EP0937218A1 - Verfahren zum betreiben eines durchlaufdampferzeugers und durchlaufdampferzeuger zur durchführung des verfahrens - Google Patents

Verfahren zum betreiben eines durchlaufdampferzeugers und durchlaufdampferzeuger zur durchführung des verfahrens

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EP0937218A1
EP0937218A1 EP97945787A EP97945787A EP0937218A1 EP 0937218 A1 EP0937218 A1 EP 0937218A1 EP 97945787 A EP97945787 A EP 97945787A EP 97945787 A EP97945787 A EP 97945787A EP 0937218 A1 EP0937218 A1 EP 0937218A1
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EP
European Patent Office
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steam generator
evaporator tubes
maximum temperature
value
flow density
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EP97945787A
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Wolfgang Kastner
Wolfgang Köhler
Eberhard Wittchow
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Siemens Corp
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Siemens AG
Siemens Corp
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    • F22B—METHODS OF STEAM GENERATION; STEAM BOILERS
    • F22B29/00—Steam boilers of forced-flow type
    • F22B29/06—Steam boilers of forced-flow type of once-through type, i.e. built-up from tubes receiving water at one end and delivering superheated steam at the other end of the tubes
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    • F22B37/10—Water tubes; Accessories therefor
    • F22B37/101—Tubes having fins or ribs
    • F22B37/103—Internally ribbed tubes

Definitions

  • the invention relates to a method for operating a once-through steam generator with a combustion chamber, the peripheral wall of which is formed from vertically arranged evaporator tubes welded to one another in a gastight manner, a flow medium flowing through the evaporator tubes. It also relates to a once-through steam generator for carrying out the method.
  • a high live steam pressure promotes high thermal efficiency and thus low C0 2 emissions from a fossil-fired power plant.
  • a continuous steam generator, the throttle cable from vertically arranged steam pipes is constructed, is cheaper to produce than a spiral design.
  • Continuous-flow steam generators with vertical pipes also have lower water vapor-side pressure losses than those with inclined or spirally rising evaporator tubes.
  • a continuous steam generator with a combustion chamber, the peripheral wall of which is formed from vertically arranged evaporator tubes welded together in a gastight manner, is known from DE 43 33 404 AI.
  • a particular problem is the design of the gas flue or combustion chamber wall of the continuous steam generator with regard to the pipe wall or material temperatures that occur there.
  • the temperature of the combustion chamber wall is essentially determined by the level of the saturation temperature of the water, if one Wetting of the heating surface in the evaporation area can be ensured. This is achieved, for example, by using evaporator tubes that have a surface structure on the inside.
  • evaporator tubes that have a surface structure on the inside.
  • there are in particular male finned evaporator tubes whose use in continuous steam generators is known, for example, from European Patent 0 503 116. These so-called finned tubes, d. H. Pipes with a ribbed inner surface have a particularly good heat transfer from the inner pipe wall to the flow medium.
  • the mass flow density of the flow medium must be chosen to be sufficiently high to ensure adequate cooling of the evaporator tubes.
  • the mass flow density must be present in the evaporator tubes of once-through steam generators, which are operated at pressures of approximately 200 bar and above higher than that of continuous steam generators that are operated with pressures below 200 bar.
  • such an increased mass flow density also results in a higher friction pressure loss in the evaporator tubes.
  • the advantageous property of the vertical pipe is lost, particularly in the case of small internal pipe diameters, that the throughput also increases when an individual evaporator pipe is heated.
  • the invention has for its object to provide a method for operating a once-through steam generator of the type mentioned above, with which a particularly low loss of friction pressure and thus a particularly high efficiency can be achieved with safe and reliable cooling of the evaporator tubes.
  • a continuous steam generator that is particularly suitable for carrying out this method is to be specified.
  • the heat flow density q is to be used on the outside of the pipe in kW / m 2 in order to obtain the mass flow density mm kg / m 2 • s.
  • d means the outer diameter of the evaporator tubes m meters, s the tube wall thickness of the evaporator tubes m meters and
  • T n _ the permissible maximum temperature m ° C that is characteristic of the pipe material.
  • the invention is based on the consideration that safe and reliable cooling of the evaporator tubes with a particularly low friction pressure loss is ensured when the continuous steam generator is operated by suitably fulfilling two conditions which contradict each other in principle.
  • the average mass flow density m of the evaporator tubes should be chosen to be as low as possible. It can thereby be achieved that individual evaporator tubes, to which more heat is supplied than other evaporator tubes due to unavoidable heating differences, are flowed through by a higher mass flow than average-heated evaporator tubes.
