RU2181179C2 - Способ эксплуатации проточного парогенератора и проточный парогенератор для осуществления способа - Google Patents
Способ эксплуатации проточного парогенератора и проточный парогенератор для осуществления способа Download PDFInfo
- Publication number
- RU2181179C2 RU2181179C2 RU99112177/06A RU99112177A RU2181179C2 RU 2181179 C2 RU2181179 C2 RU 2181179C2 RU 99112177/06 A RU99112177/06 A RU 99112177/06A RU 99112177 A RU99112177 A RU 99112177A RU 2181179 C2 RU2181179 C2 RU 2181179C2
- Authority
- RU
- Russia
- Prior art keywords
- max
- steam generator
- tubes
- evaporation
- flow
- Prior art date
Links
- 238000000034 method Methods 0.000 title claims abstract description 14
- 238000001704 evaporation Methods 0.000 claims abstract description 51
- 230000008020 evaporation Effects 0.000 claims description 49
- 239000000463 material Substances 0.000 claims description 27
- 238000002485 combustion reaction Methods 0.000 claims description 20
- 238000001816 cooling Methods 0.000 abstract description 6
- 239000000126 substance Substances 0.000 abstract 1
- 230000004907 flux Effects 0.000 description 20
- 238000010438 heat treatment Methods 0.000 description 9
- 239000007789 gas Substances 0.000 description 8
- 238000012546 transfer Methods 0.000 description 6
- XLYOFNOQVPJJNP-UHFFFAOYSA-N water Substances O XLYOFNOQVPJJNP-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 6
- 238000013461 design Methods 0.000 description 3
- 230000008646 thermal stress Effects 0.000 description 3
- 239000003245 coal Substances 0.000 description 2
- 230000007423 decrease Effects 0.000 description 2
- 239000003546 flue gas Substances 0.000 description 2
- 239000002803 fossil fuel Substances 0.000 description 2
- 239000000446 fuel Substances 0.000 description 2
- 239000003077 lignite Substances 0.000 description 2
- 239000007788 liquid Substances 0.000 description 2
- 239000000203 mixture Substances 0.000 description 2
- 238000013021 overheating Methods 0.000 description 2
- 230000035882 stress Effects 0.000 description 2
- UGFAIRIUMAVXCW-UHFFFAOYSA-N Carbon monoxide Chemical compound [O+]#[C-] UGFAIRIUMAVXCW-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 230000008094 contradictory effect Effects 0.000 description 1
- 238000010586 diagram Methods 0.000 description 1
- 238000004519 manufacturing process Methods 0.000 description 1
- 238000011160 research Methods 0.000 description 1
- 238000009736 wetting Methods 0.000 description 1
Images
Classifications
-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F22—STEAM GENERATION
- F22B—METHODS OF STEAM GENERATION; STEAM BOILERS
- F22B37/00—Component parts or details of steam boilers
- F22B37/02—Component parts or details of steam boilers applicable to more than one kind or type of steam boiler
- F22B37/10—Water tubes; Accessories therefor
-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F22—STEAM GENERATION
- F22B—METHODS OF STEAM GENERATION; STEAM BOILERS
- F22B29/00—Steam boilers of forced-flow type
- F22B29/06—Steam boilers of forced-flow type of once-through type, i.e. built-up from tubes receiving water at one end and delivering superheated steam at the other end of the tubes
- F22B29/061—Construction of tube walls
- F22B29/062—Construction of tube walls involving vertically-disposed water tubes
-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F22—STEAM GENERATION
- F22B—METHODS OF STEAM GENERATION; STEAM BOILERS
- F22B37/00—Component parts or details of steam boilers
- F22B37/02—Component parts or details of steam boilers applicable to more than one kind or type of steam boiler
- F22B37/10—Water tubes; Accessories therefor
- F22B37/101—Tubes having fins or ribs
- F22B37/103—Internally ribbed tubes
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Physics & Mathematics (AREA)
- Thermal Sciences (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- General Engineering & Computer Science (AREA)
- Heat-Exchange Devices With Radiators And Conduit Assemblies (AREA)
- Control Of Steam Boilers And Waste-Gas Boilers (AREA)
Abstract
Изобретение относится к прямоточным парогенераторам, работающим с переменным давлением. Сущность изобретения - в создании способа эксплуатации проточного парогенератора, когда при надежном охлаждении испарительных труб достигаются особенно низкие потери давления на трение и тем самым высокий КПД. В изобретении описывается также парогенератор, в котором может быть осуществлен этот способ. В описываемом способе плотность массового потока протекающей в трубах среды поддерживается в определенной заданной зависимости от плотности теплового потока, что обеспечивает высокий КПД. 2 с. и 5 з.п. ф-лы, 3 ил.
