Тепловой расчёт испарителя
Задание
По исходным данным необходимо:
определить гидравлические потери контура
циркуляции испарителя;
определить полезный напор в контуре естественной
циркуляции ступени испарителя;
определить рабочую скорость циркуляции;
определить коэффициент теплопередачи.
Исходные данные.
Тип испарителя - И -350
Количество труб Z = 1764
Параметры греющего пара: Рп = 0,49
МПа, tп = 168 0С.
Расход пара Dп = 13,5 т/ч;
Габаритные размеры:1=
2,29
м2= 2,36 м
Д1= 2,05 м
Д2= 2,85
м
Опускные трубы
Количество nоп = 22
Диаметр dоп = 66 мм
Температурный напор в ступени rt
= 14 оС.
1. Назначение и устройство испарителей
Испарители предназначены для получения
дистиллята, восполняющего потери пара и конденсата в основном цикле
паротурбинных установок электростанций, а также выработки пара для
общестанционных нужд и внешних потребителей.
Испарители могут использоваться в составе как
одноступенчатых, так многоступенчатых испарительных установок для работы в
технологическом комплексе тепловых электростанций.
В качестве греющей среды может использоваться
пар среднего и низкого давления из отборов турбин или РОУ, а в некоторых
моделях даже вода с температурой 150-180 °С.
В зависимости от назначения и требований по
качеству вторичного пара испарители изготавливаются с одно- и двухступенчатами
паропромывочными устройствами.
Испаритель представляет собой сосуд
цилиндрической формы и, как правило, вертикального типа. Продольный разрез
испарительной установки представлен на рисунке 1. Корпус испарителя состоит из
цилиндрической обечайки и двух эллиптических днищ, приваренных к обечайке. Для
крепления к фундаменту к корпусу приварены опоры. Для подъема и перемещения
испарителя предусмотрены грузовые штуцеры (цапфы).
На корпусе испарителя предусмотрены патрубки и
штуцеры для:
подвода греющего пара (3);
отвода вторичного пара;
отвода конденсата греющего пара (8);
подвода питательной воды испарителя (5);
подвода воды на паропромывочное устройство (4);
непрерывной продувки;
слива воды из корпуса и периодической продувки;
перепуска неконденсирующихся газов;
установки предохранительных клапанов;
установки приборов контроля и автоматического
регулирования;
отбора проб.
В корпусе испарителя предусмотрено два люка для
осмотра и ремонта внутренних устройств.
Питательная вода поступает по коллектору (5) на
промывочный лист (4) и по опускным трубам в нижнюю часть греющей секции (2).
Греющий пар поступает по патрубку (3) в межтрубное пространство греющей секции.
Омывая трубы греющей секции, пар конденсируется на стенках труб. Конденсат
греющего пара стекает в нижнюю часть греющей секции, образуя необогреваемую
зону.
Внутри труб, сначала вода, затем пароводяная
смесь поднимается в парообразующий участок греющей секции. Пар поднимается
верх, а вода переливается в кольцевое пространство и опускается вниз.
Образующийся вторичный пар, сначала проходит
через промывочный лист, где остаются крупные капли воды, затем через жалюзийный
сепаратор (6), где улавливаются средние и часть мелких капель. Движение воды в
опускных трубах, кольцевом канале и пароводяной смеси трубах греющей секции
происходит за счет естественной циркуляции: разности плотностей воды и
пароводяной смеси.
испаритель гидравлический теплопередача циркуляция
Рис. 1. Испарительная установка 1 - корпус; 2 -
греющая секция; 3 - подвод греющего пара; 4 - промывочный лист; 5 - подвод
питательной воды; 6 - жалюзийный сепаратор; 7 -опускные трубы; 8 - отвод
конденсата греющего пара.
2. Определение параметров вторичного пара
испарительной установки
Рис.2. Схема испарительной установки.
Давление вторичного пара в испарителе
определяется температурным напором ступени и параметрами потока в греющем
контуре.
При Рп = 0,49 МПа, п = 168
оС, п = 2785 КДж/кг
Павраметры при давлении насыщения Рп =
0,49 МПа, н = 151 оС, 'п= 636,8 КДж/кг; h
"п = 2747,6 КДж/кг;
Давление вторичного пара определяется по
температуре насыщения.
tн1 = tн - ∆t = 151
- 14 = 137 оС
где ∆t = 14 оC.