  • This natural circulation characteristic known from the drum boiler leads to a comparison of the vapor temperature and thus the tube wall temperatures at the outlet of the evaporator tubes.
  • the mass flow density m of the pipes is to be chosen so high that reliable cooling of the pipe wall is ensured and permissible material temperatures are not exceeded. In this way, high local overheating of the pipe material and the resulting damage (pipe breakers) are avoided.
  • the main influencing variables for the material temperature are the external heating of the pipe wall and the heat transfer from the inner pipe wall to the flow medium or fluid. There is a connection between the inner warm Transition, which is influenced by the mass flow density and the external heating of the pipe wall.
  • the aforementioned relationship results in a particularly favorable mass flow density in the evaporator tubes, which ensures both a favorable flow characteristic (natural circulation characteristic) and reliable cooling of the evaporator tubes and thus compliance with the permissible material temperatures.
  • the criterion for determining a particularly favorable mass flow density is that, in the case of a predefinable external heating of the pipe wall, the material temperature of the pipe wall should on the one hand only be minimal, but on the other hand it should certainly be below the permissible value. It is important to note the physical appearance, that in the critical
  • T kr ⁇ t is the temperature of the flow medium at critical pressure in ° C.
  • ⁇ means the permissible stress in N / mm 2
  • ß the coefficient of thermal expansion in 1 / K
  • E the modulus of elasticity in N / mm 2 of the material of the evaporator tubes.
  • FIG. 1 shows a simplified representation of a continuous steam generator with vertically arranged evaporator tubes
  • FIG. 2 shows a single evaporator tube in cross section
  • FIG. 3 shows a diagram with characteristic curves A and B for the mass flow density as a function of the heat flow density for evaporator tubes.
  • a continuous steam generator 2 with e.g. Rectangular cross section shown, the vertical throttle cable is surrounded by a surrounding wall 4 and forms a combustion chamber, which merges into a funnel-shaped bottom 6 at the lower end.
  • the bottom 6 comprises a discharge opening 8 for ashes, not shown in detail.
  • a number of burners 10, only one of which is shown, are mounted in the peripheral wall of the combustion chamber formed from vertically arranged evaporator tubes 12.
  • the burners 10 are designed for fossil fuel.
  • the vertically arranged evaporator tubes 12 are welded together in area A via tube webs or fins 14 to form a gas-tight surrounding wall 4.
  • the operation of the continuous steam generator 2 Evaporator tubes 12 flowed through from bottom to top form an evaporator heating surface 16 in area A.
  • the combustion chamber contains a fossil fuel
  • the flame body 17 has a temperature profile which, starting from approximately the center of the combustion chamber, both in the vertical direction upwards and downwards and in the horizontal direction to the sides, i.e. H. towards the corners of the combustion chamber.
  • Convection heating surfaces 18, 20 and 22 are arranged in regions B and C of the gas flue.
  • Above area C of the gas flue there is a flue gas outlet channel 24, via which the flue gas RG generated by the combustion of the fossil fuel leaves the vertical gas flue.
  • FIG. 2 shows an evaporator tube 12 provided on the inside with fins 26, which during operation of the continuous steam generator 2 on the outside inside the combustion chamber is exposed to heating with the heat flow density q and through which the flow medium S flows.
  • Water or a water-steam mixture, for example, serves as the flow medium S.
  • the temperature of the fluid or flow medium S in the evaporator tube 12 is designated T > 13t -.
  • T ma the maximum allowable Mate ⁇ altemperatur T ma is the heated side of the pipe wall at the pipe apex inserted 28th
  • the inner diameter and the outer diameter of the evaporator tube 12 are denoted by d and d, respectively.
  • the equivalent inner diameter d x should be used as the inner diameter, taking into account the influence of the fin heights and troughs.
  • the equivalent inside diameter is the inside diameter that a smooth pipe with the same flow cross-section had.
  • the pipe wall thickness is denoted by s.
  • the mass flow density mm kg / m 2 • s and the permissible maximum temperature T ma , in ° C, must be used.
  • the outer tube diameter d and the tube wall thickness sm meter must also be used.
  • a value added with a safety margin is to be used as the heat flow density q on the outside of the pipe m kW / m 2 .
  • a value for an average heat flow density is first determined from the technical data of the once-through steam generator 2, such as, for example, cross section of the combustion chamber, combustion output, etc.
  • a value for a maximum heat flow density is derived from the value for the mean heat flow density by multiplication by a safety factor.
  • the safety factor in the case of hard coal firing lies in the interval from 1.4 to 1.6 and in the case of brown coal firing in the interval from 1.6 to 1.8.
  • the value to be used for the heat flow density q is obtained by multiplying the maximum heat flow density by a further safety factor of 1.5 educated.
