Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Поверхности нагрева регенеративных воздухоподогрева телей и их теплогидравлические характеристики 10
1.1. Поверхности нагрева регенеративных воздухоподогревателей 10
1.2. Оценка эффективности поверхностей нагрева 13
1.3. Способы интенсификации теплообмена 15
1.4. Теплогидравлические характеристики искусственной шероховатости в виде непрерывных выступов и впадин 18
1.5. Теплогидравлические характеристики поверхностей с точечной шероховатостью .21
1.6. О применении поверхностей с точечной шероховатостью в качестве насадки в регенеративном воздухоподогревателе 27
1.7. Методы исследования теплоотдачи насадки регенеративного воздухоподогревателя. 31
1.8. Обзор известных моделей тепловых процессов в регенераторах 34
1.9. Выводы 40
1.10. Цели и основные задачи исследования 41
ГЛАВА 2. Метод экспериментального исследования теплоотдачи и гидравлического сопротивления пакета параллельных пластин 43
2.1. Экспериментальный стенд и система измерений 43
2.1.1. Описание лабораторного стенда -. 43
2.1.2. Изготовление исследуемых насадок ,...'...53
2.2. Математическая модель многосекционного регенератора 58
2.3. Методика исследований теплогидравлических характеристик пакета параллельных пластин 66
2.3.1 .Методика исследования гидродинамической характеристики -67
2.3.2. Методика исследования теплоотдачи 75
2.4. Выводы .83
ГЛАВА 3. Результаты экспериментальных исследований теплогидравлических характеристик пакетов параллельных пластин 84
3.1. Гидравлические характеристики исследованных пакетов параллельных пластин 85
3.2. Влияние нестационарности на теплоотдачу в регенеративном воздухоподогревателе . 89
3.3. Результаты исследований теплоотдачи пакетов параллельных пластин со сферическими выштамповками 92
3.4. Энергетическая эффективность пакетов параллельных пластин со сферическими выштамповками 99
3.5. Влияние погрешностей прямых измерений ...101
3.6. Выводы 102
ГЛАВА 4. Рекомендации по применению поверхностей нагрева с точечной шероховатостью в теплоэнергетике 103
4.1. Выбор поверхностей нагрева с точечной шероховатостью для регенератора РВП-54 103
4.2. Экономический эффект от замены штатной насадки РВП на насадку со сферическими выштамповками 106
4.3. Выводы 108
Заключение 109
Список литературы
- Способы интенсификации теплообмена
- Изготовление исследуемых насадок
- Влияние нестационарности на теплоотдачу в регенеративном воздухоподогревателе
- Экономический эффект от замены штатной насадки РВП на насадку со сферическими выштамповками
Введение к работе
Актуальность темы
Тенденцией развития энергетики на современном этапе является увеличение единичной мощности блока. По мере увеличения единичной мощности вновь вводимых блоков снижаются удельная стоимость установленного кВт электростанции, эксплуатационные расходы, связанные с обслуживанием и ремонтом блока, а также удельный расход топлива. Но, в то же время, увеличиваются дополнительные затраты, связанные с установкой нового более крупного и не всегда более совершенного оборудования, и постоянным увеличением стоимости топлива. Поэтому повышение экономичности станционного оборудования с учетом как технических, так и экономических соображений является на сегодняшний день актуальной задачей. Одним из способов повышения экономичности паротурбинного блока является повышение к.п.д. энергетического парогенератора. Повышение к.п.д. котла обычно достигается уменьшением температуры уходящих газов, то есть увеличением поверхности нагрева водяного экономайзера и воздухоподогревателя, которые последними используют тепло уходящих газов. Однако, их теплообменная поверхность уже достаточно велика, например, площадь поверхности нагрева регенеративного воздухоподогревателя РВП-98 составляет 59900 м2, а наружный диаметр ротора 12,8 м, поэтому на сегодняшний день не менее актуальной задачей является уменьшение массогабаритных показателей теплообменного энергетического оборудования.
