Энергомашиностроение 82г
Метод уравновешивания вращающихся дискретно распределенных масс
Расчет тепловых схем паротурбинных установок
Об экономичности работы ступени центробежного нагнетателя
Коэффициент потерь в рабочем колесе при использовании ВРА
О влиянии сепарирующих устройств
Особенности гидравлических схем
Повышение усталостной прочности
Пути повышения стойкости
Свойства металла двухслойных трубопроводов ДУ 850 и 350
Влияние термомеханических режимов
Влияние режимов термической обработки
Усталостная прочность соединений
Дистанционное исследование металла
Анализ повреждаемости маслоохладителей
Диспетчеризация энергетического хозяйства
Производство и распределения энергоносителей
Проектирование и внедрение средств механизации
Стенд для коррозионных испытаний
Повышение экономичности тягодутьевых машин
Некоторые характеристики работы топок
ВДНХ «Работать эффективно и качественно»
Совещание руководителей экономических служб
Состояние и пути снижения металлоемкости
Устройство для измерения полей температур
Повышение эффективности охлаждения
Экспериментальное исследование виброактивности
Колебаний вала при возникновении автоколебаний
Испытания сотовых уплотнений в воздушной среде
Расчет нестационарных термоупругих напряжений
Влияние тепловой нагрузки
Исследование влияния размеров промежуточных перегородок
О численном расчете гидромеханического клапана
Влияние ребер на жесткость конструкции
Состояние поверхностного слоя стали 06Х12НЗД
Испытание антифрикционных свойств сплавов
Деформация керамических стержней
Расчетный метод определения применимости материалов
Новые оценочные показатели
Социалистическое соревнование
Новое оборудование для изготовления мембранных змеевиков
Автоматизация фото-обработки рентгенограмм
Проблемы коррозионного растрескивания
Сварка трубопроводов из аустенитной нержавеющей стали
Рекомендации по контролю и устранению МКР
На ВДНХ «Новаторы СЭВ81»
Внедрение резьбонарезных головок
Сталь марки ЭП842
Строительство тепловых электрических станций
Устройство для отбраковки и транспортировки шаровых тел
Котел-утилизатор КН-80/40
Основные направления работы отрасли по экономии материальных ресурсов
Применение в конструкциях машин широкополочных балок
Реактивные усилия и расходы при критическом истечении вскипающей воды
Влияние промперегрева на роль ЦВД
Экспериментальная проверка расчета линзовых компенсаторов
Исследование диффузора центробежного двустороннего вентилятора
К расчету опорных подшипников горизонтальных гидротурбин
Использование силицированного графита
Линии изготовления точно-литых деталей
Свойства перлитной стали 15Х1М1ФШ
Исследование газовой атмосферы нагревательной печи
Определение допусков на метрологические характеристики контрольных отражателей
Повышение защитных свойств стекло-эмалей
Исследование плотности разъемных и сварных соединений
Испытания изделий на герметичность
Исследования гелиевой плотности фланцевых соединений
Турбостроители соревнуются за экономию топливно-энергетических и материальных ресурсов
Применение ГТЭ-150 в энергетике
Введение в эксплуатацию гидротурбин диагонального типа
Комплект измерительной системы частоты вращения ротора турбины
Преобразователь частоты ДУС-1
Леонид Александрович Шубенко-Шубин
Особенности освоения микропроцессорных средств в энергомашиностроении
Крупнейшие гидромашины насосотурбинных агрегатов зарубежных ГАЭС
Насосо-турбинный гидроагрегат ГАЭС Горнберг
Конструкция многоступенчатого лабиринтного кольцевого уплотнения
Научно-техническое творчество молодежи
Изобретательство и рационализация — резерв экономии
Изменение технологического процесса обработки ковочных и обрезных штампов
Использование показателя патентной защиты
