Теплоэнергетика, 2021, № 6, стр. 33-44

ФИЗИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ГИДРАВЛИЧЕСКОГО РЕЖИМА В БАРАБАНАХ

Режим течения воды в барабане определяется критерием Рейнольдса

Здесь w_б – продольная скорость воды в барабане, м/с; ${{\nu }}{\kern 1pt} {\text{'}}$ – кинематический коэффициент вязкости воды, м²/с; d_экв – эквивалентный диаметр барабана, м, который при заполнении водой половины сечения равен

где ${{F}_{{\text{б}}}}$ – площадь живого сечения барабана, м²; Π – смоченный периметр, м; d – диаметр барабана, м.

Известно, что установившееся развитое турбулентное течение в трубах возникает, когда критерий Рейнольдса превышает критическое значение 10⁴ [18]. Это условие выполняется во всех барабанных котлах высокого давления (ВД).

Выравнивание концентраций солей в барабане и солевом отсеке принципиально возможно в результате молекулярной (концентрационной) диффузии, конвективной диффузии (переноса вещества вместе с движущейся жидкостью), турбулентной диффузии и перемешивания воды в барабане высокоскоростными потоками среды циркуляционных контуров.

При развитом турбулентном течении жидкости в барабане (Re_б > 10⁴) процессами молекулярной и конвективной диффузии можно пренебречь ввиду их незначительности по сравнению с турбулентной диффузией [19, 20].

ИССЛЕДОВАНИЕ ГИДРАВЛИЧЕСКОГО И ТЕПЛОХИМИЧЕСКОГО РЕЖИМА В ВЫНОСНОМ СОЛЕВОМ ОТСЕКЕ

Результаты исследования циркуляционных характеристик СО котла ТПЕ-208, схема экспериментального контроля которого представлена на рис. 1, показаны на рис. 2 (в зависимости от времени с записью показаний через 1 с в течение 5 мин при паропроизводительности котла и солевого отсека D_к = 340 т/ч, D_СО = 25 т/ч). Черными треугольниками (см. рис. 1) обозначены места размещения приборов для измерения скорости среды в трубе (скоростная трубка). В табл. 1 приведен пример обработки этих характеристик.

Из рис. 3 видно, что концентрации солей в контуре дальнего циклона существенно выше, чем в контуре ближнего.

Из уравнения солевого баланса дальнего циклона (третья ступень) при перебросе в ближний циклон (вторая ступень) можно получить значение относительного переброса:

где $r = \left( {{{{{G}_{{{\text{пер}}}}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{G}_{{{\text{пер}}}}}} {{{D}_{{\text{к}}}}}}} \right. \kern-0em} {{{D}_{{\text{к}}}}}}} \right) \times 100\% $ – относительный переброс; G_пер – абсолютный переток (переброс) котловой воды из дальнего циклона в ближний, т/ч; D_к – паропроизводительность котла, т/ч; ${{n}_{{{\text{III}}}}}~$ – относительная паропроизводительность третьей ступени испарения; ${{S}_{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{{\text{II}}}}}}}},$ S_н.пр – солесодержание КВ второй ступени испарения и непрерывной продувки; P – непрерывная продувка, %; $K_{{\text{у}}}^{{{\text{III}}}} = {{{{S}_{{{\text{н}}{\text{.пр}}}}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{S}_{{{\text{н}}{\text{.пр}}}}}} {{{S}_{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{{\text{II}}}}}}}}}}} \right. \kern-0em} {{{S}_{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{{\text{II}}}}}}}}}}$ – кратность упаривания между третьей и второй ступенями испарения.

На рис. 4 приведена зависимость абсолютного перетока (переброса) G_пер котловой воды из дальнего циклона в ближний. Светлые маркеры (2) и штриховая линия соответствуют среднеквадратичному отклонению расхода воды через дальний циклон при различных паровых нагрузках котла. Из рисунка видно, что значения перебросов, рассчитанные по солевому балансу (1) (сплошная линия) и полученные на основании статистической обработки пульсирующих циркуляционных характеристик (среднеквадратичное отклонение), близки между собой. Расхождение составляет 8–17%, что допустимо для промышленных испытаний.

При работе котлов ВД на стационарных режимах во всех циркуляционных контурах СО с естественной циркуляцией происходят пульсации скоростей, расходов и других параметров циркуляции. Степень пульсаций ε (отношение среднеквадратичного отклонения к среднему арифметическому значению параметра), как правило, не превышает 10%.

