<<
>>

§ 6.2. Экспериментальный поиск анизотропных набивок.

Первая серия экспериментов по анизотропной теплоотдаче выполнялась автором на аэродинамическом стенде парогенераторного отделения ВТИ. Для формирования опытных пакетов набивок использовались стальные пластины с выштампованными на одну сторону наклонными лепестками (жалюзи).

Размеры пластин показаны на рисунке 6.6.

Испытаниям были подвергнуты 5 пакетов набивки, отличающиеся расположением пластин в сборке. Из рисунка 6.7 видны геометрические особенности каждого пакета. Торцы пластин в сборке зажимались между двумя боковыми деревянными щитками, утопляясь в специальных дистанционирующих прорезях.

Были проведены также реперные опыты с пакетом "гладкой" набивки, обычно применяемой для холодного слоя РВВ.

Собранный пакет устанавливался в рабочем участке аэродинами-

р

ческой трубы с прямоугольным сечением 0,25x0,27 м . Схема установки с аэродинамической трубой приведена на рис. 6.8.

В процессе эксперимента воздух из лабораторного помещения затягивается в трубу через лемнискатный вход, проходит рабочий участок I,сопло 2 с трубкой Прандтля, поступает на всас вентилятора 3 и выбрасывается в атмосферу. Расход воздуха через трубу регулируется задвижкой 4. Перепад давления на рабочем участке и динамический напор на трубке Прандтля измеряются микроманометрами 5. Для определения среднего коэффициента теплоотдачи исследуемых поверхностей методом регулярного теплового режима установка оборудована передвижным электрическим калорифером 6. Мощность калорифера регулируется ступенчато переключением трех групп нагре-

со

СЛ i ( > ( л ( л ( ^ ( > f > ( > ( л с л с л ( > ( л "о <о с г л s; ( г > с > f л г г л 95 235 Рис.6.6. Пластины для формирования экспериментальных пакетов набивок.

пакет,,?"

20

пакет"/"

л л лл л л

пакет"О"

лл лл л л

20

л л

16

пакет"з"

лл

пакет"2"

Л У

л; л/

Рис.6.7.

Расположение пластин в экспериментальных пакетах.

Рис.6.8. Схема экспериментальной установки.

вателей. Для измерения разности температур воздуха на входе и вы-

г

ходе рабочего участка используется гипердифференциальная термопарная сборка 7 с четырьмя хромель-алюмелевнми спаями. Термо-э.д.с. измеряется автоматическим потенциометром 8 и записывается на бумажную ленту. Абсолютные значения температур воздуха контролируются лабораторными термометрами 9, с ценой деления 0,5°С.

В ходе каждого опыта одновременно определялись тепловые и аэродинамические характеристики испытуемого пакета набивки.

В начале опыта в аэродинамической трубе устанавливался желаемый расход воздуха. После этого калорифер пристыковывался ко входу трубы, включались нагреватели. Горячий воздух, выходящий из калорифера, прогревал опытный пакет. Окончание прогрева фиксировалось по совпадению показаний термометров на входе и выходе рабочего участка. Далее калорифер быстро отводился в сторону, нагреватели отключались. Падение температуры воздуха на выходе из пакета, отражающее охлаждение набивки, непрерывно записывалось потенциометром. В начале и в конце процесса охлаждения снимались показания микроманометров.

Для определения среднего коэффициента теплоотдачи в шкете использовалась методика Д.А.Наринского /91/. Обработка результатов проводилась в следующем порядке:

На температурно-временной кривой {(т) вычерчиваемой потенциометром, определялась рабочая точка Тр = Сн^н .

' Св&в

Небольшой отрезок кривой в окрестностях рабочей точки перестраивался в координатах 6lft"-t') = i(T)-

Графически определялась величина м = Шг-Ш

dT и-Тр

- наклон касательной к перестроенному отрезку кривой в рабочей точке.

Вычислялся объемный коэффициент теплоотдачи набивки:

о(+=?ф.2,5(МТр)г.

