Frost protection of the mouth of the exhaust tower of the cooling tower with natural draft

Full Text

Основным источником электрической и тепловой энергии в РФ являются тепловые электрические станции (ТЭС) [1]. Энергоэффективность ТЭС зависит от надежности работы отдельного оборудования в составе источника [2, 3]. Одним из основных объектов ТЭС является система оборотного водоснабжения [4, 5]. В холодный период года данное оборудование обладает пониженной надежностью при эксплуатации. При отрицательных температурах окружающей среды в устье градирни подогретый влажный воздух, взаимодействуя с ее холодными стенками, охлаждается ниже точки росы, при этом водяные пары конденсируются, конденсат намерзает на стенках вытяжной башни градирни, образуется наледь. При температуре стенки выше 0 ⁰С наледь отделяется и, падая с высоты, разрушает расположенные ниже элементы градирни.

Для защиты от образования наледи в устье градирни предлагается установить систему дополнительной подачи атмосферного воздуха [6, 7]. Воздухораспределительное устройство состоит из кольцевого коллектора с щелевыми отверстиями. Принципиальная схема системы подачи воздуха представлена на рис. 1. Подача сухого атмосферного воздуха настилающими струями позволяет отделить подогретый влажный воздух, движущийся в вытяжной башне градирни, от холодных стенок вытяжной башни и предотвратить конденсацию водяных паров на ее внутренней поверхности.

 

Рис. 1. Принципиальная схема системы подачи воздуха

 

Для проверки возможности применения такой схемы выполнено численное моделирование процесса в среде OpenFOAM c использованием оболочки SimScale. Моделирование было выполнено с использованием модели турбулентности k-ω SST [8] в стационарной постановке с помощью усредненных по Рейнольдсу уравнений Навье-Стокса [9, 10]:

$\text{ρ}\cdot c_p\left(\frac{\partial T}{\partial t}+\nabla \cdot \left(TU\right)\right)=\nabla \cdot \left(\text{λ}\nabla T\right)+\nabla U:{\text{τ}}_{ij}$, (1)

$\begin{array}{l}\nabla U:{\text{τ}}_{ij}=\frac{\partial U_x{\text{τ}}_{xx}}{\partial x}+\frac{\partial U_x{\text{τ}}_{yx}}{\partial y}+\frac{\partial U_x{\text{τ}}_{zx}}{\partial z}+\\ +\frac{\partial U_y{\text{τ}}_{xy}}{\partial x}+\frac{\partial U_y{\text{τ}}_{yy}}{\partial y}+\frac{\partial U_y{\text{τ}}_{zy}}{\partial z}+\\ +\frac{\partial U_z{\text{τ}}_{xz}}{\partial x}+\frac{\partial U_z{\text{τ}}_{yz}}{\partial y}+\frac{\partial U_z{\text{τ}}_{zz}}{\partial z}\end{array}$(2)

В качестве геометрической модели принята башенная градирня БГ-2300, установленная на ПГУ-200 Сызранской ТЭЦ.

Схема размещения воздуховода показана на рис. 2.

 

Рис. 2. Размещение воздуховода дополнительной подачи воздуха в устье градирни

 

Расчетная область ограничена верхней частью градирни, показана на рис. 3.

 

Рис. 3. Геометрия расчетной области градирни

 

Воздуховод дополнительного нагнетания воздуха расположен на глубине 10 м от верхней кромки градирни. Для подачи дутьевого воздуха в верхней части воздуховода обустроены щелевые отверстия шириной 100 мм.

Расчетная область была дискретизирована четырьмя комбинированными сетками. Сетки содержали тетраэдральные и гексагональные ячейки со средним линейным размером Δx = 216,8 – 415,1 мм (табл. 1), который определяется как среднее арифметическое от производных линейных размеров всех ячеек

$\Delta х=\frac{{\displaystyle \sum _{i=1}^{i=N}\sqrt[3]{V_i}}}{N}$, (3)

где V_i – объем i-й ячейки, мм³;

N – количество ячеек в расчетной сетке.

 

Таблица 1. Расчетные сетки

Относительный размер ячеек (номер сетки)	Количество ячеек	Средний размер ячеек Δx, мм	Максимальный размер ячеек Δxmax, мм	Минимальный размер ячеек Δxmin, мм
3	185200	415,1	2535	35,3
4	251800	374,7	2030	25,0
5	63500	275,3	634	19,0
6	1300000	216,8	433	15,5

 

В объеме расчетной области ячейки имеют максимальный размер, а в пристеночной зоне выполнено измельчение сетки (рис. 4).

 

Рис. 4. Разрез расчетной сетки

 

В пограничном слое ячейки формируют призматические слои для обеспечения достаточного разрешения на границе с поверхностью теплообмена. Три слоя со степенью роста 1,5 обеспечивают величину безразмерного расстояния y⁺~1. Толщина первого слоя y, мм, была определена относительно требуемой величины безразмерного расстояния y⁺ и сдвиговой скорости U^*, м/с, по формуле

$y=\frac{y^{+}\cdot \text{μ}}{\text{ρ}\cdot U^{*}}$, (4)

где μ – коэффициент динамической вязкости потока, Па·с;

ρ – плотность потока.

Сдвиговая скорость была определена по формуле

$U^{*}=\sqrt{\frac{c_f\cdot U_{\infty }^2}{2}}$, (5)

где U_∞ – скорость потока вдали от стенки, м/с;

c_f – коэффициент сдвигового трения [10]:

$c_f={\left(2lo{g}_{10}\right(R{e}_x)-\mathrm{0,65})}^{-\mathrm{2,3}}$, (6)

где Re_x – критерий Рейнольдса с определяющим размером L = 10 м.

