КОТЕЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ И ПАРОГЕНЕРАТОРЫ

Теплообмен при докритичееком давлении водного теплоносителя

При докритичееком давлении паровые котлы могут выполняться как прямоточного, так и барабанного типа. С точки зрения условий теплоотда­чи от стенки к рабочей среде и температурного режима обогреваемой трубы, работа этих типов котлов существенно различается: в прямоточном котле весь процесс генерации пара (испарения воды) от энтальпии воды на линии насыщения (х = 0) до энтальпии пара на линии насыщения (х = 1) про­исходит в обогреваемых трубах, структура пароводяного потока, в общем случае, постепенно изменяется по длине канала (глава 8), при этом в ка­ком-то сечении трубы будет происходить кризис теплообмена, сопровожда­ющийся более или менее значительным изменением температуры стенки

Трубы. В барабанных котлах в испарительной поверхности в пар превраща­ется только часть воды, пароводяная смесь с массовым паро содержанием хк поступает в барабан или выносной циклон, где происходит отделение пара от воды. Пар направляется в пароперегреватель, а вода снова поступает в контур циркуляции, где частично испаряется, и т. д. Кратность циркуляции в контуре /сц связана с хк простой зависимостью:

Хк = 1/кп или кЇХ = 1/хК. (9.14)

Следовательно, воздействуя на кратность циркуляции в испарительном контуре барабанного котла, мы можем в определенных границах изменять паросодержание хк. Таким образом, при анализе условий теплообмена и температурного режима труб при докритическом давлении прежде всего следует установить параметры, при которых возникает кризис теплообмена, с тем чтобы в барабанных котлах избежать его, а в прямоточных котлах свести к допустимым пределам его отрицательные последствия.

Кризис теплообмена в трубах может возникнуть при разных режимах t двухфазного потока в зависимости от величины теплового потока q. На рис. 9.3 показаны основные случаи сочетания режимов течения, истинного паросодержания <р и теплового потока q по длине канала (по величине массового паросодержания х), характерных для кризиса теплообмена.

При больших значениях теплового потока qa (рис. 9.3, а) поверхност­ное кипение воды начинается еще при х < 0, т. е. когда поток жидкости недогрет до температуры кипения. Пузыри пара конденсируются вблизи стенки. Следовательно, паровая фаза находится только в пристенном слое; в этом слое истинное паросодержание </?ст максимально. По мере увеличе­ния температуры жидкости іж и массового паросодержания от хвх до ха интенсивность конденсации паровых пузырей уменьшается, отвод пара от стенки снижается. Это приводит к увеличению доли паровой фазы на стен­ке, передача тепла происходит не к воде, а пару, коэффициент теплоотдачи при этом резко снижается, температура стенки скачкообразно растет. Таким образом, в сечении 1-1 возникает кризис теплоотдачи. Значения теплового потока <7а и массового паросодержания ха в сечении кризиса называются критическими и обозначаются (]кр и хкр. При заданных значениях массовой скорости pw, давления среды р и диаметра трубы dm между qKp и хкр суще­ствует взаимозависимость, выражаемая на рис. 9.3 для рассматриваемого случая точкой а (точка пересечения (.ха, </а)).

Кризис теплообмена в случае рис. 9.3, я характеризуется высоким теп­ловым потоком и малым коэффициентом теплоотдачи к пару, что может привести к недопустимо высокому значению температуры стенки.

Понижение теплового потока приводит к тому, что кризис теплооб­мена наступает при более высоком значении массового паросодержания.

Теплообмен при докритичееком давлении водного теплоносителя

Рис. 9.3. Соотношение между тепловым потоком q, массовым х и истинным <р паросодержанием и режимами течения пароводяного потока в грубе при кризисе теплоотдачи: а — поток сильно недогретой жидкости; б — пузырьковый режим те­чения; в — дисперсно-кольцевой режим (х-дк — начало режима); г — дисперсный режим; 1-1 — сечение кризиса; 2-2 — сечение перед кризисом; 3-3 — сечение после кризиса.