Было установлено, что постоянные циркуляционные пульсации расхода воды в опускных трубах приводят к колебанию кратности циркуляции в СО приблизительно ±1.

В симметричных СО с двумя выносными циклонами (ВЦ), где каждый СО замкнут на общую экранную поверхность нагрева с верхним и нижним коллекторами без перегородок, концентрация солей распределяется так, что в контуре ближнего циклона (условно вторая ступень испарения) она приблизительно в 2 раза выше, чем была бы во второй ступени при трехступенчатой схеме испарения КВ, а в контуре дальнего циклона концентрация солей приблизительно в 3 раза выше, чем в контуре ближнего циклона (см. рис. 3). Это вызвано перебросом части КВ контура дальнего циклона в контур ближнего циклона по экранным трубам вследствие циркуляционных пульсаций.

ИССЛЕДОВАНИЕ ГИДРАВЛИЧЕСКОГО И ТЕПЛОХИМИЧЕСКОГО РЕЖИМОВ В БАРАБАНАХ И ЦИРКУЛЯЦИОННЫХ КОНТУРАХ

В процессе исследований внутрикотловых схем котлов, работающих со значительным солевым перекосом между солевыми отсеками, было установлено, что даже при очень небольших продольных скоростях воды в барабане, равных 1.290 см/с при номинальной нагрузке и 0.645 см/с при минимальной, скорость турбулентной диффузии недостаточна для выравнивания концентрации солей по длине барабана.

Эксперименты на котлах также показали, что при неправильной раздаче фосфатов по длине барабана через коллектор турбулентная диффузия не приводит к выравниванию концентрации солей по длине барабана.

Уравнение солевого баланса для циркуляционного контура

где $S_{{{\text{КВ}}}}^{{{\text{оп}}}}$ и $S_{{{\text{КВ}}}}^{{\text{э}}}$ – солесодержание КВ в опускных и экранных трубах; $\sum {{{G}_{{{\text{оп}}}}}} $ – расход воды в опускных трубах; D_э – паропроизводительность экрана.

С учетом того что кратность циркуляции среды в экране ${{K}_{{\text{э}}}} = \frac{{\sum {{{G}_{{{\text{оп}}}}}} }}{{{{D}_{{\text{э}}}}}},$ путем преобразований можно получить

Значения ${{S_{{{\text{КВ}}}}^{{\text{э}}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{S_{{{\text{КВ}}}}^{{\text{э}}}} {S_{{{\text{КВ}}}}^{{{\text{оп}}}}}}} \right. \kern-0em} {S_{{{\text{КВ}}}}^{{{\text{оп}}}}}}$ при различных кратностях циркуляции K_э представлены в табл. 2.

Все циркуляционные контуры, замкнутые на барабан, работают с пульсациями, аналогичными приведенным на рис. 2.

Данные по распределению концентрации солей по длине барабана представлены на рис. 5.

Равномерность распределения концентрации солей в барабане, а значит, и в циркуляционных контурах зависит (по мере увеличения значимости):

от сепарационной схемы барабана;

схемы подвода и распределения питательной и промывочной воды на барботажно-промывочном устройстве (БПУ);

равномерности раздачи фосфатов по длине барабана;

разноса по длине барабана мест входа воды в опускные трубы и ввода пароводяной среды (ПВС) в барабан, при этом чем больше расстояние переброса и больше этих перебросов, тем равномернее распределена концентрация солей в барабане, а значит, и в циркуляционных контурах.

Турбулентная диффузия не является определяющим фактором выравнивания концентрации солей по барабану.

С учетом всего этого необходимо:

исключить применение циркуляционных схем, в которых место входа воды в опускные трубы и ввод ПВС находятся в одном вертикальном сечении барабана;

осуществлять переброс среды от места запитки из барабана до ввода в него на расстояние двух-трех продольных шагов между рядами опускных труб, особенно в центральной части барабана при двусторонних СО (внутрибарабанных или выносных).

МЕТОДИКА РАСЧЕТА СХЕМ СТУПЕНЧАТОГО ИСПАРЕНИЯ С ДВУСТОРОННИМИ СОЛЕВЫМИ ОТСЕКАМИ

В литературе [1, 4, 8] приведены расчеты схем ступенчатого испарения по упрощенной методике – как бы для односторонних СО (т.е. при допущении, что левый и правый солевые отсеки работают одинаково), однако в большинстве барабанных котлов ТЭС они двусторонние.

