р (1067700), страница 38
Текст из файла (страница 38)
Полученное в результате расчета последнего интервала значение температуры Ры может не совпасть с заданной температу- 270 ГЛАВА 12 ОСНОВЫ ТЕПЛОВОГО, КОНСТРУКЦИОНН ОГО И ГИДРОМЕХАНИЧЕС КОГО РАСЧЕТОВ ПГ РАЗЛИЧНЫХ ТИПОВ Э 121 ПГ ОБОГРЕВАЕМЫЕ ВОДОЙ ПОД ДАВЛЕНИЕМ Парогенераторы АЭС с реакторами, охлаждаемыми водой под давлением, вырабатывает насыщенный пар. Требование поддержания высокой чистоты теплоносителя обусловливает выполнение поверхностей теплообмеиа таких ПГ из аустенитиой нержавеющей стали с электрополированиыми поверхностями. Трубы из такой стали промышленностью выпускаются длиной до 14 м.
г ванне для поверхностей теплообмена труб из нержавеющ и целесообразно только при минимально допустимых по и прочности толщинах стенок 6„. Для высокого давления сителя б,э(1,5 мм, а для среднего 6„(1,2 мм. По услов нологии изготовления трубы из нержавеющей стали выну н с наименьшей толщиной 1„4 мм. Применение труб с т й стенки, оптимальной по условиям сварки (6„=2,5 мм), речит требованиям создания агрегата с возможно меньши тальными затратами. Кроме того, необходимо считаться пустнмостью неоправданного увеличения расхода деф го очень дорогостоящего материала.
Такие ограничения, е перед проектировщиками и конструкторами, в какой-то мере даже способствовали созданию наиболее оптимальной конструкции ПГ для АЭС с ВВЭР: однокорпусного с погруженной поверхностью теплообмеиа, с естественной циркуляцией рабочего тела. В течение последующего двадцатилетия с переходом на более высокие единичные мощности агрегатов созданная конструкция ПГ принципиальных изменений не претерпела. Однако осуществлялись весьма серьезное усовершенствование ее узлов и рационализация протекания процессов генерации пара. Практика показывает, что даже для условий больших мощностей реактора ВВЭР-1000 ПГ с погруженной поверхностью теплообмена обеспечивает требуемую паропроизводительность.
Варианты с многократной принудительной циркуляцией (МПЦ) рабочего тела в испарителе потребовали бы отказа от погруженной поверхности теплообмена и замены ее более сложнымн конструкциями канального типа. Использование в ПГ испарителя с МПЦ могло бы дать преимущество перед естественной циркуляцией только в случае дальнейшего значительного повышения единичной паропроизводительности ПГ. Прямоточный ПГ для АЭС с реакторами типа ВВЭР мог бы рассматриваться как конкурентоспособный с другими, если бы появилась возможность отказа от применения в поверхностях теплообмена аустеиитных нержавеющих сталей. Применение такой марки стали в ПГ прямоточного типа не может быть допущено из-за склонности ее к коррозии под напряжением, возникающей и интенсифицирующейся прн больших концентрациях в парогенераторной воде С1-иона. Достижение опасных концентраций его в условиях генерации пара по прямоточной схеме неизбежно.
Ограничения в применении прямоточной схемы генерации пара на АЭС с водо-водяными реакторами могут быть сняты при условии создания новых марок коррознонно-стойких легированных сталей перлитного класса, пригодных для изготовления труб поверхностей теплообмена ПГ. Следует иметь в виду, что прямоточная схема ПГ дает возможность относительно просто создать ПГ. вырабатывающий перегретый пар и при водяном теплоносителе. Решение о выборе типа ПГ должно приниматься иа основе технико-экономнческих сопоставлений.
Применительно к установкам с 272 валяным теплоносителем можно довольно уверенно предполагать, чар конструкция испарителя с естественной циркуляцией и погруж ной поверхностью теплообмена будет наиболее рациональной в л бом случае. ри проектировании такого ПГ после построения й Я-диаграммы ледует рассмотреть возможность совмещения экономайзерной оверхности с испарительной. Если такая возможность сущест ет, а надежных данных для принятия однозначного решения н т, то целесообразно провести вариантные расчеты для обоих сл аев.
Совмещение экономайзера и испарителя дает уменьшение ~капитальных затрат на создание ПГ за счет экономии металла при изготовлении корпусов, соединительных трубопроводов и в некоторой степени электроэнергии при перекачке теплоносителя и рабочего тела. Окончательное решение принимается по минимуму расчетных годовых затрат. Достаточно полно оптимизационные расчеты могут быть проведены с применением ЭВМ. Управляемые параметры (диаметры труб, скорости сред и др.) выбираются на основе имеющегося опыта проектирования подобных систем.
Возможные диаметры труб лежат в пределах от 12 до 20 мм. Для ПГ больших производительностей выбираются трубы меньших диаметров. Скорости теплоносителя для вариантных расчетов выбираются в диапазоне от 1 до 6 м/с. Скорости рабочего тела для этих целей принимаются в соответствии с рекомендациями гл. 8 и 10. Коэффициент теплопередачи для выделенного экономайзера определяется через коэффициенты а~ и ам рассчитанные по средним температурам теплоносителя и рабочего тела по формуле (6.4) (по этой формуле а, определяется н для любой другой поверхности теплообмена1.
