Файл: Васильев В.К. Термодинамические основы исследовательского проектирования судовых энергетических установок.pdf

ляется самым ценным результатом наличия внешнего теплообмена в процессе расширения.

Обычно при рассматриваемой системе промежуточного перегрева добавочное количество теплоты сообщается рабочему агенту от про­ дуктов сгорания топлива в парогенераторе. Для этого в действую-' щих ныне энергетических установках приходится весь поток рабочего агента выводить из турбоагрегата и направлять в парогенератор.

Рис. 67. Диаграмма i —s процесса расширения пара в судовой установке с одним промежуточным перегре­ вом пара и с регенеративным подогревом питательной воды.

Это вызывает в такого рода устройствах большие потери давления на трассе трубопроводов и теплообменных аппаратов. Кроме того, при теплообмене создается большая разность температур между грею­ щей (топочные газы) и нагреваемой средами, что сопровождается зна­ чительными энергетическими потерями.

Обычно о качестве работы энергетических установок при тепловых расчетах судят только по изменению состояния рабочего агента (пар— конденсат). Тогда расход теплоты на турбоагрегат с промежуточным перегревом пара можно определить по формуле

Q3 = D(i0 — *n.B+ <7n.n) кДж/ч,

где qn. п, кДж/кг — теплота, подводимая к рабочему агенту при промежуточном перегреве в процессе 2—7П. п (см. рис. 67). При

370

этом тепловая нагрузка парогенератора составит

Соответствующий удельный расход теплоты на установку

Яэ — d (»о tn. в + Яп- п)>

причем расход топлива В с учетом промежуточного перегрева под­ считывается так:

Если Q о, кДж/кг — расход теплоты при отсутствии промежуточ­ ного перегрева, то при его наличии добавляется расход теплоты qn, п, кДж/кг (см. рис. 67).

по окончании процесса расширения на величину i 2a— Да, если линии расширения при отсутствии промежуточного перегрева (из точки 2) и при наличии его (из точки / п. п) будут эквидистантны. Тогда ве­ личина

Д Як — 2а^ h a — h h a

будет представлять собой добавочную потерю в конденсатор, которой нет при отсутствии промежуточного перегрева.

Повышение энтальпии отработавшего пара при промежуточном перегреве является естественным результатом этой операции. Ве­ личина Aqk, однако, не является потерей, если конец процесса рас­ ширения, идущего от точки 4 (см. рис. 67), как можно видеть из про­ цесса на диаграмме Т— s (рис. 68), попадает на изотерму ТК в пре­ делах области двухфазного состояния системы. Однако, если этот процесс будет заканчиваться в однофазной области перегрева пара на изобаре рк, но с температурой Т > Тк, то появится энергетиче­ ская потеря, измеряемая добавочной площадкой под изобарой рк, лежащей в однофазной области перегретого пара. Она возникнет из-за температурной разности АТ = Т — Тк теплообмена в конденсаторе.

К - п . д . ц и к л а с п р о м е ж у т о ч н ы м п е р е г р е в о м п а р а в ы р а з и т с я т а к :

Обозначая к. п. д. основного цикла г)0, к. п. д. дополнительного цикла г|п. п и энергетический коэффициент дополнительного цикла

получим

Относительное изменение к. п. д. основного цикла, вызванное введением промежуточного перегрева, составит

1_ _ Д о _

Из выражения (455) видно, что промежуточный перегрев повы­ шает тепловую экономичность цикла только в том случае, если к. п. д.

Рис. 6 8 . Цикл водопаровой судовой установки с одним промежуточным пе регревом пара и с регенеративным подогревом питательной роды.

дополнительного цикла выше к. п. д. основного (т]п. п > т]0), и сни­ жает ее, если т]п. п < т)0. Когда т)п. п = г|0, тепловая экономичность цикла из-за введения промежуточного перегрева не меняется.

Анализ цикла с адиабатным процессом~расширения с помощью разбивки его на две последовательно идущие части, между которыми включен изобарный процесс внешнего теплообмена, является удобным и прогрессивным методом изучения таких циклов. Первым из таких «составляющих» циклов будет основной цикл паросиловой установки, изображенный в диаграмме Т—s на рис. 7 и обозначенный там сово­ купностью процессов 1—2—3'—3"—3—4—1. Учитывая в этом цикле наличие регенеративного подогрева питательной воды до темпера­ туры tn, в, перенесем его на диаграмму Т—s (рис. 68).