При температуре насыщения tн1 = 137 оС
давление вторичного пара Р1 = 0,33 МПа; Энтальпии пара при Р1 =
0,33 МПа h'1= 576,2 КДж/кг; h"1 = 2730 КДж/кг;
. Определение производительности испарительной
установки
Производительность испарительной установки
определяется потоком вторичного пара из испарителя
иу
= Di
Количество вторичного пара из испарителя
определяется из уравнения теплового баланса
ni
∙(hni -h΄ni)∙η
= Di
∙hi˝+
α∙Di ∙hi΄
- (1+α )∙Di ∙hпв
;
Отсюда расход вторичного пара из испарителя:
= Dn∙(hn
- h΄n )η/((h˝1
+ αh1΄ - ( 1 + α)∙hпв))
= 13,5∙(2785 - 636,8)0,98/((2730+0,05∙576,2 -(1+0,05)∙293,3))
= 11,54 т/ч.
где энтальпии греющего пара и его конденсатаn
= 2785 КДж/кг, h΄n
= 636,8 КДж/кг;
Энтальпии вторичного пара, его конденсата и
питательной воды: h˝1=2730
КДж/кг; h΄1=
576,2 КДж/кг;
Энтальпии питательной воды при tпв =
70 оС: hпв= 293,3 КДж/кг;
Продувка α
= 0,05; т.е. 5 %. КПД испарителя , η
= 0,98.
Производительность испарителя: Dиу =
D = 11,54 т/ч;
. Тепловой расчёт испарителя
Расчёт производится методом последовательного
приближения.
Тепловой поток
= (D /3,6)∙[h˝1
+ αh΄1
- (1+α)∙hпв]
= (11,54/3,6)∙[2730
+0,05∙576,2 - (1+ 0,05)∙293,3] = 7856,4
кВт;
= Q/ΔtF
= 7856,4/14∙350 = 1,61 кВт/м2˚С = 1610 Вт/м2˚С
,
где Δt=14˚C ; F=
350
м2;
Удельный тепловой поток
=Q/F = 7856,4/350
= 22,4 кВт/м2;
Число Рейнольдса
е = q∙H/r∙ρ'∙ν
= 22,4∙0,5725/(2110,8∙915∙2,03∙10-6)
= 32,78;
где высота теплообменной поверхности
H = L1/4 = 2,29 /4 = 0,5725 м;
Теплота парообразования r = 2110,8 кДж/кг;
Плотность жидкости ρ'
= 915
кг/м3 ;
Коэффициент кинематической вязкости при Рп=
0,49 МПа, ν =2,03∙10-6
м/с;
Коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося
пара к стенке при Rе = 32,78
< 100
α1н=1,01∙λ∙(g/ν2)1/3Rе-1/3
= 1,01∙0,684∙(9,81/((0,203∙10-6)2))1/3∙32,78-1/3
= 13378,1 Вт/м2˚С;
где при Рп = 0,49 МПа , λ
= 0,684
Вт/м∙˚С;
Коэффициент теплоотдачи с учётом окисления
стенок труб
α1=0,75∙α1н=0,75∙13378,1
= 10033,6
Вт/м2˚С;
. Определение скорости циркуляции
Расчёт проводится графо-аналитическим методом.
Задаваясь тремя значениями скорости циркуляции W0
= 0,5; 0,7; 0,9 м/с рассчитываем сопротивление в подводящих линиях ∆Рподв
и полезный напор ∆Рпол. По данным расчета строим график ΔРподв.=f(W)
и ΔРпол.=f(W).
При этих скоростях зависимости сопротивления в подводящих линиях ∆Рподв
и полезный напор ∆Рпол не пересекаются. Поэтому заново
задаемся тремя значениями скорости циркуляции W0 = 0,8; 1,0; 1,2
м/с; рассчитываем сопротивление в подводящих линиях и полезный напор заново.
Точка пересечения этих кривых соответствует рабочему значению скорости
циркуляции. Гидравлические потери в подводящей части складываются из потерь в
кольцевом пространстве и потерь на входных участках труб.
Площадь кольцевого сечения
к=0,785∙[(Д22-Д12)-d2оп
∙nоп]=0,785[(2,852 - 2,052) -
0,0662 ∙22] = 3,002 м2;
Эквивалентный диаметр
Дэкв=4∙Fк/(Д1+Д2+n∙dоп)
π =4*3,002/(2,05+2,85+ 22∙0,066)3,14= 0,602 м;
Скорость воды в кольцевом канале
к=W0∙(0,785∙d2вн
∙Z/Fк) =0,5∙(0,785∙0,0272 ∙1764
/3,002) = 0,2598 м/с;
где внутренний диаметр труб греющей секции
dвн=dн -
2∙δ = 32 - 2∙2,5 = 27 мм = 0,027 м;
Число труб греющей секции Z = 1764 шт.
