Теплообмен при сверхкритическом давлении водного теплоносителя

Особенностью среды при сверхкритическом давлении (СКД) является то, что переход от жидкой фазы к паровой происходит не скачкообразно (при постоянной температуре), что имеет место при докритическом давлении, а непрерывно с изменением температуры (см.гл.8).

В поверхностях нагрева с малым тепловым потоком коэффициент теплоотдачи α₂ при СКД изменяется по длине трубы аналогично изменению при докритическом давлении ((рис. 10.8), кривая I): в зоне жидкости α₂ ≈ 8 кВт/(м²∙К); в зоне большой теплоемкости, где происходит изменение структуры воды, коэффициент α₂ резко возрастает, достигая наибольшего значения при температуре максимальной теплоемкости t_мт, а затем уменьшается; в зоне пара (газа высокой плотности) a₂ ≈ 4 кВт/(м²∙К), т.е. достаточно большой, но примерно в 2 раза меньше, чем в зоне жидкости.

При увеличении тепловой нагрузки (при ρw = const) максимум коэффициента теплоотдачи a₂ в зоне большой теплоемкости (ЗБТ) снижается (кривые 2,3), а затем (кривые 4,5) при определенном значении q коэффициент теплоотдачи при переходе к зоне большой теплоемкости уменьшается в несколько раз, т.е. наступает область ухудшенного теплообмена. Ухудшенный теплообмен не возникает скачкообразно, как при кризисе теплообмена в условиях до критического давления, но постепенный рост температуры стенки трубы может достигать ста градусов.

Изменение основных параметров среды (водного теплоносителя) по длине обогреваемой вертикальной трубы при СКД показано на рис. 10.9. На вход трубы подается вода с температурой t_вх < t_мт, энтальпией h_вх<h_мт, расход воды G, кг/с, массовая скорость ρw, кг/(м² ∙ с).

При постоянной плотности теплового потока q_вн по длине трубы средняя (балансовая) энтальпия потока h_п линейно растет по высоте (длине) трубы. В каком-то сечении A h_п будет равна энтальпии воды h_мт, при которой средняя температура потока t_п = t_мт (но температура турбулентного ядра потока t_я будет еще меньше t_мт, а температура пристенного слоя толщиной s_пр - больше t_мт).

Изменение температуры потока t_п по длине трубы не будет линейным: на начальном участке (в зоне жидкости) теплоемкость с_p (рис. 8.2) изменяется мало и график t_п эквидистантен графику h_п; в зоне большой теплоемкости температура t_п изменяется значительно медленнее, чем h_п; в паровой области теплоемкость постепенно снижается при увеличении h_п и температура потока t_п растет более быстро, чем h_п.

В зоне жидкости при h < 1000…1200 кДж/кг (до сечения II- II, (рис. 10.9) теплофизические характеристики воды (λ, ρ, c_р, μ и др.) мало зависят от температуры, и, следовательно, их изменение по радиусу трубы будет незначительным. В этих условиях коэффициент теплоотдачи α₂ от стенки к среде рассчитывается по формуле (10.19).

Аналогичные условия имеют место в ЗБТ при низких тепловых потоках, когда температура среды по радиусу трубы изменяется незначительно. Расчет по формуле (10.19) в этом случае дает такое же значение α₂, как показано на (рис. 10.8). Температура стенки при этом близка к температуре потока ((рис. 10.9), кривая 7). Режим течения с более высоким значением α₂ называют режимом улучшенного теплообмена в ЗБТ.

С увеличением плотности теплового потока интенсивность теплообмена в ЗБТ и изменение температуры tст по длине трубы имеют качественно другой вид ((рис. 10.9), кривая 2). При высоких тепловых потоках значительно изменяется температура среды по радиусу трубы, что приводит к резкому изменению свойств воды в сечении трубы (особенно вблизи стенки). В зависимости от соотношения теплового потока и массовой скорости могут возникнуть как ухудшенные, так и улучшенные условия теплообмена.

При расчете коэффициента теплоотдачи в поверхностях нагрева, работающих в ЗБТ (НРЧ, СРЧ, ВРЧ) в области энтальпии потока 1000…2600 кДж/кг используется расчетно-графический способ - определяют начальное изменение α₂^c при h = 840 кДж/кг (200 ккал/кг) из критериальной зависимости

(10.24)

По графику рис.10.10 определяют коэффициент А, учитывающий влияние теплового потока q_вн, кВт/м², и массовой скорости ρw, кг/(м²∙с), на коэффициент теплоотдачи в ЗБТ. В результате получают окончательное выражение.

