INCREASE IN THE RELIABILITY OF GAS-TUBE HORIZONTAL AUXILIARY STEAM BOILER BY MEANS OF FORCED WATER CIRCULATION
Authors:
1.
Volga State University of Water Transport
(Candidate of Technical Sciences, Assistant Professor; Assistant Professor of the Department of Operation of Ship Power Plants)
Russian Federation
Russian Federation
2.
Volga State University of Water Transport
(Candidate of Technical Sciences, Assistant Professor; Assistant Professor of the Department of Operation of Ship Power Plants)
Russian Federation
Russian Federation
Type:
Article
Pages:
from 88
to 95
Status:
Published
Received:
20.08.2015
Accepted:
25.08.2015
Published:
25.08.2015
Subject area:
UDK 621.18
GRNTI 45.01 Общие вопросы электротехники
GRNTI 55.42 Двигателестроение
GRNTI 55.45 Судостроение
GRNTI 73.34 Водный транспорт
GRNTI 44.31 Теплоэнергетика. Теплотехника
GRNTI 45.01 Общие вопросы электротехники
GRNTI 55.42 Двигателестроение
GRNTI 55.45 Судостроение
GRNTI 73.34 Водный транспорт
GRNTI 44.31 Теплоэнергетика. Теплотехника
Language:
Russian
Keywords:
gas-tube auxiliary boiler, temperature field, free convection, forced water circulation, temperature distribution equalization
Abstract (English):
The issue of the temperature stratification in the gas-tube auxiliary boiler, leading to the appearance of thermal stresses in the shell of the boiler and reducing its reliability, has been discussed. The results of thermal calculation of the boiler and simulation of the temperature field in the water space in the software Flow Vision are given. A technical solution of the forced water circulation with the purpose of equalizing the temperature field in the water space and the shell of the boiler is described. It is shown, that the forced water circulation removes uneven distribution of the temperature in the water space of the boiler and in its shell. Thereby the cause of thermal stresses in the boiler shell is eliminated that has a positive impact on its reliability.
The issue of the temperature stratification in the gas-tube auxiliary boiler, leading to the appearance of thermal stresses in the shell of the boiler and reducing its reliability, has been discussed. The results of thermal calculation of the boiler and simulation of the temperature field in the water space in the software Flow Vision are given. A technical solution of the forced water circulation with the purpose of equalizing the temperature field in the water space and the shell of the boiler is described. It is shown, that the forced water circulation removes uneven distribution of the temperature in the water space of the boiler and in its shell. Thereby the cause of thermal stresses in the boiler shell is eliminated that has a positive impact on its reliability.
Keywords:
gas-tube auxiliary boiler, temperature field, free convection, forced water circulation, temperature distribution equalization
gas-tube auxiliary boiler, temperature field, free convection, forced water circulation, temperature distribution equalization
Введение При рассмотрении возможностей пакета Flow Vision для моделирования тепловых и гидродинамических процессов в элементах судовых энергетических установок [1] отмечалось, что при естественной конвекции в соосных и несоосных кольцевых зазорах, когда нагретой поверхностью является труба меньшего диаметра, в полости ниже этой трубы температура жидкости остается практически неизменной в течение длительного времени, хотя выше активно формируется нагретый слой. Жидкость в этой части кольцевого зазора неподвижна, конвективный теплообмен практически не происходит, и механизмом передачи теплоты является преимущественно теплопроводность. Аналогичные результаты при рассмотрении естественной конвекции были получены и в других работах [2]. Постановка задачи Практическим приложением указанной задачи, как отмечено в [1], может быть рассмотрение температурного поля в водном пространстве между жаровой трубой и барабаном огнетрубного горизонтального котла. На рис. 1 представлен поперечный разрез газотрубного горизонтального вспомогательного парового котла КВГ 0,25/3-М, состоящего из цилиндрической обечайки, переднего и заднего днищ, жаровой трубы, дымогарных труб, газовых камер и дымника [3]. Дымогарные трубы объединены в два пучка, причем дымогарные трубы одного хода располагаются вблизи жаровой трубы, а другого - распределены равномерно в остальной части водного пространства котла. Соединение всех этих узлов в единую жесткую конструкцию выполняется с помощью сварки. Образующиеся в жаровой трубе газы