1、1第四章4-1 已知水蒸汽进入透平机时焓值 h1=3230 kJkg-1,流速 u1=50 ms-1,离开透平机时焓值 h2=2300kJkg-1，流速 u2=120 ms-1。 水蒸汽出口管比进口管低 3m，水蒸汽流量为 104kgh-1。若忽略透平的散热损失，试求：（1）透平机输出的功率；（2）忽略进、出口水蒸汽的动能和位能变化，估计对输出功率计算值所产生的误差。【解】（1）根据稳流能量守恒定律，式（4-16），212 sm h mg z m u Q W （E1）因无热交换，Q = 0，以 1kg 蒸汽为计算基准，由式（E1）得，22 2 3 11( )2(2300 3230) 9.81
2、( 3) 0.5 (120 50 ) 10 924.08sW h g z u kJ kg 输送 1kg蒸汽所需时间， 141 3600 0.3610t s kgm 透平机输出的功率为，924.08 2566.890.36sWP kWt （2）若忽略进、出口蒸汽的动能和位能变化，则 0mg z ， 21 02m u ，所以， 1 (2300 3230) 930930 2583.330.36s sW h kJ kgWP kWt 则 误差= 2583.33 2566.89 100% 0.64%2566.89 当忽略进、出口蒸汽的动能和位能变化后，对输出功率计算值所产生的误差仅为 0.64%。说明蒸汽
3、的动能和位能变化对输出功率的影响很小。4-2 压力为 1500kPa，温度为 320的水蒸气通过一根0.075m 的标准管，以 3ms-1的速度进入透平机。由透平机出来的乏汽用0.25m 的标准管引出，其压力为 35kPa，温度为 80。假定无热损失，试问透平机输出的功率为多少？【解】 由于没有热损失，Q=0；并忽略动能和位能的贡献，则式（4-17）变为，sh w 当 T1=320，p1=1500kPa，这是过热蒸汽，查附表 3 并内插得 h1=3081.5kJkg-1，v1=0.17724m3kg-1 。当 T2=80，p2=35kPa，也是过热蒸汽，同样查附表 3 并内插得，h2=2645
4、.6kJkg-1，v2=8.116 m3kg-1 。由式（E1）得， 11 2 3081.5 2645.6 435.9sw h h h kJ kg 2质量流量 m 为， 2 11 11 3 (0.075/2) 0.074780.17724u Am kg sv 故 1435.9 0.07478 32.6sP w m kJ s 透平机的输出功率为 32.6kW。由于原题设中，进、出口的蒸汽状态及进、出口的引管的管径都差别较大。有必要求出出口蒸汽速度 u2，以估计忽略动能变化所带来的影响。因 1 1 1 2 2 2/ /m u A v u A v ，得2 2 11 2 1 1 2 12 1 2 1
5、2 8.116 0.075( ) 3 ( ) 12.360.17724 0.25uv A uv du m sv A v d 此 u2值与 u1=3ms-1相比，差别很小，完全可以忽略动能的变化对输出功率计算值的影响。所以透平机的输出功率为 32.6kW。4-3 有一水泵每小时从水井抽出 1892kg 的水并泵入贮水槽内，水井深 61m，贮水槽的水位离地面 18.3m，水泵用功率为 3.7kW 的马达驱动，在泵送水的过程中，只耗用该马达功率的 45%。贮水槽的进、出水的质量流量完全相等，水槽内的水位维持不变，从而确保水作稳态流动。在冬天，井水温度为 4.5，为防止水槽输出管路发生冻结现象，在水的
6、输入管路上安设一台加热器对水进行加热，使水温保持在 7.2，试计算此加热器所需净输入的热量。【解】 稳流过程示意图如图 E1 所示。根据式（4-17），212 sh g z u q w （E1）忽略动能的影响，则 21 02 u ；当 p1=1atm，t1=4.5，查水蒸气表得 h1=18.91 kJkg-1；p2=1atm，t2=7.2，查水蒸气表得 h2=30.23kJkg-1；且由题设知，z =18.3+61=79.3m -1s 3.7 45% 3.168kJ kg1892/3600Pw m 故由式（E1）得q= sh g z w =（30.23-18.91）+9.8179.310-3+
