Содержание к диссертации
Введение
1 Обзор и анализ научных исследований рабочего процесса в ВК 12
1.1 Роль ВК в обеспечении стабильности технико-экономических показателей паротурбинных установок 12
1.2 Влияние различных факторов на абсолютное давление ПВС на входе в конденсатор 16
1.3 Влияние различных факторов на величину переохлаждения конденсата 32
1.4 Выводы и постановка задач исследования 37
2 Стенд для экспериментальных исследований рабочего процесса в паротурбинных воздухоохлаждаемых конденсаторах 40
2.1 Принципиальная и измерительная схема стенда 40
2.2 Конструкция стенда 48
2.3 Комплекс методик, обеспечивающих управление работой стенда 59
2.3.1 Методика управления пуском стенда 59
2.3.2 Методика перевода работы стенда с одного установившегося режима на другой 62
2.3.3 Методика управления остановом стенда 63
2.4 Выводы 64
3 Расчётно-экспериментальное определение важнейших термодинамических параметров рабочего процесса в вк и факторов, влияющих на них 65
3.1 Методики расчётно-экспериментального определения важнейших термодинамических параметров, характеризующих рабочий процесс в ВК 65
3.1.1 Расчётно-экспериментальное определение абсолютного давления ПВС на входе в ВК 65
3.1.2 Расчётно-экспериментальное определение переохлаждения конденсата в ВК 66
3.2 Методики расчётно-экспериментального определения факторов, влияющих на важнейшие термодинамические параметры рабочего процесса в ВК 71
3.2.1 Экспериментальное определение температуры охлаждающего воздуха на входе в ВК 72
3.2.2 Расчётно-экспериментальное определение относительного массового содержания воздуха в паре на входе в ВК 72
3.2.3 Расчётно-экспериментальное определение кратности охлаждения в ВК 72
3.2.4 Расчётно-экспериментальное определение удельного массового расхода конденсата в ВК 75
3.2.5 Расчётно-экспериментальное определение среднего коэффициента теплопередачи в ВК 75
3.3 Методика и алгоритм расчёта коэффициента теплопередачи в ВК 79
3.3.1 Методика определения коэффициента теплопередачи 80
3.3.2 Алгоритм расчёта коэффициента теплопередачи 87
3.3.3 Обеспечение точности определения коэффициента теплопередачи, приемлемой для практических расчётов на начальных стадиях проектирования ВК 91
3.3.4 Обеспечение оперативности использования методики расчёта коэффициента теплопередачи в ВК 92
3.4 Выводы 94
4 Анализ результатов расчётно-экспериментальных исследований и разработка рекомендаций по ихиспользованию для повышения эффективности ВК 96
4.1 Результаты расчётно-экспериментальных исследований и их анализ
4.1.1 Результаты исследования давления ПВС в верхнем коллекторе ВК и их анализ 97
4.1.2 Результаты исследования переохлаждения конденсата и их анализ 101
4.1.3 Результаты исследования теплоотдачи от конденсирующейся паровой составляющей ПВС к стенке труб и их анализ 107
4.2 Разработка рекомендаций по использованию результатов расчётно экспериментальных исследований для повышения эффективности ВК 110
4.2.1 Рациональные диапазоны изменения кратности охлаждения... 110
4.2.2 Рекомендации по использованию разработанной компьютерной программы, реализующей методику расчёта коэффициента теплопередачи111
4.3 Верификация результатов расчётно-экспериментальных исследований ВК 117
4.3.1 Верификация рекомендуемых рациональных диапазонов изменения кратности охлаждения 117
4.3.2 Верификация результатов расчёта коэффициента теплопередачи в ВК 118
4.4 Выводы 122
Заключение 124
Список литературы 126
- Влияние различных факторов на абсолютное давление ПВС на входе в конденсатор
- Комплекс методик, обеспечивающих управление работой стенда
- Методики расчётно-экспериментального определения факторов, влияющих на важнейшие термодинамические параметры рабочего процесса в ВК