В современных условиях одним из главных путей повышения экономичности энергоустановок является совершенствование теплообменного оборудования с помощью внедрения эффективных способов интенсификации теплообмена. Посредством интенсификации теплообмена увеличивается количество тепла, передаваемого через единицу поверхности теплообмена, и соответственно уменьшаются массогабаритные показатели теплообменника, достигается более выгодное соотношение между передаваемым количеством тепла и мощно- стью, затрачиваемой на прокачивание теплоносителей. Высокое техническое качество интенсифицированного теплообменного оборудования улучшает общие характеристики энергоустановки.
Избранный способ интенсификации теплообмена должен обеспечивать не только повышение эффективности теплообменника, но и технологичность его производства, удобство и надежность в эксплуатации, сохранение прочности аппарата.
Для промышленного использования наиболее перспективна интенсификация теплообмена в каналах за счет использования искусственной дискретной шероховатости стенки.
Способ интенсификации теплообмена с различными видами дискретной шероховатости, турбулизирующими пристенные слои, разработан и исследован в недостаточной степени. Теплогидравлические расчеты каналов с искусственной шероховатостью основываются на критериальных уравнениях, имеющих ограниченную область применения. Также не в полной мере определены количественные зависимости для расчета теплообмена и гидросопротивления в широком диапазоне изменения геометрических параметров интенсификаторов теплообмена и гидродинамических условий течения. Проектирование нового эффективного теплообменного оборудования и модернизация существующего при использовании дискретно шероховатых каналов не обеспечены прикладными методами теплогидравлического расчета. Поэтому экспериментальные исследования теплообмена и гидродинамики течения в дискретно шероховатых каналах, а также разработка моделей и методов для их теплогидравлического расчета являются актуальными.
В каналах насадки регенераторов энергетических котлов реализуется ламинарное течение. При ламинарном (и в значительной степени переходном) режиме течения определяющий механизм переноса тепла - теплопроводность, поэтому интенсивность теплоотдачи относительно мала. Турбулизация пристенных слоев потока теплоносителя интенсификаторами позволяет и в этих условиях повышать интенсивность теплоотдачи. Однако, теплообмен в каналах, имеющих поверхности с дискретной шероховатостью, при ламинарных режимах течения недостаточно исследован. Критериальные уравнения получены, в основном, для турбулентных режимов течения Re > 7-Ю3.
Использование большинства видов дискретной шероховатости для интенсификации тепломассообмена сопряжено со значительными затратами энергии на прокачку теплоносителя. Большинство данных по интенсификации тепломассообмена обобщается приближенной «квадратичной» зависимостью: относительный прирост гидросопротивления примерно равен квадрату степени интенсификации теплообмена. Этот сильный рост гидравлического сопротивления является основной причиной, сдерживающей применение дискретной искусственной шероховатости для повышения интенсификации теплообмена в энергообменных устройствах. Применение точечной шероховатости в форме сферических выштамповок благоприятно с точки зрения теплогидравлических характеристик в связи с тем, что обтекание потоком теплоносителя лунок-выступов приводит к рождению гертлеровских и других динамических крупномасштабных вихревых структур, в том числе смерчеобразных.
Дополнительным аргументом в пользу необходимости дальнейших исследований теплогидравлических характеристик поверхностей с точечной шероховатостью в виде сферических выштамповок является то обстоятельство, что большинство литературных данных относится к одиночным каналам, в то время как в регенераторах насадкой служит пакет параллельно установленных листов.
Выполненный в работе анализ литературных данных позволил сделать вывод о том, что поиск эффективной поверхности нагрева для регенеративных воздухоподогревателей следует осуществлять путем выбора геометрии сферических выштамповок на поверхностях насадки в виде пакета параллельных листов (пластин), обеспечивающей наиболее выгодное соотношение между интенсификацией теплообмена и гидродинамическим сопротивлением.