7、（-3.168）= 8.93 kJkg-1所以 Q=qm=8.93 1892/3600 4.69 kJs-1若不计热损失的情况下，加热器所需的净输入热量为 4.69 kJs-1。3t1=4.5C泵 ws加热器 Q 水槽t2=7.2C 18.3m61m图 E1、稳流过程示意图4-4 某特定工艺过程每小时需要 0.138MPa、品质（干度）不低于 0.96、过热度不大于7的水蒸汽 450kg。现有的水蒸汽压力为 1.794MPa、温度为 260。（1）为充分利用现有水蒸汽，先用现有水蒸汽驱动一蒸汽透平，而后将其乏汽用于上述特定工艺过程。已知透平机的热损失为 5272kJh-1，水蒸汽流量为 450
8、kgh-1，试求透平机输出的最大功率为多少千瓦。（2）为了在透平机停工检修时工艺过程水蒸汽不至于中断，有人建议将现有水蒸汽经节流阀使其压力降至 0.138MPa，然后再经冷却就可得到工艺过程所要求的水蒸汽。试计算从节流后的水蒸汽需要移去的最少热量。【解】（1） 不计位能和动能的影响，则式（4-17）可写成，sh q w 依题， -15272 11.716kJ kg450Qq m 。当 p1=1.794MPa，t1=260，是过热蒸汽，查附表 3 得，h1=2934.8kJkg-1；当 p2=0.138MPa，查附表 3 得饱和水蒸气温度 ts=108.79， lh =456.17 kJkg-1
9、，查得液体水的热容 Cp=4.18 kJkg-1（1atm，100），忽略温度对 Cp的影响，求出过热水的焓值 lh ，lh = lh +Cp T =456.17+4.187=485.4 kJkg-1当 p2=0.138MPa，t2=（108.79+7）=115.8，查附表 3 得过热水蒸气的焓，hg=2701.7 kJkg-1，则，h2=xhg+(1-x) sh = 0.962701.7+0.04485.4=2613.0 kJkg-1式中 x 为水蒸气的干度，从式（E1）知，ws=q- h =-11.716-（2613.0-2934.8）=310.1 kJkg-1故 Pout=wsm= 31
10、0.1 450 38.76kW3600 4透平机输出的最大功率为 38.76kW。（2）从状态 1 到状态 2 经历一个中间状态 1，如下图所示。状态 1t1=260p1=1.794MPah1=2934.8 kJkg-1过热蒸汽 状态 1t1=？，p1 =0.138MPah1= 2934.8 kJkg-1节流膨胀 移去热量 状态 2t2=115.8p2=0.138MPah2=2613.0 kJkg-1过热蒸汽因节流是等焓过程，故 h1=h1=2934.8 kJkg-1，根据 p1和 h1由附表 3 内可查得 t1=230.4。从状态 1到状态 2，没有轴功，则根据第一定律，移去的热量为，-12
11、 1 2613.0 2934.8 321.8kJ kgq h h h 则移去的总热量Q=qm = -321.8450 = -1.448105kJh-1也可以另外的方法计算 Q：1 2 1( )p pQ mC T mC t t 从附表 4 查得 115.8230.4间的水蒸气平均热容为 34.5JK-1mol，则1 450 34.5 (115.8 230.4)18.016Q = -98842.5 kJh-1因最后的蒸汽的干度为 0.96，故需移去因相变而产生的冷凝热，从附表 3 查得 0.138MPa 时的 fgh =2235.91 kJkg-1，则2 450 0.04 450 0.04 223
12、5.91f gQ h = -40246.4 kJh-1移去的总热量，1 2 (98842.5 40246.4) 139089Q Q Q kJh-1 = -1.391105 kJh-1两种算法的总移去热量相差不大，相对误差为 3.94%。当然以第一种方法简便而准确。如果从状态 1 先移去热量，再节流膨胀到状态 2，总移去的热量和以上的计算结果是否一样呢？回答是一样的。因这里涉及的是焓差计算，而焓是状态函数，只需状态 1 和状态 2一定，则 h2-h1总是定值，不论中间经过什么过程。4-5 水蒸汽流经内径为0.0254m 的管道，在入口处水蒸汽的压力为 1.62MPa，温度为 320，线速度为 2