- Результаты исследования переохлаждения конденсата и их анализ
Влияние различных факторов на абсолютное давление ПВС на входе в конденсатор
Для проведения анализа опубликованных результатов научных исследований, посвящённых влиянию различных факторов на величину абсолютного давления ПВС на входе в конденсатор, была собрана информация по техническим данным 91 реальных паротурбинных установок с ВК, размещённых в различных климатических районах и предназначенных для работы в автономном режиме или в составе парогазовых установок (ПГУ) КЭС и ТЭЦ. Эта информация, расположенная в хронологическом порядке, представлена в таблице А.1. При информационном наполнении таблицы А.1 были использованы данные фирмы GEA, а также литературных источников [10 — 15]. Из анализа данных, содержащихся в таблице А.1, следует, что наименьшие значения расчётного абсолютного давления ПВС на входе в конденсатор находятся в диапазоне от 5,9 до 6,9 кПа , а наибольшие значения этого давления находятся в диапазоне от 32,0 до 34,0 кПа . Так, например, абсолютное расчётное давление ПВС на входе в ВК на ТЭС ПГУ Southcentral (Соединённые Штаты Америки (США)) составляет 6 кПа , а на пылеугольной электростанции Xinfeng (КНР) — 34 кПа . В работах [9, 16 — 22] анализ влияния различных факторов на давление
ПВС на входе в конденсатор сводится к соответствующему анализу влияния этих факторов на температуру насыщенного пара на входе в ВК с учётом однозначного соответствия давления p п авс p п и температуры t п. Указанный анализ выполнен только для водоохлаждаемых конденсаторов. Для воздухоохлаждаемых конденсаторов такой анализ отсутствует. Вместе с тем, для выполнения этого анализа удобно использовать алгоритм, применяемый для водоохлаждаемых конденсаторов. В этом случае температура насыщенного пара на входе в ВК может быть определена следующим выражением: t н п=t о хлв + Atохлв+St C, (1.1) где t о хл в — температура охлаждающего воздуха на входе в ВК, C; Аtохл в — нагрев охлаждающего воздуха в ВК, C; St — недогрев охлаждающего воздуха в ВК до температуры насыщения пара в конденсаторе, C.
Для выявления перечня факторов, влияющих на величину давления ПВС на входе в конденсатор, рассмотрим правую часть выражения (1.1). Величина t о хл в зависит от погодных и климатических условий в месте расположения ТЭС. Например, в процессе эксплуатации ПТУ с ВК на ТЭС Wyodak (США) в период с 1978 по 1982 год изменение значений tохлв составило от минус 44,5 до 41,2 C [12]. Учитывая значительность сезонных колебаний t о хл в, выбор расчётного значения этой величины представляет достаточно сложную технико-экономическую задачу. Для определения расчётного значения величины t о хл в в работе [23] предлагается использовать следующее соотношение: t охл в охл.в = ОД — 0,15, П 2) охл.втах охл.втіп где t о хл в — расчётная температура охлаждающего воздуха на входе в ВК, C; t охл.в — средняя годовая температура воздуха в месте размещения ВК, C; t о хл . в max — максимальная температура воздуха в месте размещения ВК, C; t о хл . в min — минимальная температура воздуха в месте размещения ВК, C. Из анализа таблицы А.1 также следует, что значения расчётной температуры охлаждающего воздуха на входе в ВК находятся в диапазоне от минус 1,5 до 38,9C. Данные таблицы А.1 по абсолютному давлению ПВС в конденсаторе и температуре охлаждающего воздуха на входе в ВК для электростанции Riyadh (Королевство Саудовская Аравия) являются исключением и составляют: р пвс хp п= 55,9 кПа; t о хл . в = 50 C . Результаты исследования количественного влияния t о хл . в на абсолютное давление ПВС на входе в ВК приведены в работах [12, 24].
