Теплообменники. Инжиниринговая компания ЛОТОС
Снижение энергозатрат производств и значительное уменьшение выбросов
тепла в атмосферу на фоне качественного улучшения жизни людей на Земле…
Энергетика:
080173 Охлаждение синтез-газа деминерализованной водой. Отзыв по итогам внедрения
Уменьшение металлоемкости, вкупе с существенной экономией энергоносителя и безусловной надежностью теплообменного аппарата (даже по сравнению с зарубежными аналогами), обусловило высокую оценку специалистов ОАО «Минеральные удобрения»/
Энергетика:
110013 Конденсация реакционных газов. Отзыв по итогам внедрения
Эффективная и стабильная работа теплообменников LOTUS® на поз. Т-12 позволяет увеличить выход очищенного пропана и снижает его унос с отдувками на факел (экономия сырья).
Энергетика:
120057 Подогрев куба колонны. Отзыв по итогам внедрения
Инжиниринговая компания «ЛОТОС», уже хорошо известная специалистам завода своими компактными и эффективными решениями, в очередной раз предложила проект, полностью соответствующий производственным требованиям ДБиУВС.
Владимир Каллус
Технический директор ЗАО «ЛОТОС»

Замена серийно выпускаемых ПСВ интенсивными подогревателями Lotus

Теплопередача в парожидкостных подогревателях осуществляется в поверхностных теплообменниках, то есть в аппаратах, где среды обмениваются теплом через разделяющую их поверхность — стенку теплообменной трубы, которая выполняется из металла, обладающего хорошей теплопроводностью и высокой прочностью.

Главная задача, возникающая при создании подобных аппаратов, заключается в обеспечении максимальной интенсивности процесса теплообмена при оптимальных размерах и запасах теплообменной поверхности, способной гарантировать стабильную работоспособность конструкции на протяжении всего срока эксплуатации.

1. Коэффициент  теплопередачи — основной критерий оценки эффективности теплообменных аппаратов.

Основной характеристикой любого теплообменного аппарата, количественно оценивающей интенсивность происходящего в нем технологического процесса,  является коэффициент  теплопередачи (КТП).

Коэффициент теплопередачи описывается известной  формулой:

 

где:    

  • αнс — коэффициент теплоотдачи от нагреваемой среды (далее НС) к стенке, (ккал/м2·час·ºС);
  • δОТ — толщина слоя отложений, м;
  • λОТ — теплопроводность слоя отложений, (ккал/м·час·°С);
  • δСТ — толщина стенки трубы, м;
  • λСТ — теплопроводность материала стенки трубы, (ккал/м·час·°С);
  • αпар — коэффициент теплоотдачи от греющей среды (пара) к стенке, (ккал/м2·час·ºС).

Из формулы видно, что рациональность и эффективность любой рассматриваемой теплообменной системы определяется целым комплексом составляющих ее элементов:

  • Физическими параметрами теплоносителей, сказывающимися на величине теплоотдачи от пара к стенке теплообменной трубы и от стенки к нагреваемой среде;
  • Материальным исполнением теплообменной поверхности, а именно, толщиной и теплопроводностью стенки;
  • Состоянием теплообменной поверхности, в том числе, исходным, зависящим от ее шероховатости, и текущим, имеющим место в процессе эксплуатации и связанным с образованием отложений и накипи;
  • Гидродинамическим режимом движения теплоносителей, создаваемым в аппарате.

При чем воздействия всех перечисленных элементов так тесно переплетены и взаимосвязаны, что малейшее изменение одного из них приводит к существенному изменению всей системы.

2. Факторы, определяющие величину коэффициента теплопередачи.

Для удобства анализа и наглядности представления доли влияния того или иного компонента данной формулы на итоговый результат КТП можно заменить обратной величиной, называемой термическим сопротивлением и являющейся суммой соответствующих термических сопротивлений:

 

Приняв за 100 % общее термическое сопротивление, нетрудно установить степень участия каждого из слагаемых в формировании окончательного результата (см. диагр.1—7), а значит и степени его влияния на возможности и пути интенсификации процесса теплообмена. Причем с ростом отложений на теплообменной поверхности соотношения между отдельными термическими сопротивлениями конкретной системы существенно изменяются, ослабляя или углубляя тем самым степень влияния каждого отдельного компонента на конечный результат. Приведенные диаграммы наглядно демонстрируют сколь велико может быть влияние отложений на интенсивность теплопередачи. Образование на теплообменной поверхности сплошного слоя отложений толщиной в 0,2 мм приводит к образованию термического сопротивления на 22—30% снижающего КТП.  

