Выбор рациональной схемы экранных поверхностей нагрева топочных камер мощных газомазутных котельных агрегатов

ЭНЕРГЕТИКА И ЭЛЕКТРОТЕХНИКА

УДК 662.7

Г.В. Антропов, И.В. Трушина ВЫБОР РАЦИОНАЛЬНОЙ СХЕМЫ ЭКРАННЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ НАГРЕВА ТОПОЧНЫХ КАМЕР МОЩНЫХ ГАЗОМАЗУТНЫХ КОТЕЛЬНЫХ АГРЕГАТОВ

При конструировании газоплотных экранных поверхностей нагрева топки наряду с выбором геометрических размеров труб (наружного диаметра и толщины стенки) и межтрубных перемычек (ширины и толщины) необходимо определить тип набивки, количество ходов обогреваемой среды и число разъемов по высоте топки. Указанные характеристики газоплотных стен, в свою очередь, связаны с геометрическими размерами топки, которые зависят от вида и способа сжигания топлива, степени рециркуляции газов, теплонапряжений топочного объема и сечения топки.

Котел, топка, развертка, напряжение.

G.V. Antropov, I.V. Trushina

RATIONAL SCHEME SELECTION OF FURNACE CHAMBERS’ HEATING

SURFACES OF POWERFUL OIL-GAS BOILERS

Making a design of closed-coupled screen heating surfaces along with the selection of the geometric sizes of tubes (outer diameter and wall thickness) and in-between pipe dam (width and thickness) it’s necessary to determine type of padding, number of moves of heated environment and number of joints over the furnace. These characteristics of closed-coupled walls in their turn are connected with geometric sizes of furnace which depend on the kind and method of fuel burning, extent of gas recirculation, high-beat volume of furnace and furnace section.

Boiler, furnace, scan-out, intension.

С целью уменьшения количества ходов z при сохранении минимально необходимых массовых скоростей обогреваемой среды pWmin [1] целесообразно выбирать периметр топки минимально возможным. Как известно, наименьший периметр (при неизменном сечении топки) получается при приближении формы топки к квадратной. Однако уменьшение ширины парогенератора приводит к повышению заходности змеевиков и величины диаметров труб конвективных поверхностей нагрева [2], что может привести к значительному перерасходу капиталовложений в эти поверхности нагрева. С

другой стороны, увеличение ширины парогенератора ограничено условиями работы глубоковыдвижных обдувочных аппаратов.

Глубина топки выбирается из условия обеспечения свободного развития факела с учетом его дальнобойности, зависящей от размера амбразуры и скорости воздуха в горелках, т.е. определяется требованиями нормального протекания топочных процессов. С целью уменьшения локальных тепловых потоков в нижней части топочной камеры ограничивают производительность горелок, располагают их в несколько ярусов по высоте и увеличивают расстояние от крайних горелок до боковых стен.

Вопрос о типе набивки для газоплотных ограждающих поверхностей нагрева топки в настоящее время по технологическим соображениям решен однозначно в пользу панелей с вертикально расположенными трубами при восходящем движении обогреваемой среды. Причем при двух- и трехходовых схемах перепуск обогреваемой среды между ходами осуществляется наружными необогреваемыми трубами.

Выбор числа ходов среды г должен производиться исходя из условий обеспечения минимально необходимых массовых скоростей среды pWmin и допустимых температурных разверток между соседними панелями At. Согласно [1] можно записать

г = V* р Штт*п*ёв / 45*0 ,

где V - периметр топки, м; ёв - внутренний диаметр экранной трубы, м; 5 - шаг экранных труб, м; О - расход среды в экранах, кг/с.

При дробном значении величины г округление должно производиться в большую сторону, а чрезмерное увеличение массовой скорости среды может ликвидироваться благодаря байпасированию первого хода или распределению потока между панелями пода и частью панелей НРЧ.

Расчеты, проведенные применительно к трубам диаметром 32х6 мм НРЧ парогенератора ТГМП-324 (блок 300 МВт), показывают, что при двухходовой схеме массовые скорости среды составляют 1770 кг/(м2-с), а при трехходовой - 2210-2945 кг/(м2-с). В первом случае они ниже, а во втором случае значительно выше минимально необходимых значений массовых скоростей [1]. При трехходовой схеме температурные развертки значительно выше, чем при двухходовой, особенно при ухудшенных режимах эксплуатации. Во избежание чрезмерных температурных разверток, гидравлических сопротивлений и расходов металла на перепускные трубы в окончательном варианте была принята комбинированная схема, в которой часть панелей фронтовой и задней стен включены параллельно подовым панелям.

