WO1995009325A1 - Verfahren zum betreiben eines durchlaufdampferzeugers sowie danach arbeitender durchlaufdampferzeuger - Google Patents

Verfahren zum betreiben eines durchlaufdampferzeugers sowie danach arbeitender durchlaufdampferzeuger Download PDF

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WO1995009325A1
WO1995009325A1 PCT/DE1994/001086 DE9401086W WO9509325A1 WO 1995009325 A1 WO1995009325 A1 WO 1995009325A1 DE 9401086 W DE9401086 W DE 9401086W WO 9509325 A1 WO9509325 A1 WO 9509325A1
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Wolfgang Köhler
Eberhard Wittchow
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Siemens Aktiengesellschaft
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    • F28F—DETAILS OF HEAT-EXCHANGE AND HEAT-TRANSFER APPARATUS, OF GENERAL APPLICATION
    • F28F13/00—Arrangements for modifying heat-transfer, e.g. increasing, decreasing
    • F28F13/02—Arrangements for modifying heat-transfer, e.g. increasing, decreasing by influencing fluid boundary

Definitions

  • the invention relates to a method for operating a once-through steam generator with a gas train consisting of gas-tightly welded, essentially vertically arranged tubes which are flowed through in parallel by a flow medium and through the surface structure of which is provided on the inside, a mixing of the flow medium is produced.
  • the invention is further directed to a once-through steam generator operating according to this method.
  • a steam generator the combustion chamber wall of which is constructed from vertically arranged pipes, is more economical to produce than a steam generator having a helical tube.
  • the unavoidable differences in the heat supply to the individual tubes can lead to temperature differences between adjacent tubes - in particular at the outlet of an evaporator. These temperature differences can cause damage due to impermissible thermal stresses.
  • the temperature differences can be avoided by drastically reducing the friction pressure loss.
  • the reduction in turn is achieved by a corresponding reduction in the flow rate, i.e. the mass flow density in the pipes.
  • it is e.g. known from European Patent Application 0 503 116 to use tubes which have ribs forming a multi-start thread on their inside.
  • cross-drawn tubes are known from German Offenlegungsschrift 20 32 891, on the inside of which a superimposed second ribbing is superimposed on a first ribbing to form a surface structure. If the combustion chamber wall of a steam generator is piped with internally finned evaporator tubes, a swirl is superimposed on the axial flow, which leads to a phase separation of the flow or heat absorption medium with a water film on the inner wall of the tube, ie on the heating surface. This allows the very good heat transfer from boiling to be maintained almost until the water has completely evaporated. In the pressure range between 200 bar and 221 bar, however, impermissibly high wall temperatures cannot always be avoided with strong heating with a swirl flow alone.
  • pages 352 to 360 range above a pressure of around 210 bar already slight wall overheating in order to get from the boiling state with a wetted heating surface to film boiling with an unwetted heating surface. Even in the case of slight overheating in the superheated boundary layer, vapor bubbles can form in the pressure range mentioned, which combine to form large bubbles and thus hinder heat transfer (homogeneous nucleation).
  • the invention is therefore based on the object of specifying a method for operating a once-through steam generator with which small temperature differences at the outlet of adjacent steam generator pipes are achieved. This is to be achieved in a continuous steam generator, in the case of which evaporator tubes, particularly near the critical pressure of about 210 bar, a particularly good heat transfer from the tube wall or heating surface to the heat absorption medium is ensured.
  • this object is achieved according to the invention in that the mass flow density m - based on full-load operation, ie 100% steam output - in the pipes is set as a function of the inner pipe diameter d, one determined by a pair of values of the mass flow density m and the inner pipe diameter d
  • the invention is based on the consideration that a flow swirl is not sufficient to ensure good heat transfer for operating points between curve B and the abscissa, especially in the vicinity of the critical pressure range above approximately 200 bar. Rather, it is also necessary to mix the flow well. In this way wall overheating can be avoided. A high level of turbulence in the flow can also prevent such large vapor bubbles from forming on the heating surface or in the superheated boundary layer that they can combine to form a vapor film and thus deteriorate the heat transfer.
  • the essentially vertically arranged tubes of the gas train to achieve high flow turbulence and / or
  • Formation of longitudinal vortices in the flow medium on their inside has a surface structure formed by two superimposed opposing ribs and are connected in parallel for the flow of the flow medium, and the opposing ribs including the same angle with the pipe axis, the object is achieved according to the invention, that the ridges delimited by the ribs are pyramid-shaped.
  • the pyramid-shaped structure leads to a particularly favorable longitudinal vortex formation when overflowing.
  • the first ribbing of the evaporator tube of such a continuous steam generator includes an acute angle with the tube axis, while the second ribbing runs parallel to the tube axis, a flank angle formed by the first or screw-shaped ribbing with the tube wall being flatter on the inflow side than on the downstream side.
