Содержание к диссертации
Введение
1. Обзор существующего теплоэнергетического оборудования используемого в промтеплоэнергетике 10
1.1. Современное состояние теплоэнергетического оборудования используемого в промтеплоэнергетике 10
1.2. Краткий обзор теплогенерирующих установок применяемых на различных объектах промтеплоэнергетики 12
1.3. Анализ технических характеристик горелок применяемых в типовых конструкциях парогенераторов 28
Цель и задачи работы 32
2. Разработка конструкции камеры сгорания и горелочного устройства парогенератора ЦППС-5/18 33
2.1. Принцип работы парогенераторной установки ЦППС-5/18 33
2.2. Разработка конструкции топки и поверхностей нагрева котла 37
2.3. Разработка конструкции горел очного устройства камеры сгорания парогенератора ЦППС-5/18 43
2.4. Исследование влияния конструктивных параметров аксиально-тангенциального завихрителя на гидравлические характеристики горелочного устройства 45
Выводы 67
3. Экспериментальные исследования камер сгорания цилиндрических прямоточных парогенераторов 68
3.1. Принцип работы и конструктивные особенности экспериментального натурного стенда 68
3.2. Последовательность проведения аэродинамических исследований работы камеры сгорания 75
3.3. Методика обработки опытных данных и полученных результатов 81
3.4. Последовательность проведения исследования тепловых характеристик камеры сгорания 91
Выводы 98
4. Разработка методики теплового расчета камеры сгорания парогенератора ЦППС-5/18 101
4.1. Математическая модель теплообмена камеры сгорания и горелки ЦППС 101
4.2. Расчет лучистой составляющей теплового потока 106
4.3. Расчет конвективной составляющей теплового потока 107
4.3.1. Расчет теплообмена на начальном участке центрального канала ЦППС 111
4.3.2. Расчет теплообмена при стабилизированном течении газа в центральном канале парогенератора ЦППС 118
4.3.3. Расчет теплообмена в кольцевом зазоре парогенератора ЦППС 119
4.4. Расчет энтальпии газового потока и пароводяной смеси 120
4.5. Программа теплового расчета камеры сгорания парогенераторов типа ЦППС-5/18, «ПАРОГЕНЕРАТОР» 125
4.6. Результаты расчета программы ПАРОГЕНЕРАТОР 129
4.6.1. Оценка вклада лучистой составляющей в суммарный тепловой поток камеры сгорания ЦППС-5/18 135
Выводы 141
5. Экологический анализ аспектов промышленного применения мобильной парогенераторной установки цппс-5/18 для паротеплового воздействия на пласт месторождения ярега 143
5.1. Технологические и конструктивные решения, повышающие экологический уровень цилиндрического прямоточного парогенератора ЦППС-5/18 143
5.2. Анализ экологических показателей применения парогенераторов ЦППС-5/18 для паротеплового воздействия на пласт месторождения Ярега 154
5.2.1. Краткая характеристика расположения рабочей площадки 155
5.2.2. Геолого-промысловая характеристика месторождения 156
5.2.3. Существующая система разработки месторождения 156
5.2.4. Определение выбросов газообразных загрязняющих веществ расчетными методами 157
Выводы 160
Выводы и результаты 167
Приложение а 169
Приложение б 175
Приложение в 183
Приложение г 204
Библиографический список 208
- Краткий обзор теплогенерирующих установок применяемых на различных объектах промтеплоэнергетики
- Разработка конструкции топки и поверхностей нагрева котла
- Последовательность проведения аэродинамических исследований работы камеры сгорания
- Расчет теплообмена на начальном участке центрального канала ЦППС
Введение к работе
Актуальность проблемы. В настоящее время для подъема экономики
в России исключительное значение приобретает последовательное
проведение энергосберегающей политики. Совершенствование
парогенераторов промышленной теплоэнергетики и источников теплоснабжения является существенным резервом экономии ТЭР.
Длительное время (более 50 лет) основным источником для комплексного паро-теплоснабжения предприятий и жилищного фонда были стационарные паровые котлы ДКВР и разработанные на их базе модификации газо-мазутных котлов Е (ДЕ) и на твердом топливе Е (КЕ) паропроизводительностью от 2,5 до 25 т/ч. Для пароснабжения предприятий различных отраслей промышленности использовались также стационарные котлы типа К-50-40, ГМ-50 и серии УПГГ -9/120, УПГ-50/6 паропроизводительностью от 4,5 до 60 т/ч. КПД всех перечисленных котлов относительно малы из-за высоких температур уходящих газов. Поэтому в последние годы все большее развитие при невысокой «тепловой плотности» паровой или отопительной нагрузки получает децентрализованное автономное снабжение предприятий паром и теплом.
