Zdeněk ŠMÍDA1 VSTŘIKOVÁNÍ KONDENZÁTU DO TERMICKÉHO ODPLYŇOVÁKU NAPÁJECÍ VODY Abstrakt Tento článek vychází z technické zprávy zpracovávající problematiku vstřikování kondenzátu do termického odplyňováku napájecí vody. Odplynění je proces, který chrání potrubní systém kotle proti intenzivní kyslíkové korozi. Zpráva se zabývá analýzou vstřiku pomocí axiální a radiální trysky. Hledá optimální řešení s ohledem na maximální teplosměnnou plochu paprsků kondenzátu při dodržení okrajových podmínek a zadaných teplotních, tlakových a průtokových parametrů. Klíčová slova Odplyňovák, axiální tryska, radiální tryska, tlaková ztráta, rychlost proudění, teplosměnná plocha, kondenzát, EES, optimalizace.
1. ÚVOD Ke své stáži jsem se dostal skrze Moravskoslezský energetický klastr a projekt „Partnerství v oblasti energetiky“. Zapojením do tohoto projektu jsem získal řadu kontaktů na různé společnosti a z tohoto seznamu mě velmi zaujala společnost MPS Holding, která je významnou výrobně dodavatelskou společností s hlavním zaměřením na vlastní vývoj a výrobu komponentů pro energetiku, teplárenství a petrochemii. Nejprve jsem navštívil personální oddělení v Prostějově a zde jsem se dohodl na spolupráci s brněnskou pobočkou sídlící v areálu Královopolských strojíren. Zde jsem se seznámil s ing. Michalem Křivánkem, který mě uvedl do problematiky a nabídnul mi několik témat, které bych mohl zpracovávat. Po důkladné úvaze a analýze proveditelnosti jsem si zvolil téma: „Optimalizace zařízení pro rozstřik vody do odplyňováku“.
1
Bc. Zdeněk Šmída, Katedra energetiky, Fakulta strojní, VŠB-Technická univerzita Ostrava, 17. listopadu, 2172/15 Ostrava - Poruba, tel.: (+420) 607 723 637, e-mail:
[email protected].
1
2. TEORIE TERMICKÝCH ODPLYŇOVÁKŮ
2.1.
Odplyňovák napájecí vody
Odplyňovák napájecí vody je zařízení, které se nejčastěji instaluje nad napájecí nádrže tepelných cyklů. Jeho účelem je dohřev a především odplynění kondenzátu z důvodu ochrany proti nízkoteplotní kyslíkové korozi potrubního systému kotle na straně páry a napájecí vody. Obecně lze říct, že kondenzát vstupuje do odplyňováku v horní části a je rozstřikován tryskami na co nejtenčí prameny, aby došlo k co nejlepšímu prohřátí a odplynění. Ohřev probíhá nejčastěji pomocí odběrové páry z parní turbíny či páry z jiného zdroje. Základní podmínkou je, že kondenzát, resp. napájecí voda musí být ohřátá na minimální teplotu sytosti. Při této teplotě by měl již být z vody odloučen kyslík, který tak negativně působí na potrubní systém. Kyslík je pomocí páry strháván a odlučován do lapače v horní části napájecí nádrže a následně odchází pryč ze systému do atmosféry. Párá, předá část své entalpie napájecí vodě a zkondenzuje. Přívod kondenzátu do odplyňováku je vhodné zkonstruovat tak, aby tento úsek tvořil první stupeň ohřevu a odplynění. V současnosti se přívod kondenzátu realizuje dvěma základními způsoby a to radiální či axiální kuželovou tryskou. Ohřev vody je přímo úměrný vzniklé teplosměnné ploše. Proto je zapotřebí maximalizovat povrch paprsků kondenzátu v prostoru určeném pro odplynění. Dále je také velmi důležité a žádoucí, aby měly paprsky kondenzátu co nejmenší charakteristický rozměr (průměr, tloušťku). Tím se docílí rychlejšího ohřevu v celém objemu proudu a také k minimalizaci dráhy molekuly kyslíku potřebné k opuštění proudu. K lepšímu odstranění molekul kyslíku se také používá tzv. rozbití proudu, ke kterému dojde při kontaktu paprsku proudu s vnitřní vestavbou v odplyňováku. Vznikne tak velké množství nových povrchů a lepšímu promíchání objemů. [2]
2.2.
