Теплогидравлический расчет рассматриваемого паропровода

Теплогидравлический расчет рассматриваемого паропровода проводился в следующих приближениях:

¦ в соответствии с рекомендациями СНиП 41−03−2003, а также в соответствии с данными визуально-измерительного контроля при проведении расчетов вводился поправочный коэффициент на ухудшение свойств тепловой изоляции Кл=1,8;

¦ поправочный коэффициент на местные тепловые потери принимался равным в=1,15;

¦ толщина тепловой изоляции на участках трубопровода Ду400, Ду500 и Ду600 мм принималась равной 100 мм; на Ду150, Ду200 и Ду250 мм — 80 мм;

¦ принято, что трубопровод покрыт теплоизоляцией из минеральной ваты с коэффициентом теплопроводности лиз=0,045+0,21чtм, где л — температура металла трубы;

¦ в двухфазной области поток пара принимался равновесным и гомогенным, что позволяло использовать в качестве одной из основных характеристик потока расходное паросодержание х;

¦ термическое сопротивление теплоотдаче от пара к стенке трубы определялось по формуле:

Rn=1/(р*бn*d),.

где бn — коэффициент теплоотдачи от пара к стенке; d — внутренний диаметр трубопровода;

¦ термическое сопротивление тепловой изоляции подсчитывалось по формуле:

Rиз=ln[(D+2д)/D]/(2рлиз),.

где D — внутренний диаметр трубопровода; д — толщина слоя тепловой изоляции;

¦ термическое сопротивление теплоотдаче от поверхности тепловой изоляции к воздуху принималось равным Rв=1/[рбв (D+2д)], где бв — коэффициент теплоотдачи от поверхности тепловой изоляции к воздуху; принимался равным 29 Вт/(м2.^ОС).

¦ суммарное термическое сопротивление:

R=Rп+Rиз+Rв;

¦ удельные тепловые потери паропровода определялись по формуле: q=Дt/R, где Дt — разница между температурой пара и температурой воздуха;

¦ тепловые потери Q участка паропровода длиной l определялись по формуле:

Q=qx/x в, где в — коэффициент местных тепловых потерь;

¦ количество конденсата, выпавшего на участке паропровода единичной длины в единицу времени, определялось по формуле:

Gк=qЧlЧв/r,.

где r — скрытая теплота парообразования;

¦ массовое расходное паросодержание потока корректировалось с учетом Gк;

¦ коэффициент трения принимался равным значению 0,004, что учитывало как потери давления в местных сопротивлениях, так и состояние внутренней поверхности трубопровода.

Система дифференциальных уравнений, описывающих изменение давления и энтальпии на каждом шаге по длине трубы, решалась методом Рунге-Кутта. Предварительно определялась величина минимального шага, для которой конечный результат решения отличался от варианта вдвое большего шага не более чем на 5%.

Физические свойства воды и водяного пара рассчитывались на основе известных полиномиальных аппроксимаций экспериментальных данных, приведенных в [1].

Зона перехода от свойств перегретого пара к свойствам насыщенного пара определялась в итерационном процессе с десятикратным уменьшением шага по длине трубы.

Программа проведения расчета режима транспортировки была написана на языке VBA.

Анализ документации по профилю прокладки рассматриваемого паропровода показал, что для перекрытия значительной части сечения трубы Ду500 мм достаточно ее заполнения конденсатом на длине паропровода порядка 150 м. Это соответствует объему около 30,6 м³ или (при плотности с=872 кг/м3) примерно Ркр=26 683 кг конденсата.

Если расход конденсата g1, полученного на рассматриваемом участке, полностью удаляется из паропровода в критическом режиме истечения (т.е. при истечении через установленное при регулировке проходное сечение задвижки), а изменившийся расход конденсата равняется g2 и g2>g1, то разница Дg=g2-g1 будет характеризовать скорость заполнения паропровода конденсатом. Отметим также, что при g2.

Поставленная задача является многопараметрической. В частности, расход пара от ТЭЦ определяется не только потребностями его потребителей. На пути до них пар теряет давление, температуру и становится влажным. Изменение этих характеристик зависит от начального расхода пара, его распределения по потребителям и температуры наружного воздуха. Часть пара конденсируется и отводится через дренажные линии. Расход отводимого конденсата, в свою очередь, зависит от распределения расходов между потребителями и температуры наружного воздуха.

Если интервал времени t между осмотрами и регулировкой дренажной системы равен 10 суткам (что составляет 240 ч или 864 тыс. с), то массу скопившегося в паропроводе за это время конденсата можно определить по формуле:

P=c^g.

Таким образом, для выполнения условия Р>Ркр для рассматриваемого паропровода необходимо и достаточно, чтобы выполнялось условие:

Дgкр>Pкр/ф=26 683/864000=0,30 883 (кг/с).

