Учебник - Котельные установки часть 2
Подождите немного. Документ загружается.
Значения λ и v принимаются для насыщенного пара, а Pr
ст
- для пара при температуре
стенки. Расчет по этой формуле проводится методом итерации.
Рассчитанные коэффициенты a
2
по (10.23) имеют минимальные значения в сечении
кризиса теплообмена (t
ст
максимальна, разность t
ст
- t
s
не должна быть больше 80° С).
Дальше по длине трубы α
2
растет за счет увеличения линейной скорости пара (объем
двухфазной смеси растет), и температура стенки при этом несколько уменьшается (рис.
8.8). Минимальная температура стенки в закризисной части трубы находится в области
конца двухфазного потока и начала перегрева пара в ядре потока.
Зона перегретого пара - расчет α
2
производят по формуле (10.23), приняв х = 1.
Критерий Re определяется по средней температуре пара в расчетном сечении трубы, a Pr -
по температуре стенки в том же сечении. Коэффициент теплоотдачи α
2
в этой зоне зависит
в основном от давления, температуры, скорости пара и его теплофизических свойств.
Увеличение массовой скорости пара повышает значение коэффициента теплоотдачи α
2
и
приводит к снижению t
ст
вн
, но при этом растет гидравлическое сопротивление.
Коэффициент α
2
мало влияет на значение общего коэффициента теплопередачи от
дымовых газов к пару, так как термическое сопротивление передаче теплоты от стенки к
пару (1/α
2
) в десятки раз меньше термического сопротивления со стороны дымовых газов
(1/a
1
). Поэтому задачу выбора скорости пара необходимо решить прежде всего для
обеспечения надежности работы металла труб по температуре стенки.
В ширмовых пакетах принимают массовую скорость пара ρw = 800…1600 кг/(м
2
∙с), в
конвективных пакетах пароперегревателя ρw = 500…1000 кг/(м
2
∙с), что обеспечивает
значение α
2
= 2,5…4,5 кВт/(м
2
∙К). Если для ширмы (с учетом коэффициента запаса)
значение теплового потока q
вн
= 150…200 кВт/м
2
и температура пара t
п
= 450…500°С, то
температура t
ст
вн
= 500…540°С. В выходном пакете пароперегревателя при t
п
= 500…545°С
и q
вн
= 100…150 кВт/м
2
значение t
ст
вн
= 540…580°C. Из этих данных видно, что в ширмах и
выходном пакете пароперегревателя углеродистую сталь использовать нельзя, а можно
применять легированную сталь перлитного класса. В холодном пакете (I ступень)
пароперегревателя, включенном по пару до ширм, t
п
= 400…420°С, q
вн
= 70…100 кВт/м
2
и
t
ст
вн
= 430…450°C, можно применить качественную углеродистую сталь.
В итоге из изложенного следует, что в вертикальных трубах с подъемным
движением среды, как и при опускном движении пароводяной смеси, можно обеспечить
достаточный отвод теплоты от стенки при умеренных массовых скоростях для надежной
работы труб. В контурах естественной циркуляции участки с опускным движением
пароводяной смеси не допускаются, в испарительных поверхностях с принудительным
движением опускное и горизонтально-опускное движение не рекомендуются по условиям
снижения надежности (усиливается тепловая и гидравлическая разверка) и роста
гидравлического сопротивления.
10.3.2.Теплообмен при сверхкритическом давлении водного
теплоносителя
Особенностью среды при сверхкритическом давлении (СКД) является то, что
переход от жидкой фазы к паровой происходит не скачкообразно (при постоянной
температуре), что имеет место при докритическом давлении, а непрерывно с изменением
температуры (см.гл.8).
В поверхностях нагрева с малым тепловым потоком коэффициент теплоотдачи α
2
при СКД изменяется по длине трубы аналогично изменению при докритическом давлении
((рис. 10.8), кривая I): в зоне жидкости α
2
≈ 8 кВт/(м
2
∙К); в зоне большой теплоемкости, где
происходит изменение структуры воды, коэффициент α
2
резко возрастает, достигая
наибольшего значения при температуре максимальной теплоемкости t
мт
, а затем
уменьшается; в зоне пара (газа высокой плотности) a
2
≈ 4 кВт/(м
2
∙К), т.е. достаточно
большой, но примерно в 2 раза меньше, чем в зоне жидкости.