  • the evaporator tube according to this second alternative then has a helical internal ribbing with longitudinal grooves interrupting the ribs in a production-technically simple manner.
  • the longitudinal grooves provide tear-off edges which favor the generation of vertebrae, the formation of longitudinal vertebrae being particularly advantageously promoted by the different flank angles.
  • the elevations of the inner wall limited by the ribbing are advantageously at least 0.7 mm.
  • FIG. 1 shows a simplified representation of a steam generator with a vertically tube-shaped combustion chamber wall
  • FIG. 2 shows a section of a horizontal section through a vertical throttle cable
  • FIG. 3 shows a longitudinal section through a small section of a counter-ribbed inner rib
  • FIG. 4 shows a section IV from FIG. 3 on a larger scale with an elevation
  • Figure 5 shows another embodiment of an opposing
  • FIG. 6 shows a detail VI from FIG. 5 on a larger scale with a pyramid-shaped elevation
  • FIG. 7 shows a further exemplary embodiment of an opposing one
  • FIG. 9 shows a coordinate system with curves A and B.
  • FIG. 1 shows schematically a once-through steam generator 2 with a rectangular cross section, the vertical gas duct of which is formed by a surrounding wall 4 which merges into a funnel-shaped bottom 6 at the bottom.
  • a lower region V of the gas flue there are a number of burners for a fossil fuel in each opening 8, of which only two are visible, in the enclosure composed of steam generator tubes 10 according to FIGS. 3, 5 or 7 - or combustion chamber wall 4 attached.
  • the steam generator tubes 10 are arranged in this region V, in which they are welded together gas-tight to form an evaporator heating surface 12 (FIG. 2), and run vertically.
  • the tubes 10 welded to one another in a gastight manner form, for example in a tube-web-tube construction or in a fin tube construction, the gas-tight combustion chamber wall 4.
  • Convection heating surfaces 14, 16 and 18 are located above this area V of the gas flue. Above this is a flue gas outlet channel 20, via which the flue gas RG generated by combustion of a fossil fuel leaves the vertical gas flue.
  • the flue gas RG serves as a heating medium for the water or water-steam mixture flowing in the damper tubes 10.
  • the steam generator tubes 10 have on their inside
  • the steam generator tube 10 according to FIG. 3 is provided on its inside with a first rib - in the direction of the arrow 22 - which is superimposed on an opposing second rib - in the direction of the arrow 24.
  • the superimposed fins 22 ', 24' include equally large, acute angles a 1 and b 1 with the tube axis M.
  • the depressions 28 ' are wedge-shaped, so that the elevations 26' - as can be seen in the enlarged section VI according to FIG. 6 - are pyramid-shaped. This results in inclined surfaces 33 and 34 both on the inflow side and on the outflow side. As indicated by the arrows 36 'and 38', surfaces 33, 34 overflowed at a certain angle tend to form longitudinal vortices in the wake in the overflow. This leads to thorough mixing of the boundary layer running directly on the inner wall with the core or main flow of the water / steam mixture flowing through the steam generator tube 10.
  • the steam generator tube 10 has, in addition to a helical inner rib 22, “longitudinal grooves as depressions 28”.
  • This first ribbing 22 "in turn encloses an acute angle a" with the tube axis M, while the second ribbing 24 "runs parallel to the tube axis M.
  • the longitudinal grooves or depressions 28" define tear-off edges 40 which generate a vortex favor.
  • the elevations 26 "of the helical ribbing 22" with the inner tube wall 42 include a flank angle c on the inflow side and a flank angle f on the outflow side.
  • the flank angle c on the inflow side is smaller than or equal to the flank angle f on the outflow side. This in turn favors the training of Longitudinal vortices on the outflow side, as indicated by the arrows 36 ", 38".
  • the heat generated by the combustion of a fossil fuel in the burners of the combustion chamber wall 4 is absorbed by the water or water-steam mixture (flow or heat absorption medium) which flows through the pipes 10 and thereby evaporates.
  • the pipe 10 transfers the heat it has absorbed from the flue gas RG particularly well to the flow medium and is safely cooled ..
  • a surface structure on the inside of the pipe 10 according to the exemplary embodiment according to FIG .
  • the mass flow density m is selected according to the invention as a function of the tube inner diameter d.
  • the mass flow density m is the mean throughput per area and time (kg / m 2 -s) of all pipes 10 at full load operation, ie 100% steam output.
  • the mass flow density m can be represented as a function of the inner pipe diameter d in the coordinate system according to FIG.
  • Curve B in FIG. 8 reflects the course of the mass flow density m, which is possible from this point of view.
  • the mass flow in multi-heated pipes 10 increases.
  • the mass flow in multi-heated pipes 10 does not decrease by more than 20% of the percentage of the multi-heating. For example, the additional heating of a tube 10%, the mass flow in this tube will decrease by less than 2% compared to the value of the average heated tubes 10.