Způsoby nástřiku vody do odplyňováků
2.2.1
Radiální tryska
Kondenzát vstupuje potrubím kolmo dolů a tlačí na píst upevněný na pružině, která se stlačuje při nárůstu tlaku a odhaluje tak další otvory trysek až do nominálního průtoku, kdy už by měly být všechny otvory průchodné. Trysky mají nejčastěji kruhový nebo elipsovitý průřez. Tento způsob rozmělňuje proud na velké množství tenkých paprsků, kterými tryská kondenzát do odplyňováku. [2]
Obr. 1: Radiální tryska
2
2.2.2
Axiální kuželová tryska
Kondenzát opět vstupuje kolmo dolů. Naráží na kuželovou plochu a s rostoucím tlakem se také rozevírá štěrbina trysky. V tomto případě je komplikovanější tvar vzniklého paprsku. [2]
Obr. 2: Axiální tryska
2.3.
Těleso odplyňováku
Těleso odplyňováku má nejčastěji válcový a to horizontální nebo vertikální tvar. Tímto parametrem je omezena dráha proudu kondenzátu stékajícího na kaskády. Do horní části tělesa odplyňováku je umístěn systém nástřiku s použitím výše uvedených trysek a u horizonálních odplyňováků je pro něj vymezen prostor přibližně jedné pětiny celkové výšky. U vertikálních odplyňováků je tento prostor vymezen přibližně jednou čtvrtinou celkové výšky. V tomto prostoru je také integrována odrazová plocha sloužící k rozbití proudu a k rovnoměrnému odtoku kondenzátu do kaskádního systému. Kaskády jsou umístěny přibližně 200 až 400 mm pod spodní hranou vnitřní odrazové vestavby. Nátok na kaskády musí být rovnoměrný a současně musí umožnit prostup proudu páry a nesmí být tímto proudem páry unášen ze svého směru. [2]
Obr. 3: Vertikální a horizontální provedení odplyňováků Každý odplyňovák musí splňovat určitou možnost regulace. V mém případě se jedná o regulaci od 30 do 110 % nominálního průtoku kondenzátu. Musí být také zaručena určitá minimální rychlost proudu, aby nedošlo k rozpadu proudu ještě před dosažením odrazové plochy, a současně nesmí být překročena dovolená tlaková ztráta na trysce.
3
3. ZADÁNÍ Pro jeden modelový rozměr daný průtokem vody m k t / h proveďte srovnání dvou druhů nástřiku kondenzátu do odplyňováku a to z hledisek:
Vzniklé teplosměnné plochy Ploch a promíchání objemu proudu vzniklých po dopadu na odrazový plášť
Výpočet musí být proveden pro regulační rozsah nominálního průtoku m K t / h kondenzátu do odplyňováku 30 až 110 %. Je třeba dodržet následující podmínky:
Rychlost kondenzátu v potrubí na vstupu do odplyňováku w0 m / s musí
být při aximálním průtoku kondenzátu (110 %) v rozmezí w0 1 2 m / s .
Rychlost kondenzátu na výstupu z trysek w2 m / s musí být při minimálním
průtoku kondenzátu (30 %) minimálně w 2 1 m / s .
Rychlost kondenzátu na výstupu z trysek w2 m / s musí být při nominálním
průtoku kondenzátu (100 %) v rozmezí w 2 4 8 m / s .
Rychlost kondenzátu na výstupu z trysek w2 m / s musí být při maximálním průtoku kondenzátu (110 %) tak velká, aby tlaková ztráta na trysce nepřekročila p z 0,5 bar .
Dále je potřeba stanovit úhel resp. trajektorii rozstřiku kondenzátu pro daný rozsah průtoků a zjistit, zdali proud vždy dopadá na odrazovou plochu nikoliv mimo ni. A výsledky je možno zobecnit pro jiné průtoky a geometrické konfigurace.
3.1.
