CC BY
13
ИЗВЕСТИЯ
ТОМСКОГО ОРДЕНА ТРУДОВОГО КРАСНОГО ЗНАМЕНИ ПОЛИТЕХНИЧЕСКОГО
ИНСТИТУТА имени С. М. КИРОВА
1968 i\
Том 150
ИСПАРИТЕЛИ-ГЕНЕРАТОРЫ ПАРОСИЛОВЫХ УСТАНОВОК С АДИАБАТИЧЕСКИМ ПАРООБРАЗОВАНИЕМ
с. в. положии
(Представлена проф. докт. техн. наук И. Н. Бутаковым)
Испарители-генераторы являются основным отличительным элементом паросиловых установок с адиабатическим парообразованием (ПСУ АП), в которых осуществляется получение насыщенного пара и использование энергид процесса парообразования [1]. В таких установках высокая тепловая экономичность достигается при низком давлении перегретого пара, что приводит к благоприятным технико-экономическим показателям работы ПСУ АП как большой, так и малой мощности.
В ПСУ АП вместо дорогостоящих и сложных паровых котлов из легированной стали современных ГРЭС устанавливаются водогрейные котлы из дешевой углеродистой стали. Низкое давление и малый удельный расход пара позволяют иметь небольшую поверхность нагрева пароперегревателя из тонкостенных труб вместо дорогих, металлоемких и громоздких Пароперегревателей сверхвысокого и закриги-ческого давления современных блочных ГРЭС. Дорогие толстостенные паропроводы современных ГРЭС заменяются в установках с адиабатическим парообразованием тонкостенными более дешевыми паропроводами. Сложные и дорогие паровые турбины с цилиндрами сверхвысокого и высокого давления блочных ГРЭС уступают место простым и дешевым испарителям-генера-торам с паровыми турбинами среднего и низкого давления. В ПСУ АП отсутствуют промежуточные пароперегреватели и паропроводы, связывающие котел и турбину по повторно перегретому пару, без которых невозможно строительство со- / 16
/2,5 ЩО
V
5,0 25
4
\ 3j
\
\
1/
50 /00 /50 200 250 300 Ю3 Мощность турбино/1 кбт
Рис. 1. Ориентировочная стоимость паровых турбин с испарителем-генератором и современных паровых турбин на кет мощности.
1—паровая турбина с испарителем-генератором среднего давления пара—35 бар.
2—4 ~ современные паровые турбины. 2 — 98 бар, 500°С, 3—180 бар, 550—
580°С, 4 — 250—300 бар, 600—650°С.
временных ГРЭС сверхвысокого давления. Сложная система регенеративного подогрева питательной воды заменяется в установках с ИГ в несколько раз более дешевой и менее металлоемкой. Низкая стоимость основного и вспомогательного оборудования, значительная тепловая экономичность при низком давлении пара позволяют применять глубокий вакуум в паровых турбинах, допускать низкую температуру уходящих газов в котельных агрегатах и производить повышение начальной температуры пара до уровня, достигнутого в газотурбинных установках, и экономически целесообразно осуществлять дальнейшее повышение тепловой экономичности ПСУ АП.
Первоначальные теоретические и экспериментальные исследования адиабатического парообразования позволили установить и проанализировать зависимость парообразования от величины, интервала и характера сброса давления как основных побудителей этого процесса. Этими же исследованиями была установлена общая направленность процесса адиабатического парообразования: возрастание кинетической энергии и степени дисперсности потока, скорости парообразования с увеличением величины сброса давления, начальной температуры и температурного напора. На основании этих исследований удалось вскрыть ошибочность методики теоретических и экспериментальных исследований явлений, связанных с адиабатическими фазообразованиями, установить непригодность переноса экспериментальных данных, полученных для одних условий и форм испарительных элементов, на другие [2—7]. Этими же исследованиями выявлен основной закон адиабатического парообразования: одновременность протекания в равных соотношениях взаимопротивоположных процессов адиабатического парообразования и конденсации по мере сброса давления жидкости критического состояния, что приводит к молекулярно-дисперсной структуре потока при адиабатическом парообразовании. В таком непрерывно взаимодействующем потоке, в виде ассоциаций и групп молекул жидкости и пара, исключается существенное различие в скоростях и траекториях движения частичек жидкости и пара и существование тех явлений, которые обусловливают эрозию и потерю от влажности в паровых турбинах, работающих в области влажного пара.