Анализ литературных данных убеждает в том, что для решения проблем интенсификации теплообмена необходимы дальнейшие экспериментальные исследования теплообмена и трения в интенсифицированных каналах. Цель работы Выбор эффективной поверхности нагрева в виде листовой насадки со сферическими выштамповками для регенеративного воздухоподогревателя типа РВП-54 энергетического котла ТГМ-84Б ТЭС.
Для достижения поставленной цели были решены следующие задачи: исследование теплоотдачи и гидродинамического сопротивления пакетов параллельных пластин со сферическими выштамповками при режимах те-чения теплоносителей (Re < 3*10 ). Охвачен следующий диапазон размеров выштамповок: H/d = 0,32 - 0,75; h/d - 0,13 - 0,5; t\ /d = 2,6 -6; обобщение полученных данных по теплоотдаче и гидродинамическому сопротивлению критериальными уравнениями.
Научная новизна: выбрана эффективная поверхность нагрева в виде листовой насадки со сферическими выштамповками для регенеративного воздухоподогревателя типа РВП-54 энергетического котла ТГМ -84Б ТЭС в диапазоне Re > 1500 с геометрическими параметрами h/d= 0,216; H/d = 0,32; f- 0,023; t\ /h = 12; t2/h = 6; разработана методика исследования гидродинамических характеристик пакетов параллельных пластин с помощью регенератора переключающегося типа; разработана методика исследования теплоотдачи пакетов параллельных пластин путем применения более точной математической модели регенератора, учитывающей влияние выштамповок на гидродинамику теплоносителей и теплопроводность насадки; получены критериальные уравнения по теплоотдаче и гидродинамическому сопротивлению пакетов параллельных пластин со сферическими выштамповками в диапазоне размеров: 0,32 < H/d < 0,75; 0,126 < h/d < 0,5; 2,59 < t\ /d < 6 в . диапазоне Re = 450 ... 2800;
Методы исследований: экспериментальный стенд с лабораторным регенератором переключающегося типа; современная математическая модель многосекционного регенератора с листовой насадкой.
Достоверность
Достоверность представленных результатов обеспечивается применением современных методов математического моделирования и сопоставлением результатов экспериментальных исследований с опытными и литературными данными.
Практическая ценность:
Полученные результаты могут быть использованы: -при проектировании и усовершенствовании регенеративных и рекуперативных теплообменников различного назначения; - для теплогидравлических и оптимизационных расчетов теплообменных аппа ратов и систем.
Автор защищает методику исследования гидродинамического сопротивления и теплоотдачи пакетов параллельных пластин со сферическими выштамповками с помощью регенератора переключающегося типа; критериальные уравнения по теплоотдаче и гидродинамическому сопротивлению пакетов параллельных пластин со сферическими выштамповками в диапазоне размеров: 0,32 < H/d < 0,75; 0,126 < h/d < 0,5; 2,59 < t\ /d < 6 в диапазоне Re = 450 ...2800.
Личное участие
Основные результаты работы получены автором лично под руководством доцента Кирсанова Ю.А.
Апробация работы
Основные положения диссертационной работы были доложены на научно-технических конференциях и семинарах:
Республиканская научная конференция «Проблемы энергетики», КФ МЭИ, Казань, 1995.
Республиканская научная конференция «Проблемы энергетики», К'ЭИ, Казань, 1998. - 2 доклада.
III аспирантско-магистерский семинар КЭИ, Казань, 1999.
IV аспирантско-магистерский семинар КЭИ, Казань, 2000.
Международная конференция «Молодежь-науке будущего», Наб. Челны, 2000;
6. Школа - семинар «Проблемы тепломассообмена и гидродинамики в машиностроении», КГТУ, Казань, 2000.
7. Республиканская научная конференция «Проблемы энергетики», КГЭУ, Казань, 2000. '
Публикации
По теме диссертации опубликовано 15 печатных работ.