Рисунок 10.10 построен по справочным данным и показывает, при каких сочетаниях параметров q_вн, ρw и энтальпии потока h_п возможен улучшенный или ухудшенный режим теплообмена. При (q_вн /ρw) ≤ 0,42 коэффициент А > 1 во всей ЗБТ.

С повышением значения параметра q_вн/ρw (увеличение теплового потока или уменьшение массовой скорости) коэффициент А уменьшается и в конце ЗБТ становится меньше 1. При значениях (q_вн/ρw) ≤ 0,7 не наблюдается резкого роста температуры стенки трубы, а при (q_вн/ρw) > 0,7 имеет место явно выраженный режим ухудшенного теплообмена из-за уменьшения α₂. Следовательно, при расчете поверхностей нагрева параметр q_вн/ρw должен быть меньше 0,7.

В нормативном методе гидравлического расчета котельных агрегатов рекомендуется принимать для НРЧ массовые скорости: при сжигании мазута ρw = 500 (кг/м²∙с), угля ρw = 2000(кг/м²∙с), газа ρw = 1500 (кг/м²∙с).

При сжигании мазута тепловой поток на внутренней поверхности трубы q_вн должен быть не более 800 кВт/м². Если при этом ρw = 2500 (кг/м²∙с), то α₂^н= 18,3 (кВт/м²∙К), параметр q_вн/ρw = 0,32, коэффициент А = 1,5 (для h_вых = 2000…2300), α₂ = 18,3∙1,5 = 27,5 (кВт/м²∙К). Разность температур Δt = t_ст^вн - t_н= 800/27,5 = 29°C. При t_п = 390…400° С значение температуры внутренней поверхности стенки составит t_ст^вн = 420…430°С. Но при таком высоком тепловом потоке приращение температуры по толщине стенки Δt_м будет большим (70…130°С) и велика вероятность образования внутритрубных отложений. Поэтому значение температуры на наружной стенке будет не менее t_ст^н = 500…550°С.

В области энтальпии потока свыше 2600 кДж/кг (за пределами ЗБТ) расчет коэффициента теплоотдачи α₂ ведется по тем же формулам, что и в зоне перегретого пара при докритическом давлении.

Пароперегревательные поверхности котлов СКД выполняются: в виде радиационных поверхностей, расположенных в верхней части топки и горизонтальном газоходе ρw = 1000…1500(кг/м²∙с); полурадиационных ширм ρw = 1000…1600 (кг/м²∙с); конвективных пакетов ρw = 1000…1600(кг/м²∙с). Коэффициент теплоотдачи α₂ при этом должен быть не менее 4…6 (кВт/м²∙К).

В промежуточный (вторичный) пароперегреватель пар поступает после ЦВД турбины при давлении 3,6…4 МПа, температуре 290…320°С и перегревается до 545…570°С. По условиям экономичности применения вторичного перегрева пара гидравлическое сопротивление промежуточного пароперегревателя не должно быть выше 0,2 МПа. Массовую скорость пара в первой ступени промперегревателя принимают ρw = 250 (кг/м²∙с), при этом α₂ ≈ 1 (кВт/м²∙К), в выходной ступени ρw = 300…350 (кг/м² ∙с) и a₂ ≈ 1,2…1,4 (кВт/м² ∙К).

Учитывая относительно низкую эффективность теплоотдачи α₂, вторичный пароперегреватель располагают в зоне невысоких тепловых потоков, но даже при этом выходные пакеты его приходится выполнять из легированной стали перлитного или аусте-нитного класса.

Интенсивность теплообмена в области жидкости и пара при сверхкритическом давлении не зависит от направления потока в вертикальной трубе (подъемное или опускное); в ЗБТ при опускном движении в обогреваемой трубе силы естественной конвекции турбулизируют поток и интенсивность теплоотдачи растет, режимы с ухудшенным теплообменом не возникают. Поэтому с точки зрения обеспечения нормального теплообмена в ЗБТ можно выполнять вертикальные поверхности нагрева с подъемным и опускным движением среды, однако участки с опускным движением приводят к снижению надежности работы (см. гл.9).

Дата добавления: 2014-01-07