Экспериментальное исследование адиабатического парообразования под вакуумом [2—4], распыливания при сбросе давления высокосжатых растворов и воды [8], а также изучение энергии адиабатического парообразования в расширяющихся испарительных элементах (соплах) при избыточном давлении [9, 10] подтвердили ряд теоретических положений: высокую степень совершенства и кинетическую энергию процесса парообразования в расширяющихся испарительных элементах, дисперсную структуру потока и интенсификацию этих процессов по мере увеличения величины сброса давления и температурного напора. Опыты МЭИ [8] хорошо подтвердили микродисперсную структуру потока при высоком начальном давлении нагретой воды и возрастание дисперсности потока по мере увеличения температурного напора и величины сброса давления. Достаточно высокая энергетическая эффективность процесса адиабатического парообразования в расширяющихся испарительных элементах даже при малой величине сброса давления порядка одной атмосферы в вакуум, небольших температурных напорах и неблагоприятных физических свойствах воды при этих условиях [3] явилась обнадеживающим фактором и при соответствующем теоретическом анализе позволила прийти к выводу о высоком к.п.д. испарительных элементов турбин ИГ, В последующие годы эти теоретические выводы получили экспериментальное подтверждение других исследователей [9, 10] (табл. 1). Таким
3. Заказ 4594. 17
Таблица 1
Энергетический к. я. д. расширяющихся испарительных элементов
К. п. д. сопла
Условия процесса
Автор
Год
0-60-0,70 0,86-0,89 0,93- 0,94
Под вакуумом
Избыточное
Избыточное
30—40 бар
С. В. Положий [3] О. Френцль [9] А. В. Зысин [10]
1953, 1960 1956 1963
образом, экспериментально обоснована первая часть проблемы создания эффективных турбин ИГ: высокий к.п.д. испарительных элементов, коэффициент скорости которых практически не отличается от коэффициента скорости сопел паровых турбин. Несостоятельными оказались утверждения критиков о невозможности получения высокой кинетической энергии в соплах турбин ИГ. Физические и термодинамические свойства потока и процесса адиабатического парообразования, как показали исследования, оказались весьма благоприятными для работы турбин ИГ паросиловых установок с адиабатическим парообразованием. Высокая энергетическая эффективность сопел турбин ИГ, молекулярнодисперсная структура потока, одноступенчатый принцип работы турбин испарителей-генераторов, обусловленный невысокими теп-лопадениями кг воды,* наряду с низким давлением и температурой рабочего тела в корпусе испарителя-генератора обеспечивают надежную и эффективную работу таких турбин, исключают эрозию и потерю от двухфазного состояния потока (влажности). Расчетное значение внутреннего относительного к.п.д. турбин ИГ в зависимости от мощности составляет от 0,62 для турбин малой мощности, до 0,80 ' для мощных турбин ИГ. В табл. 2 приведены проектные показатели паровых турбин с испарителями-генераторами. На рис. 2 ,показан продольный разрез турбины испарителя-генератора среднего давления насыщенного пара мощностью в 11,6 тыс. /сет, находящейся на одном валу паровой турбины мощностью в 20 тыс. кет. В табл. 3 приведены некоторые характеристики и параметры потока турбин ИГ для различных давлений в корпусе ИГ. На рис. 3 представле-
Рис. 2. Продольный разрез турбины испарителя-генератора мощностью 111,6 тыс. кет теплофикационной паровой турбины среднего давления в 20 тыс. кет.
1 — вход высокосжатой воды, 2—выход неиспарившейся воды, 3 — сепарационное устройство в корпусе испарителя-генератора, 4 — выход насыщенного пара, 5 — концевое уплотнение, 6 — уплотнение между корпусом ИГ и корпусом паровой турбины, 7 — вал паровой турбины.
Параметры воды на входе в ИГ: давление 220 бар, температура 373°С. Параметры потока на выходе из ИГ: давление 37 бар, температура 246°С воды и насыщенного пара. Расход воды 152 кг/сек (546 т/час). Паропроиз-водительность ИГ — 61 кг/сек (220 т/час). Относительный внутренний к. п. д. 0,74.