Особое место среди разрабатываемых конструкций занимают
мобильные парогенераторы. Сфера применения мобильных парогенераторов
весьма широка. Они используются на нефтяных и газовых месторождениях, в
городском коммунальном хозяйстве, сельском хозяйстве,
деревообрабатывающей промышленности, на мясокомбинатах и в кондитерских цехах, на строительных площадках.
Характерной особенностью этих конструкций является возможность их перемещения на объектах с быстрой установкой и подключением на новом месте. Среди рассмотренных конструкций мобильных парогенераторов
наиболее перспективны цилиндрические прямоточные многоходовые парогенераторы со спиральными каналами. Они существенно превосходят по своим теплотехническим и массогабаритным показателям известные парогенераторы.
Конструктивные и теплотехнические показатели парогенераторов ЦППС (цилиндрических прямоточных парогенераторов со спиральными каналами) определяют использование высокофорсированных камер сгорания.
Особенности конструкции камер сгорания цилиндрических прямоточных парогенераторов ограничивают применение стандартных конструкций горелок и определяют необходимость разработки специальных конструкций горелок, отличающихся схемой организации рабочего процесса и тепловой мощностью.
Отсутствие систематических данных о влиянии режимных и конструктивных параметров на характеристики камер сгорания ЦППС затрудняет их разработку и оптимизацию работы. В связи с этим большое практическое значение приобретает исследование рабочих процессов в камерах сгорания ЦППС, оценка их теплотехнических и конструктивных показателей, разработка принципиальных конструкций камер сгорания ЦППС, отличающихся целевым назначением, тепловой мощностью и схемой организации рабочего процесса.
Целью диссертационной работы является улучшение эксплуатационных и экологических характеристик мобильных цилиндрических прямоточных парогенераторов со спиральными каналами.
Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи.
Теоретически обосновать и разработать усовершенствованную конструкцию камеры сгорания ЦППС с лопаточным аксиально-тангенциальным завихрителем.
Определить расчетным путем аэродинамические характеристики аксиально-тангенциального завихрителя камеры сгорания ЦППС.
Определить основные аэродинамические и тепловые характеристики разработанной конструкции камеры сгорания с лопаточным аксиально-тангенциальным завихрителем.
На базе теоретических и экспериментальных исследований разработать методику теплового расчета камеры сгорания и горелки ЦППС.
Выполнить оценку экологической эффективности использования ЦППС на примере применения конструкции на объектах Ярегского нефтяного месторождения.
Научная новизна работы. -Разработана усовершенствованная конструкция камеры сгорания с
аксиальным подводом реагирующих компонент и закруткой потока с
помощью аксиально-тангенциального завихрителя. -Определены основные аэродинамические и тепловые характеристики
разработанной конструкции камеры сгорания с лопаточным аксиально-тангенциальным завихрителем. -Получены аналитические зависимости для расчетов коэффициентов
сопротивления аксиально-тангенциального завихрителя и камеры
сгорания ЦППС. -На базе теоретических и экспериментальных исследований разработана
математическая модель теплообмена камеры сгорания и горелки
ЦППС. -Разработана методика теплового расчета камеры сгорания и горелки
Практическая значимость работы состоит в том, что предложена
принципиально новая конструкция камеры сгорания парогенераторов типа ЦППС с закруткой потока с помощью аксиально-тангенциального завихрителя (для работы на природном газе), позволяющая расширить пределы регулирования топочного устройства, обеспечивающая равномерную интенсивность процесса теплообмена, что в целом определяет экономичность ее использования. Произведен расчет основных геометрических и аэродинамических параметров аксиально-тангенциального завихрителя. Создана программа теплового расчета камеры сгорания ЦППС на ЭВМ. Конструкция горелки отличается простотой изготовления, стабильностью в работе и экономичностью. Основные результаты работы внедрены в учебный процесс кафедр «Теплотехники, теплогазоснабжения и вентиляции», «Промышленной безопасности и охраны окружающей среды» Ухтинского государственного технического университета. Представленные в диссертации результаты использованы в создании технических и рабочих проектов опытно- промышленного мобильного парогенератора в ДСП ООО «Северная Нефть» и приняты к реализации в ОАО «ЯНТК».
