Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Введение

Производство рабочего пара на АЭС осуществляется или в ядерных реакторах, или в специальных теплообменных установках - парогенераторах.

Парогенераторы АЭС представляет собой единичный теплообменный аппарат или их совокупность. В парогенераторе осуществляется производство рабочего пара с использованием тепла, отводимого из активной зоны реактора охлаждающей средой, направляемой в поверхности нагрева ПГ. Этот агрегат наряду с ядерным реактором и паровой турбиной относится к основному оборудованию двухконтурной паротурбинной АЭС. В первый период развития ядерной энергетики ПГ были установлены и на нескольких одноконтурных АЭС в целях выявления их степени надежности и безопасности.

Основные характеристики ПГ АЭС такие же, как и ПГ ТЭС: паропроизводительность, параметры пара и температура питательной воды. Важным показателем качества пара является его чистота (т. е. содержание примесей), а для насыщенного пара и влажность. В общем случае горизонтальный ПГ состоит из подогревательного (водяной экономайзер) и паропроизводящего (испаритель) элементов. Они могут быть совмещены в едином корпусе или же выполняться в виде самостоятельных теплообменников, включенных по охлаждающей реактор и нагреваемой в ПГ среде. Нагреваемая среда (вода, пароводяная смесь, пар) называется рабочим телом. Охлаждающая реактор среда называется первичным теплоносителем или просто теплоносителем.

По способу организации рабочего тела в испарителе ПГ делятся на две группы: с многократной циркуляцией и прямоточные.

Испарители с многократной циркуляцией в свою очередь разделяются на испарители с естественной циркуляцией и с многократной принудительной циркуляцией.

В соответствии с этим и ПГ в целом делятся на три типа: прямоточные, с естественной циркуляцией и с многократной принудительной циркуляцией.

Парогенераторы с естественной циркуляцией характеризуются многократным проходом воды через поверхность нагрева испарителя за счет естественного напора, возникающего из-за разности масс столбов жидкости, проходящей через опускную систему, и пароводяной смеси - через подъемную. Испаритель является замкнутым контуром.

Главный циркуляционный насос (ГЦН) создает давление теплоносителя, достаточное для преодоления гидравлического сопротивления активной зоны реактора, парогенератора и соединительных трубопроводов, а также не допускающие закипания теплоносителя. После ГЦН теплоноситель нагревается в активной зоне ядерного реактора и подается в парогенератор.

В данном курсовом проекте приведен расчет парогенератора ПГВ-1000.

В результате теплового расчета в первой главе необходимо определить тепловую мощность горизонтального парогенератора, генерирующего насыщенный пар при естественной циркуляции рабочего тела, а также тепловую мощность отдельных его элементов, расход теплоносителя, температуру теплоносителя и рабочего тела и коэффициенты теплоотдачи от теплоносителя к стенке трубы в опорных точках тепловой диаграммы, размеры поверхности нагрева парогенератора.

Во второй главе в результате конструкционного расчета необходимо получить геометрические характеристики корпуса, а также режимные и конструктивные характеристики барботажных и паро-сепарационных устройств парогенераторов АЭС: действительный уровень зеркала испарения, необходимую высоту паровой подушки под погруженным дырчатым листом, шаг отверстий дырчатого листа при расположении отверстий по вершинам квадрата, скорость пара на входе, высоту парового пространства.

В третьей главе прочностного расчёта необходимо найти массу коллектора, толщину стенки центральной обечайки корпуса парогенератора, стенки конического переходного участка коллектора, толщину плоской крышки коллектора. А также толщину стенки эллиптического днища.

В четвёртой главе, гидравлического расчёта, будет найдена мощность ГЦН, необходимую для прокачки теплоносителя.