Расчёт ведём в табличной форме, таблица 1
Таблица 1. Расчёт скорости циркуляции.
|
№
|
Наименование,
формула определения, единица измерения.
|
Скорость,
W0 , м/с
|
|
|
0,5
|
0,7
|
0,9
|
|
1.
|
Скорость
воды в кольцевом канале: Wк=W0*((0,785*dвн2
z)/Fк), м/с
|
0,2598
|
0,3638
|
0,4677
|
|
2.
|
Число
Рейнольса: Rе =Wк∙Дэкв / ν
|
770578,44
|
1078809,8
|
1387041,2
|
|
3.
|
Коэффициент
трения в кольцевом канале λтр=0,3164/Rе0,25
|
0,0106790
|
0,0098174
|
0,0092196
|
|
4.
|
Потери
давления при движении в кольцевом канале, Па: ΔРк=λтр*(L2/Дэкв)*(ρ΄Wк2/2) ;
|
1,29
|
2,33
|
3,62
|
|
5.
|
Потери
давления на входе из кольцевого канала, Па ; ΔРвх=(ξвх+ξвых)*((ρ'∙Wк2)/2), где ξвх=0,5;ξвых=1,0.
|
46,32
|
90,80
|
150,09
|
|
6.
|
Потери
давления на входе в трубы греющей секции, Па ; ΔРвх.тр.=ξвх.тр.*(ρ'∙Wк2)/2, где ξвх.тр.=0,5
|
15,44
|
30,27
|
50,03
|
|
7.
|
Потери
давления при движении воды на прямом участке, Па ; ΔРтр=λгр*(ℓно/dвн)*(ρ΄Wк2/2), где ℓно-высота
нижнего не обогреваемого участка ,м. ℓно=ℓ+(L2-L1)/2=0,25
+(3,65-3,59)/2=0,28 м , ℓ=0,25-уровень конденсата
|
3,48
|
6,27
|
|
8.
|
Потери
в опускных трубах , Па ; ΔРоп = ΔРвх+ΔРк
|
47,62
|
93,13
|
153,71
|
|
9.
|
Потери
в не обогреваемом участке , Па ; ΔРно=ΔРвх.тр.+ΔРтр.
|
18,92
|
36,54
|
59,77
|
|
10
|
Тепловой
поток , кВт/м2 ; gвн=kΔt= 1,08∙10=
10,8
|
22,4
|
22,4
|
22,4
|
|
11
|
Общее
количество теплоты подаваемое в кольцевом пространстве , КВт ; Qк=πД1L1kΔt=3,14∙2,5∙3,59∙2,75∙10=
691,8
|
330,88
|
330,88
|
330,88
|
|
12
|
Повышение
энтальпии воды в кольцевом канале , КДж/кг ; Δhк=Qк/(0,785∙dвн2Z∙W∙ρ')
|
0,8922
|
0,6373
|
0,4957
|
|
13
|
Высота
экономайзерного участка,м; ℓэк=((-Δhк- -(ΔРоп+ΔРно)∙(dh/dр)+gρ'∙(L1-ℓно)∙(dh/dр))/
((4gвн/ρ'∙W∙dвн)+g∙ρ'∙(dh/dр)), где
(dh/dр)==Δh/Δр=1500/(0,412*105)=0,36
|
1,454
|
2,029
|
2,596
|
|
14
|
Потери
на экономайзерном участке , Па ; ΔРэк=λ∙ℓэк∙(ρ'∙W2)/2
|
1,7758
|
4,4640
|
8,8683
|
|
15
|
Общее
сопротивление в подводящих линиях , Па ; ΔРподв=ΔРоп+ΔРно+ΔРэк
|
68,32
|
134,13
|
222,35
|
|
16
|
Количество
пара в одной трубе, кг/с Д"1=Q/z∙r
|
0,00137
|
0,00137
|
0,00137
|
|
17
|
Приведённая
скорость на выходе из труб, м/с, W"ок=Д"1/(0,785∙ρ"∙dвн2)
=0,0043/(0,785∙1,0∙0,0332) =1,677 м/с;
|
0,83
|
0,83
|
0,83
|
|
18
|
Средняя
приведённая скорость, W˝пр=W˝ок/2=
=1,677/2=0,838 м/с
|
0,42
|
0,42
|
0,42
|
|
19
|
Расходное
