的所有离散点的详细坐标数据ꎮ

ＡＭＳＥＰＴＣ６«汽轮机性能试验规程»是美国机械工程协

１　数值计算

１.１　物理模型

(１)研究对象的物理模型如图１所示ꎬ管道型体建模在(２)考虑到数值计算中对管道进、出口边界条件设置的

要压力测点外ꎬ其余汽、水侧压力测点测量的准确性均对性

ＡＭＳＥＰＴＣ６中规定ꎬ压力测点取压孔都应安装在直管段

[１]

ꎮ除上述主

三维型体建模软件中完成ꎬ如图２所示ꎮ

局限性(无法准确预知管道进、出口截面的速度、压力分布)ꎬ在型体建模时ꎬ应对所研究管道进、出口进行延长ꎬ且延长部分最好根据实际管道走向布置选取ꎮ

(３)如图３所示ꎬ在商用ＣＦＤ软件ＣＦＸ网格生成模块(４)为了进行网格无关性验证ꎬ按照网格疏密程度制作

上ꎬ且要尽可能远离上游的弯管或其它障碍物全满足规程中对于压力取样开孔位置的要求ꎮ

于某些机组空间有限ꎬ管道布置较为紧凑ꎬ许多管道无法完

本文采用一种确定复杂汽、水管道压力取样位置的研究

　收稿日期:２０１８￣０７￣２４　　　　　

ꎮ但是ꎬ由

ＩＣＥＭ中对所研究管道进行网格划分ꎮ

　作者简介:邢乐强(１９８９￣)ꎬ男ꎬ硕士ꎬ工程师ꎮ主要从事电站汽轮机热力性能试验方面研究ꎮ

４８

１１５万ꎮ

汽　轮　机　技　术　　第６１卷

５种网格ꎮ网格节点总数分别为２０万、４０万、６０万、９０万及

式中ꎬｕｉ为流体在ｘｉ方向上的速度ꎬｉ＝１ꎬ２ꎬ３分别代表ｘ、ｙ、ｚ方向ꎻμｅｆｆ为有效黏度ꎻμ为动力黏度ꎻρ为流体密度ꎻｐ为图１　物理模型

图２　三维型体建模

１.２　在商用软件数学模型

图３　模型的网格划分

ＣＦＸ中对上述管道内部流场进行数值计

算ꎬ首先需要对数值计算方法、边界条件进行设定ꎬ然后对所设计算模型进行迭代计算ꎮ

看作是三维(１)建立计算模型、定常的湍流流动ꎮ在稳定工况下ꎻ考虑到主蒸汽在管道内的流ꎬ主蒸汽的流动可以

动过程中所受到的摩擦阻力等ꎬ蒸汽的物性发生了变化ꎬ所以ꎬ还需要考虑蒸汽能量的变化ꎮ因此ꎬ描述主蒸汽在管道内流动的控制方程包括连续性方程、动量方程、能量方程和湍流模型方程ꎮ用张量形式表示如下[４]连续性方程:

:

∂(ρｕｉ)

＝０　　　∂(动量方程ρｕ:∂ｘｉ

(１)

∂ｘｉｕｊｊ)＝－∂∂ｘｐｉ＋∂∂ｘｊ[μｅｆｆ(

∂∂ｕｘｉｊ＋∂∂ｕｘｊ)

－∂ｕｋ]

　ｉ

２３μｅｆｆ∂ｘｋ(２)　

　能量方程:

∂∂ｘｊ[ｕｉ(ρＥ＋ｐ)]＝∂[

ｋ∂Ｔ＋ｓ∂ｘｉｅｆｆ∂ｘｉ

－ｋ

􀰐ｊ

ｈｊ

Ｊ

ｊ′

＋ｕ(τｉｊ)ｅｆｆ

]

　　湍动能方程∂(ρｋｕ:

(３)∂ｘｉｉ)＝∂∂

ｘｊ

[(μ＋σμｔρε

(４)

　　湍动能耗散方程ｋ

)∂∂ｘｋ

ｊ

]＋Ｇ

ｋ

－∂(ρεｕ[:

∂ｘｉｉ)＝∂∂ｘｊ

(

μ＋σμｔε)∂∂ｘεｊ

]