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Abstract

Um in einem Dampferzeuger (2) mit vertikal angeordneter Berohrung der Brennkammer (4) die nachteiligen Folgen von Fehlbeheizungen einzelner Rohre (10) zu vermeiden, wird vorgeschlagen, die Massenstromdichte m in den Rohren (10) unterhalb eines vorgegebenen Maximalwertes (Kurve B) einzustellen, der abhängig ist vom verwendeten Rohrinnendurchmesser d. Um dabei auch in der Nähe des kritischen Druckes von etwa 200 bis 221 bar unzulässig hohe Rohrwandtemperaturen zu vermeiden, ist außerdem vorgesehen, die Innenseite jedes Rohres (10) mit einer Oberflächenstruktur zu versehen, so daß im Strömungsmedium eine hohe Turbulenz und/oder Längswirbel entstehen. Dadurch werden eine gute Durchmischung der Bestandteile des Strömungsmediums und damit eine gute Wärmeübertragung erreicht.

Description

Beschreibung
Verfahren zum Betreiben eines Durchlaufdampferzeugers sowie danach arbeitender Durchlaufdampferzeuger
Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Betreiben eines Durchlaufdampferzeugers mit einem Gaszug aus miteinander gas¬ dicht verschweißten, im wesentlichen vertikal angeordneten und von einem Strömungsmedium parallell durchströmten Rohren, durch deren auf ihrer Innenseite vorgesehener Oberflächen¬ struktur eine Durchmischung des Strömungsmediums erzeugt wird. Die Erfindung richtet sich weiter auf einen nach diesem Verfahren arbeitenden Durchlaufdampferzeuger.
Ein Dampferzeuger, dessen Brennkammerwand aus vertikal ange¬ ordneten Rohren aufgebaut ist, ist gegenüber einem eine schraubenförmige Berohrung aufweisenden Dampferzeuger kosten¬ günstiger herzustellen. Allerdings können die nicht vermeid¬ baren Unterschiede in der Wärmezufuhr zu den einzelnen Rohren zu Temperaturdifferenzen zwischen benachbarten Rohren - ins¬ besondere am Austritt eines Verdampfers - führen. Diese Tem¬ peraturdifferenzen können Schäden aufgrund von unzulässigen WärmeSpannungen verursachen. Die Temperaturdifferenzen können vermieden werden durch eine drastische Reduzierung des Rei- bungsdruckverlustes. Die Reduzierung ihrerseits wird erreicht durch eine entsprechende Absenkung der Strömungsgeschwindig¬ keit, d.h. der Massenstromdichte in den Rohren. Um auch bei einer niedrigen Massenstromdichte einen guten Wärmeübergang zu erreichen, ist es z.B. aus der Europäischen Patentanmel- düng 0 503 116 bekannt, Rohre einzusetzen, die auf ihrer In¬ nenseite ein mehrgängiges Gewinde bildende Rippen aufweisen.
Darüber hinaus sind aus der Deutschen Offenlegungsschrift 20 32 891 auch kreuzgezogene Rohre bekannt, auf deren Innen- seite zur Bildung einer Oberflächenstruktur einer ersten Be- rippung eine gegenläufige zweite Berippung überlagert ist. Bei einer Berohrung der Brennkammerwand eines Dampferzeugers mit innenberippten Verdampferröhren wird der AxialStrömung ein Drall überlagert, der zu einer Phasenseparation des Strö- mungs- oder Wärmeaufnahmemediums mit einem Wasserfilm an der Rohrinnnenwand, d. h. an der Heizfläche, führt. Dadurch kann der sehr gute Wärmeübergang des Siedens fast bis zur völligen Verdampfung des Wassers aufrecht erhalten werden. Im Druckbe¬ reich zwischen 200 bar und 221 bar lassen sich jedoch bei starker Beheizung mit einer Drallströmung allein nicht immer unzulässig hohe Wandtemperaturen vermeiden. In der Nähe des kritischen Druckes bei etwa 210 bar - wo es nur noch einen ge ingen Dichteunterschied gibt zwischen flüssiger und dampfförmiger Phase - ist die Benetzung der Heizfläche we¬ sentlich schwieriger zu gewährleisten als in einem unterhalb von 200 bar liegenden Druckbereich. Dies ist dadurch bedingt, daß ein sich zwischen der Rohrwand und der flüssigen Phase des Wärmeaufnahmemediums bildender Dampffilm den Wärmeüber¬ gang behindert (Filmsieden) . In diesem Bereich der DampffUm¬ bildung steigt die Temperatur der Rohrwand stark an. Wie in dem Aufsatz "Verdampferkonzepte für Benson-Dampferzeuger" von J. Franke, W. Köhler und E. Wittchow veröffentlicht in VGB Kraftwerkstechnik 73 (1993), Heft 4, Seiten 352 bis 360, be¬ schrieben, reichen oberhalb eines Druckes von rund 210 bar bereits geringe Wandüberhitzungen aus, um vom Siedezustand mit benetzter Heizfläche zum Filmsieden mit unbenetzter Heiz¬ fläche zu gelangen. Auch können sich im genannten Druckbe¬ reich bereits bei geringfügigen Überhitzungen in der über¬ hitzten Grenzschicht Dampfblasen bilden, die sich zu großen Blasen vereinigen und somit die Wärmeübertragung behindern (homogene Keimbildung) .