Здесь использованы следующие обозначения: t' и t" - температуры воздуха на входе и выходе рабочего участка, Т - время, Св и Сн - теплоемкости воздуха и материала набивки, Рн - вес пакета набивки, Q6 - весовой расход воздуха, Мн - объем пакета набивки.

В принятой экспериментальной методике погрешности могут возникать как в процессе измерений, так и при графической обработке данных.

Предельная результирующая погрешность определения составляет: при малых расходах воздуха - 40%, при больших расходах -~20$.

В процессе испытаний образцов набивки было проведено около 100 опытов. Каждый пакет набивки продувался на стенде в двух противоположных направлениях. В дальнейшем тепловые и аэродинамические характеристики, соответствующие обдуву пластин "против шерсти" (см. рис. 6.6) будем обозначать индексом "А", а соответствующие противоположному направлению обдува - индексом "Б". Таблицы результатов экспериментов помещены в приложении 7.

Особенностью исследованных типов набивок является существенное различие в тепловой эффективности различных участков поверхности. Например, в пакетах 0,1,3 отдельные участки соседних пластин прижаты друг к другу и, следовательно, исключены из процесса теплоотдачи. В этих условиях формально осредненный по всей поверхности коэффициент теплоотдачи становится величиной, лишенной физического смысла. Такая ситуация характерна и для других несплошных набивок (перфорированных, просечных), где использование поверхностного коэффициента теплоотдачи порождает к тому же неопределенность в отношении учета поверхности срезов.

Потеря физического смысла лишает поверхностный коэффициент

теплоотдачи преимущества перед другими возможными теплотехническими характеристиками набивок. Из них наиболее удобным представляется объемный коэффициент теплоотдачи о(* ( - ). Использова-

м *К

ние этой величины позволяет непосредственно усматривать эффект от замены одного типа набивки другим при неизменном рабочем объеме РВВ.

Затруднения возникают и при выборе наглядной характеристики смывающего набивку потока. Скорость в живом сечении неудобна при сравнении набивок, так как при одинаковых расходах среды эта ве-^ личина у разных набивок различна. В данной работе в качестве определяющей характеристики используется массовый расход, отнесенный к полному сечению набегающего штока ( pZJwgr ) - величина, не зависящая от типа набивки.

На рисунках 6.9, 6.10, 6.II нанесены графики о(+ = ffpfcW) для всех пяти исследованных типов набивки.

Как видно из графиков, при обдуве пакетов 0,1,2,3 в направлении "Б" интенсивность теплоотдачи выше, чем при обдуве в направлении "А". Средние в исследованном диапазоне расходов значения коэффициентов анизотропности А=5тг приведены в таблице 6.1. Набивка пакета "?" тепловой

& А

анизотропностью не обладает. Наибольшая тепловая анизотропность обнаружена в пакете I.

Таблица 6.1. Характеристики исследованных набивок. Номер пакета нщ % -"ой А%ГЛ 0 1,6 0,67 2,3+2,5 10,5+12,5 I 1,75 0,37 4,8+5,1 3,5+5 2 1,3 0,71 2,8 7,5+9 3 1,3 0,42 2,8 3,0+4,2 2 o I I 1,6+1,9 1+1,7

2 3*567* pllW

2000 3000 то 5000 Дегл

Рис.6.9. Объёмные коэффициенты теплоотдачи в опытных пёкетах "0"(-%-и -g- и "1"(-д-- и Б в ). Точки А, а - направление обдува А; точки Б,$- направление Б. Стандартная гладкая набивка: Д- расчёт по [43] , ? - опыты автора. 40

30

P<

^21 20

Б aA

?

p&W Рис.6.10. Объёмные коэффициенты теплоотдачи в опытных пакетах

и ) и П3П(-Д-.-4-И-5 г). Точки А, а -

направление обдува А; точки 5,5- направление Б. Стандартная гладкая набивка: А - расчёт по [43] , ? - опыты автора.

Рис.6.II. Объёмные коэффициенты теплоотдачи в опытном пакете --).

-И стандартная интенсифицированная набивка(расчёт по [43]).

Остальные обозначения см. рис.6.9.

На рис, 6.12 представлены результаты замеров аэродинамического сопротивления набивок. Видно, что сопротивление всех анизотропных пакетов в направлении "Б" существенно ниже, чем в направлении "А".