При прогреве ядра потока до температуры кипения пузыри пара, уноси­мые потоком от стенки, не конденсируются и заполняют все сечение трубы (пузырьковый режим течения, х > 0). Паровые пузыри расположены не Равномерно по сечению трубы. Па самой поверхности стенки имеется слой жидкости. В любой момент времени часть поверхности занята образующи­мися пузырьками пара, поэтому у поверхности стенки (р > 0 (рис. 9.3,6). Достигнув определенных размеров, пузыри пара отрываются от стенки и двигаются в сторону ядра потока. Из ядра потока к стенке движется жид­кость для восполнения ее потерь. Встречное движение жидкости и паровых пузырей затрудняет их взаимное перемещение в двухфазном пограничном слое. Замедленное удаление паровых пузырей из этого слоя приводит к увеличенному паро содержанию в нем. Пройдя через двухфазный слой, па­ровые пузыри попадают в ядро потока, где их «концентрация» (истинное паросодержание) уменьшается. Таким образом, максимальное значение (р находится в двухфазном пограничном слое (рис. 93,6).

При заданном значении теплового потока qBV] по мере прохождения па­ровой смеси по трубе массовое паросодержание увеличивается, истинное паросодержание в пограничном слое растет (рис. 9.3,6), поток жидкости к стенке уменьшается. В результате, при высоком интенсивном паросодер - жании в пограничном слое устойчивость пограничного слоя нарушается, жидкость из ядра потока к стенке через него не поступает, возникает кризис кипения (сечение 1-1) рис. 9.3,6, балансовое массовое паросодержание хв. Имевшаяся до этого пленка жидкости на стенке испаряется, и образуется паровая пленка с существенно меньшим коэффициентом теплоотдачи.

Рассмотренные нами два случая кризиса теплообмена (область недо - гретой жидкости, область малого паросодержания при пузырьковом режи­ме течения) имеют общую физическую основу: нарушение устойчивости двухфазного пограничного слоя, когда движущийся от стенки поток пара препятствует поступлению жидкости к стенке, в результате чего на стен­ке вместо слоя жидкости образуется паровая пленка. Такой тип кризиса теплообмена называется кризисом первого рода.

Дальнейшее снижение теплового потока приводит к тому, что кри­зис теплообмена не возникает вплоть до образования дисперсно-кольце­вого режима течения потока. На рис. 9.3 через хДК обозначено масссовое паросодержание, при котором происходит переход к дисперсно-кольцево­му режиму. Этот режим течения двухфазного потока характерен тем, что часть жидкости течет по стенке трубы в виде пленки, а остальная жидкая фаза находится в виде капель в паровом потоке (рис: 9.3, в). Между жид­кой пленкой на стенке и паровым потоком существует достаточно четкая граница раздела. Основным механизмом отвода теплоты от стенки является не образование на стенке паровых пузырей и их отвод, а испарение жид­кости с поверхности пленки. Поэтому по мере утончения жидкой пленки значение <р в ней стремится к нулю. Утончение пленки происходит также за счет механического уноса капель воды паровым потоком с гребней волн, образующихся на поверхности пленки. С другой стороны, из ядра потока часть водяных капель падает на поверхность пленки, т. е. «орашает» ее. За счет орошения масса жидкой пленки растет.

Рассмотрим возникновение кризиса теплообмена при дисперсно-коль­цевом режиме течения (рис. 9.3, в, тепловой поток qc). Толщина жидкой пленки при ее течении вдоль стенки постепенно уменьшается за счет ис­парения с поверхности, образования паровых пузырьков и механического уноса. Орошение пленки пока не учитываем. В сечении 1-1 происходит полное высыхание жидкой пленки, дальше стенка омывается потоком па­ра — наступает кризис теплообмена. Этот кризис теплообмена называется кризисом второго рода без орошения.

Для кризиса второго рода без орошения характерно то, что в зоне своего существования по тепловому потоку (от qi до qi, рис. 9.3) он происходит практически при одном и том же значении массового паросодержания. т°р, которое называется граничным паросодержанием.

Орошение жидкой пленки каплями воды увеличивает ее массу, что приводит к «задержке» кризиса теплообмена. Кризис второго рода с орошением имеет место при граничном паросодержании хф более вы­соком, чем Жф, причем хгр зависит от qKp (пунктирная кривая BE на рис. 9.3).