Возможны следующие основные режимы работы внутрикотловых схем:

без переброса воды из СО в чистый отсек (ЧО);

с одинаковым перебросом из обоих СО в ЧО;

с перебросом из одного СО в ЧО;

с перебросом из обоих (левого и правого) СО, но эти относительные перебросы не равны между собой, т.е. r^л ≠ r^пр;

с различной относительной паропроизводительностью левых и правых СО, когда $n_{{{\text{СО}}}}^{{\text{л}}} \ne n_{{{\text{СО}}}}^{{{\text{пр}}}};$

с различной концентрацией солей в КВ в левой и правой частях барабана, когда $S_{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{\text{I}}}}}}^{{\text{л}}} \ne S_{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{\text{I}}}}}}^{{{\text{пр}}}}.$

По имеющимся методикам можно рассчитать внутрикотловую схему только для первых двух режимов, а для других они не применимы.

Для схемы ступенчатого испарения с перебросом воды из правого СО, представленной на рис. 6, уравнения солевого баланса можно записать следующим образом:

для котла в целом

для чистого отсека

для левого СО

для правого СО

где ${{S}_{{{\text{ПВ}}}}},$ $S_{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{\text{I}}}}}}^{{\text{л}}},$ $S_{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{{\text{II}}}}}}}^{{\text{л}}},$ $S_{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{\text{I}}}}}}^{{{\text{пр}}}},$ $S_{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{{\text{II}}}}}}}^{{{\text{пр}}}}$ – солесодержание питательной и котловой воды в левых и правых отсеках первой и второй ступеней; ${{n}_{{{\text{II}}}}}$ – относительная паропроизводительность второй ступени испарения.

По уравнениям солевого баланса существующих методик, дополненным формулами (2)–(5), построены приведенные на рис. 7 зависимости, из которых следует:

имеющиеся методики расчета не отражают реального распределения концентраций солей между ЧО и двусторонними СО;

при перебросе воды из односторонних СО происходит 100%-ный возврат в СО расхода переброса и выведенных из него солей;

при перебросе воды только из одного СО у двусторонних СО осуществляются 100%-ный возврат расхода переброса и неполный возврат солей, часть которых уходит в другой СО;

солевой перекос между ступенями испарения возникает, например, из-за того, что в правый СО возвращаются не все соли, которые “ушли” с перебросом, равным ${{r}^{{{\text{пр}}}}}S_{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{{\text{II}}}}}}}^{{{\text{пр}}}};$

невозврат солей в правый СО – это как бы дополнительная его продувка, поэтому концентрация солей в нем становится меньше, чем при схеме без переброса, в которой она равна $\frac{{100 + P}}{P}{{S}_{{{\text{ПВ}}}}}.$

Рассчитав солевой баланс для двусторонних выносных СО с двумя выносными циклонами с каждой стороны и приняв по экспериментальным данным с учетом циркуляционных пульсаций и наличия односторонней линии солевой кратности (ЛСК) из ближнего левого циклона следующие значения: P = 1.0%; ${{n}_{{{\text{СО}}}}}$ = 10%; ${{n}_{{{\text{III}}}}} = {{n}_{{{\text{II}}}}}$ = 5%; ${{r}_{{{\text{ЛСК}}}}}$ = 1% (переброс по ЛСК); ${{S}_{{{\text{ПВ}}}}}$ = 1.0 мг/дм³; $S_{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{\text{I}}}}}}^{{\text{л}}} = S_{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{\text{I}}}}}}^{{{\text{пр}}}} = {{S}_{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{\text{I}}}}}}},$ $r_{{{\text{пер}}}}^{{\text{л}}} = r_{{{\text{пер}}}}^{{{\text{пр}}}} = {{r}_{{{\text{пер}}}}}$ = 1.5%, – можно получить выражения для солесодержания отсеков:

из которых следует, что ${{S_{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{{\text{III}}}}}}}^{{{\text{пр}}}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{S_{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{{\text{III}}}}}}}^{{{\text{пр}}}}} {S_{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{{\text{III}}}}}}}^{{\text{л}}}}}} \right. \kern-0em} {S_{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{{\text{III}}}}}}}^{{\text{л}}}}}$ = 1.59, ${{S_{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{{\text{II}}}}}}}^{{{\text{пр}}}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{S_{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{{\text{II}}}}}}}^{{{\text{пр}}}}} {S_{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{{\text{II}}}}}}}^{{\text{л}}}}}} \right. \kern-0em} {S_{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{{\text{II}}}}}}}^{{\text{л}}}}}$ = 1.6, т.е. существует солевой перекос между отсеками, равный 60%.