Совершенно естественной и наиболее продуктивной в плане сохранения интенсивности процесса теплообмена, достигаемой на чистой теплообменной поверхности, представляется борьба с возникающими на ней в процессе эксплуатации отложениями. Тем более что определенные методы подобной деятельности позволяют весьма существенно снизить скорость образования отложений и степень их воздействия на интенсивность технологического процесса в аппарате.

Однако не менее важным фактором, определяющим эффективность конструкции теплообменного аппарата в целом, может стать ее совершенствование и уменьшение термических сопротивлений остальных компонентов системы.

Как видно из приведенных выше формул и диаграмм, достаточно важным по степени влияния на КТП оказывается термическое сопротивление зоны контакта нагреваемой среды со стенкой Rнс, которое при прочих равных условиях зависит, прежде всего, от характера движения среды в теплообменных трубах. Оптимизация гидродинамического режима движения нагреваемой среды (далее НС) по трубам за счет увеличения скорости и диаметра теплообменных труб может обеспечить существенное сокращение термического сопротивления данной зоны. При этом с ростом скорости движения среды у теплообменной поверхности уменьшается толщина пристенного слоя, что приводит к уменьшению массы «строительного материала», образующего отложения, а вихри и пульсации потока срывают частицы отложений с теплообменной поверхности. Также на отложения влияют адгезионные свойства материала теплообменной поверхности. На металле с низкой склонностью к адгезии (например, нержавеющей стали) и при высоких скоростях движения НС нагреваемой среды образование слоя отложений значительно уменьшается, и, как следствие, обеспечивается  длительная и стабильная работа аппарата без остановок, связанных с его чисткой.

Более того, материальное исполнение теплообменной поверхности не менее значимо и для термического сопротивления зоны контакта пара со стенкой теплообменной трубы. По мнению С. С. Кутателадзе [6]: «Опыты, проведенные с обычными окисленными стальными трубами, обнаружили значительное снижение коэффициентов теплоотдачи против чистых гладких труб. Объясняется это обстоятельство, с одной стороны, подтормаживающим действием шероховатой окисленной поверхности на течение конденсата и, с другой стороны, собственным термическим сопротивлением слоя окиси. При этом в области больших значений ? t отклонение наиболее велико». Поэтому применение нержавеющих тонкостенных теплообменных труб в подогревателях сетевой воды является предпочтительным.

Кроме того, сравнение результатов практической эксплуатации подогревателей с латунными и нержавеющими трубами показывает, что при правильно выбранном гидродинамическом режиме движения теплоносителей коэффициенты теплоотдачи  пара и нагреваемой среды к нержавеющей стенке с течением времени уменьшаются не столь значительно, как к латунной. Это позволяет сохранять стабильную работу подогревателей в течение всего срока службы без лишних затрат на текущий (чистка трубных пучков) и капитальный (замена теплообменных труб) ремонты.

Таким образом, предлагаемые методы обеспечения оптимальных скоростных режимов и применения в подогревателях нержавеющих труб не только способствуют увеличению общего КТП системы за счет собственного влияния на данную характеристику, но и ослабляют вклад самого существенного фактора — термического сопротивления отложений и накипи, скорость образования которых значительно снижается. 

На диаграмме 3—4 показано общее термическое сопротивление и его составляющие для двух рассматриваемых вариантов подогревателей с учетом состояния поверхности (наличия отложений).  Диаграмма построена на основании расчетных параметров теплообмена в подогревателях ПСВ—500 с нержавеющими трубами Ø19×1 и 1200 ПНПВВГ с нержавеющими трубами Ø20×1. Учитывая примерно одинаковые гидродинамические характеристики  расчетных режимов, обращает внимание на себя постоянство термических сопротивлений Rст и Rнс, возникающих в том и другом аппарате и являющимися, на наш взгляд, оптимальными. Диаграмма наглядно иллюстрирует важность сохранения  и поддержания чистоты теплообменной поверхности, так как термическое сопротивление отложений Rот при их толщине в 0,2 мм достигает 22,6% и приводит в конце концов к низкой интенсивности технологического процесс и утрате подогревателем своей работоспособности.