Der beschriebene Wäremübergangsmechanismus führt nun dazu, daß in den genannten Rohren von Dampferzeugern, die mit Drük- ken von etwa 200 bar und darüber betrieben werden, die Mas- senstromdichte und damit der Reibungsdruckverlust höher ge¬ wählt werden müssen als bei Dampferzeugern, die mit Drücken unterhalb von 200 bar betrieben werden. Dadurch geht beson- ders bei kleinen Rohrinnendurchmessern der Vorteil verloren, daß bei Mehrbeheizung einzelner Rohre auch deren Durchsatz steigt. Da jedoch hohe Dampfdrücke über 200 bar erforderlich sind, um hohe thermische Wirkungsgrade und damit niedrige Kohlendioxid-Emissionen zu erzielen, ist es notwendig, auch in diesem Druckbereich eine gute Wärmeübertragung sicherzu¬ stellen. Daher werden Dampferzeuger mit senkrecht berohrter Brennkammerwand üblicherweise mit verhältnismäßig hohen Mas¬ senstromdichten in den Rohren betrieben, um im kritischen Druckbereich von etwa 200 bis 221 bar stets einen ausreichend hohen Wärmeübergang von der Rohrwand an das Wärmeaufnahmeme¬ dium, d. h. an das Wasser/Wasserdampf-Gemisch, zu erreichen. Dies führt allerdings nur zu einem unbefriedigenden Tempera¬ turausgleich am Austritt der Rohre bei unterschiedlicher Be- heizung.
Der Erfindung liegt daher die Aufgabe zugrunde, ein Verfahren zum Betreiben eines Durchlaufdampferzeugers anzugeben, mit dem geringe Temperaturdifferenzen am Austritt benachbarter Dampferzeugerrohre erreicht werden. Dies soll bei einem Durchlaufdampferzeuger erreicht werden, bei dessen Ver¬ dampferrohren auch in der Nähe des kritischen Druckes von etwa 210 bar ein besonders guter Wärmeübergang von der Rohrwand oder Heizfläche auf das Wärmeaufnahmemedi m ge- währleistet ist.
Bezüglich des Verfahrens wird diese Aufgabe erfindungsgemäß dadurch gelöst, daß die Massenstromdichte m - bezogen auf Vollastbetrieb, d.h. 100% Dampfleistung - in den Rohren in Abhängigkeit vom Rohrinnendurchmesser d eingestellt wird, wo¬ bei ein durch ein Wertepaar der Massenstromdichte m und des Rohrinnendurchmessers d bestimmter Betriebspunkt in einem Ko¬ ordinatensystem zwischen einer Kurve B und der Abszisse liegt und wobei Betriebspunkte entsprechend den Wertepaaren di = 10 mm bei __-•_ = 1300 kg/m2-s, d2 = 25 mm bei __2 = 1600 kg/m2-s und d3 = 40 mm bei D3 = 1600 kg/ma-s auf der Kurve B liegen.
Die Erfindung geht dabei von der Überlegung aus, daß für Be¬ triebspunkte zwischen der Kurve B und der Abszisse, insbeson- dere auch in der Nähe des kritischen Druckbereiches oberhalb von etwa 200 bar, ein Strömungsdrall zur Gewährleistung eines guten Wärmeübergangs nicht ausreicht. Vielmehr ist zusätzlich auch eine gute Durchmischung der Strömung herbeizuführen. Da¬ mit können Wandüberhitzungen vermieden werden. Durch eine ho- he Turbulenz in der Strömung läßt sich außerdem verhindern, daß sich an der Heizfläche oder in der überhitzten Grenz¬ schicht so große Dampfblasen bilden, daß sie sich zu einem Dampffilm vereinigen können und somit den Wärmeübergang ver¬ schlechtern.
Bezüglich des Durchlaufdampferzeugers mit einem aus miteinan¬ der gasdicht verschweißten Rohren gebildeten Gaszug, an dem sich Brenner für einen fossilen Brennstoff befinden, wobei die im wesentlichen vertikal angeordneten Rohre des Gaszugs zum Erreichen einer hohen Strömungsturbulenz und/oder zur
Ausbildung von Längswirbeln im Strömungsmedium auf ihrer In¬ nenseite eine durch zwei überlagerte gegenläufige Berippungen gebildete Oberflächenstruktur aufweisen und für den Durchfluß des Strömungsmediums parallel geschaltet sind, und wobei die gegenläufigen Berippungen gleiche Winkel mit der Rohrachse einschließen, wird die Aufgabe erfindungsgemäß dadurch ge¬ löst, daß die durch die Berippungen begrenzten Erhöhungen pyramidenförmig sind. Die pyramidenförmige Struktur führt dabei beim Überströmen zu einer besonders günstigen Längs- irbelausbildung.