372

Поскольку в дальнейшем предполагается рассматривать внешний теплообмен в процессе расширения, следует учесть и предшествую­ щий ему внутренний теплообмен из-за нагрева потока тепловым эк­ вивалентом работы трения. Казалось бы, что при рассмотрении идеа­ лизированных обратимых процессов можно было бы пренебречь потерей на трение в потоке рабочего агента и рассмотреть изоэнтропийный процесс. Но мы условились считать теплообмен dQr проис­ ходящим обратимо, как и внешний теплообмен dQa, а следовательно, обратимый процесс внутреннего теплообмена не должен быть исклю­ чен из рассмотрения наряду с другими обратимыми процессами.

Внутренний теплообмен является самопроизвольным процессом. Он оказывает влияние на термодинамические параметры потока ра­ бочего агента и, под действием этого влияния основной процесс (на­ пример, процесс расширения) изменяется. Кроме того, выше было показано, что внутренний теплообмен снижает количество теплоты, которая может быть получена в процессе расширения путем внешнего теплообмена. Все эти обстоятельства требуют, чтобы начальная точка внешнего изобарного теплообмена (точка I I на рис. 68) была точкой не изоэнтропийного, а политропного процесса расширения.

Идеализируя рассматриваемый цикл, мы условились принять допущение об обратимости всех процессов цикла. Это позволяет в общих расчетах пользоваться формулами и диаграммами класси­ ческой термодинамики. Однако следует учитывать реальные условия работы энергетической установки. Прежде всего это 'Касается воз­ можно более точного учета физических свойств рабочего агента. Для этого при определении термодинамических параметров в искомых точках процессов мы пользуемся не уравнением состояния, а табли­ цами теплофизических свойств реального рабочего агента (для воды и водяного пара — [22]). Будем стараться также во всех условно обратимых процессах, с которыми приходится иметь дело при рас­ четах цикла, учитывать изменяемость параметров рабочего агента под воздействием различных местных потерь, если учет этих потерь на стадии общего проектирования возможен и нужен. Влияние этих потерь следует учитывать или по обобщенным проектным нормати­ вам, или по данным прототипов — хорошо известных, признанных образцовыми энергетических установок. При этом, разумеется, не исключается использование специальных лабораторных и натур­ ных исследований, а также теоретических изысканий, корректирую­ щих проектные нормативы.

Что касается последующего перехода исследований от идеальных циклов к реальным, то в основе его должен быть использован главный стимул: не столько искать потери, вызываемые необратимостью процессов, сколько изыскивать возможности приближения реальных процессов к идеализированным. Этот стимул выдвигается потому, что обратимые процессы по своей эффективности значительно пре­ восходят необратимые. При предварительном учете потерь в рассчи­ тываемых обратимых циклах и процессах следует принимать во вни­ мание их характер, который связан с изменением энтропии точек процесса. В этом отношении особенно ответственным является метод

373

идеализации процесса. Идеализируя его, надо главным образом обра­ тить внимание на потери из-за необратимости. Как правило, эти потери тесно связаны с конструктивными формами используемого энергетического оборудования, изменяя которые, можно в большей или меньшей степени приблизить реальный процесс к идеализиро­ ванному (обратимому).

Можно с уверенностью сказать, что чем больше проектируемая энергетическая установка будет приспособлена к условиям ее экс­ плуатации, тем выгоднее будет ее работа.

§ 45. ПРИМЕР РАСЧЕТА РЕГЕНЕРАТИВНОГО ЦИКЛА С- ОДНИМ ПРОМЕЖУТОЧНЫМ ПЕРЕГРЕВОМ

На рис. 68 в диаграмме Т— s изображен теоретический регенера­ тивный цикл современной судовой энергетической установки с одним промежуточным перегревом пара по схеме американской фирмы ДЖИИ MST-14, опубликованной в работе [4]. Установка рассчи­ тана на полезную мощность Ne = 16 000 кВт. Фирма предлагает эту же схему для мощностцого ряда судовых энергетических уста­ новок танкеров от 13 000 до 30 000 кВт. Установка эта новая, доста­ точно прогрессивная. Целесообразно дать анализ ее эффективности.