1. Тепловой расчет площади теплопередающей поверхности вертикального парогенератора

1.1 Уравнение теплового и материального баланса ПГ АЭС. Тепловая диаграмма парогенератора

Тепловая мощность экономайзерного участка

Q_эк=(D+D_пр)?( '_s -_пв ) (1.1)

'_s=f (p''₂,t_s)=f (6.2 МПа , 277.7 єC)=1224.9 кДж/кг

_пв=f (p''_2,t_пв)=f (6.2 МПа , 180 єС)=763.19 кДж/кг

Паропроизводительность D=420 кг/с Величина продувки D_пр=0.01?D

Из (1.1) получаем Q_эк= 195.857 МВт

Тепловая мощность испарительного участка

Q_и = D? r (1.2)

r=f (p''₂,t_s)=f (6.2 МПа , 277.7 єC)=1557.5 кДж/кг

Из (1.2) получаем Q_и= 654.150 МВт

Тепловая мощность парогенератора

Q_пг=Q_эк+Q_и (1.3)

Из (1.3) получаем Q_пг=850.007 МВт

Расход теплоносителя

G_тн= (1.4)

'₁= f (p'₁,t'₁)=f (18 МПа , 320 єC)=1448.4 кДж/кг

''₁=f (p'_1,t''₁)=f (18 МПа , 290 єС)=1282.8 кДж/кг

0.98 - КПД ПГ

Из (1.4) получаем G_тн=5238 кг/с

Кратность циркуляции К_ц=6

Энтальпия рабочего тела на входе в межтрубное пространство поверхности нагрева

(1.5)

Из (1.5) получаем =1148 кДж/кг

Температура рабочего тела на входе в межтрубное пространство поверхности нагрева

t_ц=f( , p''₂)=f(1148 кДж/кг, 6.2 МПа)=263 єC

Энтальпия теплоносителя на выходе из испарительного участка

''_1и ='₁- (1.6)

Из (1.6) получаем ''_1и =1321 кДж/кг

Температура теплоносителя на выходе из испарительного участка

t''_1и= f(''_1и , p'₁)=f(1321 кДж/кг,18 МПа)= 297 єC

1.2 Теплообмен со стороны теплоносителя. Расчет коэффициента теплоотдачи от теплоносителя к стенке трубы

Коэффициент теплоотдачи со стороны теплоносителя рассчитывается по эмпирическим зависимостям для случая течения однофазной среды в трубах, кВт/м²? К

(1.7)

где л-коэф.теплопроводности воды, кВт/м ?К

d_н и д_ст - соотв.наружный диаметр и толщина стенки труб, м

Число Рейнольдса

(1.8)

где wс-массовая скорость теплоносителя, кг/м²?с

м-динамическая вязкость воды, Па? с

Рассмотрим 3 опорные точки тепловой диаграммы:

вход теплоносителя в испарительный участок ( вход в ПГ )

вход теплоносителя в экономайзерный участок ( выход из испарительного)

выход теплоносителя из экономайзерного участка (выход из ПГ )

Для указанных сечений по заданным давлению и температуре определяют теплофизические параметры.

вход теплоносителя в испарительный участок (p'₁=18 МПа, t'_1и=320 єC)

х = 1.4556 ?10^-3 м³/кг

м = 816.27?10^-7 Па?с

л = 0.5254 ?10^-3 кВт/м?К

Pr = 0.9272

2) вход теплоносителя в экономайзерный участок (p'₁=18 МПа, t''_1и=297 єC)

х = 1.3568?10^-3 м³/кг

м = 905.27?10^-7 Па?с

л = 0.5698?10^-3 кВт/м?К

Pr = 0.844

3) выход теплоносителя из экономайзерного участка (p'₁=18 МПа, t''₁=290 єC)

х = 1.333?10^-3 м³/кг

м = 932.1?10^-7 Па?с

л = 0.5814?10^-3 кВт/м?К

Pr = 0.83

Так как массовая скорость теплоносителя в силу постоянства проходного сечения остаётся постоянной по всей длине трубы поверхности нагрева, то её можно рассчитать по известным параметрам во входном сечении

wс =w'₁ (1.9)

wс==3778.5 кг/м²?с

Число Рейнольдса в расчетных сечениях по(1.8) :

вход теплоносителя в испарительный участок

== 518446

вход теплоносителя в экономайзерный участок

=== 467476

выход теплоносителя из экономайзерного участка

=== 454020

Коэффициент теплоотдачи от теплоносителя к стенке трубы :

