книги из ГПНТБ / Цирульников, Л. М. Защита газомазутных котлов от сернокислотной коррозии [монография]

расчетными формулами для определения температурного перепада между теплоносителями. Кривизна графиков неодинакова. При ма­ лых температурных перепадах кривая полога, в начальных секциях подогрев значительно больше (1,5—2° С), чем в конечных (0,5° С). При увеличении температурного перепада между теплоносителями кривая идет круче и секции работают более равномерно (начальные — 5° С, конечные — 4° С).

Интересно проанализировать температуру поверхности теплообме­ на. Так как коэффициент теплоотдачи от пара к стенке значительно больше, чем от стенки к мазуту-то температура стенки мазутного по­ догревателя близка к температуре насыщенного пара.

Рис. 26. Изменение температуры мазута вдоль поверхно­ сти подогревателя:

1 — «низкий» подогрев мазута; 2 — «высокий» подогрев мазута.

Для «чистой» поверхности нагрева, согласно экспериментам на по­ догревателе-трубопроводе, температура стенки совпадала с тем­ пературой насыщения. В других случаях, когда на трубках подогре­ вателя со стороны пара имелись отложения, такого совпадения не от­

Одной из основных задач было снятие температурного поля в пото­ ке мазута, движущегося по трубкам. Измерения проводились на выхо­ де из 5-, 9- и 13-й секций второго варианта секционного подогревателя и на выходе из 1- и 3-го элементов подогревателя-трубопровода. На температурное поле, как установлено, в наибольшей степени влияли скорость мазута и его вязкость.

C ростом скорости размеры ядра температурного поля увеличились, влияние температуры пристеночного слоя при неизменной темпера-

70

туре стенки подогревателя на среднеобъемную температуру мазута снижалось. C уменьшением скорости диаметр ядра невозмущенного потока убывал, пристеночный слой оказывал значительное влияние на среднеобъемную температуру. При малых скоростях разность меж­ ду среднеобъемной температурой и температурой ядра потока стано­ вилась больше. - ~

Влияние вязкости на характер температурного поля выявлялось в процессе изучения поля на выходе из разных секций. По мере про­ хождения секций подогревателя температура мазута росла, вязкость потока уменьшалась, размеры ядра температурного поля увеличива­ лись, зона интенсивного изменения температуры вблизи стенок сокра­ щалась.

Аналогичные данные получены и на опытных элементах. Кроме того, удалось установить, что с ростом температуры стенки толщина пристеночного слоя заметно увеличивается. >

Во всех случаях в центральной части труб можно выделить'зону, где температура мазута почти не меняется, т. е. эта часть в теплообме­ не практически не участвует. В некоторых опытах граница зоны изме­ нения температуры находилась на расстоянии 3—8 мм от стенки тру­ бок секционного подогревателя, а опытных элементов— 1÷7 мм. Это расстояние менялось вдоль поверхности теплообмена, уменьша­ ясь по мере нагрева мазута.

Полученные данные позволяют утверждать, что с ростом произво­ дительности подогревателя и повышением температуры мазута целе­ сообразно свести к минимуму размеры ядра потока, практически не участвующего в теплообмене, путем уменьшения внутреннего диа­ метра до 12—-14 мм с одновременным сохранением площади проход­ ного сечения.

Другой путь интенсификации теплообмена связан с уменьшением длины трубок до 1 м. Материалы, полученные на опытных элементах, показали, что увеличение длины трубок сопровождается снижением коэффициента теплоотдачи от стенки к мазуту. Это согласуется с дан­ ными И. Т. Аладьева (1951) о теплообмене на начальном участке теп­ ловой стабилизации длиной до 50 внутренних диаметров, формирую­ щем поток жидкости.

Результаты опытов по теплообмену показывают, что с уменьшением подогрева и увеличением исходной вязкости снижается интенсивность теплообмена (рис. 27). C ростом критерия Рейнольдса интенсивность теплообмена увеличивается. Сопоставление полученных данных с рас­ четными по формулам Μ. А. Михеева (1958) и 3. И. Геллера (1965) поз­ воляет считать, что для секционных подогревателей расчетные данные по формуле Μ. А. Михеева оказываются завышенными, а для наиболее эффективного участка экспериментальные данные располагаются в не­ посредственной близости от линии, соответствующей этой формуле. Опытные данные о секционных подогревателях оказываются близкими к рассчитанным по формуле 3. И. Геллера. Однако анализ показал, что эта формула не может быть распространена на режимы с большим диапазоном изменения определяющих критериев, характерным для

71

работы с высокими нагрузками и значительным нагревом мазута в по­ догревателях.

