КОТЕЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ И ПАРОГЕНЕРАТОРЫ

Пульсация потока в элементах парового котла

При работе парового котла в переходных режимах и при постоянном режиме всегда имеет место колебание параметров: расхода топлива, переход с одного топлива на другой, включение и отключение горелок, изменение давления и расхода среды из-за работы питательных насосов, при повы­шении или снижении нагрузки, изменение температуры питательной воды, при включении или отключении ПВД и т. д. В конечном итоге все воз­мущения сказываются на расходе водного теплоносителя и могут вызвать общекотловые или межтрубные пульсации.

Общекотловые пульсации представляют собой колебания расхода сре­ды в ряде последовательно включенных элементов котла (контуры цир­куляции, экономайзер или пароперегреватель в барабанном котле, участ­ки между впрыскивающими пароохладителями или промежуточный па­роперегреватель в прямоточном котле) или во всем котле. В параллель­но включенных элементах котла расход среды изменяется синхронно. Общекотловые пульсации могут возникать при резких колебаниях рас­
хода топлива, воды и пара, давления в котле, при неустойчивой рабо­те системы регулирования основных параметров. Эти пульсации являют­ся затухающими (рис. 10.34, а), прекращаются после устранения возму­щения. Если амплитуда^ колебаний велика, то может произойти аварий­ный разрыв какой-либо трубы. Амплитуда колебаний зависит от ампли­туды возмущения, следовательно, основной путь борьбы с вредными по­следствиями общекотловой пульсации — уменьшение амплитуды и часто­ты возмущений.

Межтрубная (межвитковая) пульсация заключается в периодическом изменении расхода среды на входе и выходе трубы, причем колебания рас­хода на входном и выходном участках трубы находятся в противофазе. Ко­лебания расхода в данной трубе компенсируются колебанием расхода в дру­гих параллельных трубах элемента, т. е. эти колебания расхода охватывают практически все трубы элемента. Пульсации потока в параллельных тру­бах сдвинуты по фазе, поэтому общий расход среды через элемент котла и перепад давления в нем остаются почти постоянными. Межтрубная пуль­сация самопроизвольно не затухает, имеет автоколебательный характер. На рис. 10.34,6 показано изменение расхода среды на входе и выходе трубы после нанесения возмущения параметром N. В первом полупериоде рас­ход среды на входе трубы уменьшается до минимального значения, а затем возрастает до максимального значения во втором полупериоде. Расход сре­ды на выходе трубы, наоборот, увеличивается в первом полупериоде, а во втором — принимает минимальное значение. Температура металла стенки при снижении расхода возрастает, при увеличении — уменьшается, т. е. на­ходится в противофазе с расходом среды (рис. 10.34,6).

Межвитковые пульсации могут возникать в трубах с резким изменени­ем удельного объема среды: в испарительных поверхностях при ДКД и в зоне большой теплоемкости при СКД. При этом в металле труб возникают переменные температурные напряжения; критические тепловые потоки qKp резко падают; в горизонтальных трубах возможно периодическое (при ма­лых расходах) расслоение двухфазного потока с повышением температуры на верхней образующей; ухудшаются условия отвода теплоты от поверхно­сти трубы — все это резко ухудшает температурный режим трубы и может привести к ее аварийному разрыву Поэтому межтрубная пульсация в испа­рительных поверхностях нагрева и в ЗБТ не допускается.

Межтрубная пульсация может возникнуть в элементе, трубы которо­го имеют неоднозначную гидравлическую характеристику Следовательно, первое требование, предъявляемое к трубам для предотвращения межтруб­ной пульсации, — они должны иметь однозначные гидравлические характе­ристики или разверочные характеристики.

Второе требование — о крутизне гидравлической характеристики.

На рис. 10.35 показаны три вида гидравлических характеристик: мно­гозначная (а), с пологим участком (б) и крутая однозначная (в). Номиналь­ный перепад давления Арнш одинаков во всех случаях (сделано для удоб­ства построения графиков, на самом деле Ариом для разных поверхностей различен). Допустим, в какой-то трубе началась пульсация, она вызывает дополнительные потоки среды вдоль коллекторов, статические давления в коллекторах также пульсируют и перепады давлений в трубах колеблются около среднего значения Арном ± 5Ар (рис. 10.35). Расход среды в тру­бах колеблется от Gi до G2. При неоднозначной характеристике (а) в этих пределах возможны большие изменения расходов G G2, что может

Привести к перегреву трубы. Эта характеристика недопустима. Вторая ха­рактеристика (рис. 10.35,6) такова, что на пологом участке изменение пе­репада давления от Арі до Ар2 вызывает существенное изменение расхода среды от Gі до G2. На графике заштрихован диапазон изменения расхода Сном і 5G, составляющей 1/3 от диапазона изменения перепада давления

((2 • SG) = А(2 • 5Ар)). Этот диапазон находится внутри участка G - f - G2.