Оценка технического уровня и качества нового изделия
Особенности и порядок расчета патентно-правового показателя
Пути экономии электроэнергии при сварке на Атоммаше
Потребление электроэнергии при сварке отдельных узлов первых корпусов
Внедрения техники ИК-электро-нагрева
Пора технической зрелости
Математическая модель и алгоритмы решения программного комплекса
Разработка и исследование трансзвуковой компрессорной ступени
Интенсификация теплообмена в трубе переменного сечения
Влияние водно-химических факторов на повышение надежности ПВД
Зависимость кинетики распада молекул
Совершенствование водно-химического режима энергоблоков
Снижение средней скорости воды в трубной системе ПВД
Состояние и перспективы производства мембранных поверхностей нагрева котлов
Технологичность конструкций роторов с верховой посадкой лопаток
Предложения по совершенствованию технологии облопачивания ЦКР с ВПЛ
Интенсификация режимов предварительной термической обработки поковок
Технология восстановления и упрочнения штоков и шпинделей арматуры
Оценка работоспособности соединений стали 08Х18НЮТ, паянных припоем ПЖК-1000
Пульсации температур в приводах СУЗ
Результаты натурных испытаний гидротурбины ГЭС Мактаквак
Определение расхода с помощью аппарата Гибсона
Комплексная автоматизация испытаний приводов СУЗ в условиях серийного производства
Испытания приводов СУЗ в сборе
Испарители мгновенного вскипания к энергоблокам 500 и 800 МВт
О погрешностях измерения рулетками
Новые термокарандаши для контроля температуры при нагреве стальных изделий
Консервация газотурбинной установки ГТН-6 в виде моноблока
Сжигание топлив в кипящем слое
Эксплуатационные испытания котла
Эффективность сжигания топлива в кипящем слое
Дмитрий Гаврилович Кузнецов
В семье единой
Из опыта патентно-лицензионной работы
Изобретательская и патентно-лицензионная работа в ВПТИэнергомаше

Особенности гидравлических схем и расчетов ширмовых пароперегревателей

В настоящее время ширмовые пароперегреватели получили широкое применение в котлах для охлаждения газов в зоне высоких температур, в которой имеется опасность значительных золовых (шлаковых) отложений на трубах поверхностей нагрева. Это позволило накопить значительный опыт проектирования таких перегревателей и выработать определенные решения их гидравлических схем.
В связи с тем, что для ширмового пароперегревателя обычной конструкции неизбежна различная длина труб, причем большую длину имеют наиболее обогреваемые лобовые трубы, необходимо принятие такой схемы включения труб внутри ширмы, которое свело бы к минимуму снижение расхода пара (по отношению к среднему) в лобовых трубах из-за большей ее длины.
Наиболее распространенной и целесообразной схемой включения является 2-схема (или близкая к ней схема), показанная на рис. 1. При такой схеме давление пара по длине раздающего коллектора (от входа пара) возрастает и в конце коллектора (т. е. в месте входа пара в лобовую трубу) принимает максимальное значение, которое выше входного (по формуле из работы [1]) на Арр = Ар X —2д~ V» гДе ш и У — скорость и удельный вес пара на входе в раздающий коллектор, соответственно в м/с и кг/м3; Ар — коэффициент, учитывающий потери давления во входном коллекторе.
В то же время в собирающем коллекторе давление возрастает от места выхода пара из коллектора к торцевому концу и сечение с минимальным давлением расположено у выхода пара из лобовой трубы. Минимальное давление меньше давления на входном торцевом конце коллектора на величину Д/7С = ЛС ~^—7» где и Т —скорость и удельный вес пара на выходе из раздающего коллектора; Ас — коэффициент, учитывающий потери давления в выходном коллекторе.
