Конденсирующие инжекторы

Сопряженные циклы двухконтурных ПТУ с конденсирующими инжекторами [c.25]

Термодинамические циклы и структурно-поточная схема ПТУ с конденсирующим инжектором представлены на рис. 2.2 [92, 139], на котором использованы те же обозначения элементов, что и на рис. 2.1, а также КИ — конденсирующий инжектор. В отличие от условной диаграммы циклов ПТУ, приведенной в [92], на диаграмме рис. 2.2 в соответствии со схемой рабочих процессов конденсирующего инжектора [48] изображены отдельные составляющие процесса адиабатного торможения потока. В конденсирующем инжекторе конденсация пара осуществляется на струе жидкости, предварительно охлажденной ниже температуры конденсации Т,. Для охлаждения этой жидкости в ПТУ одновременно с энергетическим должен быть дополнительный холодильный контур, состоящий из холодильника, циркуляционного [c.25]

В энергетическом контуре последовательно реализуются следующие проляг цессы 1—2 — расширение ц 1 пара в первой ступени турбины 2—5 — охлаждение перегретого пара в первом регенераторе 3—4 — расширение пара во второй ступени турбины 4—5 — охлаждение перегретого пара во втором регенераторе 5—6 — расширение в паровом сопле конденсирующего инжектора 6 — 7 — 8 — охлаждение и конденсация паровой фазы 8—9 — адиабатное торможение парожидкостного потока 9—10 — смешение капельной среды энергетического контура с аналогичной средой холодильного контура. Три последние процесса реализуются при движении потока вдоль камеры смешения конденсирующего инжектора. Далее происходят процессы 10—11 — торможение жидкости в диффузоре конденсирующего инжектора 11 —11 — повышение давления потока в механическом насосе 11—12 и 12—13 — нагрев жидкости в регенераторах 13—1 — нагрев и испарение жидкости в парогенераторе. [c.26]

В холодильном контуре реализуются следующие процессы 11—14 — охлаждение жидкости в холодильнике 14—15 — разгон ее в жидкостном сопле конденсирующего инжектора 15—16 — нагрев жидкости 16—17 — ее адиабатное торможение 17—10 — смешение с капельной средой энергетического контура. Три последних процесса осуществляются в камере смешения конденсирующего инжектора. Замыкающие обратный цикл процессы 10—1Г и IV—11 являются общими для обоих циклов и объяснены выше. [c.26]

Таким образом, как впервые было показано В. С. Евсеевым [921, в ПТУ с конденсирующим инжектором реализуются два сопряженных (взаимосвязанных) по процессам 10—11 и 11 —11 цикла энергетический 1—2—3—4—5—6—7—8—9—10—II — И—12—13—1 и холодильный 11—14—15—16—17—10—11 —11. [c.26]

Термо- и газодинамический расчет напорно-расходных характеристик конденсирующего инжектора [c.29]

Повышение энергетической эффективности ПТУ за счет снижения затрат мощности турбогенератора на привод циркуляционного насоса при неизменных значениях термодинамических и расходных параметров активного (парового) и пассивного (жидкостного) потоков рабочего тела на входе в конденсирующий инжектор, а также давлении конденсации в прямом цикле р, требуют, чтобы организация рабочего процесса в конденсирующем инжекторе обеспечивала максимально возможное повышение да- [c.29]

Рис. 2.4. Конденсирующий инжектор ПТУ а — схема конденсирующего инжектора б — диаграмма рабочих процессов

На втором этапе при давлении рд = р оба потока смешиваются и образуется однофазная смесь, параметры которой характеризуются точкой 10. Затем в диффузоре конденсирующего инжектора происходит торможение однофазной среды. [c.30]

В [48 ] показано, что максимально возможное повышение давления в конденсирующем инжекторе реализуется, если точка смешения 10 располагается в области однофазного жидкого состояния. Последнее условие всегда выполняется, когда процесс адиабатного торможения завершается на пограничной кривой жидкости, что при заданных параметрах р,, ра и Tj может быть реализовано при [c.30]