Следует заметить, что на рисунках не случайно отсутствует представление результатов в безразмерных критериях Nu(Re) o При отрывном обтекании поверхности описание полного теплообмена требует учета по крайней мере двух характерных размеров, один из которых относится к безотрывной зоне течения, а второй - к вихревой зоне. Поэтому критериальные уравнения теплоотдачи принципиально усложняются. Эта особенность не всегда учитывается при подборе эмпирических формул. Однако, при описании теплоотдачи поперечно обтекаемых тел, например, цилиндра, в широком диапазоне Re становится необходимым применение двухчленных критериальных зависимостей /79/.

В отношении исследованных анизотропных набивок для соответствующего анализа и обобщений еще не накоплен достаточный экспериментальный материал.

На всех графиках нанесены для сравнения характеристики стандартной "гладкой" набивки из чередующихся плоских и дистанциони- рующих листов. На рис. 6.9 проведена дополнительная ось, позволяющая определить значения RerA , соответствующие каждому значению ръ1на5 . Графики содержат как литературные данные по гладкой набивке /43,92/, так и результаты контрольных опытов, проведенных автором. Как видно из рисунков 6.9, 6.12, измеренные коэффициенты теплоотдачи и сопротивления гладкой набивки несколько выше расчетных. Это может быть как свидетельством систематической погрешности эксперимента, так и следствием того, что геометрия контрольной набивки не вполне соответствует нормативной.

Отношения тепловых и аэродинамических характеристик опытных набивок к соответствующим характеристикам гладкой набивки ( по

Рис.б.12. Аэродинамические сопротивления опытных набивок.

Обозначения см. на рис. 6.9-6.II. Стандартные набивки( интенсифицированная и гладкая) - - расчёт по [92].

/43,92/) приведены в таблице 6.1.

Выбранные нами характеристики с(+ и p&W позволяют сравнивать непосредственно по графикам эффективность набивок, поставленных в одинаковые условия в один и тот же рабочий объем РВВ. Из таблицы 6.1 видно, что наиболее перспективной из исследованных анизотропных набивок является та, что представлена в пакете I. Для проверки свойств этой набивки были проведены дополнительные эксперименты на стенде Таллинского политехнического института.

В отличие от методики, применявшейся на стенде ВТИ, в дополнительных экспериментах измерялся темп падения температуры металла набивки с помощью термопар, приваренных к пластинам в нескольких точках. Локальные коэффициенты теплоотдачи в местах размещения термопар рассчитывались по формуле:

{ fit

где /Т1 = -^г -^р - темп охлаждения металла, р - плотность металла, Сн- удельная теплоемкость металла, 2" - толщина пластины.

Строго говоря, для определения достоверных значений коэффициентов теплоотдачи в испытывавшейся набивке такая методика непригодна.

Из-за нагрева воздуха в набивке температура его на выходе из пакета непостоянна: она изменяется от начальной температуры набивки в первый момент опыта до температуры воздуха на входе в пакет в конце опыта. Поэтому регулярный режим теплообмена может установиться только во входном конце пакета набивки, где температура воздуха постоянна. Правда и там процесс несколько искажается переносом тепла теплопроводностью вдоль пластины. Из-за указанных факторов коэффициенты теплоотдачи, вычисленные в предположении регулярного режима охлаждения металла, несколько ниже фактических. Однако для определения степени анизотропности

важно было знать не абсолютные значения коэффициентов теплоотдачи набивки при обдуве в противоположных направлениях, а их отношение. Кроме того, при всей неточности данной методики, она позволяет судить об относительной интенсивности теплоотдачи в разных местах анизотропной пластины.

Как видно из рис. 6.13, коэффициенты анизотропности А и для первого, и для девятого, последнего по ходу воздуха лепестка, лежат в пределах 1,6+2,1. Эти цифры вполне коррелируют со средним значением А=1,75 для данного пакета набивки, полученным в первой серии экспериментов.