Description
Изобретение относится к способу эксплуатации проточного парогенератора, содержащего камеру сгорания, охватывающая стенка которой образована газонепроницаемо сваренными между собой, вертикально расположенными испарительными трубами, причем испарительные трубы обтекаются протекающей средой. Изобретение относится также к проточному парогенератору для осуществления способа.
Подобный парогенератор известен из статьи "Verdampfer-konzepte fur Benson-Dampferzeuger", J. Flanke, W. Kohler, F. Wittchow, опубл. в VGB Kraftstofftechnik 73 (1993), Heft 4, стр. 352-360. У проточного парогенератора нагрев образующих камеру сгорания или газоход испарительных труб в противоположность парогенератору с естественной или принудительной циркуляцией и лишь с частичным испарением циркулирующей пароводяной смеси приводит к испарению протекающей среды в испарительных трубах за один проход. Испарительные трубы проточного парогенератора могут быть расположены при этом вертикально или спиралеобразно и, тем самым, с наклоном.
В противоположность парогенератору с естественной циркуляцией проточный парогенератор не подвержен ограничению давления, так что давление свежего пара возможно гораздо выше критического давления воды (Pkrit=221 бар), где еще есть небольшое отличие в плотности между схожей с жидкостью и схожей с паром средами. Высокое давление свежего пара способствует высокому термическому КПД и, тем самым, низкому выбросу СО2 электростанции, работающей на природное топливе. Проточный парогенератор, газоход которого выполнен из вертикально расположенных испарительных труб, более экономичен в изготовлении по сравнению со спиралеобразным выполнением. Проточные парогенераторы с вертикальной системой труб имеют далее по сравнению с проточными парогенераторами с наклонными или расположенными со спиралеобразным подъемом испарительными трубами более низкие потери давления со стороны водяного пара.
Проточный парогенератор с камерой сгорания, охватывающая стенка которой образована газонепроницаемо сваренными между собой, вертикально расположенными испарительными трубами, известна из заявки ФРГ 4333404 А1.
Особую проблему представляет собой расчет стенки газохода или камеры сгорания проточного парогенератора в отношении возникающих там температур стенок труб или материала. В докритическом диапазоне давлений примерно до 200 бар температура стенки камеры сгорания определяется в основном величиной температуры насыщения воды, если необходимо обеспечить смачивание поверхности нагрева в области испарения. Это достигается, например, за счет использования испарительных труб, имеющих на своей внутренней стороне поверхностную структуру. Для этой цели пригодны, в частности, оребренные изнутри испарительные трубы, использование которых в проточных парогенераторах известно, например, из европейского патента 0503116. Эти так называемые ребристые трубы, т.е. трубы с оребренной внутренней поверхностью, имеют особенно хорошую теплоотдачу от внутренней стенки труб к протекающей среде.
В диапазоне давлений 200-221 бар теплоотдача от внутренней стенки трубы к протекающей среде резко падает, так что плотность массового потока протекающей среды необходимо выбирать соответственно высокой с тем, чтобы обеспечить достаточное охлаждение испарительных труб. Для этого в испарительных трубах проточных парогенераторов, эксплуатируемых с давлениями около 200 бар и выше, плотность массового потока приходится выбирать выше, чем у проточных парогенераторов, эксплуатируемых с давлениями ниже 200 бар. Из подобной повышенной плотности массового потока следует, однако, и повышенная потеря давления на трение в испарительных трубах. Вследствие этой повышенной потери давления на трение теряется, особенно у труб малого внутреннего диаметра, то предпочтительное свойство вертикальной системы труб, что при увеличении нагрева отдельной испарительной трубы возрастает также ее производительность. Поскольку для высокого термического КПД и низких выбросов СО2 электростанции требуются, однако, давления пара свыше 200 бар, необходимо обеспечить также и в этом диапазоне давлений хорошую теплоотдачу от внутренней стенки труб к протекающей среде. Поэтому проточные парогенераторы с вертикальной системой труб стенки камеры сгорания эксплуатируют обычно с относительно высокими плотностями массового потока. Здесь в публикации "Thermal Engineering", I.E. Semenkover. Vol. 41, 8, 1994, стр. 655-661 следует указать для работающих на газе и угле проточных парогенераторов плотность массового потока при 100%-ной нагрузке, составляющую около 2000 кг/м2с.
В основе изобретения лежит задача создания способа эксплуатации проточного парогенератора описанного выше рода, с помощью которого при надежном охлаждении испарительных труб достигаются особенно низкие потери давления на трение и, тем самым, особенно высокий КПД. К тому же должен быть создан проточный парогенератор, особенно пригодный для осуществления этого способа.