При тепловом потоке qd < q<z (рис. 9.3,г) кризис теплообмена возни­кает при дисперсном режиме течения и называется кризисом орошения. Он связан с тем, что до сечения 1-1 стенка трубы орошается каплями воды из ядра потока, которые испаряются на стенке и охлаждают ее. В сечении кризиса теплообмена выпадение капель воды на стенку прекращается и она охлаждается только потоком пара. Оставшиеся в потоке капли воды испаря­ются за счет теплообмена с паром. Так как при кризисе орошения тепловые потоки малы, то и изменение температуры стенки составляет всего несколь­ко градусов.

Таким образом, всю область зависимости qKp = f(xKp) можно разде­лить на зоны (рис. 9.3): АВ — зона кризиса 1 рода; ВД — зона кризиса 2 рода без орошения; BE — зона кризиса 2 рода с орошением; Д(Е)Р — зона кризиса орошения. При хорошем (интенсивном) орошении обогревае­мой стенки кризис теплообмена 2 рода выражен не столь явно (кривая BG), приближаясь по своим характеристикам к кризису 1 рода.

По экспериментальным данным на рис. 9.4 построена зависимость qKp от недогрева воды Д£нед = ts — Vcp и массового паросодержания х для разных значений массовой скорости pw при постоянном давле­нии р — 16 МПа. Пунктиром показаны минимальные значения паросодер­жания хсГр. При pw = 750 и 1000 кг/(м-с) имеется четкая граница перехода кризиса 1 рода в кризис 2 рода при. т°р = 0,35 - f - 0, 32. Для р— 16 МПа зону кризиса 2 рода по qKp можно принять от 0,8 МВт/м2 до 0. С повышением массовой скорости (pw — 1500 кг/(м2-с) и более) граничное паросодержа - ние xfp уменьшается, но оно здесь носит более условный характер, т. к. резкого перелома в зависимости qKp от х не наблюдается.

Теплообмен при докритичееком давлении водного теплоносителя

Рис. 9.4. Зависимость qKp от х и недогрева AtHCд (р = 16 МПа) при кипении воды в трубе диаметром 8 мм: 1 — дкр; 2 —

Влияние массовой скорости на параметры кризиса теплообмена неод­нозначно, в области недогретой жидкости и при малом паросодержании (х до 0,24-0,25) увеличение массовой скорости потока существенно увеличи­вается qKр (при постоянной энтальпии потока) и смещает хкр (при q = = const) дальше по ходу среды, в область более высоких значений х. При х > 0,2 0,25 влияние массовой скорости на qKp и хкр мало.

Отметим кратко влияние других параметров на qKp и хкр. При постоян­ном значении рги с ростом давления qKp снижается (при больших значениях массового паросодержания qKp незначительно возрастает). С уменьшением диаметра (при d < 20 мм) qKp растет. Увеличение диаметра трубы свыше 20 мм мало сказывается на qKp.

Значительное снижение qKp происходит при потере гидравлической устойчивости в поверхностях нагрева, когда пульсация расхода среды в па­раллельных трубах вызывает пульсацию паросодержания и давления в них. При одинаковых средних значениях рцз и х в пульсационном режиме qKp может быть в 5 раз меньше, чем в устойчивом, беспульсационном режиме. Поэтому пульсационные режимы в поверхностях нагрева не допускаются.

Коэффициент запаса до кризиса теплообмена kq представляет собой отношение критической плотности теплового потока qKp к выбранному рас­четному значению qp

Kq=QKP/V (9.15)

Величина коэффициента запаса до кризиса влияет на надежность и экономичность поверхности нагрева и всего парового котла.

Уменьшение величины коэффициента запаса (kq 1) дает возмож­ность увеличить расчетное значение теплового потока qp и, тем самым, уменьшить поверхность нагрева, снизить затраты материалов, ее стоимость., С другой стороны, появляется вероятность выхода какого-либо элемента на кризис теплообмена, при этом температура стенки резко возрастает и мо­жет произойти разрыв трубы. На рис. 9.5 представлена зависимость скачка температуры стенки в момент кризиса 1 и 2 рода от массовой скорости и плотности теплового потока. Видно, что скачок температуры составляет де­сятки и сотни градусов. Уменьшить его можно за счет снижения теплового потока, т. е. перехода в зону кризиса 2 рода, но поверхность нагрева при этом возрастет. Второй путь уменьшения скачка температуры — увеличение массовой скорости потока pw, кг/(м2-с), до нескольких тысяч — также при­водит к снижению экономичности установки, т. к. требует дополнительного расхода энергии на преодоление гидравлического сопротивления труб.