Исключительно важным является установление в таллинских экспериментах того факта, что при обдуве анизотропной набивки в обоих направлениях локальные коэффициенты теплоотдачи возрастают по ходу среды. Эта закономерность противоположна той, что наблюдается в стандартных набивках РВВ /43/, где, как при всяком продольном омывании поверхности, максимальные коэффициенты теплоотдачи оказываются на входных кромках.

Пониженная интенсивность теплоотдачи на первых по ходу среды лепестках анизотропных пластин весьма полезна для борьбы с низкотемпературной коррозией набивки. Благодаря этому свойству, локальные коэффициенты анизотропности на холодном конце набивки выше, чем в среднем по слою. Действительно, представим, что опытные пластины установлены в холодный слой РВВ, причем газы омывают их, естественно, "по шерсти". Тогда лепесток, первым встречающий холодный воздух, для газов является девятым. Следовательно, коэффициент теплоотдачи этого лепестка в воздушном секторе определяется по нижней кривой рисунка 6.13, а в газовом секторе - по верхней кривой того же рисунка. Таким образом, коэффициент анизотропности данного лепестка оказывается равным А = 2,3+2,5.

Среди пакетов набивки, исследованных в первой серии экспери- V

/

/ ) /

/ ' ? О

? /

ш ш о ф в в л "а О о 0

О 0 PfcW

12

кг м2с

направление Б: ? - Z =9, o - 2-1

направление A : n-Z=9, o- Z =I

io и

Рис.6.13. Изменение интенсивности теплоотдачи по глубине пакета анизотропной набивки. ментов, обращают на себя внимание характеристики шкета "?" . Набивка этого пакета была названа жалюзийной. Из рис. 6.II, 6.12 и таблицы 6.1 видно, что жалюзийная набивка изотропна как по теплоотдаче, так и по аэродинамическому сопротивлению. Однако, имея при объемный коэффициент теплоотдачи о(+ на

уровне серийной интенсифицированной набивки, жалюзийная набивка обладает значительно меньшей металлоемкостью. При толщине листа

8" = 0,63 мм плотность интенсифицированной набивки равна 850 кг/м3' а плотность жалюзийной - 350 кг/м3.

Высокая интенсивность теплоотдачи жалюзийной поверхности по- видимому объясняется систематическим обновлением пограничного слоя при переходе от одного лепестка к другому. В отличие от анизотропных набивок, жалюзийная, судя по низкому сопротивлению, обтекается средой почти без отрыва потока. Аэродинамическое сопротивление жалюзийной набивки в лабораторных условиях несколько ниже сопротивления интенсифицированной набивки по нормативному расчету (рис. 6.12). Разреженность жалюзийной набивки натолкнула на мысль о перспективности использования ее на высокозольном экибастузском угле - в условиях, когда серийные набивки забиваются крупными золовыми гранулами и теряют работоспособность.

§ 6.3. Расчетные и опытные проверки работоспособности

новых набивок.

Характеристики жалюзийной и анизотропных набивок, определенные на стадии экспериментального поиска, не дают полного пред - ставления о работоспособности этих поверхностей нагрева.

В первую очередь отметим, что даже высокое значение коэффициента анизотропности может оказаться недостаточной гарантией бескоррозионного режима работы набивки, если элементы ее профиля

слишком велики. Причина в том, что при работе анизотропного профиля различные части его поверхности существенно отличаются по интенсивности теплоотдачи. В результате, температуры в этих частях также неодинаковы. Необходимо, чтобы разница температур была невелика, иначе на относительно холодных участках анизотропной набивки будет протекать коррозия, хотя осредненная по всей поверхности температура будет казаться достаточно высокой. Такая ситуацш может возникнуть прежде всего именно на профилях из тонких листов, где растечка тепла наиболее затруднена. Поэтому необходимо определить максимальные размеры элементов на анизотропной поверхности, при которых разница в температурах различных точек металла еще достаточно мала, чтобы ею можно было пренебречь.

Рассмотримзадачу о нестационарном поле температур в тонкой пластине с участками, имеющими разные коэффициенты теплоотдачи (рис. 6.14). Изменением температуры по толщине такой пластины естественно можно пренебречь. Физические свойства металла полагаем постоянными. Температуру металла будем отсчитывать от температуры охлаждающей среды, тогда исходные уравнения для участков с разной теплоотдачей запишутся так:

(6.2)

(6.3) где Т^ жТ2 - температуры металла на участках пластины с коэффициентами теплоотдачи Ый и оС2 соответственно, А - теплопроводность металла.