  • the value to be used for the heat flow density 7 is 2.1 to 2.4 times for hard coal firing and 2.4 to 2.7 times for brown coal firing that can be determined from the technical data of the continuous steam generator 2 average heat flow density.
  • a design value for the once-through steam generator 2 results in a characteristic value for the mass flow density m, as shown graphically in FIG. 3 for different pipe geometries and different pipe materials.
  • the characteristic curve A describes the mass flow density m kg / m 2 s that is associated with a geometry parameter
  • T r ⁇ t the temperature of the flow medium S at critical pressure p i r ⁇ t m ° C
  • ⁇ the permissible tension of the material of the evaporator tube 12 m N / mm 2
  • ß the coefficient of thermal expansion of the material of the evaporator tube 12 in 1 / K
  • E the modulus of elasticity of the material of the evaporator tube 12 in N / mm 2 .

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Abstract

Ein Durchlaufdampferzeuger (2) mit einer Brennkammer, deren Umfassungswand (4) aus miteinander gasdicht verschweißten, vertikal angeordneten Verdampferrohren (12) gebildet ist, soll auch in einem Druckbereich zwischen etwa 200 bar und 221 bar sicher und zuverlässig einsetzbar sein, wobei zudem ein besonders hoher Wirkungsgrad erreicht werden soll. Dazu wird erfindungsgemäß in den Verdampferrohren (12) eine Massenstromdichte (m) des Strömungsmediums (S) gemäß der Beziehung:m = 200 + 8,42 . 1012 . q3 . [d/(d - 2s)]s2 . T¿max?-5 eingestellt. Dabei sind q die auf die Verdampferrohre (12) einwirkende Wärmestromdichte, T¿max? eine für das Rohrmaterial charakteristische zulässige Maximaltemperatur, d der Außendurchmesser der Verdampferrohre (12) und s die Wandstärke der Verdampferrohre (12).

Description

Beschreibung
Verfahren zum Betreiben eines Durchlaufdampferzeugers und Durchlaufdampferzeuger zur Durchführung des Verfahrens
Die Erfindung bezieht sich auf ein Verfahren zum Betreiben eines Durchlaufdampferzeugers mit einer Brennkammer, deren Umfassungswand aus miteinander gasdicht verschweißten, vertikal angeordneten Verdampferrohren gebildet sind, wobei die Verdampferrohre von einem Strömungsmedium durchströmt werden. Sie bezieht sich weiter auf einen Durchlaufdampferzeuger zur Durchführung des Verfahrens.
Ein derartiger Dampferzeuger ist aus dem Aufsatz „Verdampfer- konzepte für Benson-Dampferzeuger" von J. Franke, W. Köhler und E. Wittchow, veröffentlicht in VGB Kraftwerkstechnik 73 (1993), Heft 4, S. 352-360, bekannt. Bei einem Durchlaufdampferzeuger führt die Beheizung der die Brennkammer oder den Gaszug bildenden Verdampferrohre - im Gegensatz zu einem Naturumlauf- oder Zwangsumlaufdampferzeuger mit nur teilweiser Verdampfung des im Umlauf geführten Wasser-Dampf-Gemisches - zu einer Verdampfung des Strömungsmediums in den Verdampferrohren in einem einmaligen Durchlauf. Die Verdampferrohre des Durchlaufdampferzeugers können dabei vertikal oder spiralförmig und damit geneigt angeordnet sein.
Ein Durchlaufdampferzeuger unterliegt im Gegensatz zu einem Naturumlaufdampferzeuger keiner Druckbegrenzung, so daß Frischdampfdrücke weit über dem kritischen Druck von Wasser (Pnt = 221 bar) - wo es nur noch einen geringen Dichteunterschied gibt zwischen flüssigkeitsähnlichem und dampfähnlichem Medium - möglich sind. Ein hoher Frischdampfdruck begünstigt einen hohen thermischen Wirkungsgrad und somit niedrige C02- Emissionen eines fossil beheizten Kraftwerks. Ein Durchlauf- dampferzeuger, dessen Gaszug aus vertikal angeordneten Ver- dampferrohren aufgebaut ist, ist gegenüber einer spiralförmigen Ausfuhrung kostengünstiger herzustellen. Durchlaufdampferzeuger mit vertikaler Berohrung haben weiterhin gegenüber solchen mit geneigten oder spiralförmig steigend angeordneten Verdampferrohren niedrigere wasserdampfseitige Druckverluste.
Ein Durchlaufdampferzeuger mit einer Brennkammer, deren Umfassungswand aus miteinander gasdicht verschweißten vertikal angeordneten Verdampferrohren gebildet ist, ist aus der DE 43 33 404 AI bekannt.