В процессе проектирования ВК, в отличие от водоохлаждаемых конденсаторов, необходимо учитывать суточные колебания температуры вторичного теплоносителя, которые могут быть весьма значительными. На величину температуры охлаждающего воздуха на входе в ВК также может оказывать значительное влияние направление и сила ветра, способные вызывать, при определённых условиях, рециркуляцию нагретого в конденсаторе воздуха [25, 26]. Так, например, на ТЭС Matimba (ЮАР) при скорости западного ветра до 5,8 м/с повышение температуры охлаждающего воздуха, вызванное рециркуляцией, позволяет эксплуатировать турбины только при снижении расхода пара (но не более, чем на 60%). Дальнейшее повышение этой скорости ветра приводит к останову турбин [27]. Из анализа данных, содержащихся в таблице А.1, следует, что среднее арифметическое значение суммы Аtохл в + St (или, что тоже, разницы температур насыщения пара и воздуха на входе в ВК) составляет приблизительно 33,6C. Наименьшее значение этой суммы, равное 20,7C, имеет место на ТЭЦ ПГУ Monterrey в Мексиканских Соединённых Штатах, а наибольшее значение —, равное 54,8 C, имеет место на ТЭЦ University of Alberta в Эдмонтоне, провинция Альберта (Канада).
Комплекс методик, обеспечивающих управление работой стенда
Перегретый водяной пар, массовый расход которого не превышал 0,023 кг/с, из ЭПГ поступал в верхний коллектор КВ воздухоохлаждаемого конденсатора по паропроводу, на котором последовательно располагается следующая запорная арматура: шаровой кран ШК2, необходимый для экстренного отключения подачи пара; регулирующий (игольчатый) вентиль РИВ, посредством которого осуществляется плавное дросселирование пара. Избыточное давление пара в тракте перед РИВ составляло приблизительно 215,7 кПа, постоянство которого обеспечивалось системой управления ЭПГ, оснащённой электроконтактным манометром МН1. Постоянство значения температуры в этом тракте обеспечивалось применением тепловой изоляции и теплоотражающего кожуха. Абсолютное давление и температура в тракте за РИВ, то есть в КВ конденсатора, варьировались на установившихся режимах работы от
3,49 до 84,27 кПа и от 66,25 до 98,31 C, что обеспечивало критический перепад давлений на игольчатом вентиле. На режиме пуска стенда вакуум в ВК обеспечивался работой водоструйного эжектора ЭВ, а на установившихся режимах — конденсацией пара при работающем ЭВ. Полученный водяной пар попадал в ВК, в котором происходила его конденсация. Теплота, выделившаяся при конденсации водяного пара, отводилась охлаждающим воздухом, омывавшим трубы теплообменных модулей М 1 и М2 с наружной стороны. Образовавшийся конденсат стекал через нижние коллекторы ВК в колена К1 и К2, представляющие собой простейшие гидрозатворы, а затем — в мерный бак МБ. Слив конденсата из МБ по мере его накопления осуществлялся насосом Н2 при открытом шаровом кране ШК12. Во избежание затруднений, связанных с заполнением водой (конденсатом) всасывающего патрубка насоса Н2 на режиме пуска стенда, в конструкции МБ предусмотрена возможность соединения этого бака с атмосферой посредством открытия шарового крана ШК13. Колена К1 и К2 снабжены шаровыми кранами ШК9 и ШК10 для обеспечения возможности слива из них конденсата.
Стенд позволяет осуществлять исследование влияния содержания воздуха в паре на переохлаждение конденсата в ВК. С этой целью в конструкции верхнего коллектора ВК предусмотрена плановая подача воздуха через расходомерные калиброванные сопла СК. Подача воздуха через расходомерное калиброванное сопло может быть отключена посредством шарового крана ШК3.
Газоотводящая система, состоящая из совокупности ЭВ и различных трубопроводов с запорной арматурой, предназначена для удаления из ВК несконденсировавшихся газов. Основным элементом этой системы являлся водоструйный эжектор, работающий по разомкнутой схеме. Подача рабочей воды к ЭВ осуществлялась по трубопроводу центрального холодного водоснабжения ХВС посредством насоса Н3. Эжектор использовался как в качестве пускового, так и в качестве основного воздухоудаляющего устройства ВК. Тракт рабочей воды оснащён двумя шаровыми кранами ШК7 и ШК8, позволявшими осуществлять отключение подачи этой воды на эжектор. Дублирование запорной арматуры (ШК7 и ШК8) связано с необходимостью обеспечения удобства управления подачей рабочей воды при относительно большой протяженности водяного тракта. Посредством шаровых кранов ШК4, ШК5, ШК6 и ШК14, которыми оснащен тракт отвода из ВК несконденсировавшихся газов, а также шарового крана ШК11 и РИВ, осуществлялось разделение проточной части стенда, находящейся под разрежением, на отдельные, относительно короткие, участки, удобные для проверки их герметичности.