С другой стороны, значение критического расхода двухфазного потока конденсата ДКР можно определить из зависимости, характеризующей условия его истечения из задвижки с заданным проходным сечением F0 [1]:

g_кр=м Rd роWкр, где м — коэффициент, зависящий от условий истечения: для относительно плавного сужения и расширения канала, характерного для седла запорного органа, м=2,4 (при скачкообразном изменении профиля течения значение м выше); ро — плотность потока пароводяной смеси за задвижкой, зависящая от расходного паросодержания потока x; wkf, — скорость звука в пароводяной смеси. Из результатов теплогидравлических расчетов, некоторые из которых будут приведены ниже, следует, что расход конденсата через дренажную линию на рассматриваемом участке в среднем составляет g=0,3 кг/с.

Проходное сечение задвижки представим круглым отверстием с эквивалентным диаметром 0кр, тогда при wkf,=20 м/с получим:

dкр=[4gкр/(мPоWкрр)]0,5=(0,7 956/со)0,5.

Для оценки значения 0кр рассмотрим три случая:

• 1. x=0,9 (во вскипающем потоке преобладает пар), тогда ро=0,65 589 кг/м3 и 0кр1=0,1101 м (110,1 мм);
• 2. x=0,5 (во вскипающем потоке половина пара и половина воды), тогда ро=1,18 кг/м3 и 0кр2=0,8 211 м (82,11 мм);
• 3. x=0,1 (во вскипающем потоке преобладает вода), тогда ро=5,87 кг/м3 и 0кр3=0,0368 м (36,8 мм).

Дренажные трубопроводы на рассматриваемом паропроводе выполнены в основном из труб Ду150 мм. На это же проходное сечение рассчитаны и установленные задвижки. Как видно из приведенных данных, полученные критические проходные сечения лежат в пределах регулировочного диапазона проходного сечения задвижек. Таким образом, возникновение критического режима истечения из дренажных линий с последующим накоплением конденсата возможно.

При проведении теплогидравлических расчетов рассматриваемого паропровода учитывалось, что расход пара к потребителю № 5 незначителен и равен примерно 5% расхода к потребителю № 4 (см. рис. 2).

Для наглядного представления некоторые результаты расчетов для контрольного участка представлены в графическом виде на рис. 3. Как следует из этих данных, в значительном диапазоне расходов пара от ТЭЦ количество конденсата, образующегося на контрольном участке, зависит только от температуры окружающего воздуха и не зависит от распределения нагрузки между потребителем № 1 и суммарной нагрузки потребителей № 5 и 4. Эта часть диапазона паровых нагрузок в принципе может быть отслежена сотрудниками компании-владельца паропровода и учтена при выборе момента для проведения регулировки в том случае, когда температура воздуха снижается. Однако, начиная с расхода пара от ТЭЦ порядка 8 кг/с, количество образующегося конденсата начинает существенно зависеть от перераспределения паровой нагрузки между потребителем № 1, с одной стороны, и потребителями № 5 и 4 — с другой. Это перераспределение не может быть отслежено по внешним признакам в условиях, когда общий расход пара от ТЭЦ сохраняется, а температура воздуха остается стабильной.

Из результатов расчетов также следует, что при расходе пара 10 кг/с и выше в месте разветвления потока к потребителю № 1 и потребителями № 5 и 4 пар сохраняет перегрев. Во всех остальных режимах в точке разветвления находится влажный пар.

При минимальном расходе пара от ТЭЦ, равном 7 кг/с, доле общего расхода на потребителей № 5 и 4, равной 0,4, и температуре воздуха 20 ОС расходное паросодержание x в потоке к потребителю № 4 равно примерно 0,2. По существу, это поток пароводяной смеси, движущейся в снарядном режиме. Близкая характеристика расходного паросодержания получается для этого режима и при -10 ОС. Во всех остальных режимах пар у потребителя № 4 сохраняет относительно приемлемые характеристики расходного паросодержания.

Рассмотрим случай зимнего режима потребления пара, когда эвакуация конденсата на контрольном участке задана при исходном расходе пара 10 кг/с, доле расхода на потребителей № 5 и 4, равной 0,7, и температуре окружающего воздуха 5 ОС (зависимости для этой температуры на рис. 3 не показаны. — Прим. ред.). Этому случаю соответствует расход конденсата на контрольном участке, равный g1=0,2702 кг/с. При снижении расхода пара от ТЭЦ до 9 кг/с при той же доле расхода к потребителям № 5 и 4, и той же температуре наружного воздуха расход конденсата на контрольном участке увеличится до g2=0,32 719 кг/с. Для этого случая Дg=0,5 699 кг/с, т. е. больше Дgкp=0,30 883 кг/с.

Рассмотрим случай летнего режима потребления пара, когда эвакуация конденсата на контрольном участке задана при расходе пара 9 кг/с, доле расхода на потребителей № 5 и 4, равной 0,5, и температуре окружающего воздуха 20 ОС. Этому случаю соответствует расход конденсата, равный g1=0,24 798 кг/с. При снижении расхода пара от ТЭЦ до 8 кг/с, при той же доле расхода к потребителям № 5 и 4, и той же температуре воздуха расход конденсата увеличится до g2=0,29 481 кг/с. Для этого случая Дg=0,4 683 кг/с, т. е. больше Дgкp.