＋Ｃε１εｋＧｋ－Ｃε２ρεｋ２

(５)流体静压ꎻｈ为流体比焓ꎻＥ为流体比内能ꎻＪｊ′为组分ｊ′的扩散通量ꎻｓｋ为热源项ꎻτｋｅｆｆ为应力张量ꎻｋｅｆｆ为有效导热系数ꎬｅｆｆ准ｋ＝－ｋε＋模型中ｋｆꎻＧｋ为由于平均速度梯度而产生的湍动能ꎻ在标ꎬ根据推荐值及实验验证[３]ꎬ模型常数１.Ｃε３ꎮ

２、σｋ、σε的取值为:Ｃε１＝１.４４ꎬＣε２＝１.９２ꎬσｋ＝１.０ꎬσＣε１、

ε＝条件((２)入口设置边界条件质量流量为ꎮ２４３.入口边界设定为质量流量入口边界

ｍ４６１ｋｇ/ｓꎬ入口流速为１２６.条件/ｓꎬ(入口温度为９２５

出口静压为５５８.２４.０３３ＭＰａ)ꎻ５℃)ꎻ出口边界设定为压力出口边界固体壁面设定为无滑移的边界条件(３)ꎬ采用标准壁面函数法求解设置ꎮ流体区域内工质设定为水蒸气ꎮ

数根据ＩＡＰＷＳ－ＩＦ９７公式计算ꎻ选用标准ｋ－ε模型ꎬ物性参

ＳＩＭＰＬＥꎬ应用在ＣＦＸ算法－ꎬ通过压力ＳｏｖｅｒＭａｎａｇｅｒ(－速度耦合进行迭代计算求解器)中导入计算模型文件ꎮ

ꎬ

设置收敛条件ꎬ对上述管道５种网格模型进行迭代计算ꎬ并最终获得收敛后的计算结果文件ꎮ

头ꎬ因此(４)ꎬ网格无关性验证选择第一段弯头判断网格无关性ꎮ主要的管道流动几何特征为弯

ꎮ分别将上述５

种网格计算结果中对应曲线上的压力数据导出ꎻ在Ｔｅｃｐｌｏｔ绘图软件中ꎬ将５种网格无关性导出压力数据进行绘图对比ꎮ如图４所示ꎬ当网格数量大于４０万后ꎬ所获得的压力分

布曲线基本保持一致ꎮ

１.３　管道环形压力分布

图４　网格无关性验证

对数值模拟结果在ＣＦＸ软件后处理模块ＣＦＸ－ＰＯＳＴ中

沿轴线截取一系列截面ꎮ其中ꎬ在各弯头位置进行加密ꎮ最

终ꎬ整个管道共截取３５１个截面ꎮ取各截面的平均压力及管道环形压力分布数据ꎮ

量平均函数求出各截面流量平均绝对压力(１)针对所截取的截面ꎬ在ＣＦＸ－ＰＯＳＴꎬ计算公式如下模块中ꎬ采用流

:

ｐｍａｓｓ＿ａｖｅ＝

ｐ􀰐ｉ􀅰ｎＭｉ

(６)

式中ꎬｐ１

Ｍ

ｉ

压力ꎬＰａꎻｍａｓｓ＿ａｖｅ为流量平均压力ꎬＰａꎻｐｉ为网格节点处流体静Ｍｉ为网格节点处流体质点质量ꎬｋｇꎻｎ为管道某一截面上的网格节点总数ꎮ据ꎮ

(２)导出所有截面与管道壁面相交圆环上的压力分布数

第１期邢乐强等:基于数值模拟的复杂汽、水管道压力取样位置的研究　４９　

２　测量位置寻优

２.１　确定等值点数量及位置

(１)等值点:管道上某一截面与壁面相交的圆环上与该(２)等值点数量:通过比较各截面流量平均压力数值与

式中ꎬＰｏｉ＋１为与上游圆环等值点相连接的下游圆环等值点ꎻｌｉ为下游圆环等值点与上游圆环等值点之间的物理距离ꎬｍｍꎻＮｉ为第ｉ个圆环上的等值点个数ꎻｎｉ为第ｉ个圆环上的积点个数ꎮ