Левые части уравнений (6.2),(6.3) описывают изменение во времени теплосодержания металла за счет переноса тепла по пластине (первый член правой части уравнения) и конвективного потока тепла Ъ(х, г)

TJx.r) X

-X oC

oC Рис.6.14. Расчётная модель для оценки мгновенных разверок температур в анизотропном профиле.

Рис.6.15. График вспомогательной функции для оценки мгновенных разверок температур в анизотропном профиле. от поверхности пластины (второй член правой части). Начальные и граничные условия к уравнениям (6.2)", (6.3):

Щ = Ш

(6.5)

дХ 1Х=0 дХ 1х=о ШЦ -Ш

Я'У / .

шц

д х\.

(6.6)

Ж дХ Здесь принято, что в начальный момент температура пластины одинакова во всех точках и отличается от температуры охлаждающей среды на Т0 . Условия (6.5) отражают непрерывность температуры и теплового потока на границе участков с разной интенсивностью теплоотдачи. Соотношения (6.6) означают, что влияние одного из участков пластины на теплообмен второго участка в достаточно удаленной части его пренебрежимо мало.

Над уравнениями (6.2),(6.3) и граничными условиями совершим преобразование Лапласа по временной переменной Т , переходя от оригиналов Ti(x,r) и Т2(х,Т) к изображениям Т}(х,$) и T2(x,s) . Получим систему:

(6.7)

(6.8)

>

(6.9)

/ Здесь обозначено 1

Решая линейные дифференциальные уравнения (6,7),(6.8) с граничными условиями (6.9), получаем:

ffx s)-r ехрш^у 0r/i, . Tn

ЬР'Ч-Ъ-ГЩ- Pn+s

Обратный переход к оригиналам можно выполнить, пользуясь таблицами преобразований Лапласа и свойствами свертки /50/. В результате найдем:

7(6.10)

Аналогичное выражение получается для Т2 (х,Т) . При этом лишь и везде меняются местами.

Если в полученных формулах для Т^Х^т) и Т2(оС,Т) перейти к безразмерному подинтегральному аргументу ? = , то разность температур $Т=Т2(х,Т)-Т}(-Х9Т) в точках X и -X , равноудаленных от границы участков с разными коэффициентами теплоотдачи, запишется в виде:

ST

То

где

Графики функции И(р^) приведены на рис. 6.15. Для ужесточения оценки коррозионной обстановки на анизотропной поверхности будем определять разницу температур 8"Г в момент Тт , когда градиент температуры на границе участков I и 2 максимален. Из формулы (6.10) следует, что

dTl _ То (п-ьг n-hr) дх1х=о WoT\c с /

Момент, когда принимает максимальное значение, опре-

дХ\х=о

делится из уравнения:

(2р<тт+1)е*Тт=(2^n&i)e'hTm (6Д2)

При 1,25^:^^:4 график уравнения (6.12) хорошо аппроксимируется (с погрешностью <2>%) формулой

Trn^iomf + ots) (6.13)

Из формулы (6.13) следует, что величина t в момент Т-Тт однозначно определена отношением коэффициентов теплоотдачи -^=4*-.

Р2

Выполним оценку различия температур в разных точках анизотропного профиля при значении - 0,5, соответствущем ^ =2,8. Для пакета I анизотропной набивки в воздушном секторе принимаем

400 -t ос - 0,0075 м (половина ширины лепестка). Кроме vTu К

того полагаем 0,002 м, О= 1,3'ICT5 | , Сн= 500 ^^ ,

р = 7800 кг/м3. Находим /Зу= = 0,0513 cf. Из формулы (6.13): Тт = 14,9 с; отсюда р = 0,073. С помощью графиков рис. 6.15 находим И(0,073; -0,5) =1,8; И(0,073; 0) = 2,35; И(0,073; 0,5) = 3,15. В итоге по формуле (6.II) получаем: "0,10. При начальной разнице между темпе-

1° гт- Л Л-гр Л

ратурой пластины и воздуха / = 80+90 получим 8+9 . Таким образом, при входе набивки в газовый сектор минимальная локальная температура металла будет отличаться от средней не более, чем на " 4°. При выполненной оценке бшш щжняты различные упрощающие допущения, причем все они направлены в сторону завышения расчетного значения 8Т , поэтому можно ожидать, что реальный

температурный режим анизотропного профиля окажется во всяком случае не хуже расчетного.