Воздушная система стенда предусматривала забор воздуха с улицы и последующее нагнетание его в качестве вторичного теплоносителя через воздуховод к теплообменным модулям посредством двух последовательно расположенных осевых вентиляторов В1 и В2 типа ВО-6,3, приводимых электродвигателями мощностью 1,5 кВт и частотой вращения 1500 1/мин. Для поддержания в рамках одного режима испытания постоянного значения температуры вторичного теплоносителя (охлаждающего воздуха) на входе в теплообменные модули его забор осуществлялся с улицы, а транспортировка к ВК, установленному в помещении лаборатории, — по воздуховоду. Регулирование расхода охлаждающего воздуха в воздушной системе стенда обеспечивалось посредством дроссельной заслонки ДЗ, расположенной на входе в эту систему.
Для реализации возможности прямым или косвенным методом определять величины абсолютного давления ПВС на входе в ВК и переохлаждения конденсата в нём, а также, влияющих на них факторов, предусматривалось, в соответствии с рисунком 2.1, измерение следующих величин: - для первичного теплоносителя: - статического давления и температуры ПВС на входе в ВК (МВ и Т1); - перепада статических давлений ПВС на входе и выходе из теплообменных модулей (ДМ1 и ДМ2); - барометрического давления и температуры воздуха в помещении лаборатории (барометр, не указанный на рисунке 2.1, и Т9); - температуры конденсата водяного пара, статического давления и высоты уровня этого конденсата в МБ (Т4, Т5, ВМ и МБ); - для вторичного теплоносителя: - динамического давления и температуры охлаждающего воздуха в воздуховоде и на входе в теплообменные модули (ММ1 с ТПП1, Т6 с ВЗ1 и Т7); - динамического давления и температуры охлаждающего воздуха на выходе из теплообменных модулей (ММ2 с ТПП2, Т8 с ВЗ2). Для оценки работы ЭВ, путём построения его рабочих характеристик, в том числе и совмещённых с ВК, предусматривается измерение следующих величин: - для рабочей воды: - статического давления (МН2); - объёма (СЧ); - для несконденсировавшихся в ВК газов; - температуры (Т10); - давления (ВМ); - для водовоздушной смеси: - температуры (Т11). Измерение всех указанных величин, производилось с заданными интервалами времени. Контроль за выходом стенда на установившийся режим работы осуществлялся по температурам и давлению рабочего тела, измеряемым термометрами Т1 — Т5 и мановакуумметром МВ соответственно, а также по температурному состоянию поверхности теплообмена, которое определялось измерительными тепловизорами ТВ1, ТВ2 и пирометром П. Следует отметить, что аппаратура МН1 и ДРТ предназначена для контроля термодинамических параметров пара и является штатной для ЭПГ.