(３)等值点结果曲线及等值点积点曲线ꎮ

截面流量平均静压力相等的位置点ꎮ将各截面圆环等值点按照上述规则进行连接ꎬ将得到若干条等值点光滑连接曲线ꎬ其中包含积点的等值点曲线即为积点曲线ꎬ不含有积点的等值点光滑曲线则为等值点结果曲线ꎮ

圆环上的各点压力数值ꎬ确定该圆环存在的压力等值点个数ꎬ计算方法如下:

Ｎ＝

式中ꎬＮ为某一截面的等值点个数􀰐ｍ１

(ｉｆ((ｐ

ｍａｓｓ＿ａｖｅ

－ｐｉ－１)􀅰(ｐｍａｓｓ＿ａｖｅ－ｐｉ)≤０))(７)

ꎻｐꎬＰａꎻｐｍａｓｓ＿ａｖｅ为圆环所在截面的流量平均压力ｉ为圆环上原圆周上某一方向排列的坐标点压力值插值方法确定等值点的坐标(３)在确定各圆环的等值点个数过程中ꎬＰａꎻｍ为圆环上的点个数ꎮ

ꎬ计算方法如下:

ꎬ同时利用线性

ìïｘ＝ａｂｓ(

ｐｍａｓｓ＿ａｖｅ

－ｐｉ－１

ïｐｉ－ｐｉ－１

)􀅰(ｘｉ－ｘｉ－１)＋ｘｉ－１ïí(ｐ－ｐｉ－１

ï

ｙ＝ａｂｓｍａｓｓ＿ａｖｅ

ｐｉ－ｐｉ－１)􀅰(ｙｉ－ｙｉ－１)＋ｙｉ－１(８)

ï

ïîｚ＝ａｂｓ(ｐｍａｓｓ＿ａｖｅｐ－ｐ－ｐｉ－１ｉ－１

)

􀅰(ｚｉ－ｚｉｉ－１)＋ｚｉ－１式中ꎬｘ、ｙ、ｚ为等值点坐标ｙꎻｘｉ坐标ꎻｘ、ｙｉ、ｚｉ为等值点相邻下游点２.２　区分等值点结果曲线与积点曲线

ｉ－１、ｉ－１、ｚｉ－１为等值点相邻上游点坐标ꎮ

(１)“积点”的定义ꎮ

值点ꎬ“等值点在两个相邻圆环之间突然减少或者增加积点”就是管道截面上、下游圆环上出现的不连续的等

ꎬ增加或者减少的等值点使等值点连线出现不连续现象于管道内流体流动沿轴向不均匀造成的“积点”的特点:积点是等值点的一种ꎮ

ꎬꎮ例如积点的出现是由

ꎬ当流动出现涡流且涡流靠近管道壁面时就可能产生ꎬ积点的出现反应出流体在垂直于流动方向上具有一定速度ꎬ本例中主要出现在弯头下游ꎮ积点具有不稳定的特点ꎬ当管道雷诺数变化时ꎬ积点的坐标位置可能在管道壁面的位置变化较大ꎬ甚至出现积点消失的现象ꎬ在积点位置开孔取压测量管道压力有可能造成所测压力具有较大的波动性ꎬ因此ꎬ本文不推荐在含有积点的等值线上进行取压开孔(２)ꎮ

从管道入口截面往下游截面将等值点进行连接利用等值点数量及最短距离法判断积点ꎮ

ꎬ在连接过程中ꎬ由于某一截面圆环可能存在若干等值点ꎬ为了判断下一截面的等值点是否为积点ꎬ采取等值点数量及距离法综合判断ꎮ当上、下游两个环面的等值点个数相等时ꎬ认为两个截面均不存在积点ꎻ当上、下游两个环面的等值点个数不相等时ꎬ则等值点较多的环面存在积点ꎬ该积点在管道壁面上、下游圆环之间按照等值点距离最短原则进行的连线最终会导致连线不连续ꎬ计算方法如下:

Ｐ　ｏｉ＋１＝ｍｉｎ(ｌ１ꎬｌ２􀆺ｌＮｉ＋１){

Ｎｉ＝Ｎｉ＋１Ｎꎬ　　　ｉ>Ｎｉ＋１ꎬｎｉ＝

Ｎ　ｎｉ＝０ꎬｎｉ＋１＝０ｉ＋１－ＮｉＮｉ<Ｎｉ＋１ꎬｎｉ＋１＝

Ｎꎬｎｉ＋１＝０ｉ＋１－Ｎｉꎬｎｉ＝０

(９)