вход теплоносителя в испарительный участок

== 35.6

'₁=35.6 кВт/м²?К

вход теплоносителя в экономайзерный участок

== 34.17

''_1и=34.17 кВт/м²?К

выход теплоносителя из экономайзерного участка

== 33.82

''₁=33.82 кВт/м²?К

1.3 Расчет коэффициента теплоотдачи от стенки труб к рабочему телу на испарительном участке

Для определения коэффициента теплоотдачи от стенки трубы к рабочему телу необходимо знать коэффициент теплопроводности материала трубы, зависящий от температуры стенки, которая в первом приближении для расчетных сечений определяется через Дt-температурный напор расчетного сечения (разность между температурами теплоносителя и рабочего тела) на входе теплоносителя в испарительный участок

Дt =320-277.7 = 42.3 єC

t_ст=t₂+1/3 Дt = 277.7+1/3·42.3 = 292 єC

где t₂- температура насыщения при известном давлении рабочего тела

на выходе теплоносителя из испарительного участка

Дt = 297-277.7=19.3 єC

t_ст=t₂+1/3 Дt =277.7+1/3·19.3= 284 єC

В качестве материала труб поверхности нагрева ПГ АЭС обычно используется аустенитная сталь Х18Н10Т .Тогда коэффициент теплопроводности материала труб :

на входе теплоносителя в испарительный участок

л_м=18.7?10^-3кВт/м?К

на выходе теплоносителя из испарительного участка

л_м=18.59?10^-3кВт/м?К

Коэффициент теплоотдачи со стороны рабочего тела на испарительном участке поверхности нагрева ПГ АЭС определяется методом последовательного приближения

(1.10)

t_s-температура насыщения при давлении рабочего тела в испарителе

q-удельный тепловой поток , кВт/м²

q=K?Дt (1.11)

K-коэффициент теплопередачи, кВт/м²?К

Дt-температурный напор расчетного сечения (разность между температурами теплоносителя и рабочего тела)

K= (1.12)

2R_ок=1.5?10^-2 м²?К/кВт-термическое сопротивление оксидной плёнки на поверхности труб

Термическое сопротивление стенки трубы

R_ст= (1.13)

Выход теплоносителя из испарительного участка (вход рабочего тела в испарительный участок)

Иттерация 1

На первом иттерационном шаге полагают коэффициент теплоотдачи б₂

=

K= 8.48 кВт/м²?К

q=K?Дt=8.48 ?42.3= 358.7 кВт/м²

Иттерация 2

Полагаем б₂= 62.54 кВт/м²?К

K= 7.47 кВт/м²?К

q=K?Дt=7.47*42.3= 316 кВт/м²

б₂= 57.23 кВт/м²?К

Вычисления считают законченными, если расхождения значений удельного теплового потока, полученных в 2-х последних иттерациях не превышает отклонения 5%

q = (q'-q'')/q'' (1.14)

q =(358.7-316)/316 = 0.135>0.05

Иттерация 3

Полагаем б₂= 57.23 кВт/м²?К

K= 7.38 кВт/м²?К

q=K?Дt=7.38*42.3= 312.17 кВт/м²

б₂= 56.76 кВт/м²?К

Вычисления считают законченными, если расхождения значений удельного теплового потока, полученных в 2-х последних иттерациях не превышает отклонения 5%

q = (q'-q'')/q'' (1.14)

q =(316-312.17)/312.17 = 0.012<0.05

ИТОГО принимаем б'_2и= 56.76 кВт/м²?К

Вход теплоносителя в испарительный участок (выход рабочего тела из испарительного участка)

Иттерация 1На первом иттерационном шаге полагают коэффициент теплоотдачи б₂=

K= 8.36 кВт/м²?К

q=K?Дt=8.36·19.3 = 161.35 кВт/м²

б₂= 35.75 кВт/м²?К

Иттерация 2

Полагаем б₂= 35.75 кВт/м²?К

K= 6.78 кВт/м²?К

q=K?Дt=6.78·19.3= 130.85 кВт/м²

б₂= 30.87 кВт/м²?К

q = (q'-q'')/q''

q =(161.35-130.85)/130.85 = 0.233>0.05

Иттерация 3

Полагаем б₂= 30.87 кВт/м²?К

K= 6.58 кВт/м²?К

q=K?Дt=6.58·19.3= 127 кВт/м²

б₂=30.24 кВт/м²?К

q = (q'-q'')/q'' (1.14)

q =(130.85-127)/127 = 0.03<0.05

ИТОГО принимаем б''_2и= 30.24 кВт/м²?К

Результаты иттерационного расчета коэффициента теплоотдачи от стенки трубы к рабочему телу приведены в таблице 1

Таблица 1.