Термодинамический анализ двухконтурной паротурбинной установки с конденсирующим инжектором [c.32]

Двухконтурная ПТУ с конденсирующим инжектором может быть использована как в наземной, так и в космической энергетике. Поэтому в процессе термодинамического анализа оценим влияние параметров ее циклов на эффективный КПД т эфг, под которым будем понимать отношение полезной электрической мощности установки к тепловой мощности, подводимой в контуре прямого цикла от высокотемпературного источника теплоты, и удельную (на единицу Ngj,) площадь холодильника-излучателя F. [c.32]

В [102] показано, что для реализации устойчивого рабочего процесса в конденсирующем инжекторе кратность циркуляции должна обеспечивать полную конденсацию рабочего тела, цирку- [c.32]

При термодинамическом анализе верхнее давление прямого цикла Pi и давление конденсации в нем р, принимались равными 6,94-10 и 588 Па соответственно с учетом термической стабильности ДФС и технически достижимого вакуума в конденсирующих инжекторах. Давление pj варьировалось в широких пределах, начиная от величины 1035 Па, определяемой из условия реализации сверхзвукового истечения из парового сопла конденсирующего инжектора. [c.33]

Повышение рп с ростом Ра при неизменных значениях Тц осуществляется в результате увеличения перепада энтальпий, срабатываемого на паровом сопле конденсирующего инжектора. При этом, несмотря на некоторое увеличение кратности циркуля- [c.33]

Рис. 2.7. Зависимость эффективного КПД двухконтурной ПТУ от параметров рабочего тела на входе в конденсирующий инжектор

Рис. 2.9. Зависимость удельной площади холодильника-излучателя двухконтурной ПТУ от параметров рабочего тела на входе в конденсирующий инжектор

Термодинамический анализ паротурбинной установки с конденсирующим инжектором и поверхностным конденсатором [c.35]

Рис. 2.10. Напорно-расходные характеристики конденсирующего инжектора, функционирующего в составе ПТУ второй схемы

Рис. 2.11. Зависимость к от параметров рабочего тела на входе в конденсирующий инжектор (кривые 1, 2, 3 ъ 4 рассчитаны при тех же значениях давлений рз и рд, что и на рис. 2.10)

Конкретизируем предложенный алгоритм оптимизации ПТУ. Из всех агрегатов теплоэнергетического оборудования ПТУ в рамках уравнения (3.12) целесообразно оптимизировать лишь турбину и конденсирующий инжектор. Необходимость включения этих агрегатов обусловливается, с одной стороны, сложной зависимостью реально достижимых величин критериев их эффектив- [c.45]

В двухконтурных ПТУ с ОРТ конденсирующие инжекторы одновременно выполняют две функции конденсации рабочего тела, прокачиваемого по контуру энергетического цикла, а также частичного или полного повышения давления потока до значения, обеспечивающего циркуляцию рабочего тела в установке. Рассмотрим особенности теплофизических процессов в конденсирующих инжекторах и их оптимизации как элементов ПТУ. [c.123]

Устройство и принцип действия конденсирующего инжектора [c.123]

В конденсирующем инжекторе энтальпия термодинамического рабочего тела (пара) при взаимодействии с охлаждающей жидкостью преобразуется в кинетическую энергию жидкостного потока, давление торможения которого может быть больше давления торможения любого из двух потоков, входящих в аппарат. По типу конструкции конденсирующие инжекторы могут быть разделены на два основных класса с центральным подводом пара (рис. 7.1, й) и с центральным подводом жидкости (рис. 7.1, б). Кроме того, впрыск жидкости в паровой поток (рис. 7.1, б) и пара в жидкостной поток (рис. 7.1, г) может быть произведен ступенчато. В любой схеме используются паровое и жидкостное сопла, камера смешения, диффузор с горловиной. [c.123]

Рис. 7.1. Схемы конденсирующих инжекторов а — с центральным подводом пара 6 — с центральным подводом жидкости в — с впрыском жидкости в паровой поток г — с впрыском пара в жидкостной поток