Столбцы 1 и 2 данной диаграммы, относящиеся к характеристике работы серийно выпускаемых ПСВ, показывают, что основным фактором, определяющим термическое сопротивление системы, является низкая теплоотдача со стороны конденсирующегося пара. Поэтому дальнейший анализ степени влияния факторов, составляющих общее термическое сопротивление, неизбежно обращает самое пристальное внимание на коэффициент теплоотдачи со стороны пара. В условиях пленочной конденсации на чистой теплообменной поверхности общий КТП зависит от Rпар  на 58,8% (см. диагр.1), а в условиях максимального загрязнения влияние данного фактора, снижаясь до 45,5% (см. диагр.2), сохраняет за собой главенствующее положение и, по сути, определяет интенсивность теплообмена в подогревателях с пленочной конденсацией.

3. Капельная конденсация пара, как способ повышения эффективности теплообменных аппаратов.

Коэффициент теплоотдачи от пара к стенке αпар коренным образом зависит от характера конденсации пара на теплообменных трубах. Создаваемые в подогревателях стандартного исполнения гидродинамические режимы движения пара в межтрубном пространстве обеспечивают стабильные условия для пленочной конденсации, отличающейся тем, что коэффициент теплопередачи при этом не превышает 104 ккал/м2·час·ºС. Поэтому возможное решение по увеличению теплоотдачи со стороны пара может быть связано только с изменением характера конденсации.

С. С. Кутателадзе в своих работах [1, 2, 6] неоднократно подчеркивал, что капельная конденсация, когда пар конденсируется на теплообменной поверхности в виде отдельных капель, позволяет поднять коэффициент теплоотдачи на порядок, то есть до 105 ккал/м2·час·ºС. Так, в частности, в [1] он прямо указывает: «Так как слой конденсата между каплями весьма тонок, то его термическое сопротивление не может быть велико, и коэффициенты теплоотдачи при капельной конденсации должны иметь тот же порядок, что и величины αгр, где αгр — коэффициент теплоотдачи от пара к поверхности конденсата». Причины же возникновения капельной конденсации связывались лишь с естественными условиями: малыми скоростями пара и наличием несмачиваемых теплообменных поверхностей. Однако, еще в 60-х годах прошлого века приводились убедительные опытные доказательства [5] того, что гидродинамический режим и, особенно, высокая скорость движения пара позволяют разрушать конденсатную пленку и разбрызгивать конденсат, уменьшая термическое сопротивление теплоотдачи при этом в десятки раз.

Естественную капельную конденсацию, связанную, прежде всего, со смачиваемостью теплообменной поверхности, реализовать на практике чрезвычайно трудно, так как трубы из углеродистых и нержавеющих сталей, латуни и меди обладают достаточно высокой смачиваемостью, особенно при работе с паром. Однако, опыты Саликова А. П. [5], подававшего пар в виде тонких струй, движущихся с большой скоростью, убедительно продемонстрировали снижение термического сопротивления теплоотдачи при конденсации водяного пара в десятки раз. Тем самым подтверждалась возможность создания условий для протекания искусственной капельной конденсации (ИКК) пара, так как столь значительное изменение коэффициента теплоотдачи может быть обеспечено только при кардинальном изменении характера процесса. При чем ИКК отличается от аналогичного естественного процесса тем, что никак не связана со свойствами материала и качеством поверхности теплообменных труб, а достигается особым гидродинамическим режимом движения пара и заключается в исключении термического сопротивления конденсатной пленки из процесса теплообмена либо за счет её разрушения, либо за счет её утонения до такой степени, что коэффициент теплоотдачи приобретает тот же порядок, как у пара непосредственно на поверхности конденсации.

