Промежуточных перегревов

Суммарная характеристика перегревателя (температуры t перегрева от паропроизводительности D) может быть конвективной /, радиационной 2 или нейтральной 3 (рис. 140). Выполнение условия t (D) — const (кривая 3) возможно лишь в тракте высокого давления прямоточных котлов. Характеристика / (D) барабанных котлов является в общем случае конвективной несмотря на наличие потолочных перегревателей и ширм, а промежуточных перегревателей — чисто конвективной.

Суммарная характеристика перегревателя (температуры t перегрева от паропроизводительности D) может быть конвективной /, радиационной 2 или нейтральной 3 (рис. 140). Выполнение условия t (D) = const (кривая 3) возможно лишь в тракте высокого давления прямоточных котлов. Характеристика t (D) барабанных котлов является в общем случае конвективной несмотря на наличие потолочных перегревателей и ширм, а промежуточных перегревателей — чисто конвективной.

2. Пар возвращается во вторичные перегреватели, установленные в газоходах котлов' станции за основными «первичными» перегревателями (фиг. 12). По такой схеме выполнено большинство промежуточных перегревателей в США, а также на ТЭЦ № 9 в Москве. Недостатки: более сложное регулирование температуры пара, сложность паропроводов. С другой стороны, схема эта не требует специальной установки отдельных перегревателей.

для перегревателей и промежуточных перегревателей в конвективной, шахте и вторых ступеней водяных экономайзеров при сжигании мазута с применением очистки К. = = 1,0;

Различия между оптимальными и заводским вариантом компоновки обусловливают возможность дополнительного снижения металловложений в поверхности нагрева основного и промежуточных перегревателей пара без ухудшения регулировочных характеристик или снижения надежности котлоагрегата. Одновременно с оптимальным размещением и схемами теплообмена поверхностей нагрева пароперегревателей для каждой из поверхностей нагрева получены оптимальные значения температурных напоров, скоростей газов и пара, марок металлов, толщины стенок и т. д.

При термодинамической оптимизации параметров теплосиловой части АЭС с «кипящим» реактором в качестве варьируемых параметров рассматривались давления в сепараторах, давления в отборах пара на первые ступени промежуточных перегревателей и температурные напоры на выходе из каждой ступени перегревателей. Термодинамическая оптимизация параметров промежуточного перегрева производилась для двух возможных предпосылок относительно эффективности влагоулавливаю-

Температуры пара за промежуточными перегревателями регулируются в основном перераспределением потоков газов через два параллельных конвективных газохода. При этом устанавливают номинальную температуру пара за тем из промежуточных перегревателей, который выдает пар

Выполнение промежуточных перегревателей из радиационной и конвективных частей несколько повышает стабильность характеристики перегревателей. Кроме того, первый из них помещается в одном корпусе топки, второй — в другом, что позволяет регулировать температуру промежуточного перегрева пара независимо в каждой ступени с помощью поворотных горелок. Регулирование промежуточного перегрева впрыском не предусмотрено.

Паровые тракты первого и второго промежуточных перегревателей соединены теплообменником. Предполагалось использовать противоположность характеристик первого (радиационного) и второго (конвективного) промежуточных перегревателей для взаимного регулирования температур выдаваемого ими пара. По-видимому, этого недостаточно, так как, кроме того, имеются регулирующие заслонки в конвективном газоходе.

В котельных агрегатах с более высокой температурой перегретого пара fne^s5700C вопрос о выборе металла для пароперегревателей становится еще более сложным и ответственным. Это наглядно иллюстрируется табл. 4-1, в которой приведены температурные условия работы первичных и промежуточных перегревателей новых котельных агрегатов ЗиО и одного из мощных котлов ТКЗ (по данным тепловых расчетов).

При прохождении запыленного газового потока через коридорный пучок в кормовой части мюгут образовываться устойчивые загрязнения. В шахматных пучках образуются диагональные потоки, направленные на треугольник кормовых загрязнений. Эти потоки частично сбивают загрязнения и потому коэффициент е для шахматного пучка меньше, чем для коридорного. При обычных соотношениях расход металла в коридорном пучке (при равных расходах электроэнергии на тягу и равном теп-лосъеме) может превышать расход металла в шахматном пучке на величину до 26%. Поэтому повсеместно применяемое в новых котлоагрегатах шахматное расположение труб в пакетах водяных экономайзеров, переходных зон, промежуточных перегревателей, газовых испарителей и т. п. является правильным. Очистка таких пакетов при необходимости может производиться металлической дробью.