Достоверность и обоснованность результатов обусловлены тем, что в основу работы положены обобщенные автором эксплуатационные данные и характеристики различных типов ЦППС, применяемых в РФ, в основе разработки конструктивных решений заложены типовые характеристики камеры сгорания и применены проверенные методы теоретических расчетов, проведена экспериментальная проверка, подтвердившая теоретические расчеты теплообмена камеры сгорания.
Автор защищает: -разработанную конструкцию оригинального горелочного устройства с
лопаточным аксиально-тангенциальным завихрителем;
-полученные результаты исследования аэродинамики и
тепломассообмена разработанной конструкции камеры сгорания
парогенератора ЦППС с лопаточным аксиально-тангенциальным
завихрителем потока; -полученные аналитические зависимости для расчетов коэффициентов
сопротивления аксиально-тангенциального завихрителя и камеры
сгорания ЦППС; -разработанную на базе теоретических и экспериментальных
исследований математическую модель теплообмена камеры сгорания
ЦППС; -разработанную методику теплового расчетов камеры сгорания ЦППС.
Личный вклад автора: -в обобщении и анализе технических характеристик различных
конструкций прямоточных парогенераторов со спиральными каналами; -в разработке схемы экспериментального стенда, созданного для
проведения комплексных испытаний камер сгорания цилиндрических
прямоточных парогенераторов; - в разработке принципиальной конструкции газовой горелки; -в проведении исследования аэродинамики и тепломассообмена
разработанной конструкции камеры сгорания парогенератора ЦППС с
лопаточным аксиально-тангенциальным завихрителем; -в разработке на базе теоретических и экспериментальных исследований
математической модели теплообмена и инженерной методики расчета
камеры сгорания и горелки ЦППС.
Апробация и публикации. Результаты работы были представлены на XXVI Российской конференции - Москва 2004 г., VI научно-технической конференции «Вузовская наука - региону» 2006 г., Вологда, на научно-технической конференции УГТУ, 2006, 2007 гг., г. Ухта, на международной
молодежной научной конференции «Севергеоэкотех», 2005, 2007, 2008 гг., г. Ухта, на IX международной научно - технической конференции «Проблемы строительного комплекса России», 2008 г., г.Уфа, в работе Четвертой международной школы - семинара молодых ученых и специалистов «Энергосбережение - теория и практика» 2008 г., г. Москва.
Основное содержание работы изложено в 10 публикациях.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти разделов, общих выводов и рекомендаций, списка использованных источников и приложений. Общий объём работы - 218 с, включая 81 рисунок, 41 таблицу, список использованных источников - 106 наименований, в том числе на иностранном языке - 7.
Краткий обзор теплогенерирующих установок применяемых на различных объектах промтеплоэнергетики
В основном теплотехническое оборудование, для промышленности создавалось машиностроителями в 1970-1980 гг. по исходным техническим заявкам соответствующих министерств и предприятий. И те, и другие в то время не располагали еще достаточным опытом и необходимыми специалистами для постановки задачи и выработки требований на создание специальной теплоэнергетической техники. Это отрицательно сказалось как на конструкциях разработанного оборудования, в которых были заложены не лучшие теплоэнергетические и другие решения, параметры рабочих агентов (на выходе установок), неудачный выбор которых исключал возможность широкого применения оборудования на большинстве объектов с разными технологиями теплового воздействия.
В результате уже в 1983 г. подтвердилось, что все разновидности созданных парогенераторных установок по своим показателям и конструктивным возможностям лишены ожидаемой универсальности и не могут или могут только частично удовлетворить сложный комплекс технологических требований.
Исследования необходимых диапазонов рабочих параметров пара на выходе из парогенераторных установок показали, что для эффективной работы установки давление должны составлять 4-18 МПа. Диапазоны температур производимого насыщенного водяного пара (на выходе установок) определяются по его давлениям и составляют 250-350С. Диапазон производительности установок, должен составлять 2-30 т/ч. Конструкции должны быть компактными и легко перемещаться по территории промышленной зоны.