(４)计算主要过程如图区分等值点结果曲线及积点曲线的计算流程５所示ꎮ

ꎮ图５　区分积点曲线的计算流程

将光滑的等值线连线坐标输出至结果数组中ꎬ并将积点２.曲线等值点连线坐标曲线输出至积点曲线数组中３　如图输出等值点并在管道模型上进行绘制ꎮ

６所示ꎬ将上述计算到的等值点结果曲线坐标数组

通过Ｓｏｌｉｄｗｏｒｋｓ软件绘制在管道模型上ꎬ将各积点曲线也绘制在管道模型上ꎬ对计算结果进行检验ꎬ确认计算得到的等值点结果曲线未通过积点ꎮ

图６　管道上的等值点曲线

在现场开设压力取样孔时可以根据图中的曲线进行ꎬ该曲线上任意一点都能代表其所在截面的流量平均压力ꎮ

５０汽　轮　机　技　术　　第６１卷

３　与传统方法的比较

如图７所示ꎬ对４个直管道分别选取４个典型截面ꎬ从左到右依次为截面１、截面２、截面３和截面４ꎬ黑点表示按照目前常规开孔工艺进行压力取样开孔的位置ꎮ

采用本方法和传统方法在图７所示的位置开孔取样ꎬ得到的结果见表１ꎮ对从表１数据可以看出ꎬ采用传统方法ꎬ最大误差在截面２达到了１８７３６Ｐａꎬ即在截面２的点２位置开１８７３６Ｐａꎬ相对偏差为０.０７８％ꎮ　　表１

孔进行测量ꎬ得到的压力将会比该截面压力平均值偏大　　由于ＡＳＭＥＰＴＣ６«汽轮机性能试验规程»同样规定了

压力测点测量仪表的精度ꎬ对于关键压力测点ꎬ测量仪表的精度应高于０.１％ꎬ试验中通常使用误差为±０.０７５％的压力变送器进行测量ꎬ而通过表１的数据对比可以看出ꎬ在复杂汽、水管道上由于开孔位置选择不当ꎬ有可能导致的测量误差与测量仪表误差相当ꎮ

传统方法与本方法计算结果的比较

图７　传统方法在管道４个截面上采用的取样位置

单位:Ｐａ　　

传统方法

截面编号

(压力平均值)２４１７４７００２４１３４３００２４１０３４００２４０６０３００本文方法结果

测点位置２

静压力值２４１７７８０８２４１３６４１０２４１０５９６０２４０６８４５２

绝对偏差３１０８２１１０２５６０８１５２

测点位置１

静压力值２４１７７９７０２４１５３０３６２４１０７３１６２４０５６７３８

绝对偏差３２７０１８７３６３９１６－３５６２

测点位置３

静压力值２４１７１２８８２４１３７８８４２４１０６２８６２４０７１６２２

绝对偏差－３４１２３５８４２８８６１１３２２

截面１截面２截面３截面４

　　因此ꎬ本文有效解决了这一问题ꎬ使压力测点测量误差仅限于仪表误差及信号传输的系统误差ꎬ从而基本消除了由于开孔位置不当而产生的测量误差ꎮ

置ꎮ

获得的压力取样位置上进行取压测量ꎬ可以有效减小测量误差ꎬ从而降低了汽轮机性能试验的整体不确定度ꎮ

参考文献

[１]　ＡＳＭＥＰＴＣ６－２００４ꎬ汽轮机性能试验规程[Ｓ].

电ꎬ２００１ꎬ(４):３０－４４.

[２]　王学军.汽轮机热力性能试验中不确定度的计算[Ｊ].热力发[３]　黄嘉驷.汽轮机热力性能试验前后的不确定度分析方法研究[４]　陶文铨.数值传热学[Ｍ].西安:西安交通大学出版社ꎬ２００１.

交通大学出版社ꎬ２００６.

[Ｊ].热力发电ꎬ２００４ꎬ(８):２２－２４.

