р (1067700), страница 39
Текст из файла (страница 39)
8.17. Расчет может считаться завершенным, а контур надежным, если в результате получено Ьц~4. Такое значение минимальной расчетной кратности циркуляции имеет некоторый запас по работоспособности контура„перекрывающий неточности рассмотренной методики расчета„Следует иметь в виду, что увеличение кратности циркуляции приведет к повышению капитальных затрат на ПГ. Уменьшение нагрузки ПГ, если не предусмотрены меры по уменьшению величины /',— /", или расхода теплоносителя, приводит к росту давления. В этом случае расчет циркуляции следует делать' на номинальную и минимальную нагрузки ПГ.
Если при переменных нагрузках ПГ давление пара остается неизменным, а меняются его параметры, необходимо провести расчеты не только на номинальную нагрузку, но и на максимальную и иа минимальную. Конструкционный расчет ПГ с водяным теплоносителем не требует пояснений, кроме изложенных в $11.3.
Особенности расчета прямоточного ПГ относятся только к пароводяному тракту. В принципе онн одинаковы для ПГ, обогреваемых любым теплоносителем, и рассматриваются в 9 12.6. 612.2. ПГ, ОБОГРЕВАЕМЫЕ КОНДЕНСИРУ)ОЩИМСЯ НАСЫЩЕННЫМ ПАРОМ Существенные ограничения, налаганшиеся на выбор принципиальной тепловой схемы такого ПГ, практически предопределяли выбор варианта, осуществленного на Белоярской АЭС (см рис. 4.7 и 4.8). Желание осуществить в ПГ хотя н небольшой перегрев, привели бы к существенному снижению давления вырабатываемого пара, так как температурный напор в испарителе практически задан.
Это хорошо видно из й ц)-диаграммы (см. рнс. 3.2) Заданная по условиям работы реактора необходимость переохлаждения конденсата теплоносителя требует выполнения экономайзера в виде отдельного элемента. Экономайзер — элемент прямоточный, поэтому осуществление в нем подогрева воды до 1, и испарение ее в определенном количестве (до 20 % по массе) могут быть достаточно просто выполнены в одном корпусе (кипящий экономайзер). Поэтому целесообразность разделения экономайзера на две ступени — кипящую и некипящую — может быть подтверждена технико-экономическими соображениями с учетом в числе других фактора, связанного с гидродинамической нестабильностью. В схеме первого контура переохлаждение предусматривается не только для конденсата теплоносителя, но и для сепарата пароводяной смеси, выходящей из реактора (см.
рис. 1.3). Это приводит к тому, что масса теплоносителя в испарителе и экономайзере неодинакова. Сепарат (вода„ циркулирующая в реакторе) и кон- 278 денсат теплоносителя смешиваются перед экономайзером и подаются в его раздающую камеру.
Уравнения теплового баланса записываются в соответствии с (11.1) и (11.2). Однако конкретное их представление требует некоторого пояснения. Расходы теплоносителя в паровой и водяной фазах связаны с общим количеством переданного в ПГ тепла, уравнением Юпг = Ю, + б:(Ь1 — Ь'""И т)пг. (12.23) где афпг — общее количество тепла, передаваемого в ПГ, Вт; б , — расход первичного теплоносителя в виде пара, кг/с; г,— скрытая теплота парообразования при заданном давлении в контуре теплоносителя, Дж/кг; бц,=йгцбц, — расход теплоносителя в виде воды через экономайзеры †суммарн расход теплоносителя (Ьац — кратность циркуляции в реакторе); Ь'ь Ь1 — соответственно энтальпия насыщения воды (теплоносителя) на входе в экономайзер и энтальпия теплоносителя на выходе из экономайзера, Дж/кг; 71пг — КПД ПГ.
Количество тепла Д„цц, Вт, воспринимаемое в испарителе, Я „= /7г, (100 — х, )/100. (12.24) где 0 — производительность ПГ, кг/с; га — скрытая теплота парообразования при давлении пара в контуре испарителя, Дж/кг; х. †массов паросодержание. на выходе из экопомайзера, %. Для определения количества тепла, передаваемого от теплоносителя, справедливо соотношение „= б г т) (100 — х~)/100, (12.25) где х"~ — паросодержание теплоносителя иа выходе из испарителя (наиболее вероятно х",=О).
Аналогичные уравнения для кипящей части водяного экономайзера будут иметь вид Я" =бгх /100; Я" = (б,"г,х~/100 + Ь,",б, '(Ь, — Ь1 „"„и)( т~, где Ь",,„" и — энтальпня воды (теплоносителя) на выходе нз кипящей части водяного экономайзера, Дж/кг, Температурные напоры в элементах ПГ определяются по общей методике $11.3. Для испарителя их определение упрощается, так как в нем /~=сопз1 и /г=сопз(, а следовательно, А/ццц /т /й. (12.28) Определение коэффициента теплопередачи в иекнпяшем и кипящем экономайзерах проводится по тем же методикам, что и для элементов ПГ, обогреваемого водой под давлением.