Таким образом, наибольший перепад давления при 2-схеме включении труб в ширме (см. рис. 1) имеет место в лобовых трубах. При этом с увеличением скорости пара на входе в раздающий и выходе из собирающего коллекторов, т. е. с уменьшением диаметров этих коллекторов, растет располагаемый перепад давления в лобовых трубах и соответственно скорость пара в них. Гидравлическая неравномерность в трубах ширмовой ступени перегревателя определяется как неравномерностью распределения пара между трубами внутри ширмы, так и неравномерностью распределения пара между ширмами.
Задачей оптимального распределения пара по ширмам является получение минимальных температур пара и стенок труб в элементах ширм. Для этого не обязательно стремиться получить близкую к единице величину коэффициента гидравлической развертки между ширмами. Если имеется четкая картина распределения температур газов по ширине газохода, то целесообразно увеличение расхода пара в ширмах, расположенных в области больших температур газов, с уменьшением его в ширмах, размещенных в области меньших температур газов.
Сравнительно четкая картина парораспределения температур газов по ширине газохода имеется в газо-мазутных котлах, близкие аналоги которых уже находятся в эксплуатации. В настоящее время мощные газо-мазутные котлоагрегаты проектируются для работы в диапазоне нагрузок 100...30 % от номинальной без отключения горелок, что обеспечивает идентичность распределения температур газов по ширине газоходов в рабочем диапазоне нагрузок.
Как правило, при этом максимальные тепловые потоки имеют место в центральной части газохода и гидравлическая схема должна обеспечить наибольшие расходы пара в ширмах, расположенных в этой части газохода. Такими схемами при двух-поточных перегревателях могут быть 2-образиая с подводом пара по краям газохода и выводом по центру и П-образная с подводом и отводом пара по центру газохода. При этом нет необходимости в обеспечении умеренных скоростей пара в раздающих и собирающих коллекторах. Размеры этих коллекторов могут быть относительно небольшими.
Иной подход к выбору гидравлической схемы включения ширм должен быть при отсутствии четкой картины распределения температур газов по ширине газохода, при возможностях ее изменения в различных режимах и ряде эксплуатационных возмущений. Такое положение возможно, в частности, в котлах, работающих на твердом топливе, при шлаковании поверхностей нагрева, отключении отдельных мельниц, особенно при системах пыле-приготовления с прямым вдуванием (например, при использовании молотковых и среднеходных мельниц, мелющих вентилиторов и т. д.).
В этих случаях целесообразно обеспечить коэффициенты гидравлической разверки между ширмами, близкими к единице. Из гидравлических схем наиболее целесообразной является П-образная схема включения. При этой схеме возможно обеспечить максимальную величину коэффициента гидравлической разверки подбором сечений общих раздающих и собирающих коллекторов. Принцип выбора сечений коллекторов приведен в работе.
Расчет коэффициентов гидравлической разверки и температур металла коллекторов и трубопроводов ширмовой ступени перегревателя имеет ряд особенностей, которые в нормативных материалах [1, 2, 3] освещены недостаточно подробно, что вызывает затруднения при проведении практических расчетов.
Коэффициент гидравлической разверки между ширмами («коллекторная» разверка) при отсутствии нивелирной составляющей определяется по обычной формуле.
Однако при расчете ширмовой ступени обозначения необходимо расшифровать следующим образом: % — коэффициент гидравлической неравномерности между ширмами, определяемый как отношение 2г/2, где 2Т и 2 — полные коэффициенты гидравлического сопротивления соответственно «разверенной» ширмы и в среднем по ширмовой ступени. При определении 2Т и 2 в этом случае необходимо учитывать как гидравлическое сопротивление собственно ширм, так и подводящих и отводящих труб, а также гидравлическое сопротивление коллекторов собственно ширм.