Это дало возможность повысить массовые скорости в первом и втором ходах НРЧ соответственно до 2020 и 2120 кг/(м2-с). В связи с тем, что четыре панели НРЧ, включенные параллельно поду, проходит только часть среды, энтальпия на выходе из них почти достигает значения энтальпии за первым ходом НРЧ и температурная развертка составляет всего лишь 12°С. Наибольшая температурная развертка возникает между панелями пода и второго хода среды. Она превышает установленный предел, равный 50°С. Однако, в зависимости от запаса прочности, допустимая разность температур может измениться [4].

Напряжения, возникающие из-за разности температур между трубами, снижаются вследствие релаксации. Поэтому даже при достижении значительных напряжений, превышающих допустимые напряжения от внутреннего давления, они не приводят к разрушению труб. Однако при этом происходит накопление тепловой усталости, которая при значительном числе циклов (пусков, остановов и др.), может привести к разрушению труб. В связи с этим для оценки допустимых температурных напряжений авторами [5] рекомендуется формула

а tдоп = 0,87*адоп*

где апр - приведенное напряжение от внутреннего давления; адоп - допустимое напряжение оребренной трубы на основную нагрузку от внутреннего давления; О -эквивалентное напряжение от сил веса и давления наддува в топке. Температурные напряжения наиболее нагруженной трубы ^ должны быть не больше величины одоп.

В соответствии с этой формулой в рассмотренном примере парогенератора ТГМП-324 могут быть допущены разности температур между ходами НРЧ и подом больше 50°С, так как в трубах на этом участке имеются большие запасы прочности вследствие сравнительно малых тепловых потоков. Большие разности температур могут быть допущены также при пониженных нагрузках и работе с выключенными подогревателями высокого давления. В первом случае тепловые потоки, а во втором случае температуры среды ниже, чем при номинальной нагрузке. Возможность работы панелей с температурными развертками, незначительно превышающими 50°С, показана также в [6].

Для уменьшения температурных разверток и напряжений в газоплотных экранных стенках необходимо панели, охлаждаемые средой с более высокой энтальпией, располагать в зоне меньших тепловых потоков, например, в углах топки. Панели же, размещаемые в зоне наибольших тепловых потоков (например, на боковых стенах топки), должны охлаждаться средой с наименьшей температурой.

Основным вопросом при проектировании газоплотных экранных стенок является выбор числа разъемов по высоте топки (одного - при разделении на НРЧ и ВРЧ или двух - при разделении на НРЧ, СРЧ и ВРЧ).

Очевидно, что при одном разъеме высота НРЧ и приращение энтальпии в ней АН больше, чем при двух разъемах. Кроме того, при увеличении АН уменьшается коэффициент гидравлической развертки рг и возрастает энтальпия среды на выходе из разверенных труб Нтах. Согласно [3], величина Нтах может быть определена по формуле

Нтах = Ь" +

где Н" - энтальпия среды при средней температуре на выходе из хода, кДж/кг; цт -коэффициент неравномерности тепловосприятия разверенных труб настенных экранов;

Пк - коэффициент конструктивной нетождественности (отношение обогреваемой поверхности разверенной трубы к поверхности средней трубы элемента).

Так, в одноходовой НРЧ (из труб диаметром 25x5 мм) повышение АН с 670 до 754 кДж/кг приводит к снижению рг с 0,866 до 0,852 и увеличению Нтах с 2347,1 до 2501,6 кДж/кг. При ухудшенных режимах эти величины изменяются соответственно рг с

0,793 до 0,774, а Нтах с 2433,4 до 2610,1 кДж/кг.

Такое изменение тепловосприятия приводит к возрастанию температуры стенки труб с 511 до 549°С и расчетной толщины стенки трубы с 3,58 до 5,10 мм (для стали 12Х1МФ). Кроме того, при АН = 754 кДж/кг температура среды на выходе из разверенных труб превышает среднее значение больше, чем на 50°С.

Одним из основных препятствий к созданию газоплотных топочных экранов с одним разъемом по высоте служит гидравлическая развертка, которая приводит к увеличению энтальпии среды на выходе из наиболее обогреваемых труб НРЧ. Эту развертку можно значительно снизить путем установки шайб на водоподводящих трубах НРЧ. Однако такое шайбирование всех подводящих труб НРЧ нерационально, так как приводит к значительному повышению гидравлического сопротивления экранов топки. Наиболее целесообразным следует признать избирательное шайбирование, т.е. установку шайб на подводящих трубах только тех панелей, в которых приращение энтальпии среды наименьшее. При этом увеличится расход среды в наиболее обогреваемых панелях.