Способы интенсификации теплообмена
Конечной целью выбора той или иной поверхности нагрева могут быть: уменьшение массы теплообменного аппарата, его габаритов, затрат энергии на прокачку теплоносителей и др. Например, в авиационной технике принято сопоставлять разные варианты охлаждения деталей газотурбинного двигателя по затратам топлива на их организацию.
Одним из наиболее универсальных критериев оценки эффективности те-плообменных аппаратов является предложенный академиком М.В. Кирпиче-вым энергетический коэффициент [15, 16] E = Q/N, (1.4) где Q - тепловой поток, передаваемый от горячего теплоносителя к холодному, кВт; N- затраты энергии на прокачку теплоносителей, кВт. Д.В. Сполдинг [17] преобразовал этот коэффициент к виду E = St/Z .- (1.5) Здесь St = Nu/Pe - число Стэнтона; Ре = Re-Pr - число Пекле; Рг = vy/ay- число Прандтля; йу- коэффициент температуропроводности теплоносителя, м /с. В.И. Антуфьев [18] предложил записать энергетический коэффициент в форме, исключающей влияние температурного напора A t: г _ а _ а NM N/F N/ПҐ (1.6) где а - коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2К); F = Ш; П - периметр поперечного сечения канала, м; / - длина канала, м.
В частных случаях, когда затраты энергии на прокачку теплоносителей не существенны, эффективность теплообмена оценивается отношением Nu/Nuo. где индекс "О" относится к базовой поверхности нагрева. Очевидно более эффективной поверхности должны отвечать отношения Nu/Nuo 1.
В случаях, когда требуется сократить затраты энергии на прокачку теплоносителей, оценка эффективности поверхностей производится отношением /). которое желательно понижать до значений, меньших единицы.
Исследователи теплогидравлических характеристик часто оценивают энергетическую эффективность теплообменных поверхностей графически в координатах Nu/Nu0 =f(/$) [19]. На этом графике равенству Nu/Nu0 = Ъ/Ь$ отвечают равноценные в энергетическом смысле варианты. Варианты, которым соответствуют точки, лежащие выше этой линии, будут более предпочтительными и наоборот.
Последний способ оценки энергетической эффективности поверхностей нагрева удобнее представлять количественно в виде отношения (Nu/Nu0)/( /o) [20], которое для более эффективных поверхностей превышает единицу, для менее эффективных-наоборот, меньше единицы.
В тех случаях, когда предъявляются жесткие требования к габаритам теплообменника, в качестве критерия эффективности используется отношение объемов аппаратов при одинаковых тепловых нагрузках Q и мощностях на прокачку теплоносителей или, если расходы теплоносителей одинаковы, одинаковых потерях давления. Найдено [21]
У/У0= / 0) /(Ш/Ш0) (1.7) Здесь подразумевается, что отношения Щ0 и Nu/Nu0 берутся при одинаковых числах Рейнольдса. Оптимум VI VQ не соответствует оптимуму отношения (Nu/Nuо)/(,/,о) [21]. В работе [21] найдено, что поверхность нагрева эффективна при (Що) (Nu/Nuo)3 5.
Таким образом, к настоящему времени пока не выбрано единого критерия для оценки степени совершенства теплообменников. Выбор критерия, очевидно, зависит от стоящей задачи. Так, оценку эффективности новых поверхностей нагрева удобно производить по отношению(NU/NUQ )/(Ь, /О)- Оценку эффективности конкретного теплообменника, в котором используется выбранная поверхность нагрева, целесообразно осуществлять по энергетическому коэффициенту Кирпичева (1.4) или Антуфьева (1.6).
Все способы интенсификации делят на две большие группы [17]: активные и пассивные. В активных способах производится воздействие на поток теплоносителя за счет внешней механической, электрической, акустической и других видов энергии. Эти способы отличаются сложностью реализации и меньшей надежностью, чем пассивные.
В пассивных способах воздействие на поток осуществляется конструктивными элементами - завихрителями, ребрами, шероховатостью поверхностей, разрезами и т. д. Пассивные способы нашли наибольшее применение в теплообменных аппаратах. Интенсификация теплообмена здесь происходит за счет потери части механической энергии потока (давления).