Zadané a zvolené parametry
Nominální průtok kondenzátu m k 50 t / h
Minimální průtok kondenzátu (30 %) m k , min 15 t / h
Maximální průtok kondenzátu (110 %) m k , max 110 t / h
Teplota
kondenzátu
na
vstupu
je
obvykle
t k 140 C
Tlak
kondenzátu
na
vstupu
p k 545 kPa
je
obvykle
t k t sat , p (5 25 C ) p k p p (0,5 1 bar ) t p 235 C
Teplota páry na vstupu je obvykle t p t sat , p 240 C
Tlak páry na vstupu je současně tlak parního polštáře v napájecí nádrži p p 470 kPa
Průměr vestavby d vestavby 1,2 m
4
4. SCHÉMA Na níže uvedeném schématu jsou uvedeny základní teplotní, tlakové a průtokové parametry modelového termického odplyňováku. Musím zde také poznamenat, že ne všechny tyto parametry budou pro mnou sledovaný uzel potřeba.
Obr. 4: Bilanční schéma napájecí nádrže s odplyňovákem a zadanými parametry
5. VÝPOČET PRO NOMINÁLNÍ STAV RADIÁLNÍ TRYSKY A KRUHOVÝ PRŮŘEZ OTVORŮ
Výpočet bude proveden pro nominální průtok kondenzátu m k 50 t / h v programu Engineering Equation Solver (EES). Tento software se hojně využívá na naší katedře k různým druhům výpočtů. Velmi tedy usnadňuje a urychluje práci, především tam, kde je potřeba řešený problém zobecnit pro různé provozní stavy, tak jako v tomto případě.
5.1.
Další zadané parametry
Nejprve bylo nutné si stanovit další parametry, které nebyly součástí obecného zadání. Jedná se především o rozměr přívodního potrubí kondenzátu. Ten byl zvolen z [1], str. 300, tab. Trubky z ocelí tříd 11 a 12 podélně svařované hladké. Zvolené potrubí je: TR ϕ 108 x 4 – ČSN 42 5723. Dalším krokem bylo zvolit si vhodný průměr otvorů trysky. Zde bylo nutné brát v potaz, že minimální průměr otvorů je z konstrukčních důvodů 5 mm, proto byla tato hodnota také použita, jako základ pro další výpočty. Posledním parametrem byl počet otvorů trysky, jenž byl pro první přiblížení výpočtů zvolen N k 100 .
5.2.
Rychlost kondenzátu v potrubí na vstupu do odplyňováku
Pro výpočet rychlost kondenzátu v potrubí na vstupu do odplyňováku w0 m / s bylo
třeba si provést několik dílčích výpočtů. Nejprve se musela určit hustota kondenzátu 3 na vstupu do odplyňováku k kg / m , která se v EES určí velmi snadno pomocí funkce
závislé na teplotě a tlaku. Dalšími potřebnými parametry byly Průřez přívodního potrubí S k m 2 a objemový průtok kondenzátu do odplyňováku Vk m 3 / s teprve nyní šla
vypočíst hledaná rychlost.
5
5.3.
Rychlost kondenzátu v potrubí na výstupu z trysek
Střední rychlost kondenzátu v potrubí na výstupu z trysek w2 m / s vyžadovala též dílčí výpočty, kterými se určil měrný objemu kondenzátu vystupující z trysek v k , 2 m 3 / kg a průtočný průřez S all , k m 2 .
Výpočetní rovnice, které budou dále konkrétně uvedeny, slouží k určení velikosti teplosměnné plochy a tlakové ztráty.
5.4.
Délka paprsku
Délka paprsku l paprsku m se vypočítá z průměru vestavby d vestavby m , průměru
přívodního potrubí kondenzátu d k m a tloušťky stěny potrubí t m ze vztahu:
l paprsku 5.5.
d vestavby 2
d k t 2
Plocha paprsku
Plocha povrchu jednoho paprsku
(1)
Ppaprsku m se vypočítá z průměru trysky
d nozzle m , délky paprsku l paprsku m ze vztahu: Ppaprsku 2
5.6.
d nozzle d nozzle l paprsku 2 2
(2)
Celková teplosměnná plocha
Celkovou teplosměnnou plochu Celk ts , plocha m
Ppaprsku m a počtu otvorů trysky N k ze vztahu:
2
se vypočítá z plochy paprsku
Celk ts , plocha Ppaprsku N k 5.7.