Следует иметь в виду, что аз зависит от схемы омывания поверхности теплообмена (продольиое или поперечное, движение сред в кольцевых каналах). Как правило, должна выбираться более простая схема. Для определения средних температур предварительно вычисляются так называемые водяные эквиваленты теплоносителя %'ь Вт/К, и рабочего тела йгы Вт/К: (12.1) Для среды с большим водяным эквивалентом средняя температура 1а,р, 'С, подсчитывается как среднеарифметическое между температурами входа и выхода: /'., = 0,6 (1' + г").
(12.2) Средняя температура для среды с меньшим водяным эквивалентом определяется по соотношению (12.3) 273 где /7ви,пп — количество пароводяной смеси, поднимающейся подъемным трубам, кг/с; Ю вЂ” количество воды, входяще опускные трубы, кг/с. По условию оплошности потока 11, „= На основе параметров (12.7) по соответствующим помог мам (32) определяется ~р для трех — четырех значений Ап. Гидравлические сопротивления в пароотводящих трубах/Лрпп рассчитывают по (7.50). Разность Рп и 4р и дает полезный на,пор контура циркуляции, создаваемый на высоте, соответствующей Нпп.
'(12.10) = Рпп — ЛР,. Точное решение уравнения (12.6) не представляется возможным, так как достоверных данных по истинному паросодержанию двухфазной среды, поперечно обтекающей трубный пучок, нет. Использовать для этого методику ЦКТИ вЂ” ВТИ, относящуюся к вертикальным трубам, неправомерно. Для ориентировочного определения Р~" следует воспользоваться закономерностями гомогенного двухфазного потока. На их основании давление, возникающее в испарителе высотой Н „„ может быть представлено в виде ввп Н Н -г Н (р, г ) где р',„определяется по (7.36).
Приведенная скорость пара, необходимая для определения плотности, р',„меняется по высоте испарителя в пределах от 0 до вр х. Причем изменение будет происходить не по линейному закону, так как поперечное сечение трубного пучка поверхности теплообмена по высоте испарителя изменяется. С достаточной степенью точности можно применить посекционное определение полезного напора. Чем больше число секций, на которые разбивается по высоте поверхность теплообмена, тем лучше приближение к действительному значению Рд',". Давление, создающее движущий напор одной секции, Рлв~ = Н~й(р' — рсм~).
(12.12) Среднюю плотность пароводяной смеси в секции р,ы можно определить по (7.36) через среднеарифметические значения приведенной скорости пара грп» м/с, и скорости циркуляции ачп.. Ыь=(1/2)К л»)-+(») .); (12.13) (шм)вх = (17») (/а „р)в); (»цк) = ()-'7»)в (/» вгвхр )' (тра»)п1 = (и и — !)вмв.,'(12.14) В соотношениях (12.14) (1)~), и (Рг)вв1х — количество пара, проходящего соответственно через входное и выходное сечения сек- 276 1), =(В,,) „- К вых = Й вх + ЫГ' (12 15) где Яг — количество тепла, переданного через поверхность тепло- обмена 1-й секции, Вт, й~ = й аФ м ) еб (12.16) здесь Я,р„— количество тепла, переданного через всю поверх- ность теплообмена испарителя, Вт; Я,р и Яг — поверхность тепло- обмена всего нспарителя и 1-й секции, мх.
Скорость циркуляции, необходимую для определения р»вп, находят по соотношениям шв ! 1/2 Кгпв г)вх + (шв я)вгвх) 1 (Г2Г7) (швд *= К»/(/ ')' (шв») = О-/(/ р') ) /7пп, кг/с, известно, если известны производительность испари- тельной поверхности /7, и кратность циркуляции йп: ~оп ~чОиап (12.18) Количество пара, вырабатываемого в испарителе, равно: для схе- мы с вынесенным зкономайзером при 1» =1,— производительно- сти ПГ х)7 для схемы с совмещенным зкономайзером П„п =. Х7+ЛО, (12.19) где Л — количество пара, конденсирующегося в сепарационном барабане при нагреве питательной воды от 1'в до 1., кг/с, Й-'' = Опв(й' — йп.в)/г (12.20) Полезный напор каждой выделенной секции может быть определен, если известно ее гидравлическое сопротивление. С достаточнссть степенью точности оно может быть определено по (7.52).
В качестве расчетного сечения можно применить сечение середины секции. Проходные сечения /ь и, в секциях определяют из соотноше- ния (12.21) /~ = 1(Ьг — п,р14,), где 1 — длина трубок поверхности в рассматриваемом сечении, и; Ь; — ширина рассматриваемого сечения, м; пвр; — число трубок в рассматриваемом сечении; Ȅ— наружный диаметр трубок, и. Суммарное полезное давление контура равно Р „= Р„+ ХР"„'", . (12,22) 277 Сопротивление опускной системы контура циркуляции определяется с использованием формул для расчета гидравлических сопротивлений при течении однофазной среды. (12.26) (12.27) 1 3 В заключение расчета строится график циркуляций, анайогичиый графику, изображенному на рис.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