Таблица 2
Проектные показатели паровых турбин с испарителями-генераторами
Турбина ИГ Паровая турбина
Тип турбинного агрегата V Начальное давление, температура воды, Яо, *о» °С Давление и температура в ИГ Ри ¿ь °С Относительный внутренний к. п. д. Эффективная мощность, тыс. кет Начальная температура и давление Р, t °С Относительный внутренний к. п. д. Число цилиндров (ступеней) Мощность, тыс. кет Полная мощность, тыс. кет
Конденсационная малой мощности 9000/3000 об\мин........ 220 370 28 229 0,67 0,41 20 563 0,79 1 10 1,61 2,02
Противодавленческая: 1,2 бар, 60 0/3000 об\ман 220 374 32 236 0,678 1,87 25 650 0,76 1 6 5,0 6,87
Теплофикационная: 3000 об\мин Р2—1>03 бар 220 374 40 249 0,72 15,8 35 650 0,82 1 14 50,0 65,8
Конденсационная большой мощности ..... 220 370 42 252 0,746 28,8 35 650 0,84 2 19 150 179,8
Конденсационная сверхмощная, ..... 228 374 36 243 0,78 62 35 585 0,85 3 21 250 302
ны результаты теоретических исследований движения двухфазного потока в проточной части турбин ИГ, выполненные по известной методике [12]. На основании этих исследований установлено, что угол атаки капелек жидкости размером меньше 0,2 микрона приближается к нулю и такие капельки жидкости обладают .скоростью движения, близкой к скорости парового потока, и не могут иметь ударного входа на рабочие лопатки турбинного колеса. Частички жидкости в один микрон и меньше не изменяют своей траектории по сравнению с траекторией движения парового потока при прохождении криволинейного канала рабочего колеса. Эти исследрвания позволили установить те критические размеры капелек жидкости в потоке для условий работы турбин ИГ,
и
Таблица 3
Некоторые характеристики турбин испарителей-генераторов
Давление пара, бар
Наименование величин низкое среднее умеренное
Давление в корпусе испарителя-генератора 16 35 80
Начальное давление нагретой воды .... 220 220 220
Начальная температура воды, °С ..... 373 373 373
Теоретическое теплопадение воды, кдж\кг 271 135 75
Теоретическая скорость истечения, м\сек 670 560 390
Оптимальная окружная скорость, м\сек . . 29 Э 240 170
Диаметр диска при 3000 об\мак .... 1,1 1,2 1,35
Паросодержание потока......... 0,476 0,460 0,420
Удельный объем пара на выходе из испарительного элемента, м3/кг......... 0,06 0,02) 0,0085
Объем жидкой фазы на выходе из ИЭ, мЦкг 0,00058 0,00065 0,00075
Объемная доля жидкости на выходе из испарительного элемента, % . , ...... 0,96 2.23 8,1
Поверхностное натяжение жидкости на выходе из испарительного элемента, кг\м ... 0,0038 0,0031 0,0028
Средний размер капель на выходе из ИЭ без учета действия закона адиабатического парообразования, микрон....... 0,0052 0,0031 0,0081
превышение которых будет приводить к нарушению скоростных и траек-торных характеристик двухфазного потока и к возникновению потерь от двухфазного состояния (влажности) и эрозии рабочих лопаток. Этот критический размер капелек жидкости оказался в сотни раз больше, чем размеры капелек жидкости в потоке на выходе из испарительных элементов турбин ИГ. Отсутствие эрозии рабочих лопаток и потерь от влажности в турбинах ИГ, обоснованное теоретическим путем, в определенной степени подтверждается экспериментальными исследованиями и практикой эксплуатации газовых турбин твердого топлива, в которых частички золы в 10 микрон и меньше не приводят к эрозии рабочих лопаток, а частички зрлы в несколько микрон, как имеющие одинаковые с газовым потоком скорости и траектории движения в криволинейных рабочих каналах, вообще не принимаются во внимание при расчете газовых турбин.
2СГ
и меньше
В результате теоретических и экспериментальных исследований адиабатического парообразования и условий работы турбин испарителей-генераторов, проведенных в Томском политехническом институте, а также экспериментальных исследований энергии и дисперсности потока при адиабатическом парообразовании, имеющихся в литературе, наряду с практикой использования двухфазного потока в газовых турбинах оказалось возможным обосновать надежную и эффектную работу турбин ИГ до постановки специальных экспериментальных исследований для конструктивной отработки турбин ИГ, необходимых для широкого внедрения паросиловых установок с адиабатическим парообразованием в энергетику нашей страны/
В пррцессе выполнения исследований по рассмат- 4: риваемой проблеме работа С подвергалась критике со стороны ряда видных ученых, занимающихся разработкой и внедрением современных паросиловых установок сверхвысокого и за-критического давления пара.