Наиболее простым, с точки зрения реализации, способом интенсификации теплообмена является турбулизация потока теплоносителя. Так, если при 1/2 ламинарном течении в трубе Nu Re , то при турбулентном режиме Nu Re0,8. Однако турбулизация потока сопровождается не только ростом Nu, но и еще более сильным увеличением гидродинамического сопротивления: при ла 16 минарном режиме в трубе % Re"1, при турбулентном - , Re"1/4. Поэтому тур-булизация всего потока вызывает опережающий рост потерь давления и затрат энергии N на прокачку теплоносителя, или, если величина N фиксирована, -рост поперечного сечения теплообменника (см. пример в п. 1.1).
Для интенсификации теплообмена достаточно турбулизировать лишь слои теплоносителя непосредственно прилегающие к поверхности нагрева. В этом случае теплообмен около стенки осуществляется не только за счет молекулярной теплопроводности теплоносителя, но также и за счет турбулентной теплопроводности, которая на несколько порядков превышает молекулярную. Турбулизация пристенного тонкого слоя теплоносителя позволяет резко усилить теплообмен со стенкой при умеренном росте гидродинамического сопротивления, поскольку турбулентность ядра потока теплоносителя изменяется в меньшей мере, чем у стенки.
Изготовление исследуемых насадок
" В качестве вторичных приборов для измерения температуры на входе и выходе рабочего участка использовались одноканальные автоматические само пишущие потенциометры типа КСП-2 с ленточной диаграммой. В этих прибо рах регулирование компенсирующего напряжения осуществляется автоматически. Краткая техническая характеристика КСП-2 [137]: 1. Основная приведенная погрешность показаний прибора, от нормирующего значения не более - 0,5% 2. Ширина диаграммной ленты -160 мм 3. Номинальная средняя скорость продвижения диаграммной ленты - 2400 мм/ч 4. Быстродействие ( время перемещения указателя между крайними отметками шкалы) не более - 10 с 5. Отклонение средней скорости перемещения диаграммной ленты от номинального значения - 0,5 %
Оценка погрешности автоматических потенциометров была проведена с помощью переносного потенциометра ПП-63 согласно инструкции. Она не превысила погрешности КСП-2. Для определения соответствия показаний записи на диаграммной ленте КСП реальной температуре была проведена тарировка температуро-измерительной аппаратуры. Тарировка проводилась для каждого комплекса, состоящего из первичной термобатареи, вторичного потенциометра и удлинительных проводов. В результате тарировки были определены соответствия показаний записи КСП в мм диаграммной ленты реальной температуре в С.
Тарировка проводилась следующим образом: горячие спаи термобатареи, размещенные в проставке, помещались в масляный термостат, свободные концы - в сосуд Дюара с тающим льдом. Термобатарея подключалась с помощью удлинительных проводов к потенциометру. После включения потенциометр выдерживался один час и затем приступали к тарировке. Изменяя температуру в термостате, после часовой выдержки при каждой фиксированной температуре, осуществляли запись показаний на диаграммную ленту. Контроль температуры в термостате осуществлялся ртутным термометром с точностью 0,1 С. Температура менялась от 0 до 110 С. Таким образом была получена зависимость записи в мм диаграммной ленты реально измеряемой температуре через каждые 10 С. В результате обработки данных тарировки были построены соответствующие уравнения регрессии для перевода показаний термопар из мм диаграммной ленты КСП в С для каждого из температуро-измерительных комплексов верхнего рабочего участка в диапазоне 0-110 С: со стороны холодного воздуха =2,366+ 0,5205/z, со стороны горячего воздуха tf =1,43 + 0,516 h, где h - показания КСП в мм. В качестве вторичных приборов для измерения температуры перед рас-ходомерными участками использовались 6-ти канальные КСП-2. Свободные концы термопар присоединялись к приборам непосредственно без использова 52 ния удлинительных проводов. Во время работы производилась запись показаний на диаграммную ленту по трем каналам для каждой термопары.