Рассмотрим определение коэффициента запаса до кризиса теплообме­на для какой-либо заданной поверхности нагрева (элемента). При этом из теплового расчета парового котла нам известны: конструкция поверхности нагрева (диаметр труб, их количество и длина, материал), средняя массовая скорость в элементе pw, средняя расчетная плотность теплового потока qp и распределение ее по ширине и длине элемента, средняя относительная энтальпия среды на входе хвх и выходе хВЬ]Х из элемента, давление среды р.

По заданным значениям р и pw строим зависимость qKp от хкр с учетом поправок на неравномерность обогрева по периметру трубы и диаметр тру­бы (линия ABC на рис. 9.6). Учитывая, что зависимость qKp от хкр строится по экспериментальным данным, допустимые значения критического тепло­вого потока <7д0п должны определяться с учетом статистического разброса исходных данных:

<7доп = Якр - Зсгq] (9.16)

Где aq — среднеквадратичные отклонения экспериментальных данных по qKp.

Если при построении линии ВС на рис. 9.6 брать минимальные зна­чения как это сделано на рис. 9.4, то среднее квадратичное отклонение Для них ах можно принять равным нулю. Таким образом, кривые А1 В1 С на рис. 9.6 представляют собой допустимые значения плотности теплового потока для условий работы поверхности нагрева.

Теплообмен при докритичееком давлении водного теплоносителя

Рис. 9.5. Зависимость скачка температуры стенки в момент кризиса теплообме­на 1 рода (а) и 2 рода (б) от массовой скорости и плотности теплового потока (р = 14, 7 МПа).

Строим график, показывающий соотношение расчетной тепловой на­грузки б/р и массового паросодержания (в том числе и в области недогрева жидкости) х по длине трубы от хвх до хвых (кривая KLMN). При нерав­номерном тепловом потоке по длине трубы паросодержание в сечении М находят из уравнения теплового баланса. Изменение паросодержания от хвх до х(М) составит Ахм.

При изменении теплового потока в п раз величина Ахм также из­менится в п раз. Воспользуемся этим свойством для построения кривой K"L"M"N", касающейся кривой А'В'С в точке М".

Точка Мп характеризует допустимые значения ждоп и q)X0п, определен­ные по кривой А'В'С, и максимально возможные расчетные значения x^f и <2р1акс по кривой К"L"Ы"N", выше которых уже наступит кризис теп­лообмена. Следовательно, в точке М" qр1акс = qROn; х™*™ — хлоп. С учетом точности определения величин г/р, акс и. Тра, хС расчет коэффициента запаса

Теплообмен при докритичееком давлении водного теплоносителя

Рис. 9.6. К определению коэффициента запаса до кризиса теплообмена.

Ведут не по точке М", а по точке М', в которой тепловой поток равен: ^макс _ а паро содержание Јgba, Јc — 3 ах. В результате коэффициент запаса до кризиса теплообмена равен

Кч = " „„ (9-17)

Где qp — берется в соответственной точке М.

Критическая точка М" может быть на участках кризиса 1 рода или кризиса 2 рода.

Коэффициент запаса kq должен быть больше или равен минимально допустимому коэффициенту запаса к™нн, характеризующего экономичность и надежность работы конкретной установки или ее элемента.