У дифенильной смеси высоким температурам насыщения соответствуют низкие давления насыщенных паров, что ограничивает нижнюю температуру цикла технически достижимым вакуумом в конденсаторах. Так, при = 373 К Ps = 588 Па, в то время как минимально допустимое давление в поверхностных конденсаторах равно 2500 Па. Поэтому в ПТУ с ДФС для преодоления трудностей, связанных с реализацией низких давлений в поверхностных конденсаторах, а также для обеспечения условий безкавитационной работы циркуляционных механических насосов, используют конденсирующие инжекторы [92, 123], работоспособность которых с ДФС экспериментально проверена вплоть до давлений порядка 500 Па. Кроме того, на рабочие процессы конденсирующего инжектора не оказывают влияния невесомость и знакопеременные перегрузки, действующие на космические аппараты. Поэтому применение конденсирующих инжекторов и змеевиковых парогенераторов в космических ПТУ существенно упрощает организацию процессов теплообмена с изменением агрегатного состояния рабочего тела [1161. Циклы и структурнопоточные схемы ПТУ с конденсирующими инжекторами имеют ряд особенностей, которые необходимо рассмотреть более подробно. [c.25]

В конденсирующем инжекторе повышение давления потока осуществляется в результате его последовательного торможения в скачке конденсации, располагающемся в горловине диффузора, и в самом диффузоре. При этом скачки конденсации оказываются практически изотермными [102], что дает основание принять температуры точек S, 9, 10, 11, 17 и 16 одинаковыми. Процессы 1Г—11 и 14—15 также являются изотермными. Поэтому в действительности обратный цикл 11—14—15—16—17—10—11 —11 вырождается в линию — изобару подвода и отвода теплоты. При этом важно отметить, что первый из этих процессов протекает при давлении конденсации прямого цикла р,, а второй — при максимальном давлении этого цикла рц. В настоящее время известна ПТУ, содержащая как конденсирующий инжектор, так и поверхностный конденсатор [12]. Термодинамические циклы и струк-турно-поточная схема этой установки приведены на рис. 2.3. В этой ПТУ в отличие от предыдущей после первого регенератора поток рабочего тела раздваивается. Одна его часть расширяется в паровом сопле конденсирующего инжектора (процесс 3—4), а другая — в ступени низкого давления турбины (процесс 3 — 9). После турбины эта часть потока охлаждается во втором регенераторе(процесс Р—10), конденсируется и охлаждается в поверхностном конденсаторе-холодильнике (процесс 10—11—12) и поступает на вход жидкостного сопла конденсирующего инжектора. Остальные процессы ПТУ аналогичны ранее рассмотренным. [c.27]

Рис. 2.3. Двухконтурная ПТУ с конденсирующим инжектором и поверхностным конденсатором а — сопряженные циклы установки б— структурнопоточная схема ПТУ

В разработанных и прошедших стендовые испытания ПТУ [116, 132 конденсирующие инжекторы использовались лишь для конденсации рабочего тела энергетического контура и незначительного повышения давления конденсата до уровня, обеспечивающего безкавитационную работу циркуляционного насоса. Применять их для повышения давления рабочего тела вплоть до максимального давления прямого цикла считалось энергетически невыгодным, а потому на паровом сопле конденсирующего инжектора срабатывался минимально требуемый перепад энтальпий, определяемый условием обеспечения сверхзвукового течения на срезе парового сопла с тем, чтобы существенно не уменьшать разность энтальпий на турбине. Можно предположить, что такое распределение перепада энтальпий между турбиной и конденсирующим инжектором назначалось из-за высоких эксергетических потерь, присущих последнему, и в результате применения принятого в энтропийном методе анализа циклов принципа равно ценности эксергетических потерь в элементах энергоустановок Следствием этого является основной недостаток рассматриваемых ПТУ, состоящий в сокращении полезной мощности турбогене ратора, часть которой используется для привода циркуляцион ного насоса, так как на вход насоса при невысоком давлении поступает суммарный расход рабочего тела обоих контуров ПТУ [c.28]