В отношении способа эта задача решается согласно изобретению за счет того, что плотность m массового потока протекающей среды поддерживают в зависимости от воздействующей на испарительные трубы плотности q теплового потока приблизительно на заданном значении согласно отношению
m=200+8,42•1012•q3•[d/(d-2s)]s2•Tmax -5
При этом плотность q теплового потока на наружной стороне труб подставляется в кВт/м2 с тем, чтобы получить плотность m массового потока в кг/м2с. Далее обозначают: d - наружный диаметр испарительных труб в м, s - толщина стенок испарительных труб в м, Тmах - характеристическая для материала труб допустимая температура материала в oС.
m=200+8,42•1012•q3•[d/(d-2s)]s2•Tmax -5
При этом плотность q теплового потока на наружной стороне труб подставляется в кВт/м2 с тем, чтобы получить плотность m массового потока в кг/м2с. Далее обозначают: d - наружный диаметр испарительных труб в м, s - толщина стенок испарительных труб в м, Тmах - характеристическая для материала труб допустимая температура материала в oС.
Изобретение исходит при этом из того факта, что при эксплуатации проточного парогенератора надежное охлаждение испарительных труб при особенно низких потерях давления на трение обеспечивается за счет выполнения подходящим образом двух принципиально противоречащих друг другу условий. С одной стороны, среднюю плотность массового потока в испарительных трубах следует выбирать как можно более низкой. За счет этого можно достичь того, что через некоторые испарительные трубы, к которым из-за неизбежных отличий в нагреве подается больше тепла, чем к другим, будет протекать больший массовый поток, чем через нагреваемые в среднем испарительные трубы. Эта известная от барабанного котла характеристика естественной циркуляции приводит на выходе испарительных труб к выравниванию температуры пара и, тем самым, температур стенок труб.
С другой стороны, плотность массового потока в трубах следует выбирать настолько высокой, чтобы обеспечивалось надежное охлаждение стенки трубы и не превышались допустимые температуры материала. Таким образом исключены высокие локальные перегревы материала труб и являющиеся следствием этого повреждения (разрывы труб). Существенными параметрами, влияющими на температуру материала, помимо температуры протекающей среды являются внешний нагрев стенки трубы и теплоотдача от внутренней стенки трубы к протекающей среде или жидкости. Тем самым, существует взаимосвязь между внутренней теплоотдачей, на которую оказывает влияние плотность массового потока, и внешним нагревом стенки трубы.
С учетом этих краевых условий названное отношение вызывает особенно оптимальную плотность массового потока в испарительных трубах, которая обеспечивает как оптимальную проточную характеристику (характеристику естественной циркуляции), так и надежное охлаждение испарительных труб и, тем самым, соблюдение допустимых температур материала. Критерием при определении особенно оптимальной плотности массового потока является при этом то, что при задаваемом внешнем нагреве стенки трубы температура материала стенки трубы должна быть, с одной стороны, лишь незначительно, а с другой стороны, однако, гарантированно ниже допустимого значения. При этом следует обратить внимание на то физическое явление, что в диапазоне критических давлений 200-221 бар теплоотдача от внутренней стенки трубы к протекающей среде самая неблагоприятная. Результатом обширных исследований является то, что наибольшая нагрузка на материал достигается тогда, когда в области испарения при 200-221 бар относительно низкую плотность массового потока комбинируют с наибольшей встречающейся плотностью теплового потока. Это, например, происходит в той зоне камеры сгорания, где расположены горелки. Если после этого испарение закончено и начинается перегрев пара, то нагрузка на материал испарительных труб камеры сгорания снова снижается. Причиной этого является то, что при обычном расположении горелок и обычном протекании процесса горения уменьшается и плотность теплового потока.
Для определения особенно оптимального заданного значения плотности m массового потока целесообразно положить в основу для расчета максимальной температуры Тmax значение, полученное согласно отношению
Tmax= Tkrit+6σ/(β•E)
При этом Tkrit обозначает температуру протекающей среды при критическом давлении в oС. Далее обозначают: σ - допустимое напряжение в Н/мм2, β - коэффициент теплового расширения в 1/К, Е - модуль упругости материала испарительных труб в Н/мм2. При определении допустимой максимальной температуры Тmах следует исходить из того, что охватывающая стенка или стенка камеры сгорания проточного парогенератора имеет среднюю температуру, которая соответствует среднему значению допустимой максимальной температуры Тmах и температуры Тkrit протекающей среды при критическом давлении. Отсюда максимально возникающее тепловое напряжение вычисляется по формуле
Это максимально возникающее тепловое напряжение должно быть защищено при расчете проточного парогенератора в соответствии с кодом ASME трехкратным значением напряжения σ, допустимого для материала труб. Отсюда следует непосредственно значение, которое должно быть положено в основу допустимой максимальной температуры Тmax.