Как анизотропная, так и жалюзийная набивка, обладают повышенными по сравнению с традиционными набивками коэффициентами теплоотдачи. При регенеративном способе передачи тепла увеличение интенсивности теплоотдачи единицы массы набивки ведет к увеличению амплитуды колебаний температуры набивки и снижению коэф- фвдиента нестационарноети П , характеризуй!его полноту истоль- зования температурного напора между средами.

Расчет коэффициента нестационарности можно выполнить по формуле, выведенной в работе /12/:

- - J*/k , W* П= tnr~iHB - Vr.c Wa.c

Тг- ^б-*-* t Wn >/u (6.14)

г fl а-е'Ч(-е^) 2УГ ж

где

я-Ын . у/- снрънп .

АК/ПС - 0(ГХГН; \dBX-o(BXBH; Vr и Ув - во

дяные эквиваленты газов и воздуха, втД; Н- поверхность нагрева РВВ, м^; П - скорость вращения ротора, об/мин; Хг и Хв - доли сечения РВВ, занятые газовым и воздушным секторами.

В таблице 6.2 приведены результаты расчета коэффициента нестационарности П по формуле (6.14) для стандартной интенсифицированной набивки и для жалюзийной набивки с различной толщиной листа. Принятые при расчетах исходные величины соответствуют воздухоподогревателям котла П-57: WB = 560 ; Vr= 723 ^jp ;

П = 1,5 об/мин; Xr- XB = 0,458.

Таблица 6.2. Расчетные значения коэффициентов нестационарности набивок в РВВ котла П-57. Наименование величины Обозначение Размерность Интенсифицированная набивка Жалюзийная набивка Толщина листа & мм 0,63 0,63 1,00 Коэффициент теплоотдачи к газам ВТ

м^К 65,5 158 Коэффициент теплоотдачи к воздуху о(в ВТ

"ммрннш

"г- к 48 116 Поверхность нагрева Н м2 233000 96000 Коэффициент нестационарности П - 0,993 0,959 0,984 Вес набивки на I котел Р Т 572 236 375 Из таблицы видно, что жалюзийная набивка, как и следовало ожидать, при одинаковой толщине стального листа уступает интенсифицированной по коэффициенту нестационарности - однако весьма незначительно (на 3,5%). Увеличение толщины листа в жалюзийной набивке до I мм практически уравнивает значения П для обоих типов поверхности нагрева. При этом вес Р жалюзийной набивки остается в 1,5 раза меньше, чем вес интенсифицированной.

Для анизотропной набивки снижение коэффициента нестационарности в определенных пределах не имеет значения, поскольку для достижения основной цели: поддержания необходимого температурного режима - можно допустить некоторое ухудшение теплоаккумулирующих свойств набивки. В данном случае более важной характеристикой является амплитуда отклонений мгновенной температуры набивки от ее среднего по времени значения, определяемого величиной коэффи-

циента анизотропности А. Вывод формул для мгновенных температур металла аналогичен выкладкам /12/ для коэффициента нестационарности.

Обозначим температуру холодного края набивки в момент входа в воздушный сектор fe o Процесс охлаждения набивки воздухом с постоянной температурой ? на входе описывается уравнением:

mcH$*=(t4H)dB (6,i5)

где о(&- коэффициент теплоотдачи в воздушном секторе на холодном конце набивки; /77 - масса I м2 поверхности нагрева, кг/к?. Время нахождения набивки в воздушном секторе составляет Тв= Решая уравнение (6.15) при условиях tH(o)=tB(J ; tH(T8)=tro , получим связь между tBo и температурой набивки на входе в газовый сектор tr0 *

tr = tBoe-z°+t'(i-e-*j (6,i6)

где 7 =бОЫ&Хй ГПСнП '

Если пренебречь неравномерностью температуры газов на выходе из набивки, то для газового сектора на основе аналогичных предпосылок получим:

ts=tr,e*r+d^-e-zj (ел?)