Следовательно, такая гидравлическая характеристика не препятствует раз­витию межтрубной пульсации. Третья, крутая, гидравлическая характери­стика допускает изменение расхода среды от G до G2, причем, Gi и G2 находятся внутри диапазона колебаний расхода ОНОм і 5G. В этом случае гидравлическая характеристика не «разрешает» осуществляться колебани­ям расхода, необходимым для межтрубной пульсации, и она не развивается, затухает.

Из проведенного анализа вытекает второе требование к гидравлической характеристике труб для предотвращения межтрубной пульсации: произ­водная dAp/dG должна быть не только положительной, но и удовлетворять неравенству

^/f,, (10.87)

Практически, крутизна гидравлической характеристики может оцениваться по отношению изменения перепада давления к перепаду расхода в элементе:

АР2 - Ар, С2-Сг

АР1 ■ Сг >2' (1(Ш)

Крутизна определяется по участку характеристики с наименьшим углом наклона. Приемлемые значения гидравлической разверки и пульсаций по­лучаются при крутизне не менее 2.

На развитие межтрубных пульсаций значительное внимание оказывает СООТНОШеНИе Дрэк и Дрисп : для предотвращения межтрубных пульсаций со­противление экономайзерного участка должно быть больше сопротивления испарительного участка:

^ 1. (10.89)

Это неравенство является жестким, завышенным. В действительно­сти, из-за инерционности системы, сил трения и местного сопротивления и других факторов заметная (по температурному режиму) пульсация не воз­никает при Држ/Др„сп ^ Ь, где L < 1. Величина L зависит от массовой скорости (расхода) среды, давления, недогрева воды на входе, теплового потока, гидравлического сопротивления, пространственного расположения элемента. Повышение массовой скорости снижает вероятность пульсаций; вероятность их возрастает с ростом тепловой нагрузки.

Расчетная массовая скорость при всех режимах работы котла должна быть больше граничной скорости (pw)fp9 меньше которой появляются меж­трубные пульсации. На основании опытных данных граничную массовую скорость в горизонтальном элементе рекомендуется определять по формуле

{pw)[р = 6,26 • 10~6(рш)"р • двн • 1 (10.90)

Где q — средняя тепловая нагрузка (на внутреннюю поверхность трубы), кВт/м, /, d — длина и внутренний диаметр трубы, м; (pw)"p — граничная массовая скорость.

Величина (pw)"p зависит от давления р и недогрева А/гНед среды, а так­же от гидравлического сопротивления начального участка трубы (до обо­грева), включая дроссельную шайбу, если она установлена:

Из рис. 10.36 видно, что с увеличением сопротивления на входе £нач гра­ничная массовая скорость снижается. Если в какой-либо трубе и элементе возможно возникновение пульсации, то путем установки на входе дроссель­ной шайбы можно уйти из опасной зоны. Влияние недогрева Д/гнед на (рш)"р неоднозначно: с увеличением ДЛНед длина экономайзерного участка и Држ растут, что уменьшает вероятность пульсации, но гидравлическая характе­ристика становится менее крутой, что увеличивает вероятность пульсации. Оптимальная величина Д/гиел порядка 80 - г - 100 кДж/кг.

С повышением давления гидравлические характеристики становятся более стабильными, возможность возникновения межвитковых пульсаций снижается и величина граничной массовой скорости уменьшается. При сверхкритическом давлении межтрубные пульсации могут появляться при энтальпии среды на входе менее 2000-2100 кДж/кг и приращения энтальпии в элементе более 1400 кДж/кг.

В вертикальных трубах нивелирная составляющая изменяется, глав­ным образом, на испарительном участке за счет колебания хВыХ, но так как процессы идут не мгновенно, а протекают вовремени, то изменение Аршв запаздывает по сравнению с изменением расходов и хВЬ1Х, что усиливает пульсацию и увеличивает ее амплитуду. Поэтому в вертикальных трубах межтрубная пульсация более вероятна, чем в горизонтальных, и возникает при более высоких значениях граничной массовой скорости:

ОН* = C(pw)%, (10.91)

Где коэффициент С зависит от давления и энтальпии на входе (от недогре - ва). При р — 16 МПа значения коэффициента с увеличением недогрева до 160-200 кДж/кг увеличиваются примерно до 1,5, а затем снижаются (при = 400 кДж/кг С — 1,35). С ростом давления коэффициент С и (pw)r? уменьшаются.