В соответствии с общими принципами системного подхода [861 сравнительная оценка различных вариантов ПТУ должна производиться по результатам их технико-энергетической оптимизации по единым критериям качества и в идентичных внешних условиях. Корректная постановка задач технико-энергетической оптимизации требует предварительного термодинамического анализа для дпределения основных факторов, влияющих на энергетические и массогабаритные характеристики установок. Для проведения термодинамического анализа ПТУ необходимо знание напорно-расходных характеристик конденсирующего инжектора зависимостей давления потока на выходе и отношения расхода жидкости через пассивное сопло конденсирующего инжектора к расходу пара через активное сопло и от термодинамических параметров этих потоков. Отметим, что величина и для первого варианта ПТУ характеризует кратность циркуляции D, которая представляет собой отношение расхода рабочего тела по контуру холодильного цикла к расходу рабочего тела по контуру энергетического цикла. Напорно-расходные характеристики конденсирующего инжектора на уровне термодинамического анализа могут быть рассчитаны по методике Э. К- Карасева [84]. Применение этой методики для определения напорнорасходных характеристик конденсирующего инжектора, функционирующего в составе ПТУ, имеет ряд особенностей, которые следует рассмотреть более подробно. [c.29]

Конкретные значения Xg, КПД процессов адиабатного расширения потоков в паровом и жидкостном соплах конденсирующего инжектора и КПД процессов адиабатного торможения в конце камеры смешения и в диффузоре выбирались с учетом их влияния на напорно-расходные характеристики конденсирующего инжектора, а через них и на характеристики ПТУ, и были приняты соответственно равными Xg = 0,5x8 т)п. — 0,9 т]. с = = 0,8.5 Т1дф = 0,5 г)д = 0,7. Эти КПД являются несколько за- [c.31]

Для определения возможности улучшения характеристик ПТУ за счет снижения коэффициента х целесообразно при фиксированном температурном диапазоне реализации прямого цикла. .. оценить влияние Ръ и на Т1дф1 и F, поскольку Ps и Г14 оказывают основное воздействие на напорно-расходные характеристики конденсирующего инжектора. Так, величина при фиксированном pi4 в соответствии с уравнением (2.15) определяет значение кратности циркуляции, а величина задает распределение перепада энтальпий между турбиной и конденсирующим инжектором. [c.33]

На рис. 2.5 и 2.6 представлены графики зависимостей напорнорасходных характеристик конденсирующего инжектора от и Р5. Из них видно, что с ростом Ти давление потока рц на выходе из конденсирующего инжектора уменьшается вследствие резкого увеличения кратности циркуляции. Это обусловлено тем, что в конденсирующем инжекторе на единицу массового расхода парового потока приходится D единиц расхода жидкостного потока, а возрастание давления суммарного потока рабочего тела происходит, главным образом, за счет тепловой энергии первого из них. [c.33]

Рис. 2.5. Зависимость давления иа выходе из конденсирующего инжектора от парам - троз пассивного (Т ) и активного (рг,) пмтокоз

Из сравнения графиков рис. 2.5—2.7 следует, что для повышения значения Т14 должны выбираться как можно более низкими. В этом случае за счет сокращения кратности циркуляции функционирование конденсирующего инжектора в режиме термонасоса осуществляется при меньших значениях pj, что способст- [c.34]

Таким образом, увеличение т]дф1 ПТУ при возрастании рц, вплоть до максимального давления прямого цикла, происходит вследствие увеличения р- и снижения Т, . При этом отсутствуют какие-либо другие факторы, снижающие г эф1, что позволяет сделать вывод о целесообразности работы конденсирующего инжектора в режиме термонасоса. Следует особо заметить, что при этом одновременно повышается и функциональная надежность ПТУ, так как из числа ее элементов, работающих на установившемся режиме, исключается вращающийся агрегат — механический насос, Отметим, что вывод о целесообразности функционирования конденсирующего инжектора в режиме теплового насоса справедлив лишь для ПТУ малой мощности, у которых 1ШД турбин невелик. С ростом мощности ПТУ, а следовательно и КПД турбины, может оказаться энергетически более выгодной прокачка рабочего тела по контурам ПТУ за счет совместной работы конденсирующего инжектора и циркуляционного насоса. [c.35]