Ein besonderes Problem stellt die Auslegung der Gaszug- oder Brennkammerwand des Durchlaufdampferzeugers im Hinblick auf die dort auftretenden Rohrwand- oder Mateπaltemperaturen dar. Im unterkritischen Druckbereich bis etwa 200 bar wird die Temperatur der Brennkammerwand im wesentlichen von der Hohe der Sattigungstemperatur des Wassers bestimmt, wenn eine Benetzung der Heizflache im Verdampfungsgebiet sichergestellt werden kann. Dies wird beispielsweise durch die Verwendung von Verdampferrohren erzielt, die auf ihrer Innenseite eine Oberflachenstruktur aufweisen. Dazu kommen insbesondere m- nenberippte Verdampferrohre m Betracht, deren Einsatz in Durchlaufdampferzeugern beispielsweise aus der Europaischen Patentschrift 0 503 116 bekannt ist. Diese sogenannten Rip- penrohre, d. h. Rohre mit einer berippten Innenoberflache, haben einen besonders guten Wärmeübergang von der Rohrinnenwand zum Stromungsmedium.
Im Druckbereich von etwa 200 bis 221 bar sinkt der Warmeuber- gang von der Rohrinnenwand zum Stromungsmedium stark ab, so daß die Massenstromdichte des Stromungsmediums entsprechend hoch gewählt werden muß, um eine ausreichende Kühlung der Verdampferrohre zu gewahrleisten. Dazu muß m den Verdampferrohren von Durchlaufdampferzeugern, die mit Drucken von etwa 200 bar und darüber betrieben werden, die Massenstromdichte hoher gewählt werden als bei Durchlaufdampferzeugern, die mit Drucken unterhalb von 200 bar betrieben werden. Aus einer derartig erhöhten Massenstromdichte resultiert jedoch auch ein höherer Reibungsdruckverlust m den Verdampferrohren. In- folge dieses höheren Reibungsdruckverlustes geht besonders bei kleinen Rohrinnendurchmessern die vorteilhafte Eigenschaft der Senkrechtberohrung verloren, daß bei Mehrbeheizung eines einzelnen Verdampferrohres auch dessen Durchsatz steigt. Da für einen hohen thermischen Wirkungsgrad und nie- drige CO -Emissionen eines Kraftwerks jedoch Dampfdrucke über 200 bar erforderlich sind, ist es notwendig, auch m diesem Druckbereich einen guten Wärmeübergang von der Rohrinnenwand auf das Stromungsmedium sicherzustellen. Daher werden Durchlaufdampferzeuger mit senkrecht berohrter Brennkammerwand ub- licherweise mit verhältnismäßig hohen Massenstromdichten betrieben. Hierzu wird m der Veröffentlichung „Thermal Engineering", I.E. Semenovker, Vol. 41, No . 8, 1994, Seiten 655 bis 661, sowohl für gas- als auch für kohlebefeuerte Durchlaufdampferzeuger eine Massenstromdichte bei 100o Last em- heitlich mit etwa 2000 kg/m2s angegeben.
Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, ein Verfahren zum Betreiben eines Durchlaufdampferzeugers der oben genannten Art anzugeben, mit dem bei sicherer und zuverlässiger Kühlung der Verdampferrohre ein besonders niedriger Reibungsdruckverlust und somit ein besonders hoher Wirkungsgrad erreichbar ist. Zudem soll ein für die Durchfuhrung dieses Verfahrens besonders geeigneter Durchlaufdampferzeuger angegeben werden.
Bezüglich des Verfahrens wird diese Aufgabe erflndungsgemäß gelost, indem die Massenstromdichte m des Stromungsmediums m Abhängigkeit von der auf die Verdampferrohre einwirkenden Warmestromdichte q annähernd auf einen Stellwert gemäß der Beziehung m = 200 + 8,42 • 101 • q3 • [d/ (d - 2s) ]s2 • Tma "5 gehalten wird. Dabei ist die Warmestromdichte q auf der Rohraußenseite in kW/m2 einzusetzen, um die Massenstromdichte m m kg/m2 • s zu erhalten. Ferner bedeuten: d der Außendurchmesser der Verdampferrohre m Metern, s die Rohrwandstarke der Verdampferrohre m Metern und
Tn_ die für das Rohrmateπal charakteristische zulassige Ma- ximaltemperatur m °C.