Основные возражения и критические замечания по работе сосредоточились на отрицании эффективной и надежной работы турбин ИГ. В доказательство таких отрицательных заключений эффективной и надежной
работы турбин ИГ приводились факты эрозии и потерь от влажности в паровых турбинах, а также опытные данные по истечению нагретой воды из насадок и диафрагм и других типов кеэнергетических испарительных элементов. Отрицание на такой основе эффективной и надежной работы турбин ИГ является ненаучным. Распространение процесса дросселирования в диафрагмах и цилиндрических насадках на упорядоченный процесс в расширяющихся испарительных элементах и на этой основе отрицание высокой энергетической эффективности испарительных элементов турбин ИГ, как это делают доктор техн. наук А. М. Зысина, канд. техн. наук А. С. Зыков и др., является грубой ошибкой. Эти процессы несовместимы по всем показателям, и особенно по энергетическому эффекту превращения теплопадения в кинетическую энергию потока, не только для адиабатического парообразования, но и для истечения пара. Хорошо известно, что для получения кинетической энергии потока за счет теплопадения нужно иметь специальный профиль, сопла, определенный угол раскрытия и другие конструктивные характеристики, согласованные для конкретных условий, параметров и т. п. Насколько оказались несостоятельными такие отрицательные за-
Рис. 3. Углы атаки и траектории характеристики капелек жидкости различных размеров для условий проточной части ИГ среднего давления в корпусе.
ключения по оценке энергетической эффективности и степени совершенства процесса в соплах турбин ИГ, видно из экспериментальных исследований [2—4, 8, 9, 10] (табл. 1).
На подобном же уровне построено отрицание эффективной и надежной работы турбин ИГ. Некритический перенос явлений потерь от влажности и эрозии лопаточного аппарата в паровых турбинах на турбины ИГ без учета и анализа совершенно различных физических, термодинамических, конструктивных и других факторов является не менее грубой ошибкой и трудно объясним. Здесь мог сказаться необъективный подход к рассматриваемому вопросу, слабая осведомленность о явлениях адиабатического парообразования, а также неудовлетворительное состояние научных исследований потерь от влажности в паровых турбинах [5—7].
ЛИТЕРАТУРА
1. С. В. Положим. Паросиловые установки с'адиабатическим парообразованием. Изв. вузов СССР — Энергетика, № I, 1965.
2. С. В. Положий. О процессе парообразования при истечении нагретой воды. Изв. вузов СССР — Энергетика, № 2, 1960.
3. С. В. Положий. Экспериментальное исследование адиабатического парообразования при течении в насадках. Изв. вузов СССР — Энергетика, № 9, 1963.
4. С. В. Положий. К вопросу расчета параметров потока при адиабатическом парообразовании. Изв. ТПИ, 125, ¡964.
5. С. В. Положий. К вопросу влияния влажности пара на к.п.д. турбинной ступени. Изв. вузов СССР — Энергетика, № 7, 1962.
6. С. В. Положий. Еще раз к вопросу о влиянии влажности пара на к.п.д. турбинной ступени. Изв. вузов СССР — Энергетика, № 3, 1963.
7. С. В. Положий. К вопросу о кинетике, процесса конденсации пара в турбин-ной ступени. Изв. ТПИ, том 137,1965.
8. П. Д. Л е б е д е в. М. И В е р б а, Б. И. Л е о н ч и к. Некоторые закономерности распыливания перегретой жидкости. Изв. вузов СССР — Энергетика, № 10, 1959.
9. О. Френцль. Strämung Verdampfen den Wassers in Düsen. «Maschinenbau und Wärmewirtschafb, N 2, 1956.
10. А. В. 3 ы с и н. Комбинированные парогазовые установки. ГЭИ, 1962.
11. К. В. Олесевич. Износ элементов газовых турбин при работе на твердом топливе. Машгиз, 1959.
12. К. В. Олесевич. Определение траекторий частиц золы б межлопаточных каналах газовых турбин, работающих на твердом топливе. Научные записки ОПИ, том 44, 1962.