где 2г - ^jffi Из системы уравнений (6.16) ,(6.17) найдем:

(6.18)

lr0-Vyx {_Q-Zr-ZB КЬЛЭ)

По формулам (6.18) и (6.19) вычислим крайние значения температуры холодного края анизотропной набивки при установке ее в РВВ котлов ПК-41 Конаковской ГРЭС, сжигающих мазут.

Исходные данные: П = 2,2 об/мин, Хг = 0,555; Х6- 0,333;

<$уХ = I75°C; t'= 70°С. Для анизотропной набивки принимаем

А = 2,2, что соответствует первым по ходу воздуха лепесткам

анизотропных пластин согласно экспериментальным данным (см,

стр.146 ). Абсолютные значения коэффициентов теплоотдачи для

всех рассчитываемых типов набивок будем определять при p&W =

= 5,5 -5Е- , что соответствует работе воздухоподогревателей Кона- иг' с

ковской ГРЭС на номинальной нагрузке,

В .таблице 6.3 помещены результаты расчетов по формулам (6.18), (6.19) для анизотропной и интенсифицированной набивок при различных толщинах стального листа (гладкая набивка в воздухоподогревателях Конаковской ГРЭС не предусмотрена). Таблица 6.3. Амплитуда колебаний температуры набивок на холодном конце РВВ котла ПК-41. Наименование величины Обозначение Размерность Интенсифицированная набивка Анизотропная набивка Объемный коэф.теплоотдачи к газам с<; ВТ

м3*К 20000 40000 Объемный коэф.теплоотдачи к воздуху <*i ВТ

м3*К 20000 18500 Толщина листа $ мм 0,63 1,00 1,00 2,00 Средняя темпе- рат. набивки на холодном конце РВВ 1 °С 135,5 152 Миним. темпер, набивки на i холодном конце го °С 121 127 133 144 Максим, темпер.

набивки на t холодном конце 00 °с 149 144 166 160

Из таблицы видно, что применяющаяся интенсифицированная набивка с <)= 0,63 мм работает со значительными колебаниями температуры при минимальном значении ее ~120°С. Увеличение толщины листа до I мм могло бы несколько повысить температуру набивки на входе в газовый сектор, В данных расчетах не учитывался эффект повышения коэффициента теплоотдачи на начальном участке, ведущий к дополнительному снижению температуры металла на холодном конце набивки, В анизотропной набивке этот эффект, как отмечалось выше, отсутствует. При толщине листа I мм колебания температуры анизотропной набивки, как видно из таблицы, еще значительны. Хотя не только средняя, но и мгновенные температуры анизотропной набивки при ?f = I мм заметно выше, чем у интенсифицированной, все же достоинства анизотропности проявляются не в полной мере. При увеличении толщины листа до 2 мм можно ожидать полного исключения коррозии анизотропной набивки в рассматриваемом эксплуатационном случае ( trQ = I44°C >tp)"

Некоторые важные качества новых набивок могут быть определены только в условиях промышленной эксплуатации. К этим качествам относятся, например, износостойкость, способность работать в условиях загрязнения или способность к самоочищению поверхности. Для опытной проверки работоспособности жалюзийной и анизотропной набивок были изготовлены 5 натурных пакетов общим весом около 600кг (рис. 6,16-6,18). Пакеты установлены автором на одном из регенеративных воздухоподогревателей котла П-57 Рефтинской ГРЭС (диаметр ротора РВВ - 9,8 м). Опытные пакеты образовали оплошную ячейку по всей высоте ротора.

Воздухоподогреватели типа РВВ-98, эксплуатирующиеся на Рефтинской ГРЭС, имеют 3 слоя горячей и I слой холодной набивки. Кроме того, над горячей набивкой помещен короткий слой дополни-

Рис.6.16. Листы жалюзийной набивки(а) и натурные опытные пакеты(б), установленные на РВВ котла П-57 Рефтинской ГРЭС.