Отечественный и зарубежный опыт свидетельствует, что создать конструкции и обеспечить технически и экономически оправданную работу теплотехнического оборудования с плавным автоматическим регулированием давления и производительности в диапазонах от 20 до 100 % их номинальных значений весьма затруднительно. Наиболее надежным и оправдавшим себя является режим регулирования в пределах 50-100%. Это особенно касается - теплогенерирующего оборудования, у которого пределы регулирования параметров определяются в основном, диапазоном расхода топлива, при котором обеспечивается устойчивая работа горелок.
Отсюда следует вывод, что создать универсальное оборудование, способное обеспечить одним типоразмером широкое автоматическое регулирование параметров рабочих агентов (Р давление пара и D паропроизводительность установки) невозможно. Например, созданный типаж и разновидности отечественных стационарных и мобильных парогенерирующих установок оказались способными обеспечить надежное регулирование режимов горения топлива и параметров насыщенного пара только в следующих диапазонах (таблица 1.1): в установках УПГГ-9/120, УПГГ-9/120МУ, УПГГ-9/120П по производительности в пределах - 4,5-9 т/ч, по давлению - 6-12 МПа; в установках УПГ - 50/6, УПГ-60/6МУ по производительности 25-50 т/ч, по давлению - 3-6 МПа; в установках УПГ - 60/160, УПГ-60/16МУ по производительности 30-60 т/ч, по давлению - 8-16 МПа; Из перечисленного видно, что по производительности ранее созданные установки (9; 50;60 т/ч) и по весьма ограниченному ряду предусмотренных для них давлений рабочего агента (12; 6 и 16 МПа) оборудование не может в полной мере удовлетворить всему объему технологических требований [14, 34].
Наряду с этим, по результатам испытаний и эксплуатации в оборудовании, имеют место неудовлетворительные конструктивные решения - низкие энерго-экономические и эксплуатационные показатели. КПД установок, (таблица 1.1) не превышают в среднем 84%. Срок службы оборудования по гарантии изготовителей составляет 8 лет, а практически не превышал 4-5 лет.
Как показал анализ эксплуатации парогенераторных установок [14, 88] для эффективной работы параметрический ряд теплоэнергетического оборудования, должен соответствовать следующим показателям: - по производительности - 5; 8; 15; 25; и реже 50 т/ч с реальными возможными режимами ее регулирования в пределах - 2,5-5; 4-8; 7,5-15; 12,5-15 и реже 25-50 т/ч; - по давлению - 6; 9; 12; 18 МПа с пределами регулирования - 3-6; 4,5-9; 6-12 и 9-18 МПа При этом для каждого значения производительности (5; 8; 15; 25 и 50) должна быть как обязательно целевая предполагаемая гамма потребных номинальных давлений (6; 9; 12; 18 МПа). То есть для практических целей (для широкого промышленного внедрения) должно быть создано 16-20 типоразмеров теплогенерирующих установок, а именно: УТГ-5/6; УТГ-5/9; УТГ-5/12 и УТГ-5/18 УТГ-8/6; УТГ-8/9; УТГ-8/12 и УТГ-8/18 УТГ-15/6; УТГ-15/9; УТГ-15/12 и УТГ-15/18 УТГ-25/6; УТГ-25/9; УТГ-25/12 и УТГ-25/18 УТГ-50/6; УТГ-50/9; У ТГ-50/12 и УТГ-50/18 Только в этом случае можно будет сказать, что все технологические условия будут соблюдены.
В настоящий момент расширение масштабов и увеличение тепловых мощностей на действующих объектах по различным причинам уже не наблюдалось. Все это отрицательно сказалось на дальнейшем производстве оборудования и, особенно на создании новых образцов, без которых будущее повышение производственных мощностей не возможно.
Некоторое оживление в практику последних лет внесли новые технологические исследования и образцы оборудования, к ним можно отнести передвижные малопроизводительные парогенераторы ПГГУ-4-120М (Россия), ВПГ-6 ЦКТИ (Россия), ППУ-ЗМ (Россия), СШФ Н 160К (Япония) Витермо ЗФ-ХРК-0,44/105 (Финляндия) производительность установок составляет в среднем 5-8 т/ч. Характерной положительной особенностью этих установок является возможность их перемещения на объектах с быстрой установкой и подключением.