Die Erfindung geht dabei von der Überlegung aus, daß beim Be- trieb des Durchlaufdampferzeugers eine sichere und zuverlässige Kühlung der Verdampferrohre bei einem besonders niedrigen Reibungsdruckverlust gewährleistet ist, indem zwei sich prinzipiell widersprechende Bedingungen m geeigneter Weise erfüllt werden. Einerseits ist die mittlere Massenstromdichte m den Verdampferrohren möglichst niedrig zu wählen. Dadurch kann erreicht werden, daß einzelne Verdampferrohre, denen aufgrund nicht vermeidbarer Beheizungsunterschiede mehr Warme zugeführt wird als anderen Verdampferrohren, von einem höheren Massenstrom durchflössen werden, als durchschnittlich be- heizte Verdampferrohre. Diese vom Trommelkessel bekannte NaturumlaufCharakteristik fuhrt am Austritt der Verdampferrohre zu einer Vergleichmaßigung der Dampftemperatur und damit der Rohrwandtemperaturen .
Andererseits ist die Massenstromdichte m den Rohren derart hoch zu wählen, daß eine sichere Kühlung der Rohrwand gewährleistet ist und zulassige Materialtemperaturen nicht überschritten werden. Auf diese Weise werden hohe lokale Uberhit- zungen des Rohrmaterials und die daraus resultierenden Scha- den (Rohrreißer) vermieden. Wesentliche Einflußgroßen für die Materialtemperatur sind außer der Temperatur des Stromungsmediums die äußere Beheizung der Rohrwand und der Wärmeübergang von der inneren Rohrwand an das Stromungsmedium oder Fluid. Damit besteht ein Zusammenhang zwischen dem inneren Warme- Übergang, der von der Massenstromdichte beeinflußt wird, und der äußeren Beheizung der Rohrwand.
Unter Berücksichtigung dieser Randbedingungen ergibt die ge- nannte Beziehung eine besonders gunstige Massenstromdichte m den Verdampferrohren, die sowohl eine gunstige Durchflußcharakteristik (Naturumlaufcharakteristik) als auch eine sichere Kühlung der Verdampferrohre und somit die Einhaltung der zulassigen Materialtemperaturen gewährleistet. Als Kriterium bei der Ermittlung einer besonders gunstigen Massenstromdichte geht dabei ein, daß bei einer vorgebbaren äußeren Beheizung der Rohrwand die Materialtemperatur der Rohrwand einerseits nur geringfügig, andererseits aber mit Sicherheit unterhalb des zulassigen Werts liegen sollte. Dabei ist die physikalische Erscheinung zu beachten, daß im kritischen
Druckbereich von etwa 200 bis 221 bar der Wärme bergang von der inneren Rohrwand an das Stromungsmedium am ungunstigsten ist. Als Resultat umfangreicher Untersuchungen ergibt sich dabei, daß die höchste Materialbeanspruchung dann erreicht wird, wenn im Verdampfungsgebiet bei etwa 200 bis 221 bar eine verhältnismäßig niedrige Massenstromdichte mit der größten vorkommenden Warmestromdichte kombiniert wird. Dies ist beispielsweise m demjenigen Bereich der Brennkammer der Fall, in dem die Brenner angeordnet sind. Wenn danach die Verdampfung beendet ist und die Dampfuberhitzung beginnt, sinkt die Materialbeanspruchung der Verdampferrohre einer Brennkammerwand wieder ab. Grund hierfür ist, daß bei üblicher Brenneranordnung und üblichem Verbrennungsablauf auch die Warmestromdichte abnimmt.
Zur Ermittlung eines besonders gunstigen Stellwertes für die Massenstromdichte m wird zweckmaßigerweise für die zulassige Maximaltemperatur Trna^ ein nach der Beziehung πcL = Tkrl t + 6σ/ ( ß • E ) ermittelter Wert zugrundegelegt. Dabei ist Tkrιt die Temperatur des Strömungsmediums bei kritischem Druck in °C. Ferner bedeuten σ die zulässige Spannung in N/mm2, ß der thermische Ausdehnungskoeffizient in 1/K und E der Elastizitätsmodul in N/mm2 des Materials der Verdampferrohre. Bei der Ermittlung der zulassigen Maximaltemperatur T,,^ wird dabei davon ausgegangen, daß die Umfassung- oder Brennkammerwand des Durchlaufdampferzeugers eine mittlere Temperatur aufweist, die dem Mittelwert der zulässigen Maximaltemperatur Tma> und der Te - peratur des Strömungsmediums bei kritischem Druck Tll, entspricht. Daraus errechnet sich die maximal auftretende Warme- spannung zu
Tmax— Tkπt σmd, = ß • E.
Diese maximal auftretende Wärmespannung sollte bei der Auslegung des Durchlaufdampferzeugers entsprechend dem ASME-Code mit dem dreifachen Wert der für das Rohrmaterial zulässigen
Spannung σ abgesichert werden. Daraus resultiert unmittelbar der für die zulässige Maximaltemperatur Tma, zugrundezulegende Wert.