13、4ms-1。在管道出口处，压力为 0.415MPa。管道的热损失为 117 kJkg-1（流过的水蒸汽）。流出管道的水蒸汽再进入一个绝热可逆的喷嘴，从喷嘴流出的水蒸汽在大气压下为饱和状态。试求：（1）进入喷嘴时水蒸汽的温度；（2）离开喷嘴时水蒸汽的线速度。【解】（1）水蒸气经历如下图所示的变化过程5状态 1T1=320p1=1.62MPa 热损失117 kJkg-1 状态 2T1=？p2=0.415MPa 绝热可逆 状态 3T3=100p3=0.1013MPa从状态 1 到状态 2，依题设有 0g z ， 21 02 u ， 0sw ，则式（4-17）变为-1 -1117.0kJ kg 210
14、8.3J molh q 由式（3-48） * 2 1 2 1( ) R RpmhH C T T H H （E1）应用普遍化第二维里系数法求 1RH 、 2RH 。查附表 1 得有关水的临界参数， cT =647.3K， cp =22.05MPa， =0.344，则1 320 273.15 0.9163647.3rT ， 1 1.62 0.0734722.05rp 由式（2-31a）、式（3-46）、式（2-31b）和式（3-47）可得01 1.6 1.610.422 0.4220.083 0.083 0.4023(0.9163)rB T 01 2.6 2.61 111 4.2 4.21115.
15、2 5.21 10.675 0.675 0.8472(0.9163)0.172 0.1720.139 0.139 0.1093(0.9163)0.722 0.722 1.1375(0.9163)r r rr rdBdT TB TdBdT T 由式（3-44）可得 0 10 11 11 1 1 1 1 11 1-1 ( )8.314 647.3 0.07347 0.4023 0.9163 0.8472 0.344 ( 0.1093 0.9163 1.1375)622.6J molR c r r rr rdB dBH RT p B T B TdT dT 查附表 2 得* 3 5 2(3.47 1.
16、45 10 0.121 10 ) 8.314pC T T 由于 2T 是未知数，在 1T =320+273.15=593.15K 时，代入上式得 *.1pC =36.286Jmol-1K-1，第一次估算可以假定 *pmhC 值等于初温 1T 下的 *.1pC ，则有 * -1 -136.286J mol KpmhC 。再令2 0RH ，代入式（E1）得-2108.3=36.286（T2-593.15）+0+622.6解得 T2=517.9K。求出 T2=517.9K 时， *.2pC =35.468 Jmol-1K-1。取 *pmhC 为 *.1pC 、 *.2pC 的6平均值，即*pmhC
17、= * *.1 .2 -1 -1( ) 35.877J mol K2p pC C 重新代入式（E1），得 2T =517.0K。以 T2、p2为已知值，利用普遍化第二维里系数法求 2RH 。2 517.0 0.7987647.3rT 2 0.415 0.0188222.05rp 由式（2-31a）、式（2-31b）、式（3-46）及式（3-47）可得02 0.5216B ， 022 1.2109rdBdT 12 0.3031B ， 122 2.3235rdBdT 用式（3-44）可得 0 10 12 22 2 2 2 2 22 2-1 ( )8.314 647.3 0.01882 0.5216
18、 0.7987 1.2109 0.344 ( 0.3031 0.7987 2.3235)226.0J molR c r r rr rdB dBH RT p B T B TdT dT 代入式（E1）有-2108.3=35.877(T2-593.15)-226.0+622.6解得 T2=523.3 K。按上述步骤再迭代一次，即：先求出 T2=523.3K 时的 *.2pC =35.525 Jmol-1K-1；取 *pmhC为 *.1pC 、 *.2pC 的平均值，得 *pmhC =35.906 Jmol-1K-1；代入式（E1）得到新的 T2=523.4 K；再用维里计算新的 H2R，得 H2R=