Tmax= Tkrit+6σ/(β•E)
При этом Tkrit обозначает температуру протекающей среды при критическом давлении в oС. Далее обозначают: σ - допустимое напряжение в Н/мм2, β - коэффициент теплового расширения в 1/К, Е - модуль упругости материала испарительных труб в Н/мм2. При определении допустимой максимальной температуры Тmах следует исходить из того, что охватывающая стенка или стенка камеры сгорания проточного парогенератора имеет среднюю температуру, которая соответствует среднему значению допустимой максимальной температуры Тmах и температуры Тkrit протекающей среды при критическом давлении. Отсюда максимально возникающее тепловое напряжение вычисляется по формуле
Это максимально возникающее тепловое напряжение должно быть защищено при расчете проточного парогенератора в соответствии с кодом ASME трехкратным значением напряжения σ, допустимого для материала труб. Отсюда следует непосредственно значение, которое должно быть положено в основу допустимой максимальной температуры Тmax.
Из этих принципов расчета следует, что при эксплуатации проточного парогенератора, испарительные трубы которого изготовлены из материала 13СrМо44, целесообразно положить в основу допустимой максимальной температуры Тmax значение около 515oС. При эксплуатации проточного парогенератора, испарительные трубы которого изготовлены из материала НСМ12, предпочтительно положить в основу в качестве допустимой максимальной температуры Тmах значение около 590oC.
В отношении проточного парогенератора, особенно пригодного для осуществления этого способа, названная задача решается за счет того, что проточный парогенератор рассчитан при воздействующей на испарительные трубы плотности q теплового потока на плотность m массового потока согласно отношению
m=200+8,42•1012•q3•[d/(d-2s)]s2•Tmax -5
Пример выполнения изобретения более подробно поясняется с помощью чертежей, где
на фиг.1 показан в упрощенном виде проточный парогенератор с вертикально расположенными испарительными трубами;
на фиг.2 - в сечении отдельная испарительная труба;
на фиг.3 - диаграмма с характеристиками А и В плотности массового потока в зависимости от плотности теплового потока для испарительных труб.
m=200+8,42•1012•q3•[d/(d-2s)]s2•Tmax -5
Пример выполнения изобретения более подробно поясняется с помощью чертежей, где
на фиг.1 показан в упрощенном виде проточный парогенератор с вертикально расположенными испарительными трубами;
на фиг.2 - в сечении отдельная испарительная труба;
на фиг.3 - диаграмма с характеристиками А и В плотности массового потока в зависимости от плотности теплового потока для испарительных труб.
Соответствующие друг другу детали снабжены на всех фигурах одинаковыми ссылочными позициями.
На фиг. 1 схематично изображен проточный парогенератор 2, например, прямоугольного сечения, вертикальный газоход которого окружен охватывающей стенкой и образует камеру сгорания, переходящую на нижнем конце в воронкообразное дно 6. Дно 6 охватывает отверстие 8 для выгрузки золы (не показано).
В нижней зоне А газохода в образованной вертикально расположенными испарительными трубами 12 охватывающей стенке камеры сгорания размещено некоторое число горелок 10, из которых показана только одна. Горелки 10 рассчитаны при этом на природное топливо. Вертикально расположенные испарительные трубы 12 сварены между собой в нижней зоне А посредством перемычек или ребер 14 в газонепроницаемую охватывающую стенку 4. Испарительные трубы 12, обтекаемые при эксплуатации проточного парогенератора 2 снизу вверх, образуют в зоне А испарительную поверхность 16 нагрева.
В камере сгорания при эксплуатации проточного парогенератора 2 находится образующийся при сжигании природного топлива факел 17 так, что зона А проточного парогенератора 2 отличается очень высокой плотностью q теплового потока. Факел 17 имеет температурный профиль, который, исходя приблизительно от середины камеры сгорания, уменьшается как в вертикальном направлении вверх и вниз, так и в горизонтальном направлении в стороны, т.е. к углам камеры сгорания. Над нижней зоной А газохода находится вторая, удаленная от факела зона В, над которой предусмотрена третья, верхняя зона С газохода. В зонах В и С газохода расположены конвективные поверхности 18, 20, 22 нагрева. Над зоной С газохода находится канал 24 для выхода дымовых газов, по которому образовавшиеся в результате сжигания ископаемого топлива дымовые газы RG покидают вертикальный газоход. Изображенные на фиг.1 условия для проточного парогенератора 2 одноходовой конструкции относятся сопоставимым образом и к проточному парогенератору двухходовой конструкции.