Aus diesen Auslegungsprinzipien ergibt sich, daß beim Betrieb eines Durchlaufdampferzeugers, dessen Verdampferrohre aus dem Material 13 CrMo44 gefertigt sind, zweckmäßigerweise für die zulässige Maximaltemperatur Tma ein Wert von etwa Tma^ = 515°C zugrundegelegt wird. Beim Betrieb eines Durchlaufdampferzeugers hingegen, dessen Verdampferrohre aus dem Material HCM12 gefertigt sind, wird vorteilhafterweise als zulässige Maximaltemperatur Tmaz ein Wert von etwa Tma. = 590 °C zugrundege- legt.
Bezüglich des zur Durchführung dieses Verfahrens besonders geeigneten Durchlaufdampferzeugers wird die genannte Aufgabe gelöst, indem der Durchlaufdampferzeuger bei einer auf die Verdampferrohre einwirkenden Warmestromdichte q für eine Massenstromdichte m gemäß der Beziehung m = 200 + 8,42 • 101- • q3 • [d/ (d - 2s) ]s2 • Tmax ~5 ausgelegt ist.
Ein Ausführungsbeispiel der Erfindung wird anhand einer Zeichnung näher erläutert. Darin zeigen:
Figur 1 in vereinfachter Darstellung einen Durchlaufdampf- erzeuger mit vertikal angeordneten Verdampferrohren, Figur 2 im Querschnitt ein einzelnes Verdampferrohr, und Figur 3 ein Diagramm mit Kennlinien A und B für die Massenstromdichte in Abhängigkeit von der Wärmestrom- dichte für Verdampferrohre.
Einander entsprechende Teile sind in allen Figuren mit den gleichen Bezugszeichen versehen.
In Figur 1 ist schematisch ein Durchlaufdampferzeuger 2 mit z.B. rechteckigem Querschnitt dargestellt, dessen vertikaler Gaszug von einer Umfassungswand 4 umgeben ist und eine Brennkammer bildet , die am Unterende in einen trichterförmigen Boden 6 übergeht. Der Boden 6 umfaßt eine nicht näher darge- stellte Austragsöffnung 8 für Asche.
Im unteren Bereich A des Gaszugs sind eine Anzahl von Brennern 10, von denen nur einer gezeigt ist, in der aus vertikal angeordneten Verdampferrohren 12 gebildeten Umfassungswand der Brennkammer angebracht. Die Brenner 10 sind dabei für fossilen Brennstoff ausgelegt. Die vertikal verlaufend angeordneten Verdampferrohre 12 sind im Bereich A über Rohrstege oder Flossen 14 zur gasdichten Umfassungswand 4 miteinander verschweißt. Die beim Betrieb des Durchlaufdampferzeugers 2 von unten nach oben durchströmten Verdampferrohre 12 bilden im Bereich A eine Verdampferheizflache 16.
In der Brennkammer befindet sich beim Betrieb des Durchlauf- dampferzeugers 2 ein bei der Verbrennung eines fossilen
Brennstoffs entstehender Flammenkorper 17, so daß sich der Bereich A des Durchlaufdampferzeugers 2 durch eine sehr hohe Warmestromdichte q auszeichnet. Der Flammenkorper 17 weist ein Temperaturprofil auf, das, ausgehend von etwa der Mitte der Brennkammer, sowohl m vertikaler Richtung nach oben und nach unten als auch m horizontaler Richtung zu den Seiten, d. h. zu den Ecken der Brennkammer, hin abnimmt. Über dem unteren Bereich A des Gaszugs befindet sich ein zweiter flammenferner Bereich B, über dem ein dritter oberer Bereich C des Gaszugs vorgesehen ist. In den Bereichen B und C des Gaszugs sind Konvektionsheizflachen 18, 20 und 22 angeordnet. Oberhalb des Bereiches C des Gaszugs befindet sich ein Rauch- gasaustrittskanal 24, über den das durch die Verbrennung des fossilen Brennstoffs erzeugte Rauchgas RG den vertikalen Gas- zug verlaßt. Die m Figur 1 dargestellten Verhaltnisse für einen Durchlaufdampferzeuger 2 m Einzugbauart gelten m vergleichbarer Weise ebenso für einen Durchlaufdampferzeuger m Zweizugbauart .
Figur 2 zeigt ein auf der Innenseite mit Rippen 26 versehenes Verdampferrohr 12, das wahrend des Betriebs des Durchlaufdampferzeugers 2 auf der Außenseite im Inneren der Brennkammer einer Beheizung mit der Warmestromdichte q ausgesetzt und innen vom Stromungsmedium S durchströmt ist. Als Stromungs- medium S dient beispielsweise Wasser oder ein Wasser-Dampf- Gemisch .