(3)
Tlaková ztráta (Pracovní tlakový spád trysky)
Tlaková ztráta p z Pa je v tomto případě brána pouze jako ztráta tlaku vlivem zrychlení kapaliny. Jedná se o tzv. „Bordovu ztrátu“. Závisí tedy pouze na rychlosti kondenzátu na výstupu z trysek w2 m / s a měrném objemu kondenzátu vystupující
3
z trysek v k , 2 m / kg vypočte se tedy ze vztahu:
w22 p z 2 vk ,2
(4)
6. VÝPOČET PRO NOMINÁLNÍ STAV RADIÁLNÍ TRYSKY A ELIPSOVITÝ PRŮŘEZ OTVORŮ Výpočet pro radiální trysku s otvory ve tvaru elipsy bude prakticky totožný, jako v předchozím případě. Jedinou zásadní změnou bude, že důležitý rozměr trysky, který byl v předchozím případě průměr trysky d nozzle m . Bude v tomto případě nahrazen poloosami elipsy a nozzle m a b nozzle m . Přizpůsobí se samozřejmě i příslušné výpočtové vztahy pro průřez trysky a povrch paprsku.
6
7. OPTIMALIZACE VARIANT A KRUHOVÝMI OTVORY
ŘEŠENÍ
S RADIÁLNÍ
TRYSKOU
Následující kapitola obsahuje stručný souhrn optimalizačních pochodů, které bylo nutno provést pro získání optimálního řešení. Pro každou optimalizaci bylo nutné vytvořit sadu parametrických tabulek, jejichž výstupy jsou níže uvedené grafy.
7.1.
Optimalizace průměru vstupního potrubí
Nejprve bylo nutné najít nejvhodnější průměr vstupního potrubí kondenzátu a to tak, aby rychlost kondenzátu v potrubí na vstupu do odplyňováku w0 m / s splňovala první rychlostní podmínku ze zadání (podmínka je v grafu vyznačena červenou čerchovanou čarou). Závěrem této optimalizace tedy je, že pokud by záleželo pouze na této podmínce, tak nejmenší potrubí, které lze použít (z uvedeného seznamu) je: TR ϕ 114 x 4.
Obr. 5: Graf optimalizace průměru vstupního potrubí kondenzátu
7.2.
Optimalizace průměru otvoru trysky
Další optimalizace závisí pouze na průměru otvoru trysky d nozzle m a rychlosti
kondenzátu na výstupu z trysek w2 m / s . Zde bylo vytvořeno několik grafů, pro různý počet otvorů N k a Závěrem této optimalizace lze konstatovat, že v úvahu připadají průměry trysek odpovídající velikosti d nozzle 5 6 mm .
Obr. 6: Graf optimalizace průměru otvoru trysky
7
7.3.
Optimalizace průměru potrubí v závislosti na teplosměnné ploše
Tato optimalizace se snaží najít nejvhodnější průměr přívodního potrubí kondenzátu d k m , tak aby byla co největší teplosměnné plocha. Níže uvedené tabulky jsou vytvořeny
pro konstantní průměr otvoru trysky d nozzle 5 mm a počet otvorů N k 190 . Tato hodnota byla zjištěna postupnými iteracemi, tak aby byly splněny všechny okrajové podmínky při daných parametrech
Obr. 7: Výřez tabulek z EES pro tuto optimalizaci Z výše uvedených tabulek plyne, že s rostoucím průměrem přívodního potrubí kondenzátu d k m se snižuje teplosměnná plocha z důvodu zkracování paprsku proudu.
7.4.
Kontrola tlakové ztráty
Z předchozích optimalizací byly stanoveny hranice pro průměr potrubí, průměr a počet otvorů trysky. V tomto kroku je třeba si ověřit, zdali vypočtené parametry odpovídají také z hlediska poslední okrajové podmínky a to podmínky maximální tlakové ztráty.