Alternativ schließt die erste Berippung des Verdampferrohres eines solchen Durchlaufdampferzeugers einen spitzen Winkel mit der Rohrachse ein, während die zweite Berippung parallel zur Rohrachse verläuft, wobei ein von der ersten oder schrau¬ benförmigen Berippung mit der Rohrwand gebildeter Flankenwin¬ kel auf der Anströmseite flacher ist als auf der Abströmseite. Das Verdampferröhr gemäß dieser zweiten Alternative weist dann in fertigungstechnisch einfacher Weise eine schrauben¬ förmige Innenberippung mit die Rippen unterbrechenden Längs- nuten auf. Durch die Längsnuten werden Abrißkanten vorgege- ben, die eine Wirbelerzeugung begünstigen, wobei die Entste¬ hung von Längswirbeln durch die unterschiedlichen Flankenwin¬ kel besonders vorteilhaft begünstigt wird.
Die durch die Berippung begrenzten Erhöhungen der Innenwand betragen vorteilhafterweise mindestens 0,7 mm.
Die unterschiedliche Ausbildung der Oberflächenstruktur auf der Innenseite der Verdampferrohre führt dazu, daß die Be¬ triebspunkte entsprechen den Wertepaaren aus Massenstromdich- te m und Rohrinnendurchmesser d in unterschiedlichen Berei¬ chen zwischen der Kurve B und der Abszisse eingestellt wer¬ den.
Ausführungsbeispiele der Erfindung werden anhand einer Zeich- nung näher erläutert. Darin zeigen:
Figur 1 in vereinfachter Darstellung einen Dampferzeuger mit vertikal berohrter Brennkammerwand, Figur 2 einen Ausschnitt aus einem horizontalen Schnitt durch einen vertikalen Gaszug,
Figur 3 einen Längsschnitt durch einen kleinen Ausschnitt eines gegenläufige Innenberippungen aufweisenden
Dampferzeugerrohres, Figur 4 einen Ausschnitt IV aus Figur 3 in größerem Maßstab mit einer Erhöhung,
Figur 5 ein anderes Ausführungsbeispiel eines gegenläufige
Innenberippungen aufweisenden Dampferzeugerrohres, Figur 6 einen Ausschnitt VI aus Figur 5 in größerem Maßstab mit einer pyramidenförmigen Erhöhung, Figur 7 ein weiteres Ausführungsbeispiel eines gegenläufige
Innenberippungen aufweisenden Dampferzeugerröhres, Figur 8 einen Schnitt A-A aus Figur 7 in größerem Maßstab mit Erhöhungen, und Figur 9 ein Koordinatensystem mit Kurven A und B.
In Figur 1 ist schematisch ein Durchlaufdampferzeuger 2 mit rechteckigem Querschnitt dargestellt, dessen vertikaler Gas¬ zug durch eine Umfassungswand 4 gebildet ist, die am Unter¬ ende in einen trichterförmigen Boden 6 übergeht.
In einem unteren Bereich V des Gaszugs sind eine Anzahl von Brennern für einen fossilen Brennstoff in jeweils einer Öff¬ nung 8, von denen nur zwei sichtbar sind, in der aus Dampfer- zeugerrohren 10 gemäß den Figuren 3, 5 oder 7 zusammengesetz¬ ten Umfassungs- oder Brennkammerwand 4 angebracht. Die Dampf- erzeugerrohre 10 sind in diesem Bereich V, in dem sie zu ei¬ ner Verdampferheizfläche 12 gasdicht miteinander verschweißt sind (Figur 2), vertikal verlaufend angeordnet. Die miteinan¬ der gasdicht verschweißten Rohre 10 bilden beispielsweise in einer Rohr-Steg-Rohr-Konstruktion oder in einer Flossenrohr- Konstruktion die gasdichte Brennkammerwand 4.
Oberhalb dieses Bereiches V des Gaszugs befinden sich Konvek- tionsheizflachen 14, 16 und 18. Darüber befindet sich ein Rauchgasaustrittskanal 20, über den das durch Verbrennung ei- nes fossilen Brennstoffs erzeugte Rauchgas RG den vertikalen Gaszug verläßt. Das Rauchgas RG dient als Heizmedium für das in den Damperzeugerrohren 10 strömende Wasser oder Wasser- Dampf-Gemisch.