Расход холодного воздуха при стационарных продувках определялся с помощью сужающего устройства, установленного на трубопроводе холодной линии. Внутренний диаметр трубопровода 50 мм. Измерительное устройство было удалено от источников местных сопротивлений (изгибы трубопроводов, перепускные устройства) согласно [138].
В качестве сужающих устройств использовались: стандартная диафрагма, сопло «четверть круга» и несколько малорасходных диафрагм с коническим входом. Диафрагмы с коническим входом и сопло «четверть круга» являются сужающими устройствами, обладающими постоянным значением коэффициента расхода в достаточно широком диапазоне изменения числа Рейнольдса (в зависимости от конструкции) от 200 до 20000 [138].Среднеквадратичная погрешность сужающих устройств не превышает 2% [138]. Расход воздуха изменялся от 4,4 до 30 г/с.
Избыточное давление перед расходомерным устройством pmQ, мм. вод. ст. (Па) и разность давлений воздуха до и после сужающего устройства Ар, мм. вод. ст. (Па), а также давление воздуха на входе в рабочие участки /?ру.хол..Рру.гор. и падение давления на них А рРу.хоп АРру.гор. измерялись U - образными жидкостными манометрами с вертикально установленными стеклянными трубками внутренним диаметром 8 мм. В качестве рабочей жидкости использовалась дистиллированная вода. При установке U - образного манометра для контроля вертикального расположения трубок использовался отвес. Манометры подсоединялись к сужающим устройствам с помощью гибких трубок диаметром 8 мм. Давление и разность давлений измерялись в мм водяного столба. Диапазон показаний используемых манометров ±450 мм. Погрешность отсчета показаний с учетом погрешностей изготовления шкалы не превышает ±1 мм столба рабочей жидкости.
Влияние нестационарности на теплоотдачу в регенеративном воздухоподогревателе
На первом этапе исследований теплоотдачи проведены опыты при длительности периодов Т = 8, 14, 24, 34, 44, 54 и 64 с. с насадкой из гладких пластин двух видовії) пластины из стали 12Х18Н10Т толщиной 0,28 мм и 2) пластины из алюминиевого сплава АМц толщиной 0,5 мм. При шаге 2 мм расстояние между пластинами и эквивалентный гидравлический диаметр составляли в первом случае Н =1,72 мм и d3 = 3,324 мм; во втором случае Н =1,5 мм и d3 = 2,938мм.
Обработка результатов прямых измерений, полученных в этих опытах с помощью математической модели по методике, которая изложена в п. 2.3.2, позволила получить пары значений Re и Nu, которые нанесены на график Nu/NuCT = /(Re), показанный на рис. 3.3. Здесь NuCT - число Нуссельта, определяемое уравнением (2.22) при значениях п = 1/3 и Ат= 1,85, характерных для ламинарного режима в щелевом канале[ 152].
Расслоение отдельных множеств точек, полученных при том. или ином значении длительности периода Т, свидетельствует о влиянии величины Т на теплоотдачу в регенераторе, а именно - интенсивность теплоотдачи повышается с уменьшением длительности периода. Другими словами, в регенераторе на теплоотдачу помимо таких известных факторов, как числа Рейнольдса Re, Прандтля Рг, Грасгофа Gr влияют и факторы нестационарности. В литературе [153] учет влияния нестационарности на теплоотдачу рекомендуется производить с помощью комплексов, содержащих темпы изменения перечисленных факторов. Особенность протекания тепловых процессов в регенераторе состоит в том, что темпы изменения расхода, температуры, давления и теплофизических свойств теплоносителей зависят не только от номинальных значений факторов в каждом периоде и быстродействия переключателей потоков, но и от геометрии и теплофизических свойств насадки, от длительности периодов нагревания и охлаждения, от теплообмена насадки с теплоносителями. Математическая модель регенератора, разумеется, позволяет легко определять значения темпов изменения тех или иных параметров, но использование их в качестве факторов при обобщении опытных данных по теплоотдаче затрудняет последующее использование критериального уравнения в расчетной практике регенератора. Дело в том, что задача расчета теплового состояния становится неявной: тепловое состояние и темпы изменения параметров зависят от коэффициента теплоотдачи, который, в свою очередь, зависит от темпов изменения параметров. Поэтому предлагаемые авторами работы [153] комплексы для обобщения результатов по теплоотдаче в условиях регенератора не были использованы. Вместо них в работах [129, 132] учет влияния нестационарности осуществлялся прежде всего с помощью числа гомохронности Но = WfT/d3 .