На рис. 2.9 представлены графики зависимости удельной площади холодильника-излучателя от и Тг,. Наличие минимума на графиках зависимостей F (Tj ) обусловлено взаимно противоположным влиянием на f снижения Лэф (см. рис. 2.7) и уменьшения неизотермичности холодильника-излучателя. Из рис. 2.9 видно, что нри функционировании конденсирующего инжектора в режиме термонасоса величина F несколько снижается, т. е. и для космических ПТУ, критичных к удельной площади холодильника-излучателя, этот режим работы также может оказаться целесообразным. [c.35]

На рис. 2.10 представлены графики напорно-расходных характеристик конденсирующего инжектора, функционирующего в составе ПТУ второй схемы. Из рассмотрения графиков следует, что существует достаточно обширная область параметров Т12, Рз , в которой конденсирующий инжектор, работая в режиме термонасоса, обеспечивает циркуляцию рабочего тела в установке. [c.36]

В исследованных диапазонах значений рз и Г,, величина Лэфи меняется незначительно — от 16 до 18%. Поэтому в рамках термодинамического анализа на базе вариантных расчетов с учетом существующих зависимостей энергетической эффективности элементов теплоэнергетического оборудования от граничных значений термодинамических и расходных параметров потоков рабочего тела нельзя окончательно оценить целесообразность функционирования конденсирующего инжектора в ПТУ второй схемы в режиме термонасоса. [c.37]

Параметры совокупности оказывают опосредованное влияние на 11эф через соответствующие характеристики агрегатов. Это эффективные КПД турбины и циркуляционного насоса, напорнорасходные характеристики конденсирующего инжектора и коэффициенты потерь давления по трактам теплообменного оборудования. Это обстоятельство дает возможность осуществить математическое моделирование ПТУ в виде иерархически взаимосвязанной системы моделей, ее отдельных агрегатов и установки [c.44]

Анализ энергетической эффективности ПТУ обеих систем, приведенной в п. 2.5, показывает, что критериями энергетической эффективности, локальными по отнош ению к max Г1эф, для турбин и насосов являются максимумы их эффективных КПД. Для конденсирующих инжекторов — максимум давления конденсата на срезе диффузора рд, а для теплообменников — максимумы коэффициентов потерь давления в этих элементах а. Заметим, что коэффициенты а определяются как разность между единицей и отношением потерь давления по трактам к давлениям теплоносителей на входах в теплообменники. [c.45]

В конденсирующих инжекторах используются сопла Лаваля. Расчетный режим работы такого сопла предусматривает равенство давлений на срезе сопла и в окружающей среде, куда происходит истечение. В конденсирующем инжекторе за срезом парового сопла продолжается дальнейшее расширение парового потока, обусловленное конденсацией пара на жидкости, т. е. паровое сопло конденсирующего инжектора работает в режиме недорасширения. Однако на выходных кромках сопла в месте встречи струй пара и жидкости возможно появление не только волн разрежения, но и скачка уплотнения или, по крайней мере, системы волн сжатия. В работе [2 ] указывается, что при определенных соотношениях кинетической энергии жидкостного и парового потоков в сечении встречи струй в сверхзвуковом потоке пара возникает скачок уплотнения. Тем не менее, в непосредственной близости от среза сопла наблюдается понижение давления пара до минимального значения в камере смешения Рктш- Оно зависит, прежде всего, от коэффициента инжекции и и температуры охлаждающей жидкости. 0 объясняется изменением температуры межфазной поверхности, определяющей статическое давление насыщения. При уменьшении и и увеличении температуры охлаждающей жидкости величина тш увеличивается, а соответствующее сечение сдвигается вверх по потоку. [c.125]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...