Уточненная методика расчета схем ступенчатого испарения позволяет учитывать: наличие в них двух симметричных солевых отсеков, в том числе с двумя выносными циклонами, замкнутых каждый на одну экранную поверхность; наличие схемы включения ЛСК и линий солевого выравнивания; места вывода непрерывной продувки и перебросов между солевым и чистым отсеками.

АНАЛИЗ И РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЙ ЛИНИЙ СОЛЕВОЙ КРАТНОСТИ

Анализ применения ЛСК в схемах ступенчатого испарения котлов ВД показал, что низкая эффективность ЛСК на некоторых ТЭС объясняется прежде всего тем, что забор КВ выполнялся из ближних по ходу воды циклонов, где концентрация солей почти в 2.5 раза ниже, чем в дальних. Оказалось, что наличие односторонней ЛСК вызывает солевой перекос между СО. Отмечались случаи, когда для выполнения расчетных условий по солевой кратности ${{C_{{{\text{P}}{{{\text{O}}}_{4}}}}^{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{{\text{II}}}}}}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{C_{{{\text{P}}{{{\text{O}}}_{4}}}}^{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{{{\text{II}}}}}}}} {C_{{{\text{P}}{{{\text{O}}}_{4}}}}^{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{i}}}}}}} \right. \kern-0em} {C_{{{\text{P}}{{{\text{O}}}_{4}}}}^{{{\text{К}}{{{\text{В}}}_{i}}}}}}$ требовалось более 20 ч [21].

Исследования на котле ТПЕ-208 показали, что при правильном включении ЛСК (труба типоразмером 60 × 6 мм) эффективно работает и позволяет снижать ступенчатость испарения и кратность концентраций по фосфатам между ЧО и СО.

Забор воды в ЛСК всегда должен выполняться из зон с наивысшей концентрацией солей в СО, т.е. из дальнего по ходу воды выносного циклона. Для исключения солевых перекосов по длине барабана воду из ЛСК следует выводить в нижние коллекторы панелей ЧО следующим образом:

при односторонних СО – в панель экрана, которая заводит пароводяную смесь в торец барабана, противоположный трубе питания СО;

при двусторонних СО – в левую и правую половины барабана на расстоянии приблизительно 1/4 его отсчитываемой от середины длины.

Более подробные сведения о результатах исследования ЛСК приведены в работе [14].

Зона наивысших концентраций солей до смешения котловой воды с питательной оптимальна для места расположения вывода непрерывной продувки котлов [16].

ИССЛЕДОВАНИЯ И РАЗРАБОТКА ЭФФЕКТИВНОЙ ВНУТРИКОТЛОВОЙ СХЕМЫ БЕЗ БПУ ДЛЯ БАРАБАНОВ ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ КОТЛА-УТИЛИЗАТОРА ПК-85

Внутрибарабанная схема котла-утилизатора (КУ) ПК-85 была разработана с учетом результатов исследований при следующих конструктивных решениях: непрерывная продувка выводится из зоны наиболее концентрированной КВ, т.е. до смешения с ПВ; подвод ПВ выполняется в торцевые части барабана, вне зоны влияния непрерывной продувки; отвод КВ в опускные трубы осуществляется в торцевых частях барабана после смешения котловой упаренной воды и ПВ.

Гидравлическая, температурная и концентрационная обстановка в водяном объеме барабана при p_б = 15.2 МПа и температуре воды в барабане t_s = 343°C будет характеризоваться так:

где Pr – число Прандтля; a – коэффициент температуропроводности.

Следовательно, в барабане будет существовать развитое турбулентное течение, так как критерий Рейнольдса превышает критическое значение 10⁴.

Математическое моделирование физических процессов в водяном объеме барабана было выполнено с использованием программного комплекса ANSYS Fluent. Объемная модель барабана разбивалась на тетраэдры (элементы) с образованием сетки, общее число сетчатых элементов модели составляло 1 130 131. Система уравнений, описывающих движение жидкости, теплопередачу и диффузию примесей в турбулентном потоке, решалась методом конечных объемов. На рис. 8 показано распределение концентрации солей в водяном объеме барабана (также были получены распределения скоростей и температур, которые здесь не приводятся).