Die Dampferzeugerrohre 10 weisen auf ihrer Innenseite eine
Oberflächenstruktur auf. Das Dampferzeugerrohr 10 gemäß Figur 3 ist auf seiner Innenseite mit einer ersten Berippung - in Richtung des Pfeils 22 - versehen, der eine gegenläufige zweite Berippung - in Richtung des Pfeils 24 - überlagert ist. Durch die gegenläufigen Berippungen 22 und 24, die mit der Rohrachse M gleich große, spitze Winkel a bzw. b ein¬ schließen, ergibt sich auf der Innenseite eine regelmäßige Struktur mit Erhöhungen 26 auf rautenförmigen Grundflächen und Vertiefungen 28. Eine derartige Erhöhung mit einer rau¬ tenförmigen Grundfläche 30 und abgeflachter Oberseite 32 ist in Figur 4 vergrößert herausgezeichnet.
Auch beim Ausführungsbeispiel gemäß Figur 5 schließen die überlagerten Berippungen 22', 24' gleich große, spitze Winkel a1 bzw. b1 mit der Rohrachse M ein. Die Vertiefungen 28' sind keilförmig, so daß die Erhöhungen 26' - wie in dem vergrößer- ten Ausschnitt VI nach Figur 6 erkennbar- pyramidenförmig sind. Dadurch entstehen sowohl auf der Anströmseite als auch auf der Abströmseite schräge Flächen 33 bzw. 34. Wie durch die Pfeile 36' und 38' angedeutet, neigen nämlich unter einem bestimmten Winkel überströmte Flächen 33, 34 bei der Über- Strömung zur Längswirbelbildung im Nachlauf. Dies führt zu einer guten Durchmischung der direkt an der Innenwand verlau¬ fenden Grenzschicht mit der Kern- oder Hauptströmung des das Dampferzeugerrohr 10 durchströmenden Wasser/Wasserdampf-Gemi¬ sches.
Beim Ausführungsbeispiel gemäß Figur 7 weist das Dampferzeu¬ gerrohr 10 zusätzlich zu einer schraubenförmigen Innenberip- pung 22" Längsnuten als Vertiefungen 28" auf. Diese erste Be¬ rippung 22" schließt dabei mit der Rohrachse M wiederum einen spitzen Winkel a" ein, während die zweite Berippung 24" par¬ allel zur Rohrachse M verläuft. Durch die Längsnuten oder Vertiefungen 28" werden Abrißkanten 40 vorgegeben, die eine Wirbelerzeugung begünstigen.
Wie in dem vergrößerten Schnitt A - A nach Figur 8 darge¬ stellt, schließen die Erhöhungen 26" der schraubenförmigen Berippung 22" mit der Rohrinnenwand 42 auf der Anströmseite einen Flankenwinkel c und auf der Abströmseite einen Flanken¬ winkel f ein. Dabei ist der Flankenwinkel c auf der Anström- seite kleiner oder gleich dem Flankenwinkel f auf der Ab¬ strömseite. Dies begünstigt wiederum die Ausbildung der Längswirbel auf der Abströmseite, wie durch die Pfeile 36", 38" angedeutet.
Die durch Verbrennung eines fossilen Brennstoffs in den Bren- nern der Brennkammerwand 4 erzeugte Wärme wird von dem Wasser oder Wasser-Dampf-Gemisch (Strömungs- oder Wärmeaufnahmemedi¬ um) aufgenommen, das die Rohre 10 durchströmt und dabei ver¬ dampft. Dabei ragen die Erhöhungen 26, 26', 26" mindestens um H = 0,7 mm in das Rohr 10 hinein, um eine gute Durchmischung und/oder Verwirbelung des Wasseranteils und des Dampfanteils des Strömungsmediums und damit eine hohe Turbulenz innerhalb des Rohres 10 zu erreichen. Dadurch gibt das Rohr 10 die von ihm aufgenommene Wärme aus dem Rauchgas RG besonders gut an das Strömungsmedium weiter und wird sicher gekühlt. Bei einer Oberflächenstruktur auf der Innenseite des Rohres 10 gemäß dem Ausführungsbeispiel nach Figur 7 wird dabei der Turbulenz noch ein Drall überlagert.
Um geringe Temperaturdifferenzen am Austritt benachbarter, unterschiedlich beheizter Dampferzeugerrohre zu gewährlei¬ sten, ist gemäß der Erfindung die Massenstromdichte m abhän¬ gig vom Rohrinnendurchmesser d gewählt. Dabei ist die Massen¬ stromdichte m der gemittelte Durchsatz pro Fläche und Zeit (kg/m2-s) aller Rohre 10 bei Vollastbetrieb, d.h. 100% Dampf- leistung.
In dem Koordinatensystem gemäß Figur 9 ist die Massen¬ stromdichte m als Funktion des Rohrinnendurchmessers d dar¬ stellbar. Drei Punkte der Kurve B sind durch die Wertepaare di = 10 mm bei __ι = 1300 kg/m2-s, d2 = 25 mm bei __2 = 1600 kg/m2*s und d = 40 mm bei _ 3 = 1600 kg/m2-s gegeben.