Чтобы в предлагаемых расчетах быть возможно ближе к рассма­ триваемой установке MST-14, оставим те же исходные данные рас­ четов ее теоретизированного обратимого цикла, какими они даны в опубликованных материалах, причем процессы теоретического цикла будем определять их начальными и конечными точками, взя­ тыми из опубликованных в [4] расчетах установки. Фиксируя эти процессы, таким образом идеализируем их только приданием свой­ ства обратимости. Последнее утверждение требует уточнения, так как при одинаковых точках начала и конца реального (необратимого) и идеализированного (обратимого) процессов параметры всех других точек можно также считать одинаковыми. Тогда возникает вопрос: что же отличает необратимый процесс от обратимого?

Ставя этот вопрос в данном частном случае, следует ответить на него по возможности в самой общей форме. Основная причина не­ обратимости используемых в энергетике теплофизических процессов заключается в механизме их осуществления. Теплофизика не рассма­ тривает реальных конструктивных форм устройств, осуществляющих предлагаемые ею оптимальные процессы. Обычно этим занимается специалист-конструктор. Положение еще более усложняется, если приходится подбирать энергетическое оборудование по каталогам или из стандартизированных образцов. При этом приходится учиты­ вать несовершенства существующих форм энергетического оборудо­ вания и требовать большей или меньшей их реконструкции. Если такая реконструкция будет признана принципиально возможной, то надо обосновать технико-экономическими расчетами ее целесооб­ разность.

Если конструкция частей энергетического оборудования выбрана на основе особых соображений, то следует выяснить причины не­ обратимости реального процесса, осуществляемого в данной части

374

оборудования, й после такого анализа установить потери из-за не­ обратимости и дать им предварительную (но достаточно точную) количественную оценку. Обычно для этой цели служат обобщенные проектные нормативы или данные натурных и лабораторных испыта­ ний рассматриваемых конструкций.

Не существует, и, по-видимому, не может быть общих методов, которые позволили бы теоретически рассчитать потери на необрати­ мость различных теплофизических процессов, не учитывая зависимо­ сти этих потерь от конструктивных форм оборудования, методов его эксплуатации и его состояния в процессе эксплуатации. Большую и, "пожалуй, решающую роль здесь играет теплофизическая подготов­ ленность специалиста-энергетика. При наличии такой подготовки можно не только получить от энергетического оборудования его проектную полезную отдачу, но и значительно превзойти -ее при правильной и заботливой эксплуатации.

Стремясь во взятом нами расчетном примере возможно ближе подойти к интересующей нас установке MST-14, примем начальные параметры пара в процессе расширения (точка 1 на рис. 68): р г =

= 101 105 Па; tx = 510° С; = 3398,68 кДж/кг. По таблицам [22]

получаем

s x = 6 , 6 2 5 6 2 к Д ж / ( к г - К ) .

По этим данным точка 1 нанесена на диаграмму Т—s цикла. Параметры конечной точки процесса расширения в турбоагрегате

(точка 8 на диаграмме), берем также по данным установки MST-14:

рк = 0,0515 ■105; х8 = 0,952; ^SK= 33,42° С. Значение энтропии в этой точке находим из таблиц [22]:

sa = 8 , 0 0 5 6 к Д ж / ( к г - К ) .

Для построения основного цикла паротурбинной установки с реге­ нерацией нам недостает значения температуры питательной воды по окончании процесса ее регенеративного подогрева. Эта цифра настолько тесно связана с начальными параметрами процесса расши­ рения, что ее приходится определять сложными технико-экономи­ ческими расчетами всей энергетической установки, учитывая ее влияние на конструкцию турбоагрегата, парогенератора и других частей установки. В настоящее время свободный выбор начальных параметров процесса расширения ограничен - стандартизацией сту­ пеней начальных параметров современных энергетических установок (см. рис. 10 § 9), причем в стандартах дается и температура регене­ ративного подогрева питательной воды tn B.

В данном случае нам лучше принять то значение t„_в, которое было взято фирмой ДЖИМ для установок типа MST-14. Эта темпе­ ратура там была принята tn. в = 247° С.

Теперь имеется достаточно данных для построения основного цикла 1—2—3—4'—4—5—1. Все указанные характерные точки этого цикла наносим на диаграмму Т— s (см. рис. 68). Процесс расширения 1— 2 считаем изоэнтропийным. Наносим на диаграмму линию 2— 3

375