Механизм искусственной капельной конденсации (ИКК) достаточно прост: струя пара, движущаяся с большой скоростью, ударяет по конденсатной пленке, разрушает её и разбрызгивает. Совершенно естественно, что максимальный эффект достигается в зоне лобового удара струи, однако его действие продолжается и на тыльной стороне трубы, где конденсат собирается в виде жгута, значительно превышающего толщину конденсатной пленки. При этом силы поверхностного натяжения, формирующие конденсатную пленку, перестают оказывать своё действие, течение конденсата в жгуте становится турбулентным, и его термическое сопротивление резко уменьшается [5]. В свою очередь, брызги конденсата, двигаясь с большой скоростью, попадая на соседние трубы, также становятся очагами разрушения конденсатной пленки, утоняя её и стягивая конденсат в новые жгуты. Более того, при скоростном винтовом движении пара по межтрубному пространству кожухотрубных (кожухотрубчатых) теплообменников нашей конструкции, весь образующийся конденсат, срываясь с теплообменных труб за счет центробежной силы оттесняется к внутренней поверхности корпуса аппарата и движется вдоль нее в строго заданном направлении между винтовыми перегородками, до того уровня, пока не произойдет полная конденсация пара. После этого, поток конденсата продолжает свое винтовое движение со скоростью 2,0—2,5м/с, но при этом уже заполняя все сечение между перегородками и, тем самым, отдавая свое тепло  движущейся по трубному пространству нагреваемой среде, что позволяет охладить конденсат до желаемой температуры.

4. Искусственная капельная конденсация в скоростных винтовых подогревателях.

Практическая реализация процесса ИКК в интенсивных парожидкостных подогревателях, предлагаемых ЗАО «Лотос», базируется на формировании специфического гидродинамического режима движения пара, исключающего образование конденсатной пленки на поверхности теплообменных труб. Роль струйных насадок, обеспечивающих попадание струи пара лобовым ударом на очередную трубу, играют зазоры между соседними трубами, обладающие тем неоспоримым достоинством, что всегда располагаются параллельно и напротив очередной трубы, обладают той же протяженностью и не требуют сооружения каких-либо дополнительных устройств или усложнения конструкции аппаратов.

Оригинальность практической реализации ИКК заключается в том, что она является процессом изменения агрегатного состояния теплоносителя и сопровождается постепенным сокращением паровой фазы. Поэтому сохранение однородности потока, его регулярного скоростного режима, как главного условия обеспечения капельного характера конденсации, требует особого подхода к организации парового тракта, всего межтрубного пространства.

В ходе многолетней работы по созданию и совершенствованию парожидкостных подогревателей специалистами ЗАО «Лотос» были разработаны теплообменные аппараты, успешно реализующие в своей конструкции механизм процесса ИКК и обеспечивающие значительное увеличение интенсивности теплообмена за счет резкого увеличения теплоотдачи со стороны конденсирующегося пара.

Сведения, представленные на диаграммах 5 и 6, убедительно показывают, что ИКК снижает влияние термического сопротивления Rпар до 37,6% на чистой поверхности и до 26,2% на поверхности, отягощенной отложениями, вместо 58,8% и 45,5%, имеющими место в стандартных аппаратах. Диаграмма 3—4, на которой термические сопротивления отображены в натуральном измерении, очень наглядно демонстрирует данное изменение и объясняет высокую эффективность скоростных винтовых подогревателей. Возникновение на теплообменной поверхности сплошного слоя отложений толщиной в 0,2 мм приводит к снижению общего коэффициента теплопередачи до 3053 ккал/(м2×час×град), что даже выше, чем в чистом ПСВ, где этот показатель составляет 2927 ккал/(м2×час×град).

Коэффициент теплопередачи в теплообменных аппаратах Lotus, с применением тонкостенных нержавеющих труб увеличивается до 5000 ккал/(м2×час×град), что соизмеримо с пластинчатыми теплообменниками. При этом, подогревателей, изготавливаемых нашим предприятием, выявила целый ряд их практических достоинств:

  • Наш метод, призванный на деле реализовать процесс ИКК, исключил влияние неконденсирующихся газов на интенсивность теплообмена, так как они перестали скапливаться в межтрубном пространстве и принудительно удаляются из него вместе с конденсатом, реализуя модель идеального вытеснения;
  • Винтовая организация движения насыщенного пара по межтрубному пространству обеспечила абсолютную устойчивость и надежность конструкции, исключающую вибрации и гидравлические удары за счет их полного гашения в винтовой полости;
  • Наш метод, обеспечивающий полную и глубокую конденсацию пара, а также принудительный вывод конденсата из подогревателей, позволил на практике отказаться от сложных и громоздких систем отвода конденсата;
  • Скоростное винтовое движение пара по межтрубному пространству практически исключает какое-либо образование отложений или накипи на теплообменной поверхности, что особенно важно при работе с сепарационным паром.