На фиг. 2 изображена снабженная на внутренней стороне ребами 26 испарительная труба 12, которая при эксплуатации проточного парогенератора 2 подвержена на наружной стороне внутри камеры сгорания нагреву с плотностью q теплового потока, а изнутри обтекается протекающей средой S. В качестве протекающей среды S служит, например, вода или пароводяная смесь.
В критической точке, т.е. при критическом давлении Pkrit 221 бар, температуру жидкости или протекающей среды S в испарительной трубе 12 обозначают Тkrit. Для расчета максимального теплового напряжения σmax подставляют максимально допустимую температуру Тmах на вершине 28 нагреваемой стороны стенки трубы.
Внутренний и наружный диаметры испарительной трубы 12 обозначены соответственно di и d. У оребренной изнутри испарительной трубы 12 в качестве внутреннего диаметра di следует подставить эквивалентный внутренний диаметр, который учитывает влияние вершин ребер и впадин между ними. Эквивалентным внутренним диаметром является при этом тот внутренний диаметр, который имела бы гладкая труба такого же проходного сечения. Толщина стенки трубы обозначена s.
Проточный парогенератор 2 рассчитан с возможностью поддержания при его эксплуатации плотности m массового потока обтекающей испарительные трубы 12 протекающей среды S приблизительно на заданном значении согласно отношению
m=200+8,42•1012•q3•[d/(d-2s)]s2•Tmax -5
При этом плотность m массового потока следует подставить в кг/м2с, а допустимую максимальную температуру Тmах - в oС. Далее наружный диаметр d трубы и толщину s стенки трубы следует подставить в м. В качестве плотности q теплового потока в кВт/м2 на наружной стороне труб следует подставить снабженное предохранительным коэффициентом значение. Для этого сначала по техническим данным проточного парогенератора 2, таким, например, как сечение камеры сгорания, мощность топки и т.д., определяют значение средней плотности теплового потока. Из значения средней плотности теплового потока путем умножения на предохранительный коэффициент выводят значение максимальной плотности теплового потока. Предохранительный коэффициент лежит при этом в случае сжигания каменного угля в интервале 1,4-1,6, а в случае сжигания бурого угля - в интервале 1,6-1,8. Подставляемое значение плотности q теплового потока получают путем умножения максимальной плотности теплового потока на дополнительный предохранительный коэффициент 1,5. Другими словами, подставляемое значение плотности q теплового потока составляет при сжигании каменного угля 2,1-2,4-кратное, а при сжигании бурого угля - 2,4-2,7-кратное средней плотности теплового потока, определяемой по техническим данным проточного парогенератора 2.
m=200+8,42•1012•q3•[d/(d-2s)]s2•Tmax -5
При этом плотность m массового потока следует подставить в кг/м2с, а допустимую максимальную температуру Тmах - в oС. Далее наружный диаметр d трубы и толщину s стенки трубы следует подставить в м. В качестве плотности q теплового потока в кВт/м2 на наружной стороне труб следует подставить снабженное предохранительным коэффициентом значение. Для этого сначала по техническим данным проточного парогенератора 2, таким, например, как сечение камеры сгорания, мощность топки и т.д., определяют значение средней плотности теплового потока. Из значения средней плотности теплового потока путем умножения на предохранительный коэффициент выводят значение максимальной плотности теплового потока. Предохранительный коэффициент лежит при этом в случае сжигания каменного угля в интервале 1,4-1,6, а в случае сжигания бурого угля - в интервале 1,6-1,8. Подставляемое значение плотности q теплового потока получают путем умножения максимальной плотности теплового потока на дополнительный предохранительный коэффициент 1,5. Другими словами, подставляемое значение плотности q теплового потока составляет при сжигании каменного угля 2,1-2,4-кратное, а при сжигании бурого угля - 2,4-2,7-кратное средней плотности теплового потока, определяемой по техническим данным проточного парогенератора 2.
В зависимости от плотности q теплового потока при этом в качестве критерия расчета проточного парогенератора 2 возникает показатель плотности m массового потока, графически изображенный на фиг. 3 для различной геометрии и различных материалов труб. При этом характеристика А описывает ту плотность массового потока в кг/м2с, которая возникает при геометрическом параметре [d/(d-2s)]s2, составляющем 4•10-5 м2, для допустимой максимальной температуры Тmах 590oС. Положенное в основу в качестве максимальной температуры Тmах значение около 590oС является важным при этом для проточного парогенератора 2, испарительные трубы 12 которого изготовлены из материала НСМ12. Характеристика В отражает особенно оптимальную плотность m массового потока в качестве функции плотности q теплового потока для проточного парогенератора 2, испарительные трубы 12 которого имеют геометрический параметр [d/(d-2s)] s2, составляющий 10-4 м2, и допустимую максимальную температуру Тmах около 515oС. Допустимая максимальная температура Тmах 515oС важна при этом для испарительных труб 12 из материала 13СrМо44.