При увеличении тепловой нагрузки (при ρw = const) максимум коэффициента
теплоотдачи a
2
в зоне большой теплоемкости (ЗБТ) снижается (кривые 2,3), а затем
(кривые 4,5) при определенном значении q коэффициент теплоотдачи при переходе к зоне
большой теплоемкости уменьшается в несколько раз, т.е. наступает область ухудшенного
теплообмена. Ухудшенный теплообмен не возникает скачкообразно, как при кризисе
теплообмена в условиях до критического давления, но постепенный рост температуры
стенки трубы может достигать ста градусов.
Изменение основных параметров среды (водного теплоносителя) по длине
обогреваемой вертикальной трубы при СКД показано на рис. 10.9. На вход трубы
подается вода с температурой t
вх
< t
мт
, энтальпией h
вх
<h
мт
, расход воды G, кг/с, массовая
скорость ρw, кг/(м
2
∙ с).
При постоянной плотности теплового потока q
вн
по длине трубы средняя
(балансовая) энтальпия потока h
п
линейно растет по высоте (длине) трубы. В каком-то
сечении A h
п
будет равна энтальпии воды h
мт
, при которой средняя температура потока t
п
=
t
мт
(но температура турбулентного ядра потока t
я
будет еще меньше t
мт
, а температура
пристенного слоя толщиной s
пр
- больше t
мт
).
Изменение температуры потока t
п
по длине трубы не будет линейным: на начальном
участке (в зоне жидкости) теплоемкость с
p
(рис. 8.2) изменяется мало и график t
п
эквидистантен графику h
п
; в зоне большой теплоемкости температура t
п
изменяется
значительно медленнее, чем h
п
; в паровой области теплоемкость постепенно снижается
при увеличении h
п
и температура потока t
п
растет более быстро, чем h
п
.
В зоне жидкости при h < 1000…1200 кДж/кг (до сечения II- II, (рис. 10.9)
теплофизические характеристики воды (λ, ρ, c
р
, μ и др.) мало зависят от температуры, и,
следовательно, их изменение по радиусу трубы будет незначительным. В этих условиях
коэффициент теплоотдачи α
2
от стенки к среде рассчитывается по формуле (10.19).
Аналогичные условия имеют место в ЗБТ при низких тепловых потоках, когда
температура среды по радиусу трубы изменяется незначительно. Расчет по формуле
(10.19) в этом случае дает такое же значение α
2
, как показано на (рис. 10.8). Температура
стенки при этом близка к температуре потока ((рис. 10.9), кривая 7). Режим течения с
более высоким значением α
2
называют режимом улучшенного теплообмена в ЗБТ.
С увеличением плотности теплового потока интенсивность теплообмена в ЗБТ и
изменение температуры tст по длине трубы имеют качественно другой вид ((рис. 10.9),
кривая 2). При высоких тепловых потоках значительно изменяется температура среды по
радиусу трубы, что приводит к резкому изменению свойств воды в сечении трубы
(особенно вблизи стенки). В зависимости от соотношения теплового потока и массовой
скорости могут возникнуть как ухудшенные, так и улучшенные условия теплообмена.
При расчете коэффициента теплоотдачи в поверхностях нагрева, работающих в ЗБТ
(НРЧ, СРЧ, ВРЧ) в области энтальпии потока 1000…2600 кДж/кг используется расчетно-
графический способ - определяют начальное изменение α
2
c
при h = 840 кДж/кг (200
ккал/кг) из критериальной зависимости
(10.24)
По графику рис.10.10 определяют коэффициент А, учитывающий влияние теплового
потока q
вн
, кВт/м
2
, и массовой скорости ρw, кг/(м
2
∙с), на коэффициент теплоотдачи в ЗБТ.
В результате получают окончательное выражение.
Рисунок 10.10 построен по справочным данным и показывает, при каких сочетаниях
параметров q
вн
, ρw и энтальпии потока h
п
возможен улучшенный или ухудшенный режим
теплообмена. При (q
вн
/ρw) ≤ 0,42 коэффициент А > 1 во всей ЗБТ.
С повышением значения параметра q
вн
/ρw (увеличение теплового потока или
уменьшение массовой скорости) коэффициент А уменьшается и в конце ЗБТ становится
меньше 1. При значениях (q
вн
/ρw) ≤ 0,7 не наблюдается резкого роста температуры стенки
трубы, а при (q
вн
/ρw) > 0,7 имеет место явно выраженный режим ухудшенного
теплообмена из-за уменьшения α
2
. Следовательно, при расчете поверхностей нагрева
параметр q
вн
/ρw должен быть меньше 0,7.
В нормативном методе гидравлического расчета котельных агрегатов рекомендуется
принимать для НРЧ массовые скорости: при сжигании мазута ρw = 500 (кг/м
2
∙с), угля ρw =
2000(кг/м
2
∙с), газа ρw
= 1500 (кг/м
2
∙с).