Obr. 8: Graf kontroly talkové ztráty na trysce Varianta s průměrem otvoru trysky d nozzle 5 mm a počtem otvorů N k 190 , která byla shledána nejvhodnějším. Vyhovuje i po stránce maximální dovolené tlakové ztráty.
8
8. OPTIMALIZACE VARIANT A ELIPSOVITÝMI OTVORY
ŘEŠENÍ
S RADIÁLNÍ
TRYSKOU
Postup optimalizace se ve značné míře shodoval s předchozí variantou. Jednotlivé body si vzájemně odpovídaly. Bylo snahou postupovat tak, aby byly co nejpodobnější podmínky, jako u předchozí varianty. Byl dán průměr přívodního potrubí a hledaly se velikosti poloos elipsy a počet otvorů, který by měl být vzhledem k velikostem poloos podobný jako u varianty s kruhovými otvory:
d k 0,106 m / a nozzle x m / b nozzle x m / N el , max x
9. AXIÁLNÍ TRYSKA Koncept axiální trysky je odlišný viz kapitola 2. Proto je nutné si nejprve zvolit hodnoty, které je vhodné pevně zadat. Výpočet záleží na geometrii. V tomto případě vychází výpočet z následujícího schématu.
Obr. 9: Schéma axiální trysky
10. VÝPOČET AXIÁLNÍ TRYSKY Výpočet do jisté míry kopíruje předchozí varianty s radiální tryskou. Nutné je však zmínit, že většina tohoto výpočtu vychází z nejjednodušší geometrie, aplikace kosinovy věty a použití podobnosti trojúhelníku. Díky těmto znalostem je pak poměrně snadné vypočíst 2 a následně celkovou teplosměnnou plochu paprsku kondenzátu Celk ts , plocha m
i tlakovou ztrátu p z Pa .
11. OPTIMALIZACE ŘEŠENÍ S AXIÁLNÍ TRYSKOU V následující kapitole je snahou najít řešení, při kterém bude dosaženo co největší celkové teplosměnné plochy, při dodržení všech zadaných okrajových podmínek. Výsledné řešení by mělo být možné porovnat s předchozími variantami s radiální tryskou, proto bude pevně zvolena hodnota vnitřního průměru vstupního potrubí kondenzátu d k 0,106 m , takže hlavním proměnnou bude šířka mezery t nozzle m . Úhel sklonu kužele trysky z Obr. 9 nebude mít vliv vzhledem ke konstrukčnímu provedení, protože při změně úhlu se poměrově změní i ostatní rozměry, které jsou s tímto úhlem provázány, tak zůstává teplosměnná plocha konstantní. Mění se pouze vzdálenost dopadu kondenzátu na vestavbu h1 m a prodloužení vestavby h2 m a tyto rozměry nejsou předmětem analýzy, proto nebudou při optimalizaci figurovat.
9
11.1. Optimalizace šířky mezery Šířka mezery (trysky) t nozzle m rozhoduje o tloušťce paprsku kondenzátu a také o velikosti teplosměnné plochy. Níže uvedený graf ukazuje závislost rychlosti kondenzátu na výstupu z trysky w2 m / s a průtoku kondenzátu m k ,th t / h . Tento graf dále říká,
že s rostoucím průtokem kondenzátu roste také rychlost kondenzátu na výstupu z trysky. Jak je vidět z grafu, tak okrajovým podmínkám vyhovuje štěrbina o minimální velikosti t nozzle 5,7 mm .
Obr. 10: Graf optimalizace šířky mezery
11.2. Kontrola tlakové ztráty
Rychlost kondenzátu na výstupu z trysek w2 m / s musí být při maximálním průtoku
kondenzátu (110 %) tak velká, aby tlaková ztráta na trysce nepřekročila p z 0,5 bar . Na grafu jsou vidět vybrané rozměry štěrbiny, které tuto podmínku splňují. Je z něj patrné, že tlakové ztrátě vyhovuje i šířka mezery t nozzle 5 mm , avšak z předchozí optimalizace je známo, že tento rozměr nevyhovuje jiné zadané okrajové podmínce. Závěrem této optimalizace, resp. kontroly je ověření toho, že nalezené rozměrové provedení mezery t nozzle 0,0057 m 5,7 mm splňuje i poslední zadanou okrajovou
podmínku. Při maximálním průtoku 110 % je tlaková ztráta na trysce p z 0,3497 bar .