Как правило, при этом для произвольной испарительной трубы 12 в качестве допустимой максимальной температуры Тmах в основу кладут значение, полученное согласно отношению
Tmax= Tkrit+6σ/(β•E)
При этом Tkrit обозначает температуру протекающей среды S при критическом давлении pkrit в oС, σ - допустимое напряжение материала испарительной трубы 12 в Н/мм2, β - коэффициент теплового расширения материала испарительной трубы 12 в 1/К, Е - модуль упругости материала испарительной трубы 12 в Н/мм2.
Tmax= Tkrit+6σ/(β•E)
При этом Tkrit обозначает температуру протекающей среды S при критическом давлении pkrit в oС, σ - допустимое напряжение материала испарительной трубы 12 в Н/мм2, β - коэффициент теплового расширения материала испарительной трубы 12 в 1/К, Е - модуль упругости материала испарительной трубы 12 в Н/мм2.
Claims (7)
1. Способ эксплуатации проточного парогенератора (2), содержащего камеру сгорания, охватывающая стенка (4) которой образована газонепроницаемо сваренными между собой, вертикально расположенными испарительными трубами (12), при котором испарительные трубы (12) обтекаются протекающей средой S, причем плотность m массового потока протекающей среды S для испарительных труб (12) с наружным диаметром d и толщиной s стенок, а также с характеристической для материала труб допустимой максимальной температурой Tmax поддерживают в зависимости от воздействующей на испарительные трубы (12) плотности q теплового потока приблизительно на заданном значении
m= 200+8,42•1012•q3•[d/(d-2s)] s2Tmax -5.
m= 200+8,42•1012•q3•[d/(d-2s)] s2Tmax -5.
2. Способ по п. 1, при котором в качестве допустимой максимальной температуры Тmax кладут в основу значение, полученное согласно отношению
Tmax= Tkrit+6σ/(β•E),
причем (Tkrit) (oС) обозначает температуру протекающей среды S при критическом давлении рkrit;
σ (Н/мм2) - допустимое напряжение;
β (1/К) - коэффициент теплового расширения;
Е (Н/мм2) - модуль упругости материала испарительных труб (12).
Tmax= Tkrit+6σ/(β•E),
причем (Tkrit) (oС) обозначает температуру протекающей среды S при критическом давлении рkrit;
σ (Н/мм2) - допустимое напряжение;
β (1/К) - коэффициент теплового расширения;
Е (Н/мм2) - модуль упругости материала испарительных труб (12).
3. Способ по п. 1 или 2, причем испарительные трубы (12) изготовлены из материала 13 СrMo44 и в качестве допустимой максимальной температуры в основу кладут значение примерно Тmax= 515oС.
4. Способ по п. 1 или 2, причем испарительные трубы (12) изготовлены из материала НСМ 12, в качестве допустимой максимальной температуры в основу кладут значение примерно Тmax= 590oС.
5. Проточный парогенератор (2), содержащий камеру сгорания, охватывающая стенка (4) которой образована газонепроницаемо сваренными между собой, вертикально расположенными испарительными трубами (12) с наружным диаметром d и толщиной s стенок, а также с характеристической для материала труб допустимой максимальной температурой Тmax, причем трубы (12) парогенератора обтекаются протекающей средой S и имеют на своей внутренней стороне поверхностную структуру, и который при воздействующей на испарительные трубы (12) плотности q теплового потока рассчитан на плотность m массового потока согласно отношению
m= 200+8,42•1012•q3•[d/(d-2s)] s2Tmax -5.
m= 200+8,42•1012•q3•[d/(d-2s)] s2Tmax -5.
6. Парогенератор (2) по п. 5, испарительные трубы (12) которого изготовлены из материала 13 СrMo44, причем для допустимой максимальной температуры Тmax в основу положено значение 515oС.
7. Парогенератор (2) по п. 5, испарительные трубы (12) которого изготовлены из материала НСМ12, причем для допустимой максимальной температуры Тmax в основу положено значение 590oС.