<?Рмакс - За,

Коэффициент запаса можно представить как произведение коэф­фициентов запаса кг, учитывающих возможные отклонения параметров ра­боты или конструкции элемента (установки) от средних расчетных значе­ний:

Набор коэффициентов запаса кг зависит от назначения и условий рабо­ты установки. При расчете испарительных поверхностей нагрева паровых котлов учитываются следующие факторы:

1) Неравномерность температуры воды на входе в отдельные трубы поверхности нагрева из-за плохого (неполного) перемешивания воды в кол­лекторе после предыдущей поверхности нагрева (fci = 1,01-1,03). Осо­бенно опасна неравномерная раздача по, трубам пароводяной смеси. Для теплонапряженных поверхностей нагрева в прямоточных котлах (НРЧ) не допускается подача в поверхности нагрева пароводяной смеси, недогрев до кипения должен составлять примерно 150 кДж/кг. На всем испарительном тракте (по крайней мере до х — 0, 7) не следует устанавливать промежуточ­ные коллекторы. При необходимости раздать по трубам пароводяную смесь раздающий коллектор выполняется специальной конструкции.

2) Неравномерность теплово сприятия (см § 9.2) в топочной камере между стенками топки (к2 — rjCT, до 1,1), по высоте топки (кз = rjB, до 1,5), по ширине стены (&4 = 77ш, до 1,4). Расчет температурного режима элемента ведется по ^акс, поэтому график qp = f(x) на рис. 9.6 (линия KLMN) можно строить не по среднему значению тепловой нагрузки, а по ^акс. В этом случае коэффициенты запаса к2, кз и в общем коэффициенте запаса не учитываются.

3) Неравномерность расхода среды по трубам (гидравлическая развер - ( ка) (&5 = 1,1 - f - 1,2) и конструктивная нетождественность труб (различие

ДДин) (fce = 1,05 - т-1,2) рассматриваются в главе 10.

Коэффициенты запаса к - f - кв характеризуют условия работы разверен­ной трубы, а соотношение между ними представляет собой ее теплогидрав- лическую характеристику.

4) Группа факторов, обусловленная расчетом, проектированием, изго­товлением и эксплуатацией парового котла и его элементов:

— погрешности расчета (кг = 1,1);

- — отклонение фактического теплово сприятия поверхности нагрева от

Расчетного [kg = 1,1);

— отклонение реальной мощности парового котла от расчетной (кд = = 1,04-г 1,05);

— отклонение мощности парового котла из-за колебаний нагрузки на тур­богенераторе (/сю = 1,03).

Из представленных оценочных значений коэффициента запаса видно, что наибольший вклад вносит неравномерность тепловосприятия (к2 • кз • к/[ = 2 - f - 2, 3), остальные факторы дают величину порядка 1.5 ~ 1,6. Та­ким образом, если коэффициент запаса до кризиса теплообмена определять по ^1акс, учитывающему коэффициенты к2, кз и /с4, то /с^ии = 1,5 - г 1,6;

Если же коэффициент запаса рассчитывать по средней тепловой нагрузке qp, то к»ш = (1,5 - г 1,6) ■ (2 - г 2,3) = 3 3,8.

Общая характеристика возможности возникновения кризиса теплооб­мена в паровых котлах может быть сделана по графикам рис. 9.4, постро­енных для давления 16 МПа (для других давлений строятся аналогичные графики). Близкое к этому значению имеют испарительные поверхности барабанных и прямоточных котлов при давлении перегретого пара 14 МПа.

В барабанных паровых котлах вода поступает в подъемные обогрева­емые трубы с небольшим недогревом до кипения. Массовая скорость среды в подъемных трубах контура естественной циркуляции невысокая и состав­ляет 750-1000 кг/(м2-с). При таком значении pw граничное паросодержание. Трр = 0,33 - г 0,35 (рис. 9.4. Чтобы предотвратить появление кризиса тепло­обмена 2 рода, паросодержание на выходе из подъемной трубы хВЬ|Х должно быть не более 0, 20 - т - 0, 25, что соответствует минимальной кратности цир­куляции 4 - г 5. Принимая хВЬ1Х = 0,2 - f - 0,25 и pw = 750 кг/(м2-с), коэффи­циент запаса к™ин = 3,5, по рис. 9.4 оценим порядок допустимых значений плотности теплового потока (на внутреннюю поверхность трубы, при диа­метрах трубы 60 х 50 мм /3 = 1, 2): в верхней части топки qp4 = 300 кВт/м2, в средней части qp? M = 430 кВт/м2, в нижней части c^-4 = 500 кВт/м2. В об­ласти максимума тепловыделения в топке (примерно 1/4-1/3 высоты топки) допустим воспринятый тепловой поток (по наружному диаметру) не более 350-400 кВт/м2. Полученные значения носят оценочный характер, их мож­но использовать в качестве первого приближения. при расчете топочного режима.