19、-218.85 Jmol-1；重新代入式（E1），解得 T2=523.2 K；因前后 2 次迭代的结果很接近，停止迭代，得到进入喷嘴时的蒸汽温度为 523.2K。以上的解法比较繁琐，现再介绍一种简单的计算方法：从附表 3 中以插值的方式查得状态 1（T1=320C，p1=1.62MPa）时的焓值 h1=3078.5 kJkg-1（在两个温度 300 和 350 C，及两个压力 1600 和 1800kPa 之间按线性插值）。因状态 1 到状态 2 的焓变已知，故状态 2 的焓值 h2为h2=h+h1 = -117.0+3078.5 = 2961.5 kJkg-1再以 p2=0.415MPa、h
20、2=2961.5 kJkg-1为已知条件查附表 3，可知状态 2 的温度应落在 200250C 范围内。先按压力线性插值（在压力 400 和 600kPa 之间）的方式查得 T2=200 C、p2=0.415MPa 时的焓值 h2=2859.7 kJkg-1；以同样的方式查得 T2“=250 C、p2=0.415MPa 时的焓值 h2“=2963.7 kJkg-1。因 h2介于 h2和 h2“之间，按温度线性插值有(T2-T2)/ (T2“-T2) =(h2-h2)/ (h2“-h2)2 2961.5 2859.7200 (250 200)2963.7 2859.7T 248.9C = 522
21、.1 K此法与前述方法的计算结果很接近，以此法的结果为简便而准确。这是因为水蒸气是强极性7汽体，且落在中压范围内，其与普遍化的维里方程的符合程度不一定好。（2）状态 2 到状态 3 为绝热可逆过程，则 0Q ， 0S ， s 0w （不做轴功）根据式（4-17）得 22 3 2 31 02h u (E2)又因 -11 2 1 2 117.0kJ kgh q 则状态 1 到状态 3 的衡量算式为21 3 2 3 1 212h u q （E3）由于 p1=1.62MPa， 1T =320时的 1h =3078.5 -1kJ kg ，依题意 p3=0.1013MPa， 3T =100，查附表 3 得
22、 3h =2676.1 -1kJ kg ，代入式（E3）得（2676.1-3078.5）+ 2 2 321 ( 24 ) 10 117.02 u 解得 2u =755.9 -1m s即离开喷嘴时水蒸汽的线速度为 755.9 -1m s 。4-6 CO2气体在 1.5MPa，30时稳流经过一个节流装置后减压至 0.10133MPa（1atm）。试求 CO2节流后的温度及节流过程的熵变。【解】对于节流过程， 0H ，过程示意如下图所示。状态 1T1=30p1=1.5MPa 节流膨胀 状态 2T2=？p2=0.10133MPaH=0按式（3-48），有 * 2 1 2 1( ) 0R RpmhH C
23、 T T H H （E1）已知终压 p2为 0.10133MPa，可先假定此状态下 CO2为理想气体，即 2RH =0查附表 1，得 CO2的有关参数： cT =304.2K， cp =7.375MPa，=0.225。在状态 1 时，有1 30 273.15 0.9965304.2rT 1 1.5 0.20347.375rp 用普遍化第二维里系数法计算 H1R。由式（2-31a）、式（3-46）、式（2-31b）和式（3-47）可得 01 1.6 1.610.422 0.4220.083 0.083 0.3414(0.9965)rB T 801 2.6 2.61 111 4.2 4.2111
24、5.2 5.21 10.675 0.675 0.6812(0.9965)0.172 0.1720.139 0.139 0.03555(0.9965)0.722 0.722 0.7353(0.9965)r r rr rdBdT TB TdBdT T 用式（3-44）可得 0 10 11 11 1 1 1 1 11 1-1 ( )8.314 304.2 0.2034 0.3414 0.9965 0.6812 0.225 ( 0.03555 0.9965 0.7353)613.75J molR c r r rr rdB dBH RT P B T B TdT dT 查附表 2 得 * 3 5 2(5.