Использование блочных передвижных парогенераторных установок позволяет значительно сократить расходы и сроки обустройства промышленного объекта. Эксплуатация этих установок не требует сооружения специальных стационарных зданий. Опыт эксплуатации теплоэнергетического оборудования показал, что строительство стационарных котельных установок теплопроизводительностью более 35-41 МВт экономически оправдано только в случаях, когда в районе строительства установка будет обеспечивать теплоносителем другие объекты, не связанные с основным производственным процессом. В связи с этим применение передвижных парогенераторных установок имеет большие преимущества по сравнению со строительством стационарных теплостанций [14].
Разработка конструкции топки и поверхностей нагрева котла
Для разрабатываемого котла за основу (по исследованиям ИВТАН [94, 105]) была принята идея прямоточной камеры сгорания с аксиальным вводом реагирующих компонентов. Данная компоновка позволяет создавать камеры сгорания малого диаметра. Использование центрального газохода парогенератора в качестве жаровой трубы существенно упрощает конструкцию топочного устройства. Применение горелочного устройства с аксиальным вводом окислителя позволяет так же значительно сократить поперечное сечение топочного объема. Принципиальная конструкция прямоточной камеры сгорания представлена на рисунке 2.3.
Предлагаемое топочное устройство парогенератора ЦППС-5/18 представляет собой горизонтальную прямоточную камеру сгорания. Для улучшения тепло и массопереноса в проточной части камеры сгорания ЦППС-5/18 устанавливается сужающее устройство водоохлаждаемая диафрагма, что придает камере сгорания ЦППС-5/18 преимущества циклонной камеры: высокую интенсивность теплообмена, обусловленную наличием возвратного течения. Принципиальная схема циклонной камеры сгорания представлена на рисунке 2.4. Такая конструкция топочного устройства хорошо компонуется в котле ЦППС-5/18, который представляет собой систему коаксиально расположенных толстостенных цилиндров пространство, между которыми образует тракт продуктов сгорания.
В газоходе внутреннего цилиндра, который является камерой сгорания, установлено горелочное устройство. На внешней стенке цилиндров организованно спиральное движение нагреваемого теплоносителя, (нарезка 6-ти заходной резьбы с внешней стороны толстостенных цилиндров) образованные при этом каналы, закрыты стальным листом.
Диаметр центрального газохода и зазоры кольцевых газоходов, подбираются так, что бы распределение плотности тепловых потоков, воспринимаемых стенкой, соответствовало зависимости коэффициента запаса от степени сухости теплоносителя. Чтобы коэффициент запаса оставался, с одной стороны достаточным для сохранения надежности работы конструкции и, с другой стороны, обеспечивал оптимальную интенсивность процесса теплообмена между греющим газом и нагреваемым теплоносителем. Такое распределение тепловой нагрузки приводит в итоге к существенному сокращению необходимой теплогенерирующей поверхности. По данным исследований ИВ ТАН [94, 105] камеры сгорания цилиндрических прямоточных парогенераторов являются высоконапряженными генераторами высокотемпературных и высокоскоростных потоков продуктов сгорания, скорость потока продуктов сгорания составляет к 0,5-3-10 , м/с; температура продуктов сгорания Г 2Д-103,оС. При работе высоконапряженных камер сгорания парогенераторов чаще всего происходят такие повреждения камеры сгорания как коробление и растрескивание, что вызывается длительной эксплуатацией при высоких градиентах температур и больших градиентах температур на стенке. Для предотвращения перегрева стенки камеры сгорания ЦППС-5/18, предлагается применять керамическое покрытие, из высоко глинистой шамотной массы с содержанием А 2О3 не менее 72%, толщина покрытия 1,5-2 мм. Нанесение данного керамического покрытия выравнивает температурное поле на стенке камеры сгорания, предотвращает образование локальных зон высоких температур, и защищает стальные стенки камеры сгорания от высокотемпературной коррозии и пережога. Принципиальная конструкция парогенератора ЦППС-5/18 представлена на рисунке 2.5.
Парогенерирующие цилиндры ЦППС-5/18 работают в условиях высоких значений тепловых потоков и омываются пароводяной смесью с высоким солесодержанием. Это вызывает необходимость применять при изготовлении этих элементов, стали, обладающие по сравнению с обычными углеродистыми сталями повышенной жаропрочностью, т.е. хорошей сопротивляемостью ползучести и длительной циклической прочностью. Кроме того, сталь, предназначенная для работы при высоких температурах должна обладать достаточно высокой пластичностью в условиях длительного напряжения, хорошей коррозионной стойкостью, сопротивлением окалинообразованию и стабильностью свойств и структуры при рабочей температуре.