Jeder Punkt in dem Feld zwischen der Kurve B und der Abszis¬ se, entlang der der Rohrinnendurchmesser d aufgetragen ist, stellt ein Wertepaar (d/m) dar, bei dem bei einer Mehrbehei- zung eines einzelnen Rohres 10 der Massendurchsatz oder Mas¬ senstrom durch dieses Rohr 10 ansteigt bzw. nur so wenig ab¬ fällt, daß die Temperaturdifferenz benachbarter Rohre klein bleiben. Um nämlich eine Mehrbeheizung eines einzelnen Rohres 10 kompensieren zu können, ist es notwendig, daß der Massen¬ strom in dem stärker beheizten Rohr gegenüber dem Massenstrom in durchschnittlich beheizten Rohren ansteigt. Dies ist in dem hier betrachteten, durch die vertikale Anordnung der Rohre 10 gegebenen Parallelrohrsystem dann der Fall, wenn die folgende Gleichung erfüllt ist:
Figure imgf000011_0001
Dies bedeutet mit anderen Worten, daß der gesamte Druckabfall Δpges (dies ist der Unterschied zwischen dem Druck im unten liegenden Eintrittssammler und dem Druck im oben liegenden Austrittssammler bzw. in einem Zwischensammler) des betrach¬ teten Rohres 10 bei einer Mehrbeheizung ΔQ abnehmen muß, wenn man den Durchsatz M konstant hält. M mit der Einheit [kg/s] ist der Massenstrom durch das Rohr 10. Dabei sind die Anteile ΔPR der Reibungsdruckabfall, Δpg der Druckabfall aufgrund der geodätischen Höhenänderung und Δpg der Druckab¬ fall aufgrund der Beschleunigung der Strömung, wobei letzte¬ rer Anteil Δpg gegenüber den beiden anderen Anteilen Δp^, Δ PQ ZU vernachlässigen ist. Um einen Anstieg des Massenstroms im stärker beheizten Rohr 10 zu erhalten, ist es somit not¬ wendig, daß der mit der Mehrbeheizung verbundene Anstieg des Reibungsdruckabfalls ΔpR bei konstant gehaltenem Massenstrom M geringer ist als die durch die Mehrbeheizung verursachte Verminderung des geodätischen Druckabfalls Δpg. Da nun der Reibungsdruckabfall Δp^ dem Kehrwert des RohrInnendurchmes¬ sers d proportional ist, gilt für kleine Rohrinnendurchmesser d diese Bedingung für einen geringeren Bereich der Massen¬ stromdichte m in den Rohren 10 als für Rohre 10 mit größerem Rohrinnendurchmesser d. Die gestrichelte Kurve A in Figur 9 zeigt diesen Zusammenhang. Wenn die Massenstromdichte m in den Rohren 10 unterhalb der in Figur 9 dargestellten Kurve A liegt, erhöht sich einer¬ seits in stärker beheizten Rohren 10 der Massenstrom gegen¬ über dem Wert in durchschnittlich beheizten Rohren 10. Ande- rerseits ist zur sicheren Kühlung der Rohre 10 ein Mindest- assenstrom in den Rohren 10 notwendig. Wird deshalb der Mas¬ senstrom in den Rohren 10 so gewählt, daß sich der Vollastbe¬ triebspunkt oberhalb der Kurve A einstellt, so wird sich der Massenstrom in den stärker beheizten Rohren 10 gegenüber de - jenigen im durchschnittlich beheizten Rohren 10 vermindern.
Ist diese Verminderung gering, so werden auch die Temperatur¬ differenzen benachbarter Rohre klein. Dies ist dann der Fall, wenn die durch Mehrbeheizung eines Rohres 10 bewirkte prozen¬ tuale Massenstromänderung nur einen Bruchteil des Prozentsat- zes der Mehrbeheizung dieses Rohres 10 beträgt. Kurve B in Figur 8 spiegelt den Verlauf der Massenstromdichte m wider, der unter diesem Gesichtspunkt möglich ist.
Für Betriebspunkte, die unterhalb der Kurve A, d.h. zwischen der Kurve A und der Abszisse, gewählt werden, ist sicherge¬ stellt, daß der Massenstrom mehrbeheizter Rohre 10 ansteigt. Für Betriebspunkte, die unterhalb der Kurve B liegen, d.h. zwischen der Kurve B und der Abszisse, nimmt der Massenstrom in mehrbeheizten Rohren 10 nicht mehr als 20% des Prozentsat- zes der Mehrbeheizung ab. Beträgt z.B. die Mehrbeheizung ei¬ nes Rohres 10%, so wird der Massenstrom in diesem Rohr um we¬ niger als 2% gegenüber dem Wert der durchschnittlich beheiz¬ ten Rohre 10 abnehmen.