	На входе рабочего тела в испарительный участок	На выходе рабочего тела из испарительного участка
ИТТЕРАЦИЯ	1	2	3	1	2	3
, м2 К/кВт	0			0
К, кВт/ м2 К	8.48	7.47	7.38	8.36	6.78	6.58
q, кВт/ м2	358.7	316	312.17	161.35	130.85	127
q, %	1	0.135	0.012	1	0.233	0.03
2, кВт/ м2 К	60.54	57.23	56.76	35.75	30.87	30.24

1.4 Расчет коэффициента теплоотдачи от стенки труб к рабочему телу на экономайзерном участке

Коэффициент теплопроводности материала труб :

на входе рабочего тела в экономайзерний участок

л_м = 18.466?10^-3 кВт/м?К;

на выходе рабочего тела из экономайзерного участка

л_м = 18.56?10^-3 кВт/м?К.

Теплофизические свойства рабочего тела на входе и выходе из экономайзерного участка определяются в зависимости от температуры и давления рабочего тела.

На входе рабочего тела в экономайзерный участок

p''₂ = 6.2 МПа , t_ц = 263 ^oС , t_ст = 274.3 ^oС: = 0.6036?10^-3 кВт/м К;

= 1007.8?10^-7 Па?с;

Pr_c = 0.834;

Pr_ж = 0.846.

На выходе рабочего тела из экономайзерного участка

p''₂ = 6.2 МПа, t_s = 277.7 ^oС, t_ст = 281.8 ^oС: = 0.5822?10^-3 кВт/м К;

= 944.11?10^-7 Па?с;

Pr_c = 0.852;

Pr_ж = 1.45.

При поперечном омывании трубного пучка потоком однофазного рабочего тела (экономайзерный участок) коэффициент теплоотдачи от трубы:

(1.29)

В нашем случае для шахматного пучка:

С = 0.41 , n = 0.6,

_i = 1 - учитывает отличие теплоотдачи в первых рядах пучка от средней интенсивности пучка

_s - учитывает влияние на коэффициент теплоотдачи шагов труб в пучке.

В нашем случае для шахматного пучка _s = 1.

- поправка, учитывающая угол атаки потоком рабочего тела труб поверхности нагрева:

= 90 - _{ср ,} (1.30)

где: _ср - средний угол навивки змеевика.

Число Рейнольдса в расчётных сечениях:

на входе рабочего тела в экономайзер

Re =

на выходе рабочего тела из экономайзера

Re =

Нахождение _ср проведено в конструкционном расчёте (пункт 2.1). Откуда берём _ср = 32.5 ^o. Откуда по (1.30) и справочным данным принимаем = 0.925.

Коэффициенты теплоотдачи по (1.29):

на входе рабочего тела в экономайзер

_2эк'= кВт/м²?К

на выходе рабочего тела из экономайзера

_2эк''= кВт/м²

1.5 Расчет площади теплопередающей поверхности ПГ

Площадь поверхности нагрева парогенератора H_пг определяется как сумма площадей поверхностей нагрева экономайзерного и испарительного участков. При этом фактическая площадь поверхности нагрева берётся с некоторым запасом по отношению к расчётной

H_пг= H_пг^р ?К_зап (1.25)

где H_пг- расчётная площадь поверхности нагрева ПГ , м²

H_пг^р= H_эк+ H_исп ; К_зап =1.125 - коэффициент запаса

Сначала рассчитаем испарительный участок.