При работе парогенераторов ЦППС-5/18 на мало агрессивных топливах (природном газе) можно рекомендовать для изготовления камер сгорания использовать так же аустенитные хромоникелевые стали 12Х14Н18В2БР (ЭИ695Р), 12Х16Н14В2БР (ЭП17), 12Х16Н16МВ2БР (ЭП184) комплексно легированные вольфрамом, молибденом, бором и ниобием [59]. По жаропрочности перечисленные стали, существенно превышают аустенитную сталь12Х18Н12Т [98]. Стали ЭИ695Р, ЭП17, ЭШ84 обладают высокой стабильностью, и их свойства относительно слабо изменяются в процессе эксплуатации. Стали стойки против коррозии в водяном паре о продуктах сгорания мало агрессивных топлив, однако, их коррозионная стойкость в продуктах сгорания высокосернистого мазута низкая.
Последовательность проведения аэродинамических исследований работы камеры сгорания
По результатам исследований [30, 33], аэродинамических характеристик горелок, оборудованных аксиально-тангенциальными завихрителями местные потери давления в аксиально-тангенциальном завихрителе, дают наибольший вклад в суммарные потери давления аксиально-тангенциального завихрителя.
Схема размещения точек отбора давления, представлена на рисунке 3.3. В опытах без диафрагмы измерялся перепад давления на входе в воздушную трубу (позиция I- I) и на входе в камеру сгорания на расстоянии / = 4dK от аксиально-тангенциального завихрите ля (позиция ІІ-ІІ). Для опытов с диафрагмой перепад давления измерялся на входе в воздушную трубу (позиция I-1) и на выходе из камеры сгорания на расстоянии / = ldK от торца диафрагмы (позиция III- 111,1V- IV,V- V). Скорость воздуха на входе в воздушную трубу WT определяется по результатам измерения статического и полного давления на расстоянии от входа в воздушную трубу / = 5dm (позиция 1-І).
Для измерения статического давления на входе в воздушную трубу (позиция І- І) в четырех плоскостях по окружности трубы камеры сгорания установлены штуцера для ввода датчиков. Заглушки штуцеров выфрезерованы, для уменьшения влияния на течение воздушного потока в камере. К отверстиям отбора статического давления подсоединены ниппеля для подключения резиновых трубок с целью передачи давления на вторичный прибор, с которого будут сниматься отсчет. Диаметр отверстий статического давления 2,5 мм. Измерение динамического напора (позиции I Рисунок 3.4 - Принципиальная схема измерений гидравлического сопротивления экспериментального образца камеры сгорания ЦШ 1С
I, II-II, III- IIIJV- IV,V- V) осуществляется трубкой Пито, диаметр напорной трубки dmp=l,5 мм, размер трубки Пито выбирался таким образом, что бы при его размещении в воздушном потоке не создавалось существенных искажений в поле скорости исследуемого потока. Датчик отбора полного давления изготавливается индивидуально в соответствии с рекомендациями [9]. Схема размещения контрольно-измерительных приборов на экспериментальном образце камеры сгорания представлена на рисунке 3.4. В качестве, вторичного прибора, для измерения динамического напора, применяется дифференциальный манометр типа ДМ-ЭР2-16 (7), усиленный электрический сигнал, от которого регистрируется миллиамперметром Ml 7-30В(7а) С помощью второго дифманометра типа ДМ-ЭР2-1б(6), измеряется перепад давления на диафрагме установленной в проточной части камеры сгорания. Сигнал от дифманометра регистрируется миллиамперметром М17-30В (6а). Температура воздуха на входе в воздушную трубу (1) контролировалась хромель-копелевой термопарой ТХА-0515 (5), установленной на входе в камеру сгорания, на расстоянии 0,ldK от входа в трубу. Термопара закреплена в специальном микрокоординатнике (5а), обеспечивающего возможность перемещения термопары по сечению камеры сгорания. Равномерность температурного поля достигалась теплоизоляцией подводящего трубопровода и составила порядка 0,95%. термо-э.д.с. термопары измерялось автоматическим потенциометром КСП1 (56).