5. Расчет коэффициентов теплоотдачи со стороны пара.

Расчет коэффициентов теплоотдачи со стороны пара, производимый

  • При пленочной конденсации по формуле [2, стр. 142]

 ккал/(м2•час·К)

где:        

  • As=12300, Вт/(м7/4·ºС3/4) [2, табл. 4—5]
  • h — расстояние между перегородками, м
  • ?t — разница между температурой насыщения пара и температурой стенки, ºС;
  • При искусственной капельной конденсации по формуле [3, стр. 291]

 ккал/(м2•час·К)

где:        

  • tН — температура насыщения пара, ºС
  • ?t —разница между температурой насыщения пара и температурой стенки, ºС;

дает результаты, отличающиеся друг от друга в десятки раз. Поэтому, не смотря на весьма скромное участие данного фактора в формировании общего термического сопротивления системы, его влияние на величину коэффициента теплопередачи за счет принципиального изменения характера конденсации становится значительным и позволяет обеспечивать в скоростных винтовых подогревателях высокую интенсивность теплообмена.

6. Анализ стандартного подогревателя и интенсивного подогревателя Lotus 

Все теплообменные аппараты имеют определенный набор теплотехнических и гидродинамических характеристик, изменение которых приводит к изменению отдельных компонентов системы и, как следствие, к изменению основной характеристики теплообменников — коэффициента теплопередачи. 

В сводной таблице (см. приложение 1) приводится анализ теплотехнических и гидродинамических характеристик предлагаемых для сравнения аппаратов, предназначенных для использования в качестве подогревателей сетевой воды:

  • Стандартной конструкции ПСВ—500—14—23—2;
  • Конструкции интенсивного теплообменника Lotus 1200 ПНПВВВ(Г)—2,5—М12/20—3—2, построенного на капельной конденсации пара и создании оптимального скоростного режима по трубному пространству.

Результаты расчетов (см. приложение 1) представлены на диаграмме 7 и наглядно демонстрируют неоспоримые преимущества Lotus 1200 ПНПВВГ—2,5—М12/20—3—2 перед стандартными подогревателями сетевой воды ПСВ—500—14—23—2. Так, на чистой теплообменной поверхности коэффициент теплопередачи в ПСВ составляет всего 2927 ккал/(м2×час×град) против 4394  ккал/(м2×час×град) у подогревателя Lotus. При одинаковом сплошном слое отложений толщиной 0,2 мм скоростной винтовой подогреватель показывает КТП в 3053 ккал/(м2×час×град), что выше чем у чистого ПСВ, а учитывая специфический гидродинамический режим, обеспечивающий эффект самоочищения теплообменной поверхности, эта разница будет еще больше. 

Теплообменники разрабатываемые ЗАО «Лотос» позволяют создавать максимально эффективные подогреватели с минимальными габаритными и весовыми характеристиками.

Представленная таблица (см. приложение 1) наглядно показывает, что подогреватель 1200 ПНПВВВ(Г)—2,5—М12/20—3—2, имея поверхность теплообмена в 1,6 раза меньше, чем у аппарата ПСВ—500—14—23—2, обладает той же тепловой производительностью за счет более высокого КТП, который в 1,5 раза выше, чем у стандартного аппарата. При этом удельная металлоемкость скоростного винтового подогревателя в 1,7 раза ниже и составляет всего 138 кг на 1 МВт тепловой мощности вместо 230 кг/МВт стандартного ПСВ. Это, безусловно, благоприятно скажется на материальных затратах, связанных с изготовлением, доставкой, компоновкой, монтажом, обвязкой и последующей эксплуатацией оборудования.

7. Преимущества  интенсивных подогревателей Lotus, предлагаемых на замену стандартным подогревателям сетевой воды.