Влажный теплый воздух градирни и воздух дополнительного нагнетания рассматривались как смеси сухого воздуха и водяного пара. Диапазон рабочих температур влажного воздуха градирни составил 15-30 °С. Для такого узкого диапазона стандартные зависимости термодинамических параметров от температуры дают значительную погрешность, поэтому в модели использованы собственные аппроксимации. Для расчета молярной теплоемкости, энтальпии и энтропии применяются справочные данные [11]:

$c_p\left(T\right)=R(a{}_0+a_1\cdot T+a_2\cdot T^2+a_3\cdot T^3+a_4\cdot T^4)$, (7)

$h\left(T\right)=R\left(a{}_0\cdot T+\frac{a_1\cdot T^2}{2}+\frac{a_2\cdot T^3}{3}+\frac{a_3\cdot T^4}{4}+\frac{a_4\cdot T^5}{5}+a_5\right)$, (8)

$S\left(T\right)=R\left(a{}_0\cdot \ln \left(T\right)+a_1\cdot T+\frac{a_2\cdot T^2}{2}+\frac{a_3\cdot T^3}{3}+\frac{a_4\cdot T^4}{4}+a_6\right)$. (9)

Значения термодинамических коэффициентов для сухого воздуха и водяного пара представлены в табл. 2.

 

Таблица 2. Термодинамические коэффициенты для сухого воздуха и водяного пара

Среда	a0	a1	a0	a0	a0	a0	a0
Воздух	3,50	0	0	0	0	433,90	-6,45
Водяной пар	1,59	1,19·10-2	3,67·10-5	2,91·10-7	4,39·10-10	4546,26	5,71

 

Плотность для каждого компонента смеси рассчитывалась по закону для идеального газа

$\text{ρ}=\frac{p}{RT}$, (10)

где p – давление, Па;

T – температура, К;

R – газовая постоянная, Дж/(кг·K).

Коэффициент динамической вязкости компонентов рабочей смеси была рассчитана по выражению Сазерленда [12] с коэффициентами, подобранными для рассматриваемого температурного диапазона:

${\mu }_{\text{возд}}=\frac{\mathrm{1,46}e-6\sqrt{T}}{1+\mathrm{110,62}/T}$, (11)

${\mu }_{\text{вп}}=\frac{\mathrm{2,45}e-6\sqrt{T}}{1+\mathrm{1062,72}/T}$. (12)

Для выявления эффективности системы дополнительной подачи атмосферного воздуха в устье градирни проводилось численное моделирование. Исходные данные представлены в табл. 3.

 

Таблица 3. Исходные данные

№ расчета	Температура наружного воздуха tн, ⁰С	Температура влажного воздуха градирни tввг, ⁰С	Расход влажного воздуха градирни Gввг, кг/с	Доля расхода воздуха дополнительного нагнетания, %
1	0	27,2	1598	5
2	-5	26,0	1604	5
3	-10	24,6	1578	5
4	-15	23,4	1546	5
5	-20	22,0	1532	5
6	-25	20,9	1511	5
7	-30	19,6	1491	5

 

Критерием оценки эффективности является толщина защитного пограничного слоя. Защитный слой представляет собой пристеночный объем воздуха с температурой на 2 °С ниже температуры насыщения влажного воздуха градирни.

В результате моделирования системы дополнительного нагнетания воздуха градирни в соответствии с режимными параметрами были получены пространственные распределения скорости, давления, температуры и других термодинамических параметров в рассматриваемом объеме градирни (рис. 5), на основе которых получены геометрические параметры защитного слоя.

 

Рис. 5. Пространственное распределение температур при t_н = -30 °С

 

Результаты численного моделирования представлены в табл. 4.

 

Таблица 4. Параметры защитного слоя

№ расчета	Объем слоя, м3	Толщина слоя, мм
1	995,77	861,39
2	1025,12	886,78
3	1051,71	909,78
4	1075,85	930,67
5	1093,55	945,98
6	1110,63	960,75
7	1125,51	973,62

 

На рис. 6 показаны поперечные сечения защитного слоя для серии расчетов башенной градирни. Видно, что все рассмотренные расчетные варианты обеспечивают полное покрытие внутренней поверхности стены градирни защитным слоем холодного атмосферного воздуха с температурой на 2 °С ниже температуры насыщения.

 

Рис. 6. Защитные слои в сечении для градирни

 

В результате полученное среднее значение толщины неизотермического гидродинамического защитного слоя для рассмотренных расчетных вариантов составило δ_зс = 924,14 мм.

Выводы. 1. Численное моделирование системы защиты градирни от образования наледи показало, что наличие неизотермического гидродинамического пограничного слоя предотвращает конденсацию водяных паров на внутренней поверхности стенки вытяжной башни градирни. Таким образом, осуществляется защита внутренней поверхности стенки градирни от намерзания льда и от конденсатной коррозии.

2. Результаты моделирования показали в целом удовлетворительную работу системы дополнительного нагнетания воздуха во всех рассмотренных случаях.

About the authors

Yulia E. Demina

Samara State Technical University

Email: demina.ye@samgtu.ru

Senior Lecturer of the of the Department of Heat and Gas Supply and Ventilation

Russian Federation, 443100, Samara, Molodogvardeyskaya str., 244

Anatolii A. Kudinov

Samara State Technical University

Author for correspondence.
Email: a.a.kudinov@yandex.ru

Doctor of Engineering Sciences, associate Professor, Professor of the Department of the thermal power plants

Russian Federation, 443100, Samara, Molodogvardeyskaya str., 244

References

Supplementary files