25、457 1.045 10 1.157 10 ) 8.314pC T T 第 一 次 估 算 可 以 假 定 *pmhC 值 等 于 初 值 303.15K 下 的 的 *pC 之 值 ， 即* * -1 -1.1 37.54J mol Kpmh pC C 。代入式（E1）得237.54 ( 303.15) 0 613.75 0T 求得 2T =286.8K。当 2T =286.8K 时， * -1 -1.2 36.17J mol KpC 。取 *pmhC 为 *.1pC 、 *.2pC 的算求平均值，即*pmhC = * *.1 .2 -1 -1( ) 36.85J mol K2p pC C
26、将新的 *pmhC 代入式（E1），计算得到 T2=286.5K。以 2T =286.5K 为初值，考虑终态（状态 2）的非理想性，用普遍化第二维里系数法求 2RH ，则 2 286.5 0.9418304.2rT 2 0.10133 0.013747.375rp 由式（2-31a）、式（3-46）、式（2-31b）和式（3-47）可得02 0.3815B 022 0.7889rdBdT 12 0.08226B 122 0.9862rdBdT 用式（3-44）可得9 0 10 12 22 2 2 2 2 22 2-1 ( )8.314 304.2 0.01374 0.3815 0.9418 0
27、.7889 0.225 ( 0.08226 0.9418 0.9862)46.98J molR c r r rr rdB dBH RT p B T B TdT dT 把 *pmhC ， 2RH 、 1RH 重新代入式（E1）得236.85 ( 303.15) 46.98 613.75 0T 求得 2T =287.8K。287.8K 与 286.8K 相差十分小，可不必重新计算 2RH 。因此，CO2节流后的温度为 287.8K。由式（3-49）有 * R2 22 11 1ln lnRpms T pS C S S RT p （E2）按式（3-45）可得 0 11 11 1 1 1 -1 -1(
28、)0.2034 8.314 (0.6812 0.225 0.7353) 1.432J mol KR r r rdB dBS p R dT dT 0 12 22 2 2 2 -1 -1( )0.01374 8.314 (0.7889 0.225 0.9862) 0.115J mol KR r r rdB dBS p R dT dT 因 Tam=(303.15+287.8)/2=295.5K，Tlm=(303.15-287.8)/ln(303.15/287.8)=295.4K，按式（3-34f），* 5 2 2295.5 295.48.314 (5.457 0.001045 295.4 1.157
29、 10 )303.15 287.8pmsC =36.905 Jmol-1K-1代入式（E2）得 287.8 0.1013336.905 ln( ) 0.115 1.432 8.314 ln303.15 1.5S -1 -11.918 0.115 1.432 22.405 21.80J mol K 即节流过程的熵变为 21.80 -1 -1J mol K 。4-7 2.5MPa、200的乙烷气体在透平中绝热膨胀到 0.2MPa。试求绝热可逆（等熵）膨胀至终压时乙烷的温度与膨胀过程产生的轴功。乙烷的热力学性质可分别用两种方法计算：（1）理想气体方程；（2）合适的普遍化方法。【解】（1）如下图所示，
30、绝热可逆过程时 0S ；且依题意乙烷是理想气体，SiR=0，故式（3-49）可写成10状态 1T1=200p1=2.5MPa 绝热可逆膨胀 状态 2T2=？p2=0.2 MPaS=0* 2 2 2 21 1ln ln R Rpms T PS C R S ST P （E1）* 2 21 1ln ln 0pms T PC RT P （E2）查附表 2 得 * 6 2(1.131 0.019225 5.561 10 )pC R T T ，则按式（3-34f），有* 6(1.131 0.019225 5.561 10 )pms lm lm amC R T T T 式中： 2 1( )/2amT T T
31、 ， 2 1 2 1( )/(ln ln )lmT T T T T 。将已知数值代入式（E2），2 262 22 2 2473.15 473.15 ln0.2 ln2.51.131 0.019225 5.561 10ln ln473.15 2 (ln ln473.15) ln ln473.15T TT T T 化简得 6 22 2 21.131ln 0.019225 2.7805 10 12.9144T T T 迭代求解上式得 2T =345.18K。因 (345.18 473.15)/2 409.165KamT ，代入式（3-34e）得* 6 28.314 1.131 0.019225 40