Сравнение данных о секционных подогревателях с данными 3. И. Геллера о подогревателе «труба в трубе» указывает на то, что оба подогревателя имеют близкие значения коэффициента теплоотдачи.

C повышением среднелогарифмического температурного напора и скорости мазута опытное значение коэффициента теплоотдачи рас­ тет. Степень влияния скорости оказывается тем больше, чем значитель­ нее подогрев мазута.

Рис. 27. Зависимость комплекса K0 от критерия Ret

7 — по Μ. А. Михееву (1958); 2 — по 3. И. Геллеру (1965);

<3 — по Н. И. Верховскому, Г. К. Красноселову, Е. В. Ma-

Повышение давления насыщенного пара с 3 до 9 бар привело к уд­ воению коэффициента теплопередачи (рис. 28, а). Наибольшую интен­ сивность теплообмена из всех рассмотренных конструктивных вариан­ тов обеспечивает второй опытный элемент, где коэффициент теплоотда­ чи достигает 460 впг/м2 ■ ° C даже при умеренных параметрах пара (8—9 бар) и скорости мазута до 1,5 місек. При переходе к малым разме­ рам труб и повышении параметров пара до 16 бар можно ожидать, что коэффициент теплоотдачи может достичь 900 вт/м2 °С (рис. 28, б).

Проверка возможности создания высокоэффективного мазутного подогревателя проводилась на двух опытных конструкциях: «большом» подогревателе с трубками длиной 4,175 м и «малом» с трубками длиной 1,025λi. Каждый имел по три трубки диаметром 18,0 X 2яя, размещен­ ные в корпусе диаметром 108 X 6 мм и введенные в трубные доски. По­ верхности подогревателей, подсчитанные по внутреннему диаметру, равнялись соответственно 0,55 и 0,135 м2. Внутри труб протекал мазут MlOO, а в межтрубном пространстве—насыпанный пар давлением

72

3,6—16 бар. Такое увеличение давления пара, вызвавшее рост тем­ пературы стенки подогревателя в 1,5 раза, способствовало повышению коэффициента теплоотдачи также в 1,5 раза (см. рис. 28, б).

Из сопоставления данных о «большом» подогревателе и о первой секции подогревателя ПКБ Башкирэнерго (длина трубок около 5 Mr их внутренний диаметр 26 мм) видно, что при прочих близких условиях в «большом» температура мазута возрастает на 16,5° С, а в первой сек­ ции — на 5° С. Это значит, что теплообмен в трубках с внутренним; диаметром 14 мм протекает интенсив­ нее, чем при внутреннем диаметре 26 мм, принятом в секционных подог­ ревателях, и значительно больше, чем при внутреннем диаметре 51 мм в по­ догревателях «труба в трубе». По аб­ солютному значению коэффициент теплопередачи «большого» подогрева­

резко интенсифицировать теплообмен в мазутных подогревателях. Сопоставление полученных данных об изменении давления мазута вдоль поверхности теплообмена секционного подогревателя (рис. 29) сданными 3. И. Геллера (1965) о подогревателе «труба в трубе» указы­ вает на различный характер этих зависимостей. В секционном подогре­ вателе гидравлическое сопротивление отдельных секций достаточно близко между собой, а в подогревателе «труба в трубе» сопротивление

не менялось после 4—5 раз по ходу мазута.

Опыты с различными марками мазута позволили выявить некоторые зависимости гидравлического сопротивления от марки и от средней за опыт вязкости мазута. C ростом вязкости гидравлическое сопро­ тивление подогревателя растет, например, при расчетной скорости

73

1,7 місек гидравлическое сопротивление для мазута М40 примерно в 2 раза ниже, чем для М200.

Довольно четко прослеживается также зависимость сопротивления от средней вязкости мазута одной и той же марки. Например, увели­ чение вязкости мазута в 1,5 раза для марок 100 и 200 приводит при номинальной нагрузке к увеличению гидравлического сопротив­ ления на 0,5 бар.

Загрязнение поверхности нагрева подогревателя обусловливает увеличение его гидравлического сопротивления в 5—10 раз. Одновре­ менно значительно снижается тепловая мощность подогревателя. Это приводит к резкому сокращению его рабочей кампании. Продлить

Рис. 29. Изменение давления мазута вдоль поверхности

теплообмена секционного подогревателя мазута:

1 — 13,9 M=∕ceκ. М200; 2 — 13,9, М100; 3 - 8,3, М200; 4 — 8.3,

MlOO.