Рис.6.17. Опытный пакет жалюзийной набивки.

0

Рис.6.18. Пакет анизотропной яабивки.

I

нч

СП

тельной разреженной набивки.

В опытной ячейке взамен штатных пакетов горячих слоев (интенсифицированная набивка) установлены один над другим 3 пакета жалюзийной набивки (рис. 6.17). В холодном слое два пакета гладкой набивки заменены анизотропной набивкой.

К моменту установки опытных пакетов все остальные ячейки ротора были забиты крупнодисперсной золой и оставались неочищенными и далее. Аэродинамическое сопротивление РВВ в 3 раза превышало номинальную величину. В результате расход газов через чистую опытную ячейку установился значительно выше номинального расхода для данного РВВ. Таким образом, опытная набивка была поставлена в тяжелые условия по износу высокоабразивной экибастузской золой, интенсивность которого, как известно, пропорциональна кубу скорости.

Осмотры опытных пакетов, проведенные через 1390 часов и 10400 часов работы РВВ во время остановов котла (см.приложение 8) показали следующее:

Ни жалюзийная, ни анизотропная набивка не забиваются золой экибастузского утля. Проходные сечения в опытной ячейке оставались свободными по всей высоте.

После 1390 часов работы износа опытных набивок не наблюдалось. После 10400 часов работы обнаружен износ дополнительной набивки над опытной ячейкой, а также износ первых по ходу газов лепестков жалюзийной набивки. Износ локализован в зоне, занимающей примерно 20% сечения опытной ячейки. Эти детали свидетельствуют о том, что износ в опытной ячейке обусловлен повышенными скоростями газа в ней, а не профилем набивки.

Отложения на поверхности холодного края анизотропной набивки имеют форму, показанную на рисунке в приложении 8. Следов коррозии анизотропной набивки, в том числе под слоем отложений,

не обнаружено.

Для производства промышленной партии жалюзийной набивки, способной работать без забивания золой на экибастузских углях, на ЗиО спроектировано и изготовлено специальное штамповочное оборудование, которое в настоящее время проходит период отладки.

<< | >>
Источник: Ямпольский Аркадий Ефимович. Повышение тепловой эффективности и коррозионной стойкости котельных воздухоподогревателей: Дис. ... канд. технических наук : 05.14.05. - М.: РГБ, 2007. 2007

Еще по теме § 6.2. Экспериментальный поиск анизотропных набивок.:

  1. ПРОБЛЕМЫ И БУТИ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ ВОЗДУХОПОДОГРЕВАТЕЛЕЙ.
  2. ГЛАВА 6. АНИЗОТРОПНЫЕ НАБИВКИ.
  3. § 6.1. Физические основы , анизотропной теплоотдачи.
  4. § 6.2. Экспериментальный поиск анизотропных набивок.
  5. Проблема экспериментальной проверки СТО.
  6. 4.3. Экспериментальное исследование личностных качеств учителя, способствующих развитию его профессиональной рефлексии
  7.   §3. АТЭС в 1999-2001 годах: поиск новой экономической парадигмыи политизация форума.  
  8. Опыт экспериментального исследования мышления
  9. Основная характеристика средневекового знания – умозрительность. Логика как главный способ получения знания и его организации. Обнаружение недостаточности чисто логической аргументации истинности знания. Поиски достоверных оснований в исходных посылках. Обращение к опытно-практическому знанию как сфере получения исходных посылок. Основные параметры опытно-практического знания, новое понимание опыта по сравнению с античностью.
  10. III.4.3. Вторая научная революция. Создание классической механики и экспериментального естествознания. Механистическая картина мира
  11. Идея экспериментального естествознания
  12. Контрольный перечень этапов внедрения бережливого производства
  13. 28. Вильгельм Вундт и возникновение экспериментальной психологии.
  14. Приложение 3.2. Описательная статистика экспериментальной и контрольной группы
  15. Четвертый этап психологического консультирования (поиск и критическая оценка альтернативных путей решения проблемы).