Перед началом испытаний производилась тарировка приборов экспериментальной установки, вычислялись относительные погрешности приборов по образцовым приборам. Измерялись погрешности градуировки термопар, дифманометров, миллиамперметров и потенциометра. Опыты начинались через 0,25-0,30 ч после пуска компрессора (время установления стационарного режима).
Регулирование расхода воздуха осуществлялось изменением положения регулирующего шибера установленного в проточной части воздуховода. Измерения производилось на расходах воздуха соответствующих изменению динамического напора регистрируемого трубкой Пито (позиция І- І) в интервале от 4-110 мм. вод. ст.
При наступлении стационарного режима, проводились снятия показаний термопары по потенциометру. Измерения проводились при перемещении термопары в пяти плоскостях, (регистрировалось среднее значение).
Мембранным дифманометром (7) электрический сигнал от которого подается на миллиамперметр (7а), градуированный в мм.вод.ст. измерялся динамический напор на входе в воздушную трубу, а дифманометром блока давления (6а) по миллиамперметру (6) измеряется перепад давления на аксиально-тангенциальном завихрителе. Отсчет показаний основных приборов производились через 5 мин.; отдельные менее ответственные измерения - через 10 мин. Результаты измерения заносятся в журнал измерений. Вторая серия опытов проводилась после установки в проточной части камеры сгорания диафрагмы. Порядок проведения опытов был аналогичен предыдущей серии. Результаты аэродинамических исследований экспериментального образца камеры сгорания, представлены в приложении А таблицы А.1-А.З. 3.3. Методика обработки опытных данных и полученных результатов На основании выполненных опытов определим влияние каждого элемента конструкции на суммарное гидравлическое сопротивление камеры сгорания.
Справедливость применения зависимости (3.16), для определения коэффициента местного гидравлического сопротивления аксиально-тангенциального завихрителя при заданных геометрических характеристиках горелки демонстрирует рисунок 3.6. На графике сопоставлены значения коэффициента местного гидравлического сопротивления аксиально-тангенциального завихрителя определенные по экспериментальной зависимости (3.16) со значениями, найденными по методике изложенной в главе 2. График демонстрирует удовлетворительное соответствие расчета и эксперимента, расхождение не превышает 5%.
Расчет теплообмена на начальном участке центрального канала ЦППС
На начальном участке трубы при определенных начальных значениях давления газа, температуры продуктов сгорания и температуры стенки со стороны воды неизвестными величинами в уравнении (4.14) являются скорость со и плотность р газа на внешней границе пограничного слоя, а так же число St.
Приведенную выше систему уравнений необходимо дополнить начальными условиями, а так же выражением для расчета . Значения p0i oo0i М0 в сечении Х=Х0 определяем из уравнения состояния газа и баланса массы.
Расчет теплообмена в кольцевом зазоре парогенератора ЦППС После поворота газового потока в кольцевом зазоре, так же формируются пограничные слои, которые пересекаются на некотором расстоянии от X от начала кольцевого зазора (рисунок 4.2). Для расчета теплообмена как на начальном участке при (L X X ), так и при стабилизированном течении газа при (L-X X Xo) справедливы формулы, полученные для центрального газохода.
Температуры продуктов сгорания Т0 и пароводяной смеси Тв, К рассчитываются по значениям энтальпии. Функциональная зависимость температуры продуктов Т0, от энтальпии /, Г = / [99] определятся типом используемого для генерации тепла топлива, температура пароводяной смеси Тв, определяется согласно рекомендациям [101].
Температура стенки газохода, средняя по сечению трубы парогенератора со стороны пароводяной смеси, Гв, К, определяется согласно [101] по формуле: Tcme =Tcp_a,+p-ii q n С \ ё дкер. 2 + —- + + — К\м Кер 1 + Р «2 (4.57) 122 где Тсрсл- средняя для элемента температура протекающей среды в рассчитываемом сечении, К; /и - коэффициент растечки тепла, для котлов до критического давления, согласно [101] , принимается [л =1; /? - поправочный коэффициент определяется по [101]; S, 8кер - соответственно толщина стальной стенки парогенерирущего канала, толщина керамического покрытия, м; Хкер, Хм - коэффициент теплопроводности керамического покрытия и металла стенки парогенерирущего канала, Вт/ (м К); коэффициент Хм зависит от марки стали и температуры, определяется по [101]; qy - суммарное тепловосприятие поверхности нагрева парогенератора в расчетном сечении; Вт/м определяется согласно п. 4.1-4.2; «2 - коэффициент теплоотдачи от стенки к обогреваемой среде, Вт/ (м2К); определяется согласно данным [92] для однофазного или двухфазного потока при продольном омывании. Если все достаточно просто при однофазном течении [101], то коэффициенты теплоотдачи при кипении и двухфазном течении рассчитываются следующим образом.