рабочую кампанию подогревателя можно мероприятиями, снижающи­ ми или полностью устраняющими коксование мазута, и эффективными способами очистки подогревателей без вывода в ремонт. К мероприя­ тиям, снижающим коксование, относятся удаление из мазутов механи­ ческих примесей, а также карбоидов (кокса) путем тонкой фильтра­ ции, ввод в мазуты присадок, уменьшение температуры стенки ниже 150o С, поддержание скорости мазута на уровне 1—1,5 м/сек.

Анализ эффективности этих мероприятий с учетом опыта электро­ станций показал, что ни одно из них не устраняет, а лишь в той или иной степени уменьшает коксование мазута настенках подогревателей.

Восстановление тепловой мощности подогревателя достигается уда­ лением загрязнений тем или иным способом. На электростанциях для этих целей применялись шомполирование трубок скребками, ершами, выжигание отложений, химическая очистка-промывка подогревателей специальными составами, удаляющими отложения. Такое разнообра­ зие методов очистки, несмотря на небольшое количество конструкций подогревателей, свидетельствует о том, что ни один из них не универ-

74

сален. Кроме того, для их применения необходимо подогреватели выводить в ремонт и иметь резерв.

В связи с этим разработан способ очистки подогревателей на ходу (Цирульников, Бурда, Красноселов, Кузнецова, 1968).

Первая проверка этого способа проведена на экспериментальной установке, созданной на базе секционного подогревателя. Перед опы­ тами подогреватель был очищен от отложений, в результате чего коэф­ фициент гидравлического сопротивления в период опытов составлял в среднем 0,075. Сопротивление подогревателя систематически росло и за 8 месяцев коэффициент гидравлического сопротивления достиг 0,17.

10

5

гревателя при загрязнении (I) и очистке (II):

1 — коэффициент сопротивления; 2 — гидравлическое сопротивле­ ние подогревателя, бар; 3- расход мазута, кг(сек.

Последующее активное загрязнение имело место при специально организованном режиме с малыми скоростями движения мазута (0,3—0,5 м/сек). За неполных 2 месяца коэффициент гидравлического сопротивления достиг 0,5. Подогреватель нуждался уже в тщательной очистке, так как из-за интенсивного загрязнения мазутных трубок значительно снизилась тепловая мощность и увеличилось гидравличе­ ское сопротивление.

Проведена проверка предложенного способа очистки «на ходу». Не изменяя схемы включения подогревателя, путем увеличения рас­ хода скорость мазута MlOO в трубках была доведена до 25 м/сек. В ре­ зультате через сутки коэффициент гидравлического сопротивления восстановился до первоначального значения, близкого к 0,075, и прак­ тически не изменялся в течение месяца эксплуатации с большими ско­ ростями (1,5 м/сек и выше). В результате использования этого спосо­ ба произошла полная очистка подогревателя (рис. 30). Полученный эффект объясняется вымыванием коксовых отложений со стенок подо­ гревателя и эрозионным разрушением этих отложений механическими примесями, содержащимися в мазуте.

7S

Значение описанного способа очистки возрастает при переходе к высокоэффективным конструкциям подогревателей с трубками малых размеров, имеющими повышенную склонность к загрязнению. Дан­ ный способ становится неотъемлемой частью комплекса мероприятий для высокотемпературного подогрева вязких мазутов перед сжиганием их с малыми избытками воздуха. Это обусловило широкое распрост­ ранение данного способа на энергетических предприятиях.

Благодаря применению описанного способа появилась возможность создать высокоэффективные конструкции подогревателей мазута, ос­ нованные на зависимостях коэффициента теплопередачи от размеров трубок и параметров теплоносителей. В основу положены следующие технические характеристики: расход мазута MlOO или М200 0,028 Ms∕ceκ,

Созданный подогреватель состоит из 20 секций, последовательно соединенных между собой переходными участками. Каждая секция представляет собой пучок из 146 труб диаметром 18 × 3 мм, длиной 1 м, приваренный к трубным решеткам. Конструкция переходных участ­ ков позволяет в начальном участке каждой секции создать гидроди­ намические условия, подобные тем, какие имели место в предыдущей. Эта конструкция наряду с высокими технико-экономическими показа­ телями характеризуется достаточной эксплуатационной надежностью. Два таких подогревателя уже находятся в длительной эксплуатации.

Экспериментальные данные и опыт эксплуатации показали, что фактические характеристики подогревателей согласуются с расчетными, эти подогреватели выгодно отличаются от всех известных конструк­ ций по своим техническим показателям.