[５]　张鸣远ꎬ景思睿ꎬ李国君.高等工程流体力学[Ｍ].西安:西安

(４)与传统压力取样方法的结果相比ꎬ采用在本文方法

４　结　论

可以通过数值计算的方法对管道流动进行详细模拟ꎬ获得管道内部流场的压力分布ꎮ

(２)针对本文所研究的蒸汽管道ꎬ如果采用在传统压力(３)通过提取各截面等值点的数量和位置ꎬ对所得测点(１)为了预测复杂汽、水管道的最佳压力测量取样位置ꎬ

取样位置进行取样测量ꎬ误差最大可达０.０７８％ꎬ从而导致汽轮机性能试验的不确定度增大ꎮ

位置进行寻优ꎬ从而可以获得复杂管道上的最佳压力取样位(上接第５４页)

[６]　傅望安ꎬ沈　冲.基于纯滑压运行方式的一次调频性能优化在

１０００ＭＷ超超临界机组中的应用[Ｊ].电力建设ꎬ２０１０ꎬ３１[７]　宗绪东ꎬ孙奉仲.配汽机构对汽轮机组经济性的影响及优化研

究[Ｊ].汽轮机技术ꎬ２０１５ꎬ５７(６):４７５－４７７.[８]　徐　星ꎬ谭　锐ꎬ李永生ꎬ等.１０００ＭＷ超超临界二次再热机组

一次调频方式分析[Ｊ].中国电力ꎬ２０１８ꎬ５１(２):１６９－１７５.[９]　郑体宽.热力发电厂[Ｍ].北京:中国电力出版社ꎬ２００１.[１０]　施延洲ꎬ焦林生ꎬ姚啸林ꎬ等.超(超)临界汽轮机组滑压运行

优化试验[Ｊ].热力发电ꎬ２０１３ꎬ４２(１２):８－１２.

[１１]　周兰欣ꎬ华　敏ꎬ王　为ꎬ等.机组初参数与热耗修正曲线的[１２]　ＺＡＬＥＴＡ－ＡＧＵＩＬＡＲＡꎬＲＡＮＧＥＬ－ＨＥＲＮＡＮＤＥＺＶＨꎬＲＯＹＯ

Ｊ.Ｅｘｅｒｇｏ－ＥｃｏｎｏｍｉｃＦｕｅｌ－ＩｍｐａｃｔＡｎａｌｙｓｉｓｆｏｒＳｔｅａｍＴｕｒｂｉｎｅｓ

ＳｅｃｔｉｏｎｓｉｎＰｏｗｅｒＰｌａｎｔｓ[Ｊ].Ｔｈｅｒｍｏｄｙｎａｍｉｃｓꎬ２００３ꎬ０６(３):１３３变工况计算法[Ｊ].动力工程学报ꎬ２０１１ꎬ３１(５):３８７－３９０.(１１):７６－７９.

[１３]　李　刚ꎬ胥建群ꎬ汤　涛ꎬ等.汽轮机通流效率与机组热耗率[１４]　王培红ꎬ马文智.汽轮机热经济性分析中给水泵效率的影响[１５]　林万超.火电厂热系统节能理论[Ｍ].西安:西安交通大学[１６]　李　兵ꎬ王培红.给水泵焓升对机组经济性影响算法研究[１７]　严俊杰ꎬ邵树峰ꎬ李　杨ꎬ等.二次再热超超临界机组热力系

统经济性定量分析方法[Ｊ].中国电机工程学报ꎬ２００４ꎬ２４(１):１８６－１９０.

[１８]　范　鑫ꎬ秦建明ꎬ李　明ꎬ等.超临界６００ＭＷ汽轮机运行方式[１９]　邵　峰ꎬ黄启龙ꎬ戴维葆ꎬ等.实用机组定滑压运行曲线试验

研究[Ｊ].动力工程学报ꎬ２０１３ꎬ３３(８):６４３－６４６.的优化研究[Ｊ].动力工程学报ꎬ２０１２ꎬ３２(５):３５６－３６１.[Ｊ].华东电力ꎬ２００９ꎬ３７(９):１６０８－１６１０.出版社ꎬ１９９４.

及其算法研究[Ｊ].动力工程ꎬ１９９７ꎬ１７(３):４３－４７.关系的计算[Ｊ].江苏电机工程ꎬ２０１４ꎬ３３(４):１３－１６.

－１４１.