Поскольку темпы изменения параметров в регенераторе зависят также от режима течения теплоносителей, от развития температурных полей в насадке, то для учета влияния нестационарности на теплообмен в работе [132] были использованы также число Рейнольдса Re, отношение d3/l и предельное для периода число Фурье FoT = 4aw7y8w , где aw- коэффициент температуропроводности пластины, м /с.
Статистическая обработка точек, показанных на рис. 3.3, методом наименьших квадратов позволила обобщить их следующим уравнением регрессии [132]: нест 3NU/NUCT =1 + 0,31-(Re/103) (і05/Но) (FoT/l04) .(3.2) Из соотношения (3.2) следует, что с ростом длительности периода Т и скорости потока му влияние нестационарности на теплоотдачу ослабевает и « несг - Nu - Nucr
Таким образом, с учетом влияния начального участка термической стабилизации и нестационарности на теплоотдачу в условиях лабораторного регенератора критериальное уравнение (2.22) принимает вид
Nu = Ат Re"(Pry d3/if 3(Pry/Prw)1/4fl + 0,015Gr1/3 є Кнест, (3.3) где Eg определяется или по табл. 7, или по формуле (2.23).
Экономический эффект от замены штатной насадки РВП на насадку со сферическими выштамповками
Математическая модель многосекционного регенератора (см. гл. 2) по полученным теплогидравлическим характеристикам позволяет рассчитать габариты и массу насадки регенератора, выполненную из листов со сферическими выштамповками.
На Казанской ТЭЦ-3 используются парогенераторы ТГМ-84 с попарно установленными в хвостовой части регенераторами РВП-54.
Базовый вариант РВП-54 имеет ротор диаметром 5,4 м со ступицей диаметром 0,8 м и состоит из двух секций: первая секция по ходу воздуха - холодная, вторая - горячая: Штатная насадка выполнена из профилированных листов: в холодной части использован профиль типа «б», в горячей - типа «в» [1, 87]. В настоящее время на ТЭЦ-3 используются РВП-54 с насадкой следующего вида: количество секций - 3; общая масса насадки 43,76 т.
Данные по секциям: - первая секция: высота - 0,6 м; толщина листа - 1,2 мм; материал- сталь ст. 10; масса насадки 19,24 т. . - вторая и третья секции: высота - по 0,645 м; толщина листа - 0,63 мм; материал- сталь ст. 10; масса насадки 24,52 т.
Расчет массогабаритных показателей регенератора производился с помощью математической модели регенератора для одного и того же режима работы парогенератора Данные парогенератора № 2 на одном из режимов: Тип ТГМ-84 Паропроизводительность истинная Dnr 410 т/ч Вид топлива природный газ 104 Теплотворная способность Оренбургского газа QJJ 38,05 МДж/м3 Расход топлива 29634 м3/ч Температура окружающей среды г0.с. -30С Относительная влажность окружающего воздуха р 50 % Барометрическое давление В 740 мм. рт. ст. Температура воздуха на входе в РВП х 60С Температура воздуха на выходе из РВП /Ь1Х 240С Температура дымовых газов на входе в РВП t 282,5С Температура дымовых газов на выходе из РВП ґд 1 130С Массовый расход воздуха через РВП GB 63,95 кг/с Массовый расход газов через РВП GAS 73,35 кг/с Коэффициент избытка воздуха в топке а 1,05 Присосы воздуха в воздухоподогревателе Давп 0,15 То же в конвективных поверхностях Аакп 0,21 Потери энергии (на котлоагрегат): - потребная мощность на прокачку воздуха 0,13 МВт; газов - 0,27 МВт. В расчетах регенератора РВП-54 не учитывалось влияние нестационарности на теплоотдачу, т. е. принималось . нест =Ь что шло в запас надежности результатов теплового расчета.