Для осуществления такого избирательного шайбирования нужно иметь данные по распределению тепловосприятия среды в экранах. Имеющийся опыт эксплуатации однокорпусных газомазутных парогенераторов типа ТГМП-314 (с уравновешенной тягой) и ТГМП-324 (с наддувом) показывает, что наибольшие тепловые потоки

наблюдаются в средних панелях боковых стен, а наименьшие - в угловых панелях. Очевидно, в угловых панелях массовые скорости среды можно принимать на 15-20% меньше, чем в средних панелях стен топки.

Установка шайб на подводящих трубах НРЧ позволит также уменьшить межпанельную тепловую развертку, коэффициент которой в данном случае составляет 1,3 [3]. Причем коэффициент неравномерности тепловосприятия разверенных труб (внутри панели) дт невелик и при числе панелей в ходе более шести составляет 1,0-1,1. Для снижения тепловой неравномерности между панелями и внутри них необходимо уменьшить локальные тепловые потоки. Как уже было отмечено, с этой целью должна применяться рециркуляция газов в нижнюю часть топки.

Выводы:

1. Сделанные рекомендации основываются на расчетах, проведенных применительно к экранным поверхностям из труб диаметром 28x5 мм. Была рассмотрена также зависимость коэффициентов гидравлической развертки от внутренних диаметров труб при сохранении неизменным периметра топки. Для одноходовой НРЧ с приращением энтальпии в 511,5 кДж/кг (13б,5 ккал/кг) коэффициенты гидравлической развертки для труб диаметром 28x5 мм, 32x6 мм и 32x5 мм соответственно равны 0,880; 0,903 и 0,910, т.е. увеличение внутреннего диаметра труб несколько уменьшает гидравлическую развертку. Вследствие этого минимально необходимые массовые скорости в разверенных трубах будут отличаться меньше, чем средние. Например, если средние минимально необходимые массовые скорости для труб диаметром 32x5 мм на 21% меньше, чем для труб диаметром 28x5 мм, то для разверенных труб эта разность уменьшится до 24,5%.

2. Меньшие гидравлические сопротивления экранов из труб диаметром 32x5 мм по сравнению с трубами диаметром 28x5 мм делают возможным применить рециркуляцию среды до более высоких нагрузок и, тем самым, улучшить температурный режим экранов. К достоинствам больших диаметров следует отнести также и то, что при одинаковых воспринятых тепловых потоках наружной поверхностью последние на внутренней поверхности будут меньше.

3. Снижение тепловых потоков на внутренней поверхности труб и энтальпии среды (вследствие больших коэффициентов гидравлической развертки) уменьшает опасность отложения солей и вызываемого этим роста температур стенки.

ЛИТЕРАТУРА

1. Змачинский А. В. Расчет предельных скоростей обогреваемой среды в

газоплотных ограждающих поверхностях нагрева топки / А.В. Змачинский,

Б.М. Шлейфер // Известия вузов. Энергетика. 1915. № б. С. 16-18.

2. Шлейфер Б. М. О выборе диаметров труб в промежуточных пароперегревателях парогенераторов / Б.М. Шлейфер, А.В. Змачинский // Теплоэнергетика. 1912. № 3. С. 5254.

3. Тепловой расчет котельных агрегатов (нормативный метод). М.: Энергия, 1913.

358 с.

4. Семеновкер И.Е. Исследование температурных напряжений в мембранном экране котла сверхкритического давления и допустимая разность температур / И.Е. Семеновкер, В.Б. Надлер // Теплоэнергетика. 1913. № 8. С. 35-31.

5. Корягин В.С. Температурные напряжения в цельносварных газоплотных экранах котельных агрегатов / В.С. Корягин, Б.В. Зверьков // Труды ЦКТИ. Л., 1911. Вып. 101. С. 8б-81.

6. Экспериментальное исследование температурного режима газоплотной панели / Ю.И. Акимов, Г.В. Антропов, А.В. Змачинский и др. // Электрические станции. 1913. № 3. С. 21-29.

7. Резник В.И. Некоторые вопросы проектирования мощных котлоагрегатов с газоплотными стенами / В.И. Резник, Н.И. Резник, Б.М. Шлейфер //

Энергомашиностроение. 1970. № 11. С. 70-73.

Антропов Георгий Васильевич —

кандидат технических наук, доцент кафедры «Теплоэнергетика» Саратовского государственного технического университета

Трушина Ирина Викторовна -

старший специалист 2-го разряда Управления по технологическому и экологическому надзору Ростехнадзора по Саратовской области Статья поступила в редакцию 10.06.08, принята к

Antropov Georgiy Vasilyevich -

Candidate of Technical Sciences, Assistant Professor of the Department of «Heat-power engineering» of Saratov State Technical University

Trushina Irina Victorovna -

Senior Specialist of 2nd labor grade of Technological and Ecological Control Administration of Rostechnadzor of the Saratov Region опубликованию 22.07.08