Applications Claiming Priority (2)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| DE19645748A DE19645748C1 (de) | 1996-11-06 | 1996-11-06 | Verfahren zum Betreiben eines Durchlaufdampferzeugers und Durchlaufdampferzeuger zur Durchführung des Verfahrens |
| DE19645748.3 | 1996-11-06 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| RU99112177A RU99112177A (ru) | 2001-05-20 |
| RU2181179C2 true RU2181179C2 (ru) | 2002-04-10 |
Family
ID=7810816
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| RU99112177/06A RU2181179C2 (ru) | 1996-11-06 | 1997-10-24 | Способ эксплуатации проточного парогенератора и проточный парогенератор для осуществления способа |
Country Status (11)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US6250257B1 (ru) |
| EP (1) | EP0937218B1 (ru) |
| JP (1) | JP2001503505A (ru) |
| KR (1) | KR20000053090A (ru) |
| CN (1) | CN1240020A (ru) |
| CA (1) | CA2270596A1 (ru) |
| DE (2) | DE19645748C1 (ru) |
| DK (1) | DK0937218T3 (ru) |
| ES (1) | ES2151295T3 (ru) |
| RU (1) | RU2181179C2 (ru) |
| WO (1) | WO1998020280A1 (ru) |
Families Citing this family (12)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| DE19858780C2 (de) * | 1998-12-18 | 2001-07-05 | Siemens Ag | Fossilbeheizter Durchlaufdampferzeuger |
| US7021106B2 (en) | 2004-04-15 | 2006-04-04 | Mitsui Babcock (Us) Llc | Apparatus and method for forming internally ribbed or rifled tubes |
| US20080156236A1 (en) * | 2006-12-20 | 2008-07-03 | Osamu Ito | Pulverized coal combustion boiler |
| JP5193007B2 (ja) | 2008-12-03 | 2013-05-08 | 三菱重工業株式会社 | ボイラ構造 |
| DE102009012322B4 (de) * | 2009-03-09 | 2017-05-18 | Siemens Aktiengesellschaft | Durchlaufverdampfer |
| DE102009012321A1 (de) * | 2009-03-09 | 2010-09-16 | Siemens Aktiengesellschaft | Durchlaufverdampfer |
| FI124376B (fi) * | 2010-01-15 | 2014-07-31 | Foster Wheeler Energia Oy | Höyrykattila |
| DE102010038885B4 (de) * | 2010-08-04 | 2017-01-19 | Siemens Aktiengesellschaft | Zwangdurchlaufdampferzeuger |
| US9541280B2 (en) | 2014-06-04 | 2017-01-10 | Fives North American Combustion, Inc. | Ultra low NOx combustion for steam generator |
| KR102230073B1 (ko) * | 2016-07-07 | 2021-03-19 | 지멘스 악티엔게젤샤프트 | 터빈 설치 바디를 갖는 증기 발생기 파이프 |
| CN109695867A (zh) * | 2018-12-26 | 2019-04-30 | 华电电力科学研究院有限公司 | 一种应用启动循环泵实现省煤器热水再循环的系统及工作方法 |
| CN115116635B (zh) * | 2022-05-23 | 2024-06-14 | 中国人民解放军海军工程大学 | 蒸汽发生器并联倒u型管束倒流情况测定方法及测量装置 |
Citations (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| SU1245795A1 (ru) * | 1985-01-11 | 1986-07-23 | Всесоюзный Дважды Ордена Трудового Красного Знамени Теплотехнический Научно-Исследовательский Институт Им.Ф.Э.Дзержинского | Пр моточный котел /его варианты/ |
| SU1268869A1 (ru) * | 1985-02-21 | 1986-11-07 | Предприятие П/Я А-7755 | Пр моточный котел |
| WO1993013356A1 (de) * | 1991-12-20 | 1993-07-08 | Siemens Aktiengesellschaft | Fossil befeuerter durchlaufdampferzeuger |
| WO1994010501A1 (de) * | 1992-11-02 | 1994-05-11 | Siemens Aktiengesellschaft | Dampferzeuger |
Family Cites Families (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| FR1288755A (fr) * | 1960-12-27 | 1962-03-30 | Babcock & Wilcox Co | Tube de production de vapeur nervuré |
| EP0349834B1 (de) * | 1988-07-04 | 1996-04-17 | Siemens Aktiengesellschaft | Durchlaufdampferzeuger |
| DK0503116T4 (da) * | 1991-03-13 | 1998-08-31 | Siemens Ag | Rør med ribber, som på dets inderside danner et flergænget gevind, samt dampgenerator til dets anvendelse |
| ATE117420T1 (de) * | 1991-04-18 | 1995-02-15 | Siemens Ag | Durchlaufdampferzeuger mit einem vertikalen gaszug aus im wesentlichen vertikal angeordneten rohren. |
| DE4333404A1 (de) * | 1993-09-30 | 1995-04-06 | Siemens Ag | Durchlaufdampferzeuger mit vertikal angeordneten Verdampferrohren |