Для расчета коэффициента теплопередачи в нспарителе необходимо знание температур обеих стенок поверхности теплообмена, так как и ао н пз зависят от соответствующих температур. Таким образом, 279 число неизвестных величин при определении й равно четырем: пь аж 1„ь /„ь В соответствии с этим необходимо составление четырех уравнений: 1) для определения а,; 2) для определения а; 3) ,(1,— 1 )=(й„/6 )(1„,— 1 ~=йб(; 4) а (/ — 1) = ( /6,) (1,„— /,) = йб/ Конст к ионный и и янам (12.29)~ ру ц г дрод ический расчеты в основном аналогичны подобным расчетам для ПГ, обогреваемых водой под давлением. Некоторая особенность гидродкнамнческого расчета испарителя обусловливается движением двухфазного потока с обеих сторон поверхности теплообмена.
й 12.3. ПГ, ОБОГРЕВАЕМЫЕ ОРГАНИЧЕСКИМИ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯМИ ззО Изыскание новых органических веществ, наиболее полно удовлетворяющих требованиям, предъявляемым к теплоносителям ЯЭУ, продолжает представлять собой определенный интерес. Опыт, полученный при эксплуатации установок с реакторами, охлаждаемыми смесями органических теплоносителей, подтверждает обоснованность такого интереса.
При использовании в качестве теплоносителя смеси полифенилов /'1 может достигать 400'С. Это позволяет ориентироваться на средние параметры пара (рз= =4 МПа; /"э=380'С). Имеющиеся прогнозы свойств кремнийорганическнх веществ позволяют предполагать /',~700'С, что соответствовало бы высоким и сверхвысоким параметрам пара.
Органические теплоносители существенно менее коррозионноактивны, чем вода. Давление в контуре теплоносителя ПГ может быть ниже давления рабочего тела в 5 — 10 (и более) раз. При превышении максималыюй температуры теплоносителя /', над наивысшей температурой рабочего тела /"т ие более чем на 30'С вполне обоснованно может быть проведен выбор конструкционных материалов на основе анализа свойств и параметров рабочего тела. Для всех элементов ПГ средних параметров можно рассчитывать иа использование углеродистой стали. Соответствующие марки легированных сталей потребовались бы только для пароперегревателей высоких и сверхвысоких параметров, Прн выборе принципиальной тепловой схемы ПГ средних параметров следует ориентироваться па проведение вариантных расчетов для определения рациональной схемы омывания поверхностей нагрева.
Несмотря на то что р1 значительно меньше рж однозначно признать целесообразность движения рабочего тела по трубам затруднительно. Причины такого положения изложены в гл. 3. Что же касается высоких и сверхвысоких параметров, то этот. вопрос практически однозначно с учетом р>/рз решается для кор- пусных ПГ.
Для конструкций секционного типа и здесь потребуются вариантные расчеты. Необходимо дать дополнительные пояснения относительно расчета теплоотдачи от теплоносителя к стенке поверхности теплообмена. Обязательным является учет существенного изменения физических параметров (особенно вязкости) органик при изменении температуры. Прн использовании для расчета формул (6.4) и (6.11) учет поправки (Рг,„/Рг„)зм обязателен. Имеются сведения о том, что расчет щ по (6.4) может дать результаты, не совпадающие с экспериментальными данными (занижение до 20 — 25 Р/р).
Поэтому при необходимости расчета поверхностей теплообмена с органическим теплоносителем целесообразно опираться на периодическую литературу илн на проведение специальных экспериментов. В остальном методика всех видов расчетов дополнительных пояснений к изложенному в гл. 11 не требует. 9 12.4. ПГ, ОБОГРЕВАЕМЫЕ ЖИДКИМИ МЕТАЛЛАМИ Расчет промежуточных теплообмеиников трехконтурных АЭС, имеющих одну поверхность теплОобмена (см. рис. 4.16, 4.19), каких либо специфических вопросов, выходящих за рамки рассмотрения гл. 11, не содержит. В гл. 3 рассмотрены теплообмеиники с двумя теплопередающими поверхностями: одна для теплоносителя первого контура, вторая для теплоносителя промежуточного (второго) контура. Отделение их друг от друга осуществлялось либо жидкометаллической, либо твердой прослойкой. Общая методика расчета таких теплообменников не отличается от изложенной в гл.
11. Особенность их теплового расчета связана с осуществлением передачи тепла от одного теплоносителя к другому через многослойную стенку. При этом термическое сопротивление каждого слоя в расчете должно учитываться. Коэффициент теплопередачи й, Вт/(мз-К), должен определяться по формуле (12.30) й = ~1/а +~(6,/1,)+ 1/а,1 Ю где а, и пт — коэффициенты теплоотдачн при движении жидкого металла внутри труб, Вт/(м~.К); 6; — толщина слоя, м; Х; — теплопроводность слоя, Вт/(м К).
При наличии твердой прослойки ь=а 5", 6,/7., = 6 „/Х„„+ 6„ /Л + 6 ~/Ър,р, (12.31) где б„ь б„з — толщина труб поверхности теплообмена, м; б,р— толщина металлической прослойки„м; Х,~ь Х г. Х р — соответствующие теплопроводности, Вт/(м.К). При наличии жидкостной прослойки, учитывая небольшое живое сечение ее (малые зазоры между трубками), передачу тепла через нее можно рассчитывать через эквивалентную теплопроводность Х, . В этом случае в 28! 4 ф й'. ,н х'к хе Хт х ге=хе д"/ гт и е а) 282 (12.31) вместо Х следует подставлять 1,;: йене анйер» где Хпр — теплопроводность жидкого металла, а ан = / (Ог Рг).
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