Из анализа этих расчетов следует:

запроектированный коллектор с системой выпускных отверстий по верхней образующей позволяет равномерно распределять ПВ по объему барабана, в результате чего температура стенки барабана, кромки опускного стояка и самого стояка становится равной t_s;

КВ до питательного коллектора, по течению потока, не смешивается с ПВ, поэтому концентрация в ней солей равна таковой в упаренной КВ и непрерывная продувка “работает” на этой КВ;

выравнивание концентрации солей из-за турбулентной диффузии “вверх по течению” не происходит. Даже небольшая продольная скорость потока, равная 0.139 м/с, превышает скорость турбулентной диффузии примесей, которая направлена во все стороны, в том числе и вверх против течения.

Эти данные хорошо коррелируют с результатами опытов на котлах ТП-80, ТПЕ-208 и ТГ-104.

На основании описанных исследований была разработана оптимальная конструкция внутрикотловых устройств барабана высокого давления (БВД) котла ПК-85, показанная на рис. 9. Котел-утилизатор такой конструкции был установлен на ТЭЦ для работы в составе ПГУ, включающей в себя две ГТУ GT13Е2 Alstom и два КУ. Испытания спроектированного таким образом котла на электростанции подтвердили, что:

разработанные внутрикотловые устройства БВД выдают пар, удовлетворяющий нормам при номинальной нагрузке КУ, среднем уровне воды в барабане и непрерывной продувке 0.5–1.0%;

качество пара БВД по Na обеспечивается даже при концентрации его в ПВ, достигающей 200 мкг/дм³ при норме до 50 мкг/дм³, установленной правилами технической эксплуатации (ПТЭ);

влажность отпускаемого из котла пара при P = 1% составляет 0.025%;

качество пара по SiO₂ обеспечивается, даже если его содержание превышает нормированное для КВ значение (200 мкг/дм³ [22]) в 2 раза, т.е. приближается к 400 мкг/дм³;

качество пара по Na и SiO₂ обеспечивается при удельной электрической проводимости КВ до 380 мкСм/см при норме 10–30 мкСм/см [22].

ВЫВОДЫ

1. Основное влияние на распределение концентрации солей в барабанах оказывают потоки в циркуляционных контурах при незначительном влиянии турбулентной диффузии. При турбулентном режиме течения в исследованных барабанах [Re_б = (7.3–13.0) × 10⁴] и небольших продольных скоростях воды, равных 0.84–1.7 см/с, скорость турбулентной диффузии солей меньше продольных скоростей, поэтому уменьшения или увеличения концентрации солей при перемещении против продольного течения воды в барабане не происходит.

2. Разработанная и экспериментально проверенная методика расчета схем ступенчатого испарения для двусторонних солевых отсеков при перебросах из них среды в чистый отсек по пароперепускным окнам (трубам), ЛСК и опускным трубам позволила уточнить имевшиеся методики расчета распределения концентрации солей в ступенях испарения.

3. В разработанной модели распределения концентрации солей в выносных СО с двумя циклонами, замкнутых каждый на одну экранную поверхность нагрева, выявлены значительные неравномерности (2.5–3.0) относительной концентрации солей между ближним и дальним циклонами.

4. Выполненные исследования позволили уточнить методики расчета систем с линиями солевого выравнивания [17] и линиями солевой кратности между солевыми и чистыми отсеками, а также оптимизировать их включение в циркуляционные контуры котла.

5. Результаты экспериментальных и расчетных исследований котлов с давлением в барабане до 15.2 МПа показали возможность их надежной эксплуатации без барботажно-промывочного устройства при соблюдении норм ПТЭ по SiO₂ в питательной воде и непрерывной продувке не менее 0.5%.

6. Разработанная и обоснованая расчетами эффективная внутрикотловая схема для барабана высокого давления позволяет без применения перегородок организовать в его водяном объеме зону наивысших концентраций солей, из которой выполняется продувка.

7. Для исключения солевых перекосов по длине барабанов рекомендовано при проектировании предусматривать перебросы среды от места запитки в опускные трубы и ввода среды в барабан после испарительных поверхностей нагрева на расстоянии двух-трех продольных шагов между рядами опускных труб.