Нормативный вариант насадки сравнивается с двумя вариантами насадки с точечной шероховатостью в форме сферических выштамповок.
Вариант № 1 обладает характеристиками исследованной шероховатости № 1 (см. гл. 3). При расчете регенератора геометрия лунок-выступов и каналов подбиралась так, чтобы числа Рейнольдса не превышали допустимого для теп логидравлических характеристик шероховатости № 1 значения Re = 2,8 10J. Вариант № 2 обладает теплогидравлическими характеристиками [82]. Nu = 0,38 + 0,002 -Re1 129 шДіе1 037 Здесь допустимыми значениями чисел Рейнольдса считались значения Re 3,5-103 [82].
Материалом насадок во всех вариантах служила листовая сталь ст. 10. Толщина листов бралась такой же, как и у нормативной насадки. Результаты расчетов показаны в табл. 12.
Применение насадки по варианту № 1 позволяет при сохранении неизменным диаметра ротора сократить массу ротора более, чем на 20 % (около 8 тонн), и потери давления горячего и холодного теплоносителей на 29 и 19 Па, соответственно. Уменьшение массы насадки позволит повысить надежность работы регенератора и парогенератора в целом за счет разгрузки упорного подшипника регенератора и снижения затрат энергии на прокачку теплоносителей через насадку на 3,5 %.
Применение насадки по варианту № 2 тоже позволяет несколько улучшить показатели регенератора, хотя и не в такой степени, как в случае варианта № 1: масса насадки уменьшается на 5,5 % (чуть более 2 тонн). Причем это снижение достигается, главным образом, за счет уменьшения диаметра рот.ора, которое оказалось возможным благодаря низкому сопротивлению насадки. При этом потери давления у дымовых газов снижаются на 67 Па, а у подогреваемого воздуха повышаются на 36 Па.
Экономический эффект при замене штатной насадки РВП на насадку со сферическими выштамповками
Сравнение экономической эффективности РВП-54 с предлагаемыми вариантами насадок для парогенератора ТГМ-84 проводилось по следующей методике [154].
1. Изменение приведенных расчетных затрат на РВП за счет замены на садки: АЗ = Рн-(К1-Ко) + (И1-Ио) = Рн-АК + АИ-Здесь: Рн = 0,12 - нормативный коэффициент эффективности капитальных вложений в энергетике; К\ и К0 - стоимость насадки в сравниваемом и базовом вариантах, соответственно, руб; Иі и Ио - затраты в тех же вариантах, руб/год. Поскольку варианты отличаются массой насадки, то и изменения АК будут вызваны лишь стоимостью насадки: АК=МгЦнЛ-М0-Цн2, где М\ - масса насадки в новом варианте, Т; MQ - масса насадки в базовом варианте, т; ЦнЛ и //„.о - соответственно цены насадки в новом и базовом вариантах, руб/т.
2. Изменение расчетных затрат происходит за счет изменения расхода то плива, а также изменения затрат на прокачку теплоносителей через РВП: NBI"NBO Лт.д где Цт - цена топлива, руб/ т; Цэ - цена электроэнергии, руб/(кВт-ч); В - расход топлива, т/ч; пгод = 6000 час/год - число часов работы ПТУ в течении года; 7VB -мощность прокачки теплоносителей, кВт; г}т д = 0,6- кпд тягодутьевых машин.