Применение интенсивных подогревателей Lotus позволяет:

  • Сократить капитальные затраты на фундаменты, опоры, металлоконструкции и размеры самого помещения за счет снижения весовой нагрузки в 1,7 раза и уменьшения габаритов подогревателей более, чем на 40 %;
  • Сократить металлоемкость используемого оборудования;
  • Уменьшить затраты и сократить сроки монтажа и обвязки оборудования;
  • Многократно сократить эксплуатационные издержки за счет высокой надежности и долговечности оборудования;
  • Получить маневренность и вариабельность в эксплуатации оборудования;
  • Обеспечить промышленную и экологическую безопасность работы оборудования и обслуживающего персонала за счет высокой прочности, надежности и долговечности конструкции, ее высокой устойчивости к работе в переходных режимах при вибрациях и гидравлических ударах.

Библиографический список

  1. Кутателадзе С. С., Боришанский В. М. Справочник по теплопередаче. М.: Госэнергоиздат, 1959. 416 с. с ил.;
  2. Михеев М. А., Михеева И. М. Основы теплопередачи. Изд. 2-е, стереотип. М.: Энергия, 1977. 344 с. с ил.;
  3. Исаченко В. П., Осипова В. А., Сукомел А. С. Теплопередача. Изд. 3-е, перераб. и доп. М.: Энергия, 1975. 488 с. с ил.;
  4. РТМ 108.271.23—84 Расчет и проектирование поверхностных подогревателей высокого и низкого давления. Под ред. А. Н. Коняева. Л.: НПО ЦКТИ,  1987. 220 с. с ил.;
  5. Михеев М. А. Основы теплопередачи. Изд. 3-е, переработанное. М. — Л.: Госэнергоиздат, 1956. 392 с. с ил.;
  6. Кутателадзе С. С. Теплопередача при конденсации и кипении М.: Машгиз, 1952. 230 с. с ил.;
  7. Гимбутис Г. Теплообмен при гравитационном течении пленки жидкости: Монография. Институт физико-технических проблем энергетики АН ЛитССР. Вильнюс: Мокслас, 1988. 233с. с ил.;
  8. Идельчик И. Е. Аэродинамика технологических аппаратов. (Подвод, отвод и распределение потока по сечению аппаратов). — М.: Машиностроение, 1983. 351 с. с ил.;
  9. Плановский А. Н., Николаев П. И. Процессы и аппараты химической и нефтехимической технологии. Изд. 2-е, доп., перераб., М.: Химия, 1972. 496 с. с ил.;
  10. Перри Дж. Справочник инженера-химика. Т.1. Перевод с англ. под ред. акад. Жаворонкова Н. М. Л.: Химия, 1969, 640 с. с ил.

Приложение 1

СРАВНИТЕЛЬНАЯ ТАБЛИЦА ТЕХНИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК ПОДОГРЕВАТЕЛЕЙ

Наименование

характеристики

Единицы измерения

Обозна-

чение

Подогреватель сетевой воды ПСВ5001423

Lotus

 1200 ПНПВВГ2,51,0М12/2032

Чист.

С отлож.

Чист.

С отлож.

Диаметр аппарата

мм

D

1640

1640

1200

1200

Длина трубного пучка

мм

L

4550

4550

3000

3000

Теплообменная поверхность

аппарата

м²

F

500

500

314

314

Расход сетевой воды

кг/час

G

1500000

1500000

1500000

1500000

Плотность сетевой воды

кг/м³

ρ

934,8

934,8

934,8

934,8

Объемный расход воды

м³/час

V

1604,6

1604,62

1604,6

1604,6

Температура сетевой

воды на входе

°С

tвх

110

110

110

110

Температура сетевой

воды на выходе

°С

tвых

150

150

150

150

Температура нагрева

сетевой воды

°С

?t

40

40

40

40

Температурный напор

°С

?tср

62,0

62,0

62,0

62,0

Теплопроизводительность аппарата

Гкал/час

Q

60,1

60,1

60,1

60,1

МВт

69,8

69,8

69,8

69,8

Коэффициент теплопередачи (КТП)

ккал/м²*час*К

К

2927

2264

4394

3053

Вт/м²*час*К

3404

2633

5110

3550

Расчетная поверхность

теплообмена

м²

F

366

473

221

312

Трубное пространство

Теплоемкость

сетевой воды

ккал/кг*град.