РАСПИЛИВАНИЕ МАЗУТА ФОРСУНКАМИ

При истечении реальной жидкости коэффициент расхода отличается от теоретического, определяемого, по Г. Н. Абрамовичу (1944), в зави­ симости от геометрической характеристики форсунки. Для каждого случая, учитывающего свойства распиливаемой жидкости и конструк­ тивные особенности форсунки, можно определить действительный коэф­ фициент расхода с помощью поправочного коэффициента.

Дисперсионные характеристики можно оценивать по среднему или медианному диаметру капель, которые на «кривой распиливания» соответствуют ординате 36,8 и 50% (рис. 31).

Для определения толщины пленки распыливаемой жидкости на вы­ ходе из сопла предложены формулы И. И. Новиковым (1948), H. Н. Струлевичем (1950), 3. И. Геллером (1965) и Μ. И. Морошкиным (1962). Наиболее часто используется формула H. Н. Струлевича, кото­ рая Л. Μ. Цирульниковым, А. Д. Горбаненко и Б. Л. Жарковым (1964) приведена к более простому виду.

76

Наибольшее распространение получили форсунки конструкций ЦККБ, ЦКТИ, нормализованные завода «Ильмарине», CHАТИ Баш­ кирэнерго, ПМФС ЗиО и штампованные центробежные форсунки

Рис. 31. Кривая распределения капель по фракциям:

dl→> текущий диаметр капель, dcp — средний, Д — относительный вес капель.

Рис. 32. Штампованная центробежная форсунка;

/ — распиливающие элементы в сборе: 2 — накидная гайка? 3 — прокладка; 4 — корпус форсунки;. 5 — ствол; 6 — завих­ ритель; 7 — сопло.

механического распиливания. Рассмотрим последние (рис. 32). Они не имеют принципиальных отличий от других конструкций, но обла­ дают серьезным достоинством — простотой изготовления (при приме­

77

нении холодной штамповки и точечной электросварки). Штамповка обеспечивает высокую точность изготовления и малые отклонения в размерах форсунок одной партии. Расходные и дисперсионные характеристики этих форсунок представлены на рис. 33.

О достаточно высокой точности изготовления штамповкой распи­ ливающих элементов свидетельствует то, что форсунки одной и той же партии с одинаковыми номинальными геометрическими размерами имеют гораздо меньшие отклонения по производительности, чем фор-

сунки, изготовленные другими способами (отбраковка достигает 50%). Например, у партии четырехканальных форсунок с диаметром сопла 6,5 мм отклонения производительности при давлении 20 бар не превы­ шали 1,5%. Как и у других конструкций центробежных форсунок, эти отклонения увеличиваются по мере уменьшения геометрических раз­ меров.

В отличие от других конструкций высокопроизводительных форсу­ нок (например, ПМФС), у которых коэффициент расхода возрастал с увеличением давления, у штампованных форсунок коэффициент рас­ хода практически не зависит от давления распиливаемой жидкости. Отмечена близость значений коэффициента расхода при истечении

78

воды и мазута, соотношение между ними — около I. Начальный угол раскрытия факела колеблется от 100 до 120° и практически не зависит от давления.

В процессе изучения распределения по поперечному сечению пото­ ков жидкости, распыленной штампованными форсунками, установлено, что усредненный максимум потока при повышении давления распили­ вания сдвигается по оси к центру сечения.

Средний диаметр капель в спектре (рис. 34) в зави­ симости от условий распи­ ливания для различных ти­ поразмеров форсунок изме­ няется от 0,2 до 1,09 мм. Он возрастал с увеличе­ нием производительности форсунки: при давлении

20 бар — 0,22 мм для про­ изводительности 0,83 кг/сек

и 0,51 мм — 1,4 кгісек. Ха­ рактер укрупнения капель по мере снижения давле­ ния распыливания показан на рис. 33, б. Дисперсион­ ные характеристики этих

Из сравнения расходных и дисперсионных характеристик различ­ ных испытанных конструкций центробежных форсунок следует, вопервых, что штампованные форсунки обладают более высоким качеством распыливания, характеризуемым, например, для производительности 1,14 кгісек при давлении 20 бар средним диаметром капель 0,35 мм по сравнению с 0,48 мм для форсунок завода «Ильмарине» и 0,80 мм для форсунок ЦКТИ; во-вторых, штампованные форсунки формируют наиболее широкий факел, характеризуемый средним значением началь ного угла раскрытия 105° по сравнению с 75—95° у форсунок других типов; в-третьих, штампованные форсунки позволяют резко уменьшить