В прямоточных паровых котлах вода в нижнюю радиационную часть (НРЧ) поступает с недогревом порядка 30-40°С, а на выходе из НРЧ паро­содержание должно быть хВых = 0, 7-0, 75. Такое паросодержание соответ­ствует дисперсному режиму течения, и, следовательно, можно организовать равномерную раздачу пароводяной смеси в трубы последующей поверхно­сти нагрева. Чтобы избежать в этих условиях в НРЧ кризиса теплообмена 2 рода, приходится принимать более высокую массовую скорость: pw = = 1500-2500 кг/м2-с). Из рис. 9.4 видно, что даже при высокой массовой ско­рости избежать кризиса теплообмена 1 рода не удается: для этого тепловой поток в конце трубы (при к™1" = 3, 5) должен быть порядка 100 кВт/м2, а НРЧ находится в зоне высокого тепловыделения в топке (дэл > 300 кВт/м2). Следовательно, в трубах НРЧ возникает кризис 2 рода и часть трубы, распо­ложенная за этим сечением, работает в условиях закризисного теплообмена (область ухудшенного теплообмена).

Работа трубы в области ухудшенного теплообмена разрешается, если разность между температурой стенки и рабочей средой не превышает 80°С. На рис. 9.7 показано соотношение между массовой скоростью pw и тепло­
вым потоком на внутреннюю поверхность qm, обеспечивающее разность температур 80° С. Из рисунка видно, что при pw = 1500-2000 кг/(м2-с) и р = 14,7 МПа тепловой поток qBH должен быть не более 480-550 кВт/м2, а на наружную поверхность (диаметр трубы 38 х 29 мм, (3 = 1, 31) — qH ~ = 370—420 кВт/м2. Если взять коэффициент запаса kq = 3, 5, то допустимая величина теплового потока <^on = 105-120 кВт/м2, что в три раза меньше, чем для барабанных котлов. Для обеспечения допустимого температурного режима трубы в этих условиях необходимо, с одной стороны, проектиро­вать топочные камеры с невысокой тепловой нагрузкой на экраны (проще это делать для пылеугольных котлов, труднее — для газомазутных); с другой стороны — уменьшать неравномерность тепловосприятия, гидравлическую

Разверку, строго выдерживать ре­жим эксплуатации; при необходи­мости увеличивать дальше массо­вую скорость среды (гидравличе­ское сопротивление трубы возраста­ет). Для улучшения теплообмена в зоне кризиса и закризисной области возможно использование турбулиза - торов, которые вызывают дополни­тельное перемешивание. Турбули - заторы различных видов использу­ются в реакторах АЭС, в паровых котлах они не нашли применения из-за сложности выполнения и уве­личения гидравлического сопротив­ления.

Коэффициент теплоотдачи от стенки к водному теплоносителю Oi2 в докризисной области значитель­но больше, чем в закризисной. В докризисной области коэффици­ент теплоотдачи CV2 по физической сущности различается в зависимости от соотношения температуры потока tn, стенки tCT и температуры насыще­ния t, s. Можно выделить следующие зоны:

А) Зона подогрева (экономайзерная) — от температуры потока на входе в участок tBX до температуры начала кипения tHK (см. рис. 8.7). Коэффициент теплоотдачи определяется по формулам конвективного теплообмена для однофазной жидкости:

Pw, кг/(м2-с)

Теплообмен при докритичееком давлении водного теплоносителя

Рис. 9.7. Массовые скорости потока, обеспечивающие разность температур между стенкой и средой до 80° С: 1,2,3,4,5 - р = 3,92; 9,8; 9,8; 14,7; 17,6; 19,6 МПа.

Qmp кВт/м -

Nv = 0,023Re°sP'rf (9.19)

Теплообмен при докритичееком давлении водного теплоносителя

Рп — коэффициент вязкости, Па-с.

Где

Нижний индекс «п» показывает, что теплофизические характеристики принимаются по средней температуре потока.