делают поворот на 180° в задней газовой камере, проходят внутри дымогарных труб первого хода, расположенных рядом с жаровой трубой, в передней газовой камере снова поворачивают на 180° и по дымогарным трубам второго хода направляются в дымник, откуда через дымовую трубу выбрасываются в атмосферу. Жаровая труба и дымогарные трубы составляют парообразующую поверхность нагрева. В установившемся режиме все элементы котла (обечайка, дымогарные трубы, жаровые трубы и др.) нагреваются до различных значений рабочей температуры, которые незначительно меняются в процессе его работы. Перед включением котла все его элементы имеют практически одинаковую температуру. Такую же температуру имеет и вода в котле. При розжиге котла это равновесие нарушается, температура продуктов сгорания (ПСГ) в жаровой трубе быстро достигает значений более 1000 °С, и несколько ниже - в дымогарных трубах. В то же время температура цилиндрической обечайки котла и ряда других элементов котла меняется достаточно медленно. Представляет интерес моделирование теплового состояния котла в процессе нагрева воды, начиная с температуры окружающей среды. Рис. 1. Поперечный разрез газотрубного горизонтального вспомогательного котла По чертежу котла (рис. 1) в САПР КОМПАС была выполнена твердотельная модель водного пространства (рис. 2). Из средней части котла вырезан фрагмент длиной 0,25 м. Через формат VRML модель передана в пакет Flow Vision. Так как ожидаемые значения скорости движения воды невелики, для расчета в области водного пространства выбрана модель несжимаемой вязкой жидкости, дополненная уравнением энергии. Рис. 2. Твердотельная модель водного пространства Поскольку движение жидкости в котле обусловлено термогравитационной конвекцией, необходимо задать лишь температурные граничные условия. Для расстановки граничных условий необходимо знать температуру на парообразующей поверхности нагрева. Ее определение возможно в ходе теплового расчета котла. Тепловой расчет котла Для удобства расчета развернем котел по газовому тракту так, как это показано на рис. 3. Таким образом, можно выделить три расчетные области (жаровая труба, трубы первого и второго хода), каждой из которых будет соответствовать свой расчетный блок (так, как это сделано в [4, 5]). Пренебрегая потерями теплоты, можно считать, что температура ПСГ на выходе из первого блока будет равна температуре на входе второго блока и т. д. Рис. 3. Расчетная схема котла Принимая паспортный КПД котла h = 0,8, определим, что для обеспечения паспортной теплопроизводительности Q = 250·103 ккал/ч = 290,8 кВт требуется расход топлива B = 30,6 кг/ч с низшей теплотой сгорания 42 700 кДж/кг. Поскольку и воздух, и ПСГ являются газовыми смесями различного состава, для определения их свойств в зависимости от температуры и давления необходимо разработать соответствующую математическую модель. Основу при определении свойств составляют уравнения расчета изобарной теплоемкости для следующих веществ, наиболее часто являющихся рабочим телом в теплоэнергетическом оборудовании и, в частности, входящих в состав ПСГ: азот N2, кислород O2, оксид углерода CO, диоксид углерода CO2, воздух, водяной пар H2O, диоксид серы SO2, атмосферный азот N2атм, оксид азота NO, диоксид азота NO2, водород H2, аргон Ar. Уравнения для всех указанных газов имеют единую форму [6]: , где t = T / T*; T* = 1000 К; ai - массив коэффициентов (i = 0-12), специфичный для каждого газа, приведен в [6]; R0 = 8,31451 Дж/(моль · К) - универсальная газовая постоянная. Используя свойство аддитивности, мы построили модель теплоемкости для сухого воздуха, состоящего из 78,08 % N2, 20,94 % O2, 0,05 % CO2, 0,93 % Ar. На базе этой модели, используя данные термогигробарометра Testo 622 о температуре, атмосферном давлении и влажности воздуха при проведении испытаний котла, мы определили влагосодержание в воздухе, выполнили пересчет долей газов во влажном воздухе и определили теплоемкость влажного воздуха. Аналогично поступим и для ПСГ, состав которых зависит от таких факторов, как действительный коэффициент избытка воздуха, сорт топлива, температура ПСГ и др. Для теплового расчета возьмем средний состав ПСГ по показаниям газоанализатора ДАГ-510 при испытаниях котла с учетом следующего состава влажного воздуха: 74,08 % N2, 12,64 % O2, 0,29 % CO, 6,02 % CO2, 0,008 % SO2, 0,002 % NO, 0,65 % NO2, 0,93 % Ar, 5,38 % H2O. Коэффициент теплоотдачи и при естественной конвекции воды и, тем более, при ее кипении будет существенно выше коэффициента теплоотдачи от ПСГ к стенкам котла. Следовательно, основное термическое