При сжигании мазута тепловой поток на внутренней поверхности трубы q
вн
должен
быть не более 800 кВт/м
2
. Если при этом ρw = 2500 (кг/м
2
∙с), то α
2
н
= 18,3 (кВт/м
2
∙К),
параметр q
вн
/ρw = 0,32, коэффициент А = 1,5 (для h
вых
= 2000…2300), α
2
= 18,3∙1,5 = 27,5
(кВт/м
2
∙К). Разность температур Δt = t
ст
вн
- t
н
= 800/27,5 = 29°C. При t
п
= 390…400° С
значение температуры внутренней поверхности стенки составит t
ст
вн
= 420…430°С. Но при
таком высоком тепловом потоке приращение температуры по толщине стенки Δt
м
будет
большим (70…130°С) и велика вероятность образования внутритрубных отложений.
Поэтому значение температуры на наружной стенке будет не менее t
ст
н
= 500…550°С.
В области энтальпии потока свыше 2600 кДж/кг (за пределами ЗБТ) расчет
коэффициента теплоотдачи α
2
ведется по тем же формулам, что и в зоне перегретого пара
при докритическом давлении.
Пароперегревательные поверхности котлов СКД выполняются: в виде радиационных
поверхностей, расположенных в верхней части топки и горизонтальном газоходе ρw =
1000…1500(кг/м
2
∙с); полурадиационных ширм ρw = 1000…1600 (кг/м
2
∙с); конвективных
пакетов ρw = 1000…1600(кг/м
2
∙с). Коэффициент теплоотдачи α
2
при этом должен быть не
менее 4…6 (кВт/м
2
∙К).
В промежуточный (вторичный) пароперегреватель пар поступает после ЦВД
турбины при давлении 3,6…4 МПа, температуре 290…320°С и перегревается до 545…
570°С. По условиям экономичности применения вторичного перегрева пара
гидравлическое сопротивление промежуточного пароперегревателя не должно быть выше
0,2 МПа. Массовую скорость пара в первой ступени промперегревателя принимают ρw =
250 (кг/м
2
∙с), при этом α
2
≈ 1 (кВт/м
2
∙К), в выходной ступени ρw = 300…350 (кг/м
2
∙с) и a
2
≈
1,2…1,4 (кВт/м
2
∙К).
Учитывая относительно низкую эффективность теплоотдачи α
2
, вторичный
пароперегреватель располагают в зоне невысоких тепловых потоков, но даже при этом
выходные пакеты его приходится выполнять из легированной стали перлитного или аусте-
нитного класса.
Интенсивность теплообмена в области жидкости и пара при сверхкритическом
давлении не зависит от направления потока в вертикальной трубе (подъемное или
опускное); в ЗБТ при опускном движении в обогреваемой трубе силы естественной
конвекции турбулизируют поток и интенсивность теплоотдачи растет, режимы с
ухудшенным теплообменом не возникают. Поэтому с точки зрения обеспечения
нормального теплообмена в ЗБТ можно выполнять вертикальные поверхности нагрева с
подъемным и опускным движением среды, однако участки с опускным движением
приводят к снижению надежности работы (см. гл.9).
10.4.Особенности температурного режима горизонтальных
труб, криволинейных труб и каналов и газоплотных экранов
Горизонтальные и слабонаклонные трубы используются в экономайзерах и
пароперегревателях, расположенных в конвективной шахте, в радиационных
поверхностях прямоточных котлов.
При движении пароводяной смеси с относительно низкой скоростью в
горизонтальных трубах большого диаметра возможны режимы течения (слоистый,
волновой, поршневой), при которых верхняя часть трубы непрерывно или периодически
омывается паром, а нижняя часть - водой. При обогреве трубы теплоотдача к паровой фазе
ниже, чем к жидкой, и это вызывает значительный перегрев верхней части трубы по
сравнению с нижней (рис. 10.11).
При перепаде температуры по периметру трубы более 50°С, пульсации ее за счет
наброса воды на верхнюю часть трубы происходит разрушение оксидной пленки на
поверхности металла и интенсификация коррозионных процессов, появляются
усталостные трещины в металле. Расслоенные режимы течения недопустимы.
Минимальные массовые скорости, при которых не возникают расслоенные режимы
течения, составляют при р = 15 МПа и q = 200 кВт/м
2
: для труб с d
вн
= 50 мм (ρw)
мин
=
1200…1500 кг/(м
2
∙с); для труб с d
вн
= 20…30 мм (ρw)
мин
= 1000…1200 кг/(м
2
∙с). В
барабанных котлах с естественной циркуляцией обеспечить такие массовые скорости
невозможно, поэтому в них горизонтальные обогреваемые участки не выполняют.