Aufgrund der besonders guten Wärmeübertragungs-Eigenschaften der eingesetzten Rohre 10 besteht keine Notwendigkeit, die Massenstromdichte über m = 1600 kg/m2*s zu steigern. Von ei¬ nem Rohrinnendurchmesser von d = 25 mm aufwärts verläuft des¬ halb die Kurve B horizontal. Die Massenstromdichte m in den Rohren 10 ist daher zweckmäßigerweise bei einem gegebenen Rohrinnendurchmesser d unterhalb des zugehörigen, auf der Kurve B liegenden Maximalwertes zu wählen. Dadurch werden die nachteiligen Folgen von Fehlbeheizungen einzelner Rohre 10 vermieden.
Die genannte Begrenzung der Massenstromdichte auf m = 1600 kg/m2-s ab einem Rohrinnendurchmesser von d = 25 mm wird in vorteilhafter Weise erreicht durch den Einsatz von Rohren 10, die auf ihrer Innenseite eine Oberflächenstruktur gemäß den Ausführungsbeispielen nach Figuren 3, 5 oder 7 aufweisen. Aufgrund dieser Oberflächenstruktur ist infolge der dadurch bedingten hohen Turbulenz in der Strömung der Wärmeübergang gegenüber den Verhältnissen in Glattrohren wesentlich verbes¬ sert.

Claims

Patentansprüche
1. Verfahren zum Betreiben eines Durchlaufdampferzeugers mit einem Gaszug (4) aus miteinander gasdicht verschweißten, im wesentlichen vertikal angeordneten und von einem Strömungsme¬ dium parallel durchströmten Rohren (10), durch deren auf ih¬ rer Seite vorgesehener Oberflächenstruktur eine Durchmischung des Strömungsmediums erzeugt wird, d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t , daß die Mas- senstromdichte m in den Rohren (10) in Abhängigkeit vom
Rohrinnendurchmesser d eingestellt wird, wobei ein durch ein Wertepaar der Massenstromdichte m und des RohrInnendurchmes¬ sers d bestimmter Betriebspunkt in einem Koordinatensystem zwischen der Kurve B und der Abszisse liegt, und wobei Be- triebspunkte entsprechend den Wertepaaren d = 10 mm bei m-_ = 1300 kg/m2 . s, d2 = 25 mm bei _-2 = 1600 kg/m2 • s, und d = 40 mm bei Λ.3 = 1600 kg/m2 • s auf der Kurve B liegen.
2.. Durchlaufdampferzeuger zur Durchführung des Verfahrens nach Anspruch 1 mit einem aus miteinander gasdicht ver¬ schweißten Rohren (10) gebildeten vertikalen Gaszug (4), an dem sich Brenner für fossile Brennstoffe befinden, wobei die Rohre (10) des Gaszugs (4) im wesentlichen vertikal angeord¬ net sind, zum Erreichen einer hohen Strömungsturbulenz und/oder zur Ausbildung von Längswirbeln im Strömungsmedium auf ihrer Innenseite eine durch überlagerte gegenläufige Be¬ rippungen (22, 24) gebildete Oberflächenstruktur aufweisen und für den Durchfluß des Strömungsmediums parallel geschal¬ tet sind, und wobei die gegenläufigen Berippungen (22, 22', 24, 24') gleiche Winkel (a, b, a1, b') mit der Rohrachse (M) einschließen, d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t , daß die durch die Berippungen (22', 24') begrenzten Erhöhungen (26') pyra¬ midenförmig sind.
3. Durchlaufdampferzeuger zur Durchführung des Verfahrens nach Anspruch 1, mit einem aus miteinander gasdicht ver¬ schweißten Rohren (10) gebildeten vertikalen Gaszug (4) , an dem sich Brenner für fossile Brennstoffe befinden, wobei die Rohre (10) des Gaszugs (4) im wesentlichen vertikal angeord¬ net sind, zum Erreichen einer hohen Strömungsturbulenz und/oder zur Ausbildung von Längswirbeln im Strömungsmedium auf ihrer Innenseite eine durch überlagerte gegenläufige Be¬ rippungen (22, 24) gebildete Oberflächenstruktur aufweisen und für den Durchfluß des Strömungsmediums parallel geschal¬ tet sind, und wobei die erste Berippung (22") einen spitzen Winkel (a") mit der Rohrachse (M) einschließt und die ge¬ genläufige zweite Berippung (24") parallel zur Rohrachse (M) verläuft, d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t , daß ein von der ersten Berippung (22") mit der Rohrwand (42) gebildeter Flankenwinkel (c, f) auf der Anströmseite (36") flacher ist auf der Abströmseite (38").
4. Dampferzeuger nach Anspruch 2 oder 3, d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t , daß die durch die Berippungen (22, 22', 22", 24, 24', 24") begrenzten Erhö¬ hungen (26, 26', 26") der Rohrwand (42) mindestens H = 0,7 mm hoch sind.
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