Практически величины полных коэффициентов гидравлического сопротивления удобно определять через полные гидравлические сопротивления участков от места входа пара из общего раздающего коллектора ширмовой ступени в подводящие трубы к ширмам до места выхода пара в общий собирающий коллектор ширмовой ступени из трубы, отводящей из ширм 2 Арш и 2Дрщ. Определение полных коэффициентов гидравлического сопротивления с использованием величин 2 Арт и 2 Ар можно производить по формулам, где АТ и Арш — соответственно средний коэффициент гидравлического сопротивления труб ширмы и их гидравлическое сопротивление; Р— отношение среднего удельного объема пара в ширмовом пароперегревателе к среднему удельному объему пара в «разверенной» ширме, т. е. в ширме, в которой температурные условия наихудшие. Средний удельный объем пара в ширмовом перегревателе определяется по начальному и конечному удельному объему пара (у' и о") в соответствии с данными теплового расчета всей ширмовой ступени перегревателя. При расчете среднего удельного объема пара в «разверенной» ширме конечный удельный объем пара за ней должен определяться по энтальпии пара за «разверенной» ширмой с учетом тепловой и гидравлической разверки в ширмовой ступени по формуле принимать суммарным, т. е. рг=ргрг (с учетом межширмовой и внутриширмовой неравномерности).
Таким образом, определение суммарного коэффициента гидравлической разверки труб ширмового перегревателя — довольно сложная задача, которую можно несколько упростить, допустив некоторую неточность ее.
Точную формулу в соответствии с [1] можно представить в виде (индекс ' — для определения ^рг, индекс " — для определения р|.), где V/Vт — отношение среднего удельного объема пара в ширмовой ступени (по тепловому расчету котла) к среднему удельному объему пара в «разверенной трубе «разверенной» ширмы.
Введя некоторое упрощение, формулу можно представить в виде, где принимается по тепловому расчету котла, рг принято равным рг, т. е. коэффициенту межширмовой гидравлической разверки; т)т — коэффициент неравномерности тепловосприятия ширмовой ступени (по ширине газохода); рг — при определении 1рш принимается предварительно с уточнением после получения величины этого коэффициента.
При определении коэффициента межширмовой гидравлической разверки бАрк — расчетная разность разностей изменения статического давления в собирающем и раздающем общих коллекторах для всей ступени между ширмой со средним расходом и «разверенной» ширмой. Коэффициент гидравлической разверки труб внутри ширмы рг определяется по такой же зависимости, что и р^. При этом, однако, имеется разница в физическом смысле обозначений. Так, г\г—коэффициент гидравлической неравномерности между трубами ширмы, а 6Дрс — разность разностей изменения статического давления в коллекторах «разверенной» ширмы для трубы со средним расходом и «разверенной» трубой.
При определении отношения V/Vт величина принимается равной величине среднего удельного объема пара в «разверенной» ширме (т. е. равна Vт по расчету меж-ширмовой неравномерности);при определении от величина Vй принимается по конечному удельному объему пара за «разверенным» змеевиком «разверенной» ширмы арш. Энтальпия пара, по которой принято V , определяется по такой же формуле, что энтальпия за «разверенной» ширмой. Однако тепловосприятие ширмы Д{ш в данном случае — приращение энтальпии пара в «развереннс й» трубе ширмы с учетом разности тепловосприятий труб в самой ширме, т. е. по глубине газохода; коэффициент гидравлической неравномерности в данном случае нужно.
При этом величина рг получается несколько завышенной (на 0,001 ... 0,005).
Относительная погрешность расчета по формуле (1) может быть определена по формуле.
В отличие от конвективных поверхностей общие собирающие и раздающие коллекторы ширмовой ступени могут иметь большие шаги ввода перепускных труб от ширм в эти коллекторы (например 6^), где й— диаметр отверстия в коллекторе.
Взаимное влияние отводов пара из общих раздающих коллекторов (либо вводов в общие собирающие коллекторы) при таких шагах, по-видимому, незначительно либо отсутствует вообще. Вопрос о гидравлической разверке между ширмами требует проведения опытных исследований при различных относительных шагах ввода подводящих и отводящих труб.



 
Яндекс.Метрика