Введение второго промежуточного перегрева приводит к дальнейшему увеличению экономичности цикла. Так, при принятых выше параметрах пара величина к. п. д. идеальных циклов с двумя промежуточными перегревами (фиг. 7, в) составляет TJOO = 0,5225 (для р = 200 кг/см*, t = 700° С) и TJOT = 0,5382 (для р =400 кг/см2, t = 700° С), что дает увеличение к. п. д. до 10% по сравнению с величинами к. п. д. цикла Ренкина и до 5% по сравнению с циклами с одним промежуточным перегревом. Дальнейшее увеличение числа промежуточных перегревов в пределе до изотермического подвода тепла (фиг. 7, г) также увеличивает экономичность регенеративного цикла. Однако относительный прирост экономичности цикла уменьшается, так как отношение площадей (фиг. 8) будет

В табл. 8 приведены величины к. п. д. теоретических циклов в зависимости от начальных параметров пара и числа промежуточных перегревов. Противодавление /»2принято равнымО.ОЗ кг/см*, температура питательной воды для регенеративных циклов tn g?i; 0,8^K, где tH — температура фазового перехода.

Из фиг. 9, г, д, е следует, что регенеративные циклы при начальных параметрах пара р = 300 кг/см^, t = 650° С, tn в = — 320° С при применении промежуточных перегревов (одного и двух) термодинамически более совершенны, чем циклы без перегревов (кривые 2, фиг. 9, г). При дальнейшем росте начальной температуры пара влияние промежуточных перегревов на термодинамическое совершенство цикла возрастает еще более (кривые 3, 4 и 5, фиг. 9, г). При том же давлении р = 300 кг/см2 снижение начальной температуры пара до t = 600° С делает применение одного и двух промежуточных перегревов невыгодным. При пара-

а — без промежуточного перегрева: / — t = 600*С; 2— t = 700°С; 3 — / = 800°С; 4— ? = 1000°С; б — при одном промежуточном перегреве до начальной • ~")»С; 2—f=700*-C; 3 — г = 800°С; 4 — f = 1000*C; в — для двух промежуточных перегревов: 1-1= 600* С; 2 — t = 700' С;

Фиг. 9, г, д, е. Величина к. п. д. идеальных регенеративных циклов в зависимости от температуры пара, температуры питательной воды и числа промежуточных перегревов (А — с двумя промежуточными перегревами; Б — с одним промежуточным перегревом; В — без промежуточного перегрева):

метрах пара р = 400 KZ/CMZ, t = 600° С величина температуры подогрева питательной воды, равная 250° G, делает термодинамически невыгодным применение первого и второго промежуточных перегревов (кривая 1, фиг. 9, д). При р = 400 кг/см2, t = = 700° С, tn в = 350° С (^„.8= 0,8/J незначительное преимущество по сравнению с циклом без промежуточного перегрева имеет

Отношение к, п. д. регенеративных циклов без промежуточных перегревов к к. п. д. регенеративных циклов с одним промежуточным перегревом ....................

2. Продолжающийся рост начальных параметров пара, вызванный необходимостью увеличения тепловой и общей экономичности станции, приведет в близком будущем к применению давления пара р = 400 -н 600 кг/см2 и температур пара t ?= 650 -ь- 725° С. Реальной является возможность развития регенеративного подогрева питательной воды до tn_B = (0,8—0,9) t№, a также возможность полностью освободиться от промежуточных перегревов за счет усложнения регенеративного подогрева питательной воды, или сократить количество перегревов до одного, назначение, которого — подсушка пара. Такое решение упрощает строительство и эксплуатацию станций, облегчает проблему охлаждения горячих деталей головной части турбины. Однако такое решение: возможно и выгодно при разрешении задачи сепарации влаги в области влажного пара.

Основное отличие перспективных котельных агрегатов большой мощности от современных — большое количество передаваемого в них тепла (для блоков ПВК-200 (2гяг465 мгккал/час, для блока N = 700 мгвт Qi^ 1270 мгккал/час), более высокая температура и давление пара, введение промежуточных перегревов (до двух). Увеличение тепловой мощности вызывает существенные отклонения от общепринятых П-образных и Т-образных компоновок котельного агрегата. Представления об основных характеристиках мощных перспективных котельных агрегатов могут быть созданы только конкретной конструктивной разработкой ряда вариантов. Результаты такой работы приводятся в табл. 13, 14 и 14а.

Выбор параметров пара, число промежуточных перегревов, температуры питательной воды и единичной мощности турбоагрегатов имеют решающее значение для дальнейшего развития энерг гетики.

Рост установленной мощности сопровождается непрерывным усложнением тепловой схемы станции — введением промежуточных перегревов и регенеративного процесса. Однако до тридцатых годов XX века к. п. д. паросиловой станции, увеличившийся почти в 2 раза по сравнению с к. п. д. станции начала XX в., был относительно низок и уступал к. п. д. дизеля.