сопротивление будет сосредоточено в пограничном слое ПСГ, и расчет теплопередачи «ПСГ ® поверхности нагрева ® вода» можно свести к расчету теплоотдачи от ПСГ к поверхностям нагрева (жаровая труба и трубы первого и второго хода). Для определения коэффициента теплоотдачи от ПСГ к поверхностям нагрева использовалось уравнение подобия [7]: . (1) Особенность уравнения в том, что в нем критерии подобия рассчитываются при температуре стенки, которая, как будет показано далее, для различных поверхностей нагрева (жаровая труба или трубы первого и второго хода) отличается незначительно. В уравнении (1) Nu - число Нуссельта (безразмерный коэффициент теплоотдачи), Nu = ad/l; Re - число Рейнольдса, Re = wd/n; Pr - число Прандтля, Pr = n/a; где a - коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2 · К); l - теплопроводность жидкости Вт/(м · К); d - характерный линейный размер (диаметр жаровой трубы или труб первого и второго хода); w - скорость ПСГ, м/с; n - кинематическая вязкость, м2/с; a - температуропроводность, м2/с. Поскольку вода в барабане котла постоянно перемешивается (особенно при кипении), для расчета с сосредоточенными параметрами будет вполне допустимо принять ее температуру одинаковой во всем объеме водного пространства котла. Далее расчет теплоотдачи в каждом блоке ведется методом последовательных приближений, причем достигается согласование значений температуры как в направлении движения газов, так и в направлении теплового потока (в поперечном направлении). В табл. 1 приведены результаты расчета. Таблица 1 Результаты теплового расчета котла Параметр Размерность Жаровая труба Первый ход Второй ход Площадь поверхности теплоотдачи м2 0,939 1,154 0,679 Коэффициент теплоотдачи Вт/(м2 ·К) 56,1 149,4 228,3 Передаваемый тепловой поток кВт 106,1 230,2 47,0 Средняя температура ПСГ °С 2190 1512 458 Средняя температура стенки со стороны ПСГ °С 176,8 177,6 155,7 Средняя температура стенки со стороны воды °С 154,8 157,4 148,7 Средняя температура воды °С 144,1 В табл. 2 показано изменение температуры ПСГ вдоль газового тракта котла (рис. 3). Таблица 2 Изменение температуры вдоль газового тракта котла Температура, °С, согласно рис. 1 t1fж t2fж = t1fI t2fI = t1fII t2fII 2400* 1844 595 300 * Условная максимальная температура сгорания топлива. Для расстановки граничных условий на модели водного пространства котла используем данные предпоследней строки табл. 1. Схема задания граничных условий показана на рис. 4. Рис. 4. Схема задания граничных условий Результаты моделирования Моделирование процесса прогрева котла в пакете Flow Vision подтвердило, что нижняя часть цилиндрической обечайки котла прогревается до рабочей температуры существенно медленнее, чем ее верхняя часть. На рис. 5 показаны температурное поле и линии тока естественной конвекции в водном пространстве котла на 92 секунде прогрева. Область выше жаровой трубы и труб первого хода уже прогрета до температуры порядка 50 ºС, в то время как температура воды в области ниже жаровой трубы и труб первого хода не выше 22 ºС. При анализе линий тока образовавшихся макровихрей видно, что в области ниже жаровой трубы и труб первого хода естественная конвекция практически отсутствует, в то время как в верхней области жаровой трубы и дымогарных труб образуется система разномасштабных вихрей с преобладанием восходящего движения над поверхностями нагрева и нисходящего - около обечайки котла. Рис. 5. Температурное поле и линии тока в водном пространстве котла Распределение температуры по периметру обечайки показано на рис. 6. Наблюдается резкий провал (на 8-10 ºС) в области ниже жаровой трубы и труб первого хода. Рис. 6. Температура по поверхности барабана котла В результате неравномерного распределения температуры в металле цилиндрической обечайки и ряда других элементов котла будут возникать напряжения, ведущие к появлению разного рода дефектов (трещины, поры и др.), наличие которых снижает срок службы котла. Усовершенствование котла и проверка его эффективности Нами предложено при включении котла (при его розжиге) с помощью насоса выполнить забор воды через приемный патрубок из верхней части водного пространства котла, а затем, пропустив через подогреватель, расположенный в жаровой трубе, направить нагретую воду в распределитель в нижней части водного пространства котла (рис. 7). Нагретая в подогревателе вода будет подниматься вверх, а на ее место будут поступать менее нагретые слои воды. В результате в нижней части водного пространства котла будет осуществляться циркуляция воды, что обеспечит более равномерный