Obr. 11: Graf kontroly tlakové ztráty
10
12. POROVNÁNÍ AXIÁLNÍ TRYSKY A VARIANT RADIÁLNÍ TRYSKY V následující kapitole jsou vyhodnoceny varianty řešení pro axiální a radiální trysku. Snahou bylo, vytvořit takové konstrukční provedení, který by zaručovalo co největší 2 teplosměnnou plochu Celk ts , plocha m při dodržení zadaných okrajových podmínek.
V níže uvedené tabulce jsou vypsány základní zvolené, vypočítané a optimalizované parametry pro co nejpodobnější hodnoty charakteristického rozměru otvoru potrubí i trysky. Nárůst rychlosti v axiální trysce je oproti radiální trysce přibližně dvakrát větší a to se projevuje i ve značném nárůstu tlakové ztráty na trysce. Co se týče teplosměnné plochy, tak ta je při dodržení co nejpodobnějších podmínek u všech variant menší než u trysky axiální. Proto bude výhodnější řešení použití axiální trysky. Tab. 1: Tabulka výsledných hodnot pro jednotlivé varianty výpočtu
11
ZÁVĚR V tomto článku, který odkazuje na technickou zprávu dodanou pro MPS Gradior, jsem se snažil nalézt optimální řešení vstřikování kondenzátu do odplyňováku pro modelový nominální průtok kondenzátu 50 t/h při regulačním rozsahu 30 % až 110 % nominálního průtoku. Dále jsem byl omezen rychlostními okrajovými podmínkami, které jsem musel dodržet. Pro tento úkol jsem si zvolil tlakové a teplotní parametry a umístil jsem odplyňovák do konkrétního místa tepelného cyklu, tj. odplyňovák napájecí vody umístěný nad napájecí nádrží. K odplynění vody jsem si určil odběrovou páru z turbíny či jiného tepelného zdroje o zvolených parametrech. Nejprve jsem popsal několika základními údaji a schématy dva základní systémy vstřikování vody do odplyňováku a to axiální a radiální trysku. Dále jsem uvedl postup a první přiblížení výpočtu pro radiální trysku s otvory kruhového průřezu. Samotný výpočet jsem prováděl pomocí programu EES a do technické zprávy jsem uváděl především výstupy tohoto výpočtu s obecným nastíněním výpočtu. Dalším krokem jsem postoupil k optimalizaci řešení radiální trysky s otvory kruhového průřezu, tak abych dodržel zadané podmínky a získal co největší teplosměnnou plochu pro dané parametry. V další kapitole jsem počítal radiální trysku s elipsovitými otvory. Jelikož byl výpočet velice podobný, jako u předchozí varianty, tak jsem do technické zprávy uvedl pouze hlavní rozdíly. V následující kapitole jsem se věnoval optimalizaci radiální trysky s elipsovitými otvory. Kvůli větší volnosti při volbě charakteristického rozměru trysky jsem se zde snažil co nejvíce připodobnit rozměry otvorů, tak abych získal relevantní údaje pro porovnání. Následovalo porovnání variant radiální trysky. Zjistil jsem, že veškeré parametry byly téměř totožné. Tím se potvrdila moje snaha sblížit tyto dvě varianty, ale to co mě zajímalo nejvíce, je celková teplosměnná plocha, která je větší u elipsovitých otvorů. Každopádně jsem zde vznesl názor, že je nutné přihlédnout také k náročnosti výroby elipsovitých otvorů a to jak po technologické tak po ekonomické stránce. Nyní jsem provedl předběžnou úvahu a návrh konstrukčního řešení příslušné axiální trysky. Zde totiž velice záleží na tvaru trysky, řešení kužele i štěrbiny samotné trysky. Svou volbu jsem podložil přiloženými schématy. Díky této volbě jsem si podstatně ulehčil následující výpočet. V následující kapitole jsem prováděl samotné první přiblížení výpočtu pro axiální trysku. Zde bych zdůraznil především to, že se jedná o zjednodušený výpočet bez vlivu deformace paprsku gravitací či proudem páry. Dále bych zde podotkl detailní výpočet teplosměnné plochy. Tento výpočet jsem provedl díky geometrickému návrhu trysky, který jsem si zadal v předešlé kapitole. Vzhledem k tomuto uspořádání se při změně úhlu sklonu kužele trysky 45 poměrově přepočítaly všechny ostatní parametry tak, že celková teplosměnná plocha zůstala konstantní, což usnadnilo optimalizaci. Dále bych zde ještě zmínil vzdálenost dopadu kondenzátu na vestavbu h1 m . Tento rozměr je důležitý vzhledem k velikosti vestavby. Čím větší je úhel
tím větší je h1 m . Co se
týče prodloužení vestavby h2 m z důvodu zabránění ostřiku stěn odplyňováku a srovnání proudu před vtokem na kaskády, tak jsem tento rozměr volbou nastavil jako 1/3 h1 m
a opět se jeho velikost automaticky mění se změnou úhlu .