В пунктах 4.2-4.3 приведены расчетные формулы методики теплового расчета камеры сгорания парогенератора ЦППС-5/18. Расчет значительно упрощается, если его производить с использованием ЭВМ. При разработке программы использовались данные и методика [105].
Основная задача, данной программы: используя расчетные зависимости, определенные в пунктах 4.2-4.3, методом последовательных приближений изменяя диаметры и длину парогенерирующих цилиндров, а так же площадь сечения пароводяного канала и получить на выходе из парогенератора пар с расчетной степенью сухости X = 0,8. Диаметр центрального газохода и кольцевых каналов подбираются так, чтобы распределение плотности тепловых потоков воспринимаемых стенкой, соответствовало зависимости коэффициента запаса от степени сухости теплоносителя. Чтобы коэффициент запаса оставался с одной стороны достаточным для сохранения надежности работьг конструкции с другой стороны обеспечивал равномерную интенсивность процесса теплообмена между греющим газом и нагреваемым теплоносителем.
Для удобства составления алгоритма расчета геометрическая модель парогенератора разбивается по длине (вдоль продольной координаты X) на N-1 частей, так, что получается N узлов при движении продуктов сгорания в трубе и столько же в случае кольцевого зазора.
Шаг 1 Тепловые потоки, воспринимаемые пароводяной смесью в цилиндре 1 со стороны кольцевого канала, принимаются равными, т.е. (qi )] N+l j 2N .
Шаг 2 По заданным входным параметрам (температура продуктов сгорания Т0, температура питательной воды Тв, а так же температуре стенки Тст.в принимаемой Тстм = Тв), рассчитывается тепловой поток ( д). Далее вычисляется новое значение температуры стенки. Если первоначальное значение температуры стенки Тст_в отличается от полученной на величину меньшую заранее заданной величины є, то запоминается значение теплового потока (#і,і)о- В противном случае температуре стенки присваивается новое значение и расчет повторяется.
Шаг 3. Рассчитываются соответственно энтальпия продуктов сгорания, энтальпия и сухость пароводяной смеси. Их величины определяют значения температуры продуктов сгорания Т\ и теплоносителя ТвЛ, в узле 1 геометрической модели парогенератора. Процедура расчета теплового потока аналогична шагу 2.
Шагу N аналогичен шагу 3.
Шагу 1+N расчет на этом шаге отличается от шага j N только тем, что в рассматриваемом случае два тепловых потока (q\z)j и (#2,1)/+1 на соответственно внутреннюю и внешнюю стенки кольцевого зазора. Расчет энтальпии продуктов сгорания и пароводяной смеси проводиться согласно пункту 2. Когда пройдены все 2 N шагов, производиться следующая операция: если все значения (#1,2)/, рассчитанные при движении от шага к шагу в кольцевом зазоре, отличаются от соответствующих значений (см. шаг 1) на величину, меньшую заранее заданной величины Є\, то процесс вычисления прекращается и его результат выводиться на печать, в противном случае происходит пере присвоение всех старых значений элементов массива (q\,2)j на новые значения и расчет повторяется с шага 2. Расчет теплообмена в парогенераторе с экономайзерной частью имеет ряд особенностей. В случае противотока продуктов сгорания и пароводяной смеси, когда начальные параметры газового потока и теплоносителя заданы с противоположных сторон теплообменника. Расчет производиться следующим образом. Сначала задается продольный профиль паровой смеси. Затем по нему рассчитывается, тепловые потоки со стороны газохода во всех узлах геометрической модели парогенератора, в свою очередь вычисленные значения тепловых потоков однозначно определяют новый температурный профиль пароводяной смеси вдоль оси X. Заданный и рассчитанный температурные профили сравниваются. Если во всех узлах отличие температур не превышают заранее заданной величины &і, то расчет прекращается и его результаты, выводятся на печать. В противном случае происходит пере присвоение старых значений элементов массива температур пароводяной смеси на новые, и расчет повторяется заново.