32、9.165 5.561 10 (4 409.165 473.15 345.18)/3pmhC =66.999 Jmol-1K-1由于理想气体的 HiR=0，代入式（3-48），有* 2 1 2 1( ) R RpmhH C T T H H （E3）* -12 1( ) 66.999 (345.18 473.15) 8573.86J molpmhC T T 因绝热过程的 Q=0，故 -18573.86J molsW H 按理想气体方程解得乙烷的终温为 345.18K，膨胀过程所产生的轴功为 8573.86 -1J mol 。（2）用普遍化第二维里系数法求 RH 和 RS 。查附表 1 得乙烷的有
33、关参数： cT =305.4K， cp =4.88MPa， =0.098，则对状态 1 有，1 200 273.15 1.549305.4rT 1 2.5 0.51234.88rp 11由式（2-31a）、式（3-46）、式（2-31b）和式（3-47）可得01 1.60.4220.083 0.1265(1.549)B ， 01 2.61 0.675 0.2164(1.549)rdBdT 11 4.20.1720.139 0.1116(1.549)B ， 11 5.21 0.722 0.07418(1.549)rdBdT 用式（3-45）可得 0 11 11 1 1 1 1 1( )0.512
34、3 8.314 (0.2164 0.098 0.07418) 0.9527R r r rdB dBS P R dT dT J mol K 以（1）中计算所得的终温 2T =345.18K 作为初值有2 345.18 1.1303305.4rT 2 0.2 0.040984.88rP 同样，由式（2-31a）、式（3-46）、式（2-31b）和式（3-47）可得02 1.60.4220.083 0.2639(1.1303)B ， 02 2.62 0.675 0.4909(1.1303)rdBdT 12 4.20.1720.139 0.03617(1.1303)B ， 12 5.22 0.722
35、0.3819(1.1303)rdBdT 用式（3-45）可得 0 12 22 21 1 -1 -1( )0.04098 8.314 (0.4909 0.098 0.3819) 0.1800J mol KR r r rdB dBS P R dT dT 将以上结果代入式（E1），并整理得 2 262 22 2 2473.15 473.15 (ln0.2 ln2.5) (0.18 0.9527)/8.3141.131 0.019225 5.561 10ln ln473.15 2 (ln ln473.15) ln ln473.15T TT T T 化简上式，得 6 22 2 21.131ln 0.01
36、9225 2.7805 10 12.8215T T T 迭代求解得 2T =340.67K。因 340.67K 和 345.18K 相差不大， 2RS 变化也很小，故不需再求 2RS ，所以最终的 2T 为 340.67K。在 2T =340.67K 时，需用普遍化维里方程求 H2R，此时2 340.67 1.1155305.4rT 2 0.2 0.040984.88rp 由式（2-31a）、式（3-46）、式（2-31b）和式（3-47）可得1202 0.2713B ， 022 0.5080rdBdT 12 0.03032B ， 122 0.4090rdBdT 由式（3-44）得 0 10
37、12 22 2 2 2 2 22 2( )R r c r rr rdB dBH p RT B T B TdT dT = 0.040988.314305.4-0.2713-1.11550.5080+0.098(0.03032-1.11550.4090)=-91.54 -1J mol同理可求得 0 10 11 11 1 1 1 1 11 1( )R r c r rr rdB dBH p RT B T B TdT dT = 0.51238.314305.4-0.1265-1.5490.2164+0.098(0.1116-1.5490.07418)=-601.0 -1J mol重新计算 Tam=(34
38、0.67+473.15)/2=406.91K，并重新计算 C*pmh为* 6 28.314 1.131 0.019225 406.91 5.561 10 (4 406.91 473.15 340.67)/3pmhC =66.719 Jmol-1K-1将以上结果代入式（E3），可得 -166.719 (340.67 473.15) 91.54 601.0 8329.47J molH 故 -18329.47J molsW H 按普遍化第二维里系数法莱校正流体的非理想性，计算乙烷的终温为 340.67K，膨胀过程产生的轴功为 8329.47Jmol-1。同（1）的结果相比较发现，（1）中按理想气体方