прогрев цилиндрической обечайки котла и других его элементов. При этом существенно усиливается интенсивность циркуляции воды и во всем объеме водного пространства котла, что, в свою очередь, ведет к снижению напряжений в металле цилиндрической обечайки и ряда других элементов котла и, следовательно, к повышению срока службы котла. Рис. 7. Способ обеспечения равномерного распределения температуры в обечайке котла: 1 - цилиндрическая обечайка; 2 - переднее днище; 3 - газовая камера; 4 - жаровая труба; 5 - газовая камера; 6 - дымник; 7 - заднее днище; 8 -дымогарные трубы; 9 - приемный патрубок; 10 - насос; 11 - подогреватель воды; 12 - распределитель подогретой воды Для проверки выдвинутого предложения выполнено моделирование работы модифицированного котла. На рис. 8 показаны граничные условия в новой модели. По сравнению с первоначальной в ней добавлены две круглые площадки: одна в верхней части котла, над жаровой трубой, имитирующая забор воды, другая - под жаровой трубой, на конце короткого патрубка. Для обеспечения сохранения массы воды в котле площадь указанных площадок и скорость движения воды через них принимались одинаковыми. На практике количество, форма и расположение отверстий в распределительной трубе могут отличаться от предложенных. Для простоты задания соответствующего граничного условия температура воды в распределительной трубе принималась исходя из обеспечения нулевого теплового потока через поверхность этой трубы. Были выполнены два расчета, в которых скорость прокачиваемой воды составила 0,15 и 0,5 м/с. Подача подогретой воды со скоростью 0,15 м/с не привела к принципиальному изменению температурного поля в водном пространстве котла, поэтому данный вариант расчета далее не рассматривается. Наоборот, увеличение скорости до 0,5 м/с привело к разрушению холодной области в нижней части барабана котла, выравниванию температуры как по объему водного пространства, так и по поверхности барабана котла (рис. 9). Рис. 8. Схема модификации граничных условий Рис. 9. Температурное поле в водном пространстве модифицированного котла Создаваемые течения от трубы-распределителя подогретой воды и возвратные течения к ней активно перемешивают область ниже трубных пучков. При этом сохраняются конвективные вихри, формирующиеся у жаровой трубы и трубных пучков. Это означает, что организация принудительной циркуляции воды не приводит к подавлению естественной конвекции, а лишь способствует разрушению холодной зоны в нижней части барабана котла. Заключение Таким образом, предложенная нами модель работы модифицированного котла обеспечивает более равномерный прогрев цилиндрической обечайки и других элементов газотрубного котла при вводе в эксплуатацию за счет организации постоянного поступления в нижнюю часть водного пространства котла воды, подогретой в жаровой трубе. Тем самым исключается негативное влияние неравномерного распределения температуры в обечайке котла, что способствует увеличению срока службы котла. Кроме того, после выхода котла на рабочий режим организованная циркуляция воды позволит нивелировать влияние изменения нагрузки на его тепловое состояние.
1. Shuraev O. P. Modelirovanie v srede Flow Vision nekotoryh teplovyh i gidrodinamicheskih processov v elementah sudovyh energeticheskih ustanovok / O. P. Shuraev // Vestn. Volzh. gos. akad. vodnogo transporta. 2006. № 20. S. 177-180.
2. Polezhaev V. I. Teploobmen i temperaturnoe rassloenie pri svobodno-konvektivnyh vzaimodeystviyah v zamknutyh ob'emah / V. I. Polezhaev, S. A. Nikitin, M. N. Myakishina // Tr. V Ros. nac. konf. po teploobmenu. T. 1. Obschie problemnye doklady. Doklady na kruglyh stolah. M.: Izd. dom «MEI», 2010. S. 55-62.
3. Hryapchenkov A. S. Sudovye vspomogatel'nye i utilizacionnye kotly: ucheb. posobie / A. S. Hryapchenkov. L.: Sudostroenie, 1988. 296 s.
4. Valiulin S. N. Matematicheskaya model' teploobmennogo apparata serii VVPI / S. N. Valiulin, O. P. Shuraev // Vestn. Volzh. gos. akad. vodnogo transporta. 2003. № 5. S. 149-154.
5. Shuraev O. P. Matematicheskaya model' sudovyh teploobmennyh apparatov i ee primenenie v imitacionnom modelirovanii sistem dizelya / O. P. Shuraev // Nauchnye problemy transporta Sibiri i Dal'nego Vostoka. Novosibirsk: NGAVT, 2010. № 1. S. 178-182.
6. Aleksandrov A. A. Teplofizicheskie svoystva rabochih veschestv teploenergetiki / A. A. Aleksandrov, K. A. Orlov, V. F. Ochkov. M.: Izd. dom «MEI», 2009. 224 s.
7. Bazhan P. I. Spravochnik po teploobmennym apparatam / P. I. Bazhan, G. E. Kanevec, V. M. Seliverstov. M.: Mashinostroenie, 1989. 367 s.