12
V předposlední kapitole následovala optimalizace axiální trysky tak, aby vzniklé řešení mělo co největší teplosměnnou plochu, ale současně aby bylo co nejpodobnější variantám s radiální tryskou a to opět kvůli relevantním údajům pro porovnání. Základním optimalizačním parametrem byla šířka mezery t nozzle m , jejíž minimální hodnotu jsem nastavil pevně tak, abych dodržel zadané okrajové podmínky. V poslední kapitole jsem provedl finální porovnání všech vypočtených a optimalizovaných variant. Nebudu li tedy přihlížet k ekonomickým a technologickým aspektům a zvážím li také zjednodušení výpočtu bez vlivu gravitace a proudu páry na vzniklé paprsky kondenzátu, tak získám toto nejlepší provedení pro zvolené tlakové, teplotní, průtokové a rozměrové parametry:
Potrubí: TR ϕ 114 x 4 – ČSN 42 5723. o
Tryska:
Vnitřní průměr přívodního potrubí kondenzátu d k 106 mm
o
Šířka mezery trysky t nozzle 5 mm
o
Úhel sklonu kužele trysky
45
Rychlosti: o Rychlost kondenzátu na vstupu do odplyň. při maximálním průtoku průtoku
w0 1,869 m / s
o
Rychlost
kondenzátu
na
výstupu
z trysek
při
minimálním
průtoku
o
Rychlost
kondenzátu
na
výstupu
z trysek
při
nominálním
průtoku
o
Rychlost kondenzátu na výstupu z trysek při maximálním průtoku
w2 2,37 m / s w 2 7,9 m / s
w2 8,69 m / s
Tlaková ztráta při maximálním průtoku: p z 0,3497 bar
Celková teplosměnná plocha: Celk ts , plocha ,el 2, 261 m
Výřez tabulky výsledného řešení:
13
2
Poděkování Příspěvek byl realizován za finančního přispění Evropské unie v rámci projektu Partnerství v oblasti energetiky, č. projektu: CZ.1.07/2.4.00/31.0080.
[1] [2]
Literatura LEINVEBER, J., ŘASA, J., VÁVRA, P. Strojnické tabulky. 3. Vydání. Praha: Scientia, 1999. 985 s. ISBN 80-7183-164-6. WÜNCH, J. Tlakové termické odplynováky Napájecí vody pro parní kotle: Určeno konstruktérům odplynováků, projektantům a technickým kádrům v elektrárenských a kotelních provozech i průmyslu. 1. Vydání. Praha: SNTL, 1953. 33 s. CONTRIBUTION TITLE IN ENGLISH Keywords
Deaerator, axial nozzle, radial nozzle, pressure drop, flow velocity, heat exchanging surface, condensate, EES, optimalization. Summary This article is based on the technical report processing issues injecting of condensate into thermal deaerator of the feed water. Deaeration is a process that protects the piping system of the boiler against intense oxygen corrosion. The report analyzes the injection by using axial and radial nozzles. Finding the optimal solution with respect to the maximum heat exchanging surface rays of condensate in compliance with a specified boundary conditions of temperature, pressure and flow parameters.
14