Методики расчётно-экспериментального определения факторов, влияющих на важнейшие термодинамические параметры рабочего процесса в ВК
Абсолютное давление ПВС p пвс на входе в ВК определялось по следующей формуле: pпвс = pб + p мв Па, (3.1) где pб — атмосферное давление, соответствующее показанию барометра, Па; pмв — давление ПВС, соответствующее показанию мановакуумметра, Па . 3.1.2 Расчётно-экспериментальное определение переохлаждения конденсата в ВК Величина переохлаждения конденсата в ВК определялась по следующей формуле: Atк=t нп" С, (3.2) где ґнп — температура сухого насыщенного пара при парциальном давлении пара р п на входе в ВК, определяемая с использованием компьютерной библиотеки функций теплофизических свойств воды и водяного пара [90], С; t" — температура конденсата на выходе из ВК, С. В свою очередь р п определялось по формуле, полученной из совместного рассмотрения закона Дальтона и уравнения Менделеева - Клапейрона:
Для определения величины Gв ск использовалась методика, приведённая в работах [86, 91]. Критическое давление для эжектируемого воздуха, согласно этой методике, определялось по формуле: где jUск = 0,97 — коэффициент расхода калиброванного сопла [92, 93]; Тт9 =tт9+ 273,15 — температура воздуха, измеряемая термометром Т9, перед расходомерным калиброванным соплом (см. рисунок 2.1), К; где jUск = 0,97 — коэффициент расхода калиброванного сопла [92, 93]. Величины рб, Тт9 и р пвс, содержащиеся в формулах (3.5 — 3.7), определялись в процессе эксперимента. Перед началом проведения этого эксперимента было установлено расходомерное калиброванное сопло необходимого диаметра в первой части верхнего коллектора ВК (см. рисунок 2.5). Затем последовательно выполнялись все операции 1 — 8 по пуску стенда, изложенные в п. 2.3.1. Однако выполнение операции 8.6 сопровождалось открытием шарового крана ШК3 для эжектирования воздуха через указанное калиброванное сопло в ВК. Вычисленная при этом скорость повышения давления воздуха в ВК wp обусловливалась его расходом, включающим две мв нпл ск составляющие: количество воздуха, проникающего в ВК через неплотности в элементах конструкции стенда; количество воздуха, поступающего через расходомерное калиброванное сопло. Скорость повышения давления в ВК wp , обусловленная количеством мв нпл воздуха, проникавшего в него через неплотности в элементах конструкции стенда, определялась в процессе пуска этого стенда (см. п. 2.3.1). Скорость повышения давления wp , обусловленная количеством мв ск воздуха, подававшегося через расходомерное калиброванное сопло, определялась следующим выражением: Па wp = wp -wp . (3.8) мвск мвнплск мвнпл с Удельная величина этой скорости (то есть скорости, приходящейся на единицу массового расхода воздуха, подававшегося через расходомерное калиброванное сопло) находилась по формуле: wp Па wpмв ск = мв ск . (3.9) Gв ск кг На основании изложенного определялась величина массового расхода воздуха, проникавшего в ВК через неплотности в элементах конструкции стенда: wp кг Gв нпл = мв нпл . (3.10) w мв ск с p Получение параметров, необходимых для определения массовых расходов воздуха, поступавшего в ВК с паром, и пара осуществлялось на установившемся режиме работы стенда путём выполнения идентичных операций по управлению этим стендом. Поэтому экспериментальное определение этих параметров осуществлялось одновременно.
Массовый расход пара, подававшегося в ВК, определялся на каждом из установившихся режимов только величиной площади проходного сечения регулирующего игольчатого вентиля, так как в тракте перед РИВ обеспечивалось на указанных режимах постоянство значений давления и стабильность температуры при наличии критического перепада давлений на нём. В свою очередь, значение массового расхода пара, подававшегося в ВК, на каждом исследованном установившемся режиме определялось по скорости повышения уровня конденсата в МБ при условии полной конденсации этого пара, обеспечивавшимся прекращением процесса газоотвода из ВК посредством закрытия шаровых кранов ШК4 и ШК5: Gп=G" = wкмб-pк-y, (3.11) с ,, кг где Gк — массовый расход сконденсировавшегося в ВК пара,; с Ahмб мм Wк МБ = — скорость повышения уровня конденсата в МБ,; г с Ahмб — повышение уровня конденсата в мерном баке за принятый интервал времени, мм; т — принятый интервал времени, с; рк — плотность конденсата, определявшаяся на основании показаний термометров сопротивления Т4 и Т5, а также вакуумметра ВМ (см. рисунок 2.1) с использованием компьютерной библиотеки функций теплофизических свойств ] кг
Результаты исследования переохлаждения конденсата и их анализ
Рациональные диапазоны изменения кратности охлаждения определялись путём совместного рассмотрения рисунков 4.1 и 4.3 с учётом функций, аппроксимирующих, представленные на рисунке 4.1, графические зависимости (см. таблицу 4.2). Результаты этого рассмотрения представлены в таблице 4.7 для случая обеспечения посредством ВК, находящихся в эксплуатации, стандартной конструктивной схемы его включения в состав ПТУ (см. рисунок 1.1), а в таблице 4.8 — для случая применения альтернативных конструктивных схем его включения. Под альтернативными конструктивными схемами подразумеваются следующие: сочетание ВК с водоохлаждаемым конденсатором [101, 27]; организация охлаждения поверхностей теплообмена ВК посредством естественной тяги [45]; организация впрыска воды в поток охлаждающего воздуха на входе в ВК [27, 102].