Экономайзеры кипящего типа (желательно, чтобы х
вых
< 0,25) располагаются в зоне
невысоких тепловых потоков (q < 20 кВт/м
2
), для них (ρw)
мин
= 500…700 кг/(м
2
∙с),
рекомендуется принимать ρw = 800…1000 кг/(м
2
∙с). Для некипящих экономайзеров ρw =
500…600 кг/(м
2
∙с).
В прямоточных котлах и барабанных котлах с многократной принудительной
циркуляцией в испарительных поверхностях нагрева можно исключить расслоенные
режимы, приняв ρw >1000…1200 кг/(м
2
∙с). Но и при этих значениях ρw толщина жидкой
пленки у верхней образующей трубы меньше, чем у нижней, и кризис теплообмена на
верхней образующей возникает при меньшем значении q
кр
и х
гр
(рис. 10.12).
Для горизонтальных испарительных труб рекомендуется принимать граничное
паросодержание х
гр
: при р = 5,0…10 МПа х
гр
= 0,2; при p = 10…15 МПа х
гр
= 0,1.
В слабонаклонных парообразующих трубах может возникнуть асимметрия потока,
когда паровая фаза смещена к верхней образующей, поэтому зона ухудшенного
теплообмена в них начинается раньше, чем в вертикальных. При угле наклона более 15°С
значение (ρw)
мин
резко уменьшается, поэтому в контурах с естественной циркуляцией
можно иметь обогреваемые участки с таким углом наклона.
При сверхкритическом давлении в зоне больших теплоемкостей в горизонтальных и
слабонаклонных трубах теплоотдача по периметру трубы также различается, так как
пристенный слой жидкости с меньшей плотностью и более высокой температурой
поднимается к верхней образующей, где коэффициент теплоотдачи снижается по
сравнению со средним значением и значением у нижней образующей (рис. 10.13).
В горизонтальных пароперегревателях ДКД и СКД при движении однофазной среды
различия в плотности у верхней и нижней образующих практически нет.
Криволинейные каналы (изогнутые трубы) являются элементом змеевиковых
поверхностей нагрева. При турбулентном течении воды и пара в изогнутых трубах при
ДКД возникает кручение потока, увеличиваются перемешивание и интенсивность
теплообмена. Коэффициент в изогнутых трубах становится выше, чем в прямых.
Соотношение значений α
2
при одинаковых условиях для изогнутой и прямой труб
определяется выражением
(10.25)
где D - диаметр гиба; d - диаметр трубы.
При движении двухфазного потока в изогнутых трубах с увеличением скорости
возрастает влияние инерционных сил и происходит разделение потока: вода отжимается к
наружной образующей гиба, а пар - к внутренней ((рис. 10.14), сечение а), поэтому на
криволинейных участках может возникнуть зона ухудшенного теплообмена раньше, чем в
прямых трубах.
С учетом сказанного выполнение криволинейных участков в испарительных
поверхностях при ДКД, особенно в зоне высоких тепловых потоков, нежелательно. При
необходимости изготовления гибов в зоне обогрева проводят проверку температурного
режима изогнутых участков труб.
При сверхкритическом давлении в криволинейных каналах с малым радиусом гиба
коэффициент теплоотдачи близок к значению для прямых труб. В этом случае можно
применять изогнутые трубы в зоне обогрева.
Газоплотные экраны представляют собой трубы, соединенные перемычками в
цельносварную панель. Независимо от конструктивного выполнения половина
соединительной перемычки, прилегающей к трубе, называется плавником.
На (рис. 10.15) показано выполнение плавниковой трубы и обозначены основные
размеры: S - шаг трубы; h - высота плавника; b
b
, b
k
- толщина плавника в вершине и корне
соответственно. При равномерном падающем (подводимом) тепловом потоке q
воспринятый тепловой поток q по полупериметру трубы и температура стенки трубы и
плавника будут различными. Максимальная температура стенки трубы имеет место на
лобовой образующей, а плавника - в его вершине. Из-за возникшего градиента
температуры между лобовой и тыльной сторонами происходит растечка тепла по стенке
трубы, а также вдоль плавника.
Температура на лобовой образующей стенки плавниковой трубы определяется, как
для обычной гладкой трубы.