39、程来计算，求出的终温和轴功都偏大，且轴功的误差约为 2.9%。4-8 某化工厂转化炉出口高温气体的流率为 5160 3 -1Nm h ，温度为 1000，因工艺需要欲将其降温到 380。现用废热锅炉机组回收其余热。已知废热锅炉进水温度为 54，产生 3.73MPa、430的过热水蒸汽。可以忽略锅炉热损失以及高温气体降温过程压力的变化。已知高温气体在有关温度范围的平均等压热容为 36 -1 -1KJ kmol K ，试求：（1）每小时废热锅炉的产水蒸气量；（2）水蒸气经过透平对外产功，透平输出的轴功率为多少？已知乏汽为饱和水蒸气，压力为 0.1049MPa，可以忽略透平的热损失。【解】本题经历的
40、过程可用下图表示。13废气（T2=380）过热水蒸汽T2=430p2=3.73MPa 透平做功 乏汽p3=0.1049MPa的饱和蒸汽高温气体(T1=1000)水（T1=54） Ws废热锅炉（1）对高温气体的能量衡算1 1 1m h Q （E1）对水的能量衡算有2 2 2m h Q （E2）在忽略废热锅炉的热损失下， 1 2Q Q ，即1 1 2 2m h m h （E3）高温气体的焓变 -11 .1 2 1( ) 36 (380 1000) 22320J molph C T T 54液态水的焓以 54饱和水的焓计，查附表 3 有， -12( ) 226.05kJ kglh 。又查附表 3得
41、2T =430、 2p =3.73MPa 时过热蒸汽的焓为 -12( ) 3227.7kJ kggh ，故 -12 2( ) 2( ) (3227.7 226.05) 18.02 54089.7J molg lh h h 由式（E3）得 3 11 12 2 5160 ( 22320) 2129.354089.7m hm Nm hh = -12129.3 18.02( ) ( ) 1712.9kg h0.0224 1000 即每小时废热锅炉的产气量为 1712.9 kg。（2）由题意，忽略透平的热损失，则式（4-16）变为3 sm h W （E4）查附表 3 得 p3=0.1049MPa 时饱和
42、蒸汽的焓值为 -13( ) 2677.4kJ kggh ，故-13 3( ) 2( ) (2677.4 3227.7) 18.02 9916.4J molg gh h h 蒸汽的摩尔流量 -12 2129.3 95058.04mol h0.0224 0.0224mm 14则由式（E4）得 33 95058.4 ( 9916.4) 261.8 10 W3600sW m h 透平机输出的轴功率为 261.8 kW。4-9 某合成氨厂甲烷蒸汽转化一段炉由天然气燃烧提供热量。设天然气组成为（体积百分比）：96%CH4、1.5%C2H6、2.0%N2、0.5%CO2（忽略其它成分）。天然气进口温度为 2
43、00，燃烧用空气进口温度为 25，空气用量为理论用量的 115%，已知热损失为入口焓值（以25为参考态）的 4.5%，炉气出口温度为 1000。燃料天然气的用量为 3200Nm3h-1.求天然气燃烧过程向反应炉管所提供的热量。设空气组成为 79%N2、21%O2，已知天然气进行燃烧的反应式为：CH4 (g) + 2 O2 (g) CO2 (g) +2 H2O (g) (A)C2H6 (g) + 3.5 O2 (g) 2 CO2 (g) +3 H2O (g) (B)提示：（1）建议计算基准取 100kmol 天然气；（2）先求出天然气燃烧后气体的组成。【解】（1）先求出两个反应的标准生产热，查附
44、表 4 得20 -1298, ( ) 393.51kJ molCO gH , 20 -1298, ( ) 241.83kJ molH O gH 40 -1298, ( ) 74.85kJ molCH gH , 2 60 -1298, ( ) 84.67kJ molC H gH 20 -1298, ( ) 0.0kJ molO gH 故 0 -1298, 393.51 2 ( 241.83) ( 74.85) 802.32kJ molAH 0 -1298, 2 ( 393.51) 3 ( 241.83) ( 84.67) 1427.84kJ molBH （2）以 100kmol 天然气为计算基准。则天然气中各种气体的摩尔数分别为CH4：96kmol C2H6：1.5kmolN2： 2kmol CO2：0.5kmolCH4 和 C2H6完全反应所需的理论 O2量为 2,On 理论 =962+1.53.5=197.25kmol；实际输入的 O2量为 2On = 2,On 理论 115%=226.84kmol；实际的空气用量为 n 空气= 2 226.84 1080.2kmol21% 0