Рациональные диапазоны изменения кратности охлаждения в случае применения стандартной конструктивной схемы включения ВК в состав ПТУ Диапазоны изменения величин ,pпвс кПа tохл.в , o C Atк, C m 6,2 — 9,7 минус 4 — 1 От 0 до 2 включ. 154 — » 2 » 4 » — » 4 » 6 » — 5,9 — 9,9 4 — 9 От 0 до 2 включ. » 2 » 4 » » 4 » 6 » 215 — 10 5,9 — 34,0 16 — 22 От 0 до 2 включ. » 2 » 4 » » 4 » 6 » 430 — 10 5,9 — 34,0 30 — 33 От 0 до 2 включ. » 2 » 4 » » 4 » 6 » 620 — 126 111 Таблица 4.8 — Рациональные диапазоны изменения кратности охлаждения в случае применения альтернативных конструктивных схем включения ВК в состав ПТУ Тип электростанции Диапазоны изменения величин pпвс , кПа tохл.в , oC Аґк, С т КЭС 3,5 — 5,5 минус 4 — 1 0 — 2 — 5,3 — 5,5 4 — 9 235 — 204 4,1 — 5,5 16 — 22 970 — 502 3,5 — 5,5 30 — 33 990 — 660 ТЭЦ 6,2 — 9,0 минус 4 — 1 0 — 2 154 — 6,0 — 9,0 4 — 9 210 — 6,0 — 9,0 16 — 22 414 — 170 6,0 — 9,0 30 — 33 610 — 420 Обеспечение оптимальных значений давления пара в конце процесса расширения его в турбине (3,5 — 5,5 кПа — для КЭС и 6,0 — 9,0 кПа — для ТЭЦ) при значениях переохлаждения конденсата, находящихся в пределах от 0 до 2oC достигается путём реализации в ПТУ с ВК вышеуказанных альтернативных конструктивных схем его включения.
Для повышения эффективности ВК необходимо увеличение коэффициента теплопередачи K , который, в основном, определяется термическими сопротивлениями теплоотдачи. При этом, как известно, максимальная величина K определяется меньшим значением коэффициента теплоотдачи.
Разработанная компьютерная программа расчёта коэффициента теплопередачи в ВК может весьма эффективно использоваться для выбора предпочтительного варианта конструктивного оформления теплообменной матрицы ВК на основе сравнительного анализа условий и результатов выполненных теплоаэродинамических исследований.
Для выбора предпочтительного варианта конструктивного оформления теплообменной матрицы ВК компьютерная программа расчёта K предусматривает возможность работы пользователя с АБД в направлении «Исследование теплообменных матриц». Как показано на рисунке 4.7, АБД предоставляет возможность работы пользователя с ней и по другим направлениям.
Работа пользователя в направлении «Исследование теплообменных матриц» базируется на предварительном выборе в АБД вариантов пучков труб для последующего их сравнительного анализа. В качестве примера использования АБД для решения указанной задачи были выполнены необходимые сравнительные исследования четырёх вариантов ТМ, сформированных из одинаковых труб круглой формы поперечного сечения с наружным оребрением, отличающихся друг от друга только значениями шагов. Труба и пучки труб, выбранные для исследования, зарегистрированы в АБД под номерами 9 и 36 — 39, соответственно. Свойства конструктивной характеристики этой трубы представлены в таблице 4.9.
Выбор пользователем предпочтительного варианта пучка труб, из числа предварительно отобранных, для конструктивного оформления теплообменной матрицы ВК существенно упрощается, благодаря, предусмотренной в автоматизированной методике, возможности графической интерпретации результатов расчётов коэффициентов теплоотдачи и аэродинамических сопротивлений пучков оребрённых труб.
Графики изменения среднего коэффициента теплоотдачи от оребрённой поверхности пучков труб к охлаждающему воздуху в зависимости от скорости его течения в узком проходном сечении этих пучков представлены на рисунке 4.8.