На прочность цельносварных панелей большое влияние оказывает разность
температур в свариваемых (соседних) трубах, вызывающая термические напряжения в
плавниках и трубах. Допускается разность температур рабочей среды в свариваемых
трубах не более 50°С. Необходимы специальные меры, чтобы выдержать это требование в
НРЧ котлов сверхкритического давления, где на фронтовой и задней стенах (реже на
боковых) располагаются рядом панели, включенные последовательно по ходу рабочей
среды и, соответственно, имеющие разную температуру среды и стенок труб в месте их
стыка.
Для уменьшения разности температуры среды по панелям выполняют байпас
первого хода НРЧ, т.е. через панель пропускается часть воды, средняя температура ее при
этом увеличивается и становится близкой к температуре второго хода. Оставшаяся вода
по необогреваемым байпасным трубам поступает в смесительную камеру, где оба потока
воды смешиваются и направляются во второй ход.
10.5.Влияние внутритрубных отложений на температурный
режим обогреваемых труб парового котла
Питательная вода, поступающая в паровой котел, содержит определенное
количество примесей (оксид железа, меди и других металлов, соли жесткости, кислород,
углекислоту и т.д.). По мере прохождения водного теплоносителя по пароводяному тракту
котла часть примесей осаждается на внутренней поверхности трубы. При контакте
теплоносителя со стенкой происходит коррозия металла, продукты коррозии частично
переходят в воду, а частично остаются на поверхности металла. Суммарное количество
продуктов коррозии на поверхности и осадившихся на стенке из потока воды примесей
представляет собой внутритрубные отложения.
Наличие отложений на внутренней поверхности обогреваемой трубы несколько
повышает коэффициент теплоотдачи α
2
, а слой отложений представляет собой
дополнительное термическое сопротивление.
Внутритрубные отложения имеют капиллярно-пористую структуру, диаметр
капилляров составляет от 0,5 до 8…10 мкм, количество их достигает 3000…5000 на 1 мм
2
.
Шероховатая поверхность отложений интенсифицирует теплообмен в области
однофазного потока, а в зоне ухудшенного теплообмена (на закризисном участке)
повышает теплоотдачу в 2-6 раз. Пористая структура отложений способствует усилению
парообразования, так как увеличивается число центров парообразования, с другой
стороны - паровая пленка у стенки образуется при меньших значениях паросодержания,
поэтому кризис теплоотдачи наступает при тепловых потоках, более низких, чем на
чистой внутренней поверхности трубы.
Термическое сопротивление слоя отложений значительно повышает температуру
стенки трубы (на несколько десятков градусов) и поэтому обязательно учитывается при
анализе температурного режима трубы.
Перепад (разность) температур в слое отложений ∆t
отл
определяется тепловым
потоком q
вн
= μβq
макс
, толщиной слоя δ
отл
и его теплопроводностью λ
отл
. Толщина слоя
отложений составляет десятки и сотни микрометров, коэффициент теплопроводности
достаточно низкий, λ
отл
= 0,3…3,0 Вт/(м∙К).
Значение ∆t
отл
определяется по формуле
(10.26)
где исходное изменение температуры в слое отложений, отнесенное к q
вн
=100 кВт/м
2
,
находят по номограмме рис.10.16 в зависимости от λ
отл
, Вт/(м∙К), и δ
отл
, мкм.
Из (рис. 10.16) видно, что при δ
отл
=100 мкм, λ
отл
= 1,0 Вт/(м∙К), q
вн
=100 кВт/м
2
изменение температуры в слое отложений составляет 10°С. В зоне высоких тепловых
потоков (q
вн
= 500…800 кВт/м
2
) значение
На то же значение ∆t
отл
увеличится средняя температура стенки t
ст
ср
и температура
наружной поверхности t
ст
н
. Для обеспечения надежности работы трубы при высоких
температурах металла применяют жаропрочную и жаростойкую сталь.
11.Физико-химические процессы в пароводяном тракте
парового котла
11.1.Материальный баланс примесей в пароводяном тракте
парового котла
Питательная вода, поступающая в паровой котел, представляет собой раствор в воде
различных веществ неорганического и органического характера. В ней содержатся
катионы Na
+
, Ca
2+
, Mg
2+
; анионы Cl
-
, SO
4
2-
, SiO
3
2-
, OH
-
, CO
3
2-
и др; продукты коррозии
конструкционных материалов (оксиды Fe, Si, Cr, Ni, Zn, Co, Al и др.); летучие примеси O
2
,
CO
2
, NH
3
, H
2
, N
2
и др. Кроме растворенных веществ в питательной воде содержатся и
взвешенные частицы различной дисперсности.
На (рис. 11.1) представлена принципиальная тепловая схема блока ТЭС и указаны
пути поступления примесей в пароводяной тракт. (На этой схеме не указаны места ввода
корректирующих реагентов).