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.

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.

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.

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

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.

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:

Nv = 0,023Re°sP'rf (9.19)

Рп — коэффициент вязкости, Па-с.

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:

(9.20)

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.