Im kritischen Punkt, d. h. bei kritischem Druck pl f von 221 bar, wird die Temperatur des Fluids oder Stromungsmediums S im Verdampferrohr 12 mit T>13t- bezeichnet. Für die Berech- nung der maximalen Warmespannung σmaλ wird die maximal zulassige Mateπaltemperatur Tma am Rohrscheitel 28 der beheizten Seite der Rohrwand eingesetzt.
Der Innendurchmesser und der Außendurchmesser des Verdampferrohres 12 sind mit d bzw. d bezeichnet. Bei einem mnenbe- rippten Verdampferrohr 12 ist dabei als Innendurchmesser dx der äquivalente Innendurchmesser einzusetzen, der den Einfluß der Rippenhohen und -taler berücksichtigt. Der äquivalente Innendurchmesser ist dabei derjenige Innendurchmesser, den ein Glattrohr mit dem gleichen Stromungsquerschnitt hatte. Die Rohrwandstarke ist mit s bezeichnet.
Der Durchlaufdampferzeuger 2 ist derart ausgelegt, daß bei seinem Betrieb die Massenstromdichte m des die Verdampferrohre 12 durchströmenden Stromungsmediums S annähernd auf einem Stellwert gemäß der Beziehung m = 200 + 8,42 • 1012 • q3 • [d/ (d - 2s) ]s2 • Tmax "5 gehalten wird. Dabei ist die Massenstromdichte m m kg/m2 • s und die zulassige Maximaltemperatui Tma, in °C einzusetzen.
Weiterhin sind der Rohraußendurchmesser d sowie die Rohrwandstarke s m Meter einzusetzen. Als Warmestromdichte q auf der Rohraußenseite m kW/m2 ist ein mit einem Sicherheitsaufschlag versehener Wert einzusetzen. Dazu wird zunächst aus den technischen Daten des Durchlaufdampferzeugers 2, wie beispielsweise Querschnitt der Brennkammer, Feuerungsleistung etc., ein Wert für eine mittlere Warmestromdichte ermittelt. Aus dem Wert für die mittlere Warmestromdichte wird durch Multiplikation mit einem Sicherheitsfaktor ein Wert für eine maximale Warmestromdichte abgeleitet. Der Sicherheitsfaktor liegt dabei im Falle einer Steinkohlefeuerung im Intervall von 1,4 bis 1,6 und im Falle einer Braunkohlefeuerung im Intervall von 1,6 bis 1,8. Der einzusetzende Wert für die Warmestromdichte q wird durch Multiplikation der maximalen War- mestromdichte mit einem weiteren Sicherheitsfaktor von 1.5 gebildet. Mit anderen Worten: der einzusetzende Wert für die Warmestromdichte 7 betragt bei Steinkohlefeuerung das 2,1- bis 2,4-fache und bei Braunkohlefeuerung das 2,4- bis 2,7-fa- che der aus den technischen Daten des Durchlaufdampferzeugers 2 ermittelbaren mittleren Warmestromdichte.
In Abhängigkeit von der Warmestromdichte q ergibt sich dabei als Auslegungskπterium für den Durchlaufdampferzeuger 2 ein Kennwert für die Massenstromdichte m, wie er m Figur 3 gra- phisch für verschiedene Rohrgeometrien und verschiedene Rohr- mateπalien dargestellt ist. Dabei beschreibt die Kennlinie A diejenige Massenstromdichte m kg/m2s, die sich bei einem Geometrieparameter
[d/(d-2s)]s2 von 4 • 1CT5 m2 für eine zulassige Maximaltemperatur Trna> von 590 °C ergibt. Der als zulassige Maximaltemperatur Tma zugrundegelegte Wert von etwa 590 °C ist dabei für einen Durchlaufdampferzeuger 2 relevant, dessen Verdampferrohre 12 aus dem Material HCM12 gefertigt sind. Die Kennlinie B gibt die besonders gunstige Massenstromdichte m als Funktion der Warmestromdichte q wieder für einen Durchlaufdampferzeuger 2, dessen Verdampferrohre 12 einen Geometrieparameter td/ (d-2s) ]s2 von 10"* m und eine zulassige Maximaltemperatur Tma> von etwa 515 C auf- weisen. Die zulassige Maximaltemperatur T„d von 515 C ist dabei für Verdampferrohre 12 aus dem Material 13 CrMo44 relevant .