Для водного теплоносителя при pw — 500-f-1500 кг/(м2-с) коэффициент теплоотдачи а2 = 5 - г-12 кВт/(м2-с). Разность температуры стенки и среды составит для экономайзерного участка НРЧ при qBH = 400 кВт/м2 и pw — = 1500 кг/(м2-с)

At = tCT - tn = qBH/a2 = 400/10 = 40°С.

В экономайзере, расположенном в конвективной шахте при невысоких тепловых потоках (q < 30 кВт/м2), At составит всего несколько градусов.

Б) Зона поверхностного кипения (кипение воды, недогретой до тем­пературы насыщения) — от £нк до сечения, где температура ядра потока равна ts (сечение Б на рис. 8.7). Образующиеся на стенке пузыри пара пере­ходят в ядро потока, где они конденсируются. Эффективность теплообмена при этом возрастает. На теплообмен при поверхностном кипении оказывают влияние плотность теплового потока, давление, недогрев до температуры кипения, скорость. Коэффициент теплоотдачи в этой зоне можно рассчи­тать по формуле, основанной на представлении поверхностного кипения как суперпозиции процессов кипения в большом объеме и конвективного теплообмена однофазной жидкости:

З 2

Теплообмен при докритичееком давлении водного теплоносителя

(9.20)

Где а0 — коэффициент теплоотдачи при развитом кипении в большом объ­еме:

Теплообмен при докритичееком давлении водного теплоносителя

(9.21)

С — коэффициент теплоотдачи при турбулентном движении однофазной жидкости, определяется по формуле (9.19).

При р = 15 МПа <Уо ~ 20 • q0,7. Если принять q = 400 кВт/м2, ак = = Ю кВт/(м2-К), (ts — tn)/q «С 1 /ак, то получим

А2 ^ пю - 20 • су0'7 - 20 • (400 ООО)0,7 - 167 • 103 Вт/(м2 • К) =

- 167 кВт/(м2 • К).

Таким образом, в зоне поверхностного кипения коэффициент теплоот­дачи а2возрастает от величины порядка 10 кВт/(м2-К) до 160 кВт/(м2-К), а разность температур At уменьшится до единиц градусов (At = 400/160 = — 2, 5°С). Следовательно, температура внутренней поверхности стенки тру­бы будет мало отличаться от температуры потока, а в конце участка — от температуры насыщения ts.

В) Зона развитого кипения — до сечения, где происходит кризис тепло­обмена. В этой зоне массовое паросодержание увеличивается непрерывно, режимы течения: пузырьковый, снарядный, эмульсионный, дисперсно-коль­цевой (кольцевой). При высоких тепловых потоках и давлении коэффициент теплообмена а2 можно оценить по упрощенной зависимости:

А2 = 0,9 • а0 - 0,9 • 4,34 • q{(р°м + 1,35 • 10"2 ■ р2). (9.22)

Для р = 15 МПа я q — 400 кВт/м2 а2 = 150 кВт/(м2-К), т. е. в зоне развитого кипения температура стенки будет выше ts всего на несколько градусов.

Температура стенки резко возрастает в зоне кризиса теплообмена и в закризисной зоне. В закризисной зоне двухфазный поток имеет дисперсную структуру (капли жидкости распределены в потоке пара). Теплота от стенки отводится конвекцией пара, причем этот пар перегрет. Поступая в ядро потока, пар охлаждается, отдавая теплоту испаряющимся каплям жидкости. Таким образом, двухфазный поток в этой зоне термически неравновесен. Это усложняет расчет теплообмена в закризисной збне.

При pw > 700 - г - 800 кг/(м2-с) коэффициент теплоотдачи в зоне ухуд­шенного теплообмена можно рассчитать по эмпирической формуле

Nu" = 0,023(Де//)°'8Ргс°;8 [х + {p"/f/)(l - *)]°'8 ■ У, (9.23)

Где

У = 1 -0,1{[(р7р") - L](l - х)}М

В критериях Nu" и Re" значения А и /у принимаются для насыщенного пара, а РгС1 — для пара при температуре стенки. Расчет по этой формуле проводится методом итерации.