При расчете паровых котлов необходимо обеспечить беспульсацион - ный режим работы поверхностей нагрева во всем диапазоне нагрузок — от растопочных (пусковых) до номинальных. Следовательно, уже при пуске прямоточного котла должен быть обеспечен такой расход среды через испа­рительные поверхности нагрева и зону больших теплоемкостей й выбрано давление в элементах таким образом, чтобы (pw)nyCK > (pw)^. Практиче­ски это означает, что при пуске котла давление в этих поверхностях нагрева близко к номинальному, а расход среды составляет не менее 30% от номи­нального расхода.

Пример.

Р = 16 МПа; вертикальная панель; Д/іНед — 80 кДж/кг; I — 10 м; d = 0,020 м; q = 500 кВт/м2; £вх = 80.

Решение: (pw)"p = 300 кг/(м2-с);

(pw)»р = 6,26 • 10"6 • 300 • 500 • ^ = 469'5 кг/(м2 ' с)' (pw)*р - 1,23 • 469,5 - 577, 5 кг/(м2 • с). Отсюда, если принять, что при пуске (pw)n = 0, $(piu)H0M, (pw)n = то

(рш)ІЮМ - 577, 5/0, 3 - 1925 кг/(м2 • с).

10.7. Пример. Расчет теплогидравлической разверки в трубах ширмового пароперегревателя

Задачи расчета: определить гидравлическую разверку в трубах ширмы, расход и температуру пара в трубах.

Исходные данные:

А) конструктивные данные (рис. 10.37, а):

— высота ширмы (обогреваемая) Н°б = 7,8 м; полная высота труб ширмы Нш = 8,1 м; ширина ленты Сл = 0,825; расстояние между лентами ДС — 0,12 м; диаметр труб d х s = 32 х б мм; лучевоспринимающая поверхность jFJj m = 513 м2; количество ширм пш = 20; число труб в ширме птр = 24; шаг труб Si = 34,5 мм;

Б) из теплового расчета ширмы:

— давление (среднее) рш — 26,0 МПа; температура и энтальпия пара на входе t = 430°С, hi = 2809 кДж/кг; тепловосприятие пара Ahlu — = 217,7 кДж/кг; расход пара = 257 кг/с; средняя массовая скорость пара в ширме (элементе) (pw)cр = (pw)эл = 1705 кг/(м2-с); средний воспринятый тепловой поток

Qcp = Д/іш Dm/Fn, m = 217, 7 • 257/513 - 109 кВт/м2.

Для решения поставленной задачи проводится сопоставление режимов работы трех труб ширмы: средней (элемент), внутренней и наружной (лобо­вой). Принимаем, что воспринятый тепловой поток на лобовой трубе равен <7лб = 1, 3<7ср, а на внутренней - qBH =0, Sqcp.

Расчет теплогидравлической разверки

1. Коэффициент неравномерности тепловосприятия

Vf = Яяб/qcp = 1,3; V? = 1; r? TBH - qm/qcp = 0, 8.

2. Расчетная длина труб:

— полная длина средней трубы (элемента)

/эл = 2# - 2 ■ 0,5 • Сл + Сл + АСЛ =

- 2 • 8,1 - 2 • 05 • 0,825 + 0,825 + 0,12 - 16,32 м;

— обогреваемая длина элемента

I* - /1Л - 2(#ш -- #°б) - 16, 32 — 2 • 0,3 — 15, 72 м;

— другие трубы (аналогично):

' /лб = 17,97 м; 1*1 - 17,37 м;

1ви = 14.67 м; С 14,07 м:

~77777

Рис. 10.37. К расчету теплогидравлической разверки в ширме.