Allgemein wird dabei für ein beliebiges Verdampferrohr 12 als zulassige Maximaltemperatur Tιra ein nach der Beziehung ma = μιl, + 6σ/(ß • E) ermittelter Wert zugrundegelegt. Dabei sind : Trιt die Temperatur des Stromungsmediums S bei kritischem Druck pi rι t m °C, σ die zulassige Spannung des Materials des Verdampferrohrs 12 m N/mm2, ß der thermische Ausdehnungskoeffizient des Materials des Verdampferrohrs 12 in 1/K und E der Elastizitätsmodul des Materials des Verdampferrohrs 12 in N/mm2.
Bezugszeichenliste
2 Durchlaufdampferzeuger
4 Umfassungswand 6 Boden
8 Austragsöffnung
10 Brenner
12 Verdampferrohr
14 Flossen
16 Verdampferheizfläche
17 Flammenkörper
18, 20, 22 Konvektionsheizflachen
24 Rauchgasaustrittskanal
26 Rippen
28 Rohrscheitel
ß thermischer Ausdehnungskoeffizient σ zulässige Spannung σma,; Wärmespannung
A unterer Bereich d. Gaszugs
B flammenferner Bereich d. Gaszugs
C dritter oberer Bereich d. Gaszugs d,di Außen- u. Innendurchmesser des Verdampferrohres m Massenstromdichte q W rmestromdichte s Rohrwandstärke
5 Strömungsmedium Tmax Maximaltemperatur

Claims

Patentansprüche
1. Verfahren zum Betreiben eines Durchlaufdampferzeugers (2) mit einer Brennkammer, deren Umfassungswand (4) aus miteman- der gasdicht verschweißten, vertikal angeordneten Verdampferrohren (12) gebildet ist, bei dem die Verdampferrohre (12) von einem Stromungsmedium (S) durchströmt werden, wobei die Massenstromdichte m des Stromungsmediums (S) für Verdampferrohre (12) mit einem Rohraußendurchmesser d und mit einer Rohrwandstarke s sowie mit einer für das Rohrmaterial charakteristischen zulassigen Maximaltemperatur (Tma m Abhängigkeit von der auf die Verdampferrohre (12) einwirkenden Warmestromdichte q annähernd auf einem Stellwert gemäß der Beziehung m = 200 + 8,42 • lO1^ • q3 • [d/ (d - 2s) ]s2 • Tma 5 gehalten wird.
2. Verfahren nach Anspruch 1, bei dem als zulassige Maximaltemperatur (Tna ) ein nach der Beziehung TIna = T Ilt + 6σ/ ( ß • E ) ermittelter Wert zugrundegelegt wird, wobei (Tkllt) (°C) die Temperatur des Stromungsmediums (S) bei kritischem Druck
(Pi-Lit-) , σ(N/mm2) die zulassige Spannung, ß(l/K) der thermische Ausdehnungskoeffizient und E (N/mm2 ) der Elastizitatsmo- dul des Materials der Verdampferrohre (12) ist.
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, wobei die Verdampferrohre (12) aus dem Material 13 CrMo 44 gefertigt sind, und wobei als zulassige Maximaltemperatur ein Wert von etwa Tmα = 515° C zugrundegelegt wird.
4. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, wobei die Verdampferrohre (12) aus dem Material HCM 12 gefertigt sind, wobei als zulassige Maximaltemperatur ein Wert von etwa Tmax = 590° C zugrundegelegt wird.
5. Durchlaufdampferzeuger (2) mit einer Brennkammer, deren Umfassungswand (4) aus miteinander gasdicht verschweißten, vertikal angeordneten Verdampferrohren (12) mit einem Rohraußendurchmesser α und mit einer Rohrwandstarke s sowie mit einer für das Rohrmaterial charakteristischen zulassigen Ma- ximaltemperatur (Tma ) gebildet ist, wobei die Dampferzeuger- röhre (12) von einem Stromungsmedium (S) durchstrombar sind und auf ihrer Innenseite eine Oberflachenstruktur aufweisen, und der bei einer auf die Verdampferrohre (12) einwirkenden Warmestromdichte q für eine Massenstromdichte m gemäß der Beziehung m = 200 + 8,42 • 101" • q3 • [d/ (d - 2s) ]s2 • Tmax ~5 ausgelegt ist.
6. Durchlaufdampferzeuger (2) nach Anspruch 5, dessen Verdampferrohre (12) aus dem Material 13CrMo 44 gefertigt sind, wobei für die zulassige Maximaltemperatur (Tma ) ein Wert von 515° C zugrundegelegt ist.
7. Durchlaufdampferzeuger (2) nach Anspruch 5, dessen Verdampferrohre (12) aus dem Material HCM 12 gefertigt sind, wo- bei für die zulassige Maximaltemperatur (Tmax) ein Wert von 590° C zugrundegelegt ist.
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