C

1,036

1,036

1,036

1,036

Теплопроводность

сетевой воды

ккал/м*час*град.

λ

0,588

0,588

0,588

0,588

Кинематическая вязкость

сетевой воды

м²/с

γ

2,1E-07

2,1E-07

2,1E-07

2,1E-07

Количество  труб в ходу

шт.

n

963

963

861

861

Диаметр труб

мм

d

19

19

20

20

Толщина стенки

мм

s

1,0

1,0

1,0

1,0

Теплопроводность

стенки трубы

ккал/м²*час*К

λ

16

16

16

16

Площадь сечения

хода по трубам

м²

f ход

0,218

0,218

0,219

0,219

Скорость потока в ходу

м/с

v

2,040

2,040

2,035

2,035

Теплообменая поверхность

м²

F

500

500

314

314

Критерий Рейнольдса

(турбулентность потока)


Re

162 073

162 073

171 203

171 203

Критерий Прандтля


Pr

1,24

1,24

1,24

1,24

Критерий Нуссельта


Nu

369,0

369,0

385,5

385,5

Коэффициент теплоотдачи

от воды к стенке

ккал/м²*час*К

αнс

12 762

12 762

12 594

12 594

Межтрубное пространство

Температура

греющего пара

°С

tпар

194,1

194,1

194,1

194,1

Температура конденсата

°С

tконд

180

180

180

180

Растояние между перегородками

м


0,6

0,6

0,6

0,6

Температура стенки



158,5

158,5

158,5

158,5

Коэффициент теплоотдачи

пара к стенке

при пленочной конденсации

ккал/м²*час*К

αпар

4980

4980



Коэффициент теплоотдачи

пара к стенке

при капельной конденсации

ккал/м²*час*К



11673

11673

Термические сопротивления

Максимальное

отложение осадка

мм


0,00

0,20

0,00

0,20

Теплопроводность осадка

ккал/м²*час*К


2

2

2

2

Термическое сопротивление

зоны контакта пара со стенкой

м²*час*град/ккал

Rпар

0,000201

0,000201

0,000086

0,000086

Доля в общем

термическом сопротивлении

%


58,8%

45,5%

37,6%

26,2%

Термическое

сопротивление  стенки

м²*час*град/ккал

Rст

0,000063

0,000063

0,000063

0,000063

Доля в общем

термическом сопротивлении

%


18,3%

14,2%

27,5%

19,1%

Термическое сопротивление

зоны контакта сетевой воды со стенкой

м²*час*град/ккал

Rнс

0,000078

0,000078

0,000079

0,000079

Доля в общем

термическом сопротивлении

%


22,9%

17,7%

34,9%

24,2%

Термическое

сопротивление  отложений

м²*час*град/ккал

Rот

0,000000

0,000100

0,000000

0,000100

Доля в общем

термическом сопротивлении

%


0,0%

22,6%

0,0%

30,5%

Общее

термическое сопротивление

м²*час*град/ккал

R

0,000342

0,000442

0,000228

0,000328

Общее

термическое сопротивление

%


100,0%

100,0%

100,0%

100,0%

Коэффициент теплопередачи

ккал/м²*час*К

K

2927

2264

4394

3053

Весовые характеристики

Масса аппарата

кг

М

16 030

9 650

Удельная

металлоемкость аппарата

кг/МВт

M/Q

230

138

Водоводяные подогреватели большой единичной мощности

В условиях массового перевода паровых котлов на водогрейные режимы эксплуатации во вспомогательном теплоэнергетическом оборудовании образовалась зияющая брешь, так как на рынке нет изготовителей, серийно выпускающих водоводяные подогреватели сетевой воды необходимой тепловой мощности.

Причина кроется не в отсутствии потребности в подобном оборудовании, а в крайней технической сложности эффективной реализации процесса теплообмена в условиях ограниченных температурных напоров между теплоносителями. Использование традиционных подходов к созданию водо-водяных подогревателей не позволяет предложить рациональную конструкцию, приемлемую для практического внедрения из-за низкой интенсивности теплообмена. Ограниченные значения коэффициента теплопередачи в сочетании с низкими температурными напорами приводят к созданию аппаратов с чрезвычайно большой поверхностью теплообмена, отличающихся чрезмерными размерами и весом.

Читать целиком