3. Расчетные коэффициенты: — конструктивной нетождественности

V? = С/С = 17, 37/15,72 = 1,1; 77? = 1: Г]Г = - L4- 07/15,72 = 0,895:

— гидравлического сопротивления

*г — sbx пов + А ok + Z вых 5

Где коэффициенты сопротивления принимаются по справочной литературе (Нормы гидравлического расчета парового котла и др.):

— вход в трубу £вх = 0,7; выход из трубы £Вых = 1,1; трения А0 = 1,5 г/м; поворотов £ПОв = 0,2 (на 90°); £ПОв = 0,3 (на 180°);

*лб = 0, 7 + 2 ■ 0,2 + 1,5 ■ 17,97 + 1,1 = 29,155; гэл = zcp =і 0,7 + 2 • 0, 2 + 1,5 • 16,32 + 1,1 = 26,68; zBH = 0,7 + 0,3 + 1, 5 • 14,67 + 1,1 = 24, Ю5;

— гидравлической нетождественности

R/f = глб/гэл = 29,155/26,68 = 1,093; ,

Vr = 1;

77™ = 24,105/26,68 = 0,903;

4. Принимаем (предварительно) отношение средних удельных объемов пара в трубах

^эл/Чб = 0,984; УЭЛ/УВН = 1,012.

После определения температуры пара в рассчитываемых трубах это отношение необходимо уточнить.

5. Гидравлическая разверка в вертикальном ширмовом пароперегрева­теле может оцениваться с достаточной точностью по формуле

- м *м0,5

РгІ - Г}ГІ ' Vi J '

Т. к. значения ДрКол, 6Артв и Аруск малы по сравнению со средним пере­падом давления в ширме.

^(щ'0'984)0,5 = °-949; = = (оТШ'1'012)0,5 = 1'059-

Строим разверочную кривую рГ = /(г/г) — см. рис. 10.37,6.

10.7. Пример. Расчет теплогидравлической разверки в трубах 373 Расчет расхода и температуры пара в трубах ширмы

6. Расход пара по трубам:

— массовый расход:

{pw)i = p(pw)3 л;

(pw)лб = 0,949 • 1705 = 1618 кг/(м2 • с);

(pw)3л = 1705 кг/(м2 • с);

(ргу)вн = 1,059 • 1705 = 1805,7 кг/(м2 • с);

— расход пара:

Di = (pw)i • /о, где /о = 7Trf2H/4 = 7Г • 0,02 . % = 0,000314 м2;

Df = 0,000314 • 1618 = 0,508 кг/с; D;р = 0,000314 • 1705 = 0,535 кг/с; = 0,000314 • 1805,7 = 0,567 кг/с.

7. Коэффициент тепловой разверки

= ^чї/РП

Pf = 1,3.1,1/0,949 = 1,505; р™ = 1 -1/1 = 1; р»» - 0,8-0,895/1,059 = 0,677;

8. Лучевоспринимающая поверхность средней трубы (элемента)

F3n = 2 • Si - lfn = 2-0,0345 • 15,72 = 1,07 м2.

(Проверка F3n = ^л. ш/(пшпгр) = 513/(20 • 24) = 1,07 м2.)

9. Тепловосприятие средней трубы (элемента)

Q3n = qBF3л = 109 • 1,07 = 116, б кДж/с (кВт).

10. Тепловосприятие пара в трубах:

— в элементе:

Д/гэл = Qn/Dyjt = 116, 6/0, 535 = 218 кДж/кг (сравните: Д/?,ш = 217, 7 кДж/кг; различие — за счет округления чисел);

— в лобовой трубе:

Д/глб = pf Д/Ьл = 1, 505 • 218 = 328 кДж/кг;

— во внутренней трубе:

ДЛВ„ = р™ ДДЭЛ = 0,677 • 218 = 147, 5 кДж/кг.

11. Энтальпия пара на выходе из труб ширмы:

— средняя труба:

Лср = hi+ Д/Ьл = 2809 + 218 = 3027 кДж/кг;

— лобовая труба:

Ллб = 2809 + 328 = 3137 кДж/кг;

— внутренняя труба:

Лвн - 2809 + 147,5 = 2956,5 кДж/кг.

12. Температура пара на выходе из труб ширмы (определяем при давле­нии 26 МПа по таблицам теплофизических свойств воды и водяного пара):

— средняя труба Щ — 470°С;

— лобовая труба = 498°С;

— внутренняя труба = 45б°С.

Строим графики Ah = f{r}T) и t2 — f{r}T)см. рис. 10.37,в и 10.37,г. Проводим анализ полученных данных.

Рекомендация: рассчитать температуру стенки лобовой трубы:

— в среднем сечении толщины стенки и определить толщину стенки по условиям ее прочности (сталь — 12Х1МФ);

— наружной поверхности и сравнить с допустимой по окалинообразо­ванию (575°С).