-
1996
- 1996-11-06 DE DE19645748A patent/DE19645748C1/de not_active Expired - Fee Related
-
1997
- 1997-10-24 CA CA002270596A patent/CA2270596A1/en not_active Abandoned
- 1997-10-24 DK DK97945787T patent/DK0937218T3/da active
- 1997-10-24 JP JP52093598A patent/JP2001503505A/ja active Pending
- 1997-10-24 RU RU99112177/06A patent/RU2181179C2/ru active
- 1997-10-24 CN CN97180335A patent/CN1240020A/zh active Pending
- 1997-10-24 DE DE59702415T patent/DE59702415D1/de not_active Expired - Fee Related
- 1997-10-24 KR KR1019990704014A patent/KR20000053090A/ko not_active Withdrawn
- 1997-10-24 WO PCT/DE1997/002479 patent/WO1998020280A1/de not_active Ceased
- 1997-10-24 ES ES97945787T patent/ES2151295T3/es not_active Expired - Lifetime
- 1997-10-24 EP EP97945787A patent/EP0937218B1/de not_active Revoked
-
1999
- 1999-05-06 US US09/306,175 patent/US6250257B1/en not_active Expired - Fee Related
Patent Citations (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| SU1245795A1 (ru) * | 1985-01-11 | 1986-07-23 | Всесоюзный Дважды Ордена Трудового Красного Знамени Теплотехнический Научно-Исследовательский Институт Им.Ф.Э.Дзержинского | Пр моточный котел /его варианты/ |
| SU1268869A1 (ru) * | 1985-02-21 | 1986-11-07 | Предприятие П/Я А-7755 | Пр моточный котел |
| WO1993013356A1 (de) * | 1991-12-20 | 1993-07-08 | Siemens Aktiengesellschaft | Fossil befeuerter durchlaufdampferzeuger |
| WO1994010501A1 (de) * | 1992-11-02 | 1994-05-11 | Siemens Aktiengesellschaft | Dampferzeuger |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| ES2151295T3 (es) | 2000-12-16 |
| KR20000053090A (ko) | 2000-08-25 |
| JP2001503505A (ja) | 2001-03-13 |
| DE19645748C1 (de) | 1998-03-12 |
| EP0937218A1 (de) | 1999-08-25 |
| DE59702415D1 (de) | 2000-11-02 |
| CA2270596A1 (en) | 1998-05-14 |
| WO1998020280A1 (de) | 1998-05-14 |
| US6250257B1 (en) | 2001-06-26 |
| CN1240020A (zh) | 1999-12-29 |
| DK0937218T3 (da) | 2001-02-05 |
| EP0937218B1 (de) | 2000-09-27 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| RU2139472C1 (ru) | Прямоточный парогенератор (варианты) | |
| RU2181179C2 (ru) | Способ эксплуатации проточного парогенератора и проточный парогенератор для осуществления способа | |
| JP3091220B2 (ja) | ほぼ垂直に配置された管から成る垂直煙道を備えた貫流ボイラ | |
| JPH0271001A (ja) | 貫流ボイラ | |
| US6557499B2 (en) | Fossil-fuel-fired once-through steam generator | |
| US6269754B1 (en) | Steam generator for superheated steam for incineration plants with corrosive flue gases | |
| JPH08500426A (ja) | 蒸気発生器 | |
| RU2217654C2 (ru) | Прямоточный парогенератор, работающий на ископаемом топливе | |
| RU2175095C2 (ru) | Прямоточный парогенератор и способ расчета прямоточного парогенератора | |
| RU2212582C2 (ru) | Прямоточный парогенератор, работающий на ископаемом топливе | |
| JP4953506B2 (ja) | 化石燃料ボイラ | |
| RU2224949C2 (ru) | Прямоточный парогенератор, работающий на ископаемом топливе | |
| JP5225469B2 (ja) | 貫流ボイラ | |
| AU2009290944B2 (en) | Continuous steam generator | |
| JP3652988B2 (ja) | 化石燃料ボイラ | |
| AU2006324058B2 (en) | Steam generator pipe, associated production method and continuous steam generator | |
| JP4458552B2 (ja) | スパイラル状に配置された蒸発器管を備えた貫流ボイラ | |
| AU2004291619B2 (en) | Continuous steam generator | |
| CN102245966B (zh) | 直流式锅炉 | |
| DAHIYA et al. | Increasing boiler super-criticality–end user’s understanding of process and design issues crucial. | |
| GB2102105A (en) | Vapour generator | |
| CA2243993A1 (en) | Continuous steam generator | |
| KR100209120B1 (ko) | 수직 배열관으로된 수직 가스관열을 가진 관류증기발생기 | |
| Bagley | Paper 13: The Application of Heat Transfer Data to the Design of Once-Through Boiler Furnaces | |
| JPH04116307A (ja) | 微粉炭焚ボイラ |