Рассчитанные коэффициенты а2 по (9.23) имеют минимальные значе­ния в сечении кризиса (tCT максимальна, разность tCT — ts не должна быть более 80°С). Дальше по длине трубы а2 растет за счет увеличения линей­ной скорости пара (объем двухфазной смеси растет), температура стенки при этом несколько уменьшается (см. рис. 8.7). Минимальная температура стенки в закризисной зоне находится в области конца двухфазного потока и начала перегрева пара в ядре потока.

Расчет теплообмена в зоне перегретого пара можно вести по форму­ле (9.23), приняв х = 1. Критерии Nu и Re в этом случае определяются по средней температуре пара, а Рт — по температуре стенки. Коэффици­ент теплоотдачи в этой зоне зависит от давления, температуры, ско­рости пара, теплофизических свойств пара и некоторых других парамет­ров. Увеличение pw повышает коэффициент теплоотдачи а2 и уменьша­ет но приводит к увеличению гидравлического сопротивления. Вели­чина OL2 мало влияет на общий коэффицйент теплопередачи от дымовых газов к пару (а2 с*і) и поверхность нагрева. Поэтому выбор опти­мального значения скорости пара и а2 определяется прежде всего надеж­ностью температурного режима. В ширмовых пакетах массовая скорость pw = 800-1600 кг/(м2-с), в конвективных пакетах пароперегревателя pw = = 500 - і - 1000 кг/(м2-с), что обеспечивает а2 — 2,5 - г 4,5 кВт/(м2-К). Что это дает по температуре стенки? Если для ширмы принять (с учетом коэф­фициента запаса) qBH = 150-200 кВт/м2 и температуру пара 450 - г - 500°С, то = 500 - т - 540°С. В выходном пакете пароперегревателя tn = 500 - f 545°С, qm = 100 - г - 150 кВт/м2, t™ = 540 - 580°С. 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 (1 ступень) пароперегревателя, включенном по пару до ширм, tn - 400-^420°С, qEH = 70^100 кВт/м2, = 430 Ч-450°С; в этом случае можно применить качественную углеродистую сталь марки Ст. 20.

Проведенный анализ теплообмена в вертикальных трубах относился к подъемному движению среда. Дня жидкости и пара при опускном движе­нии среды можно использовать те же зависимости. При опускном движении пароводяной смеси можно обеспечить достаточно хороший отвод тепла от стенки при умеренных массовых скоростях, но этот режим применительно к поверхностям нагрева паровых котлов не рассматривается, т. к. в контурах естественной циркуляции участки с опускным движением пароводяной сме­си не допускается, в испарительных поверхностях с принудительным дви­жением опускное и горизонтально-опускное движения не рекомендуется по условиям надежности (усиливается тепловая и гидравлическая разверка) и гидравлического сопротивления.

КОТЕЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ И ПАРОГЕНЕРАТОРЫ

Требования к котельной (топочной) на твердом топливе: основные нюансы от специалистов компании Статус 24

Проектирование и сборка составляющих для системы обогрева должна быть четко согласовано со строительными стандартами к отопительным помещениям.

ТТ котлы, электричество и тепловой насос, как альтернатива газу.

Тарифы на центральное отопление постоянно растут, оплата этой коммунальной услуги отнимает большую часть платежей семьи. Отличным выходом может стать выбор альтернативного источника тепловой энергии, который должен стать энергосберегающим, недорогим и …

Подбор мощности твердотопливного котла.

Наиболее важным параметром, от которого зависит удобство и комфорт использования котла, является его мощность. Неправильно подобранная мощность грозит Вам целым рядом проблем и неудобств. Самой распространенной ошибкой является недостаточная мощность

Как с нами связаться:

Украина:
г.Александрия
тел./факс +38 05235  77193 Бухгалтерия
+38 050 512 11 94 — гл. инженер-менеджер (продажи всего оборудования)

+38 050 457 13 30 — Рашид - продажи новинок
e-mail: msd@inbox.ru
msd@msd.com.ua
Схема проезда к производственному офису:
Схема проезда к МСД

Оперативная связь

Укажите свой телефон или адрес эл. почты — наш менеджер перезвонит Вам в удобное для Вас время.