паросодержание, βок=W˝пр/(W˝пр+W)
|
0,454
|
0,373
|
0,316
|
|
20
|
Скорость
всплытия одиночного пузыря в неподвижной жидкости, м/с Wпуз=1,5 4√gG(ρ΄-ρ˝/(ρ΄))2
|
0,2375
|
0,2375
|
0,2375
|
|
21
|
Фактор
взаимодействия Ψвз=1,4(ρ΄/ρ˝)0,2(1-(ρ˝/ρ΄))5
|
4,366
|
4,366
|
4,366
|
Групповая
скорость всплытия пузырей, м/с W* =WпузΨвз
|
1,037
|
1,037
|
1,037
|
|
23
|
Скорость
смешивания, м/с Wсм.р=Wпр"+W
|
0,92
|
1,12
|
1,32
|
|
24
|
Объёмное
паросодержание φок=βок/(1+W*/Wсм.р)
|
0,213
|
0,193
|
0,177
|
|
25
|
Движущий
напор, Па ΔРдв=g(ρ-ρ˝)φокLпар
, где Lпар=L1-ℓно-ℓэк=3,59-0,28-ℓэк
;
|
1049,8
|
-40,7
|
-934,5
|
|
26
|
Потери
на трение в пароводяной линии ΔРтр.пар=λтр((Lпар/dвн)(ρ΄W2/2))[1+1,5(Wпр˝/W)(1-(ρ˝/ρ΄)]
|
20,45
|
-1,57
|
-61,27
|
|
27
|
Потери
на выходе из трубы ΔРвых=ξвых
(ρ΄W2/2)[(1+(Wпр˝/W)(1-(ρ˝/ρ΄)]
|
342,38
|
543,37
|
780,96
|
|
28
|
Потери
на ускорение потока ΔРуск=(ρ΄W)2(y2-y1)
, где y1=1/ρ΄=1/941,2=0,00106 при x=0; φ=0 у2=((x2к/(ρ˝φк))+((1-xк)2/(ρ΄(1-φк)
|
23,851 0,00106 0,00151
|
38,36 0,00106 0,00144
|
54,06 0,00106 0,00139
|
|
29
|
Wсм=W˝ок+W βк=W˝ок/(1+(W˝ок/Wсм))
φк=βк/(1+(W˝ок/Wсм))
хк=(ρ˝W˝ок)/(ρ΄W)
|
1,33 0,62
0,280 0,00068
|
1,53 0,54
0,242
0,000592
|
1,73 0,48
0,213
0,000523
|
|
30
|
Полезный
напор, Па ; ΔРпол=ΔРдв-ΔРтр-ΔРвых-ΔРуск
|
663,4
|
-620,8
|
-1708,2
|
Строится зависимость: рис. 3 и находим Wр= 0,58
м/с;
ΔРподв.=f(W)
и ΔРпол.=f(W)
,
Число Рейнольдса :
е = (Wрdвн)/ν = (0,58∙0,027)/(0,203∙10-6)
= 77142,9;
Число Нуссельта :
и = 0,023∙Rе0,8∙Рr
0,37 = 0,023∙77142,90,8∙1,170,37 =
2302,1 ;
где число Рr = 1,17;
Коэффициент теплоотдачи от стенки к
кипящей воде
α2 = Nuλ/dвн = (2302,1∙0,684)/0,027
= 239257,2 Вт/м2∙˚С
Коэффициент теплоотдачи от стенки к
кипящей воде с учётом оксидной плёнки
α΄2=1/(1/α2)+0,000065=1/(1/239257.2)+0,000065=
1983 Вт/м2∙˚С;
Коэффициент теплопередачи
= 1/(1/α1)+(dвн/2λст)*ℓn*(dн/dвн)+(1/α΄2)*(dвн/dн)
= 1/(1/1983)+ (0,027/2∙60)∙ℓn(0,032/0,027)
+ (1/1320)∙(0,027/0,032) = 1741 Вт/м2∙˚С;
где для Ст.20 имеем λст = 60 Вт/м∙оС.
Отклонение от ранее принятого
значения
δ = (k-k0)/k0∙100%=[(1741
- 1603)/1741]*100
% = 7,9
% < 10%;
Литература
1.
Рыжкин В.Я. Тепловые электрические станции. М. 1987.
.
Кутепов А.М. и др. Гидродинамика и теплообмен при парообразовании. М. 1987.
.
Огай В.Д. реализация технологического процесса на ТЭС. Методические указания к
выполнению курсовой работы. Алматы. 2008.