Термическое сопротивление оксидных плёнок 2R_ок =1.5?10^-2 м² К/кВт

Температура стенки трубы

на входе теплоносителя в испарительный участок

Дt = 320-277.7= 42.3 єC

t_ст= t₂+1/3 Дt = 277.7+1/3*42.3 =291.8 єC

где t₂- температура насыщения при известном давлении рабочего тела

на выходе теплоносителя из испарительного участка

Дt =297-277.7=19.3 єC

t_ст=t₂+1/3 Дt =277.7+1/3*19.3=284.1 єC

Тогда коэффициент теплопроводности материала труб :

на входе теплоносителя в испарительный участок

л_м=18.69?10^-3кВт/м?К

на выходе теплоносителя из испарительного участка

л_м=18.59?10^-3кВт/м?К

Коэффициент теплопередачи на участке рассчитывают как среднеарифметическую величину между входом и выходом

К = 0.5?(К_вх+К_вых) (1.26)

Коэффициенты теплопередачи для испарительного участка были в своё время рассчитаны, и мы берём К_вх=7.38 кВт/м²?К К_вых=6.58 кВт/м²?К.

Значит

кВт/м²?К

Средний температурный напор на участке

(1.27)

где t_б и t_м - соотв.больший и меньший температурные напоры , определяемые как разности температур теплоносителя и рабочего тела на границах участка.

Температурный напор на испарительном участке

єС

Расчётная площадь поверхности нагрева испарительного участка

H_исп^р = (1.28)

H_исп^р = м²

Теперь рассмотрим экономайзерный участок.

Термическое сопротивление оксидных плёнок 2R_ок =1.5?10^-2 м² К/кВт

Температура стенки трубы

на выходе теплоносителя из экономайзерного участка

Дt =297-263=34 єC

t_ст=t₂+1/3 Дt =263+1/3·34 =274.3 єC

где t₂- температура насыщения при известном давлении рабочего тела

на выходе теплоносителя из испарительного участка

Дt =290-277.7=12.3 єC

t_ст=t₂+1/3 Дt =277.7+1/3·12.3=281.8 єC

На выходе рабочего тела из экономайзера

Среднее значение коэффициента теплопередачи на экономайзерном участке

Средний температурный напор на участке по (1.27)

С

Расчётная площадь поверхности нагрева экономайзерного участка по (1.28)

H_эк^р = м²

Итого расчетная площадь поверхности нагрева ПГ с учётом К_зап =1.125 - коэффициент запаса по (1.25)

H_пг= 1.125? (3199+1605) =5404.6 м²

2. Конструкционный расчёт парогенератора

2.1 Расчет среднего угла навивки труб поверхности нагрева

Учитывая то, что нам неизвестен средний угол навивки змеевика _ср, который можно найти зная среднюю длину труб в пучке, которую в свою очередь находят по известной площади теплопередающей поверхности, то нахождение _ср ,а значит и поправки будет носить иттерационный характер. Изначально полагаем _ср = 50. Откуда по (1.30) и справочным данным принимаем = 0.78.

Коэффициенты теплоотдачи, с учётом вышесказанного по (1.29)

На входе рабочего тела в экономайзер

_2эк'=

На выходе рабочего тела из экономайзера

_2эк''=

Коэффициенты теплопередачи по (1.12) на входе рабочего тела в экономайзер:

На выходе рабочего тела из экономайзера

Среднее значение коэффициента теплопередачи на экономайзерном участке

Средний температурный напор на участке по (1.27)

єС

Расчётная площадь поверхности нагрева экономайзерного участка по (1.28)

H_эк^р = м²

Итого расчетная площадь поверхности нагрева ПГ с учётом К_зап =1.125 - коэффициент запаса по (1.25)

H_пг= 1.125?(3199+1697) =5508 м²

Длина труб ПГ

(2.1)

м

Длина одной трубы l = L / n , где n полное число труб

l = 139147 / 14071 = 9.89 м

Зная l найдём _ср

Из пункта 1.3 берём

Число отверстий (труб) по периметру коллектора в одном поперечном ряде отверстий n_1k = 165 шт

Число слоёв навивки в каждой из 3-х групп навивки n_I = 1/6 n_2k = 15 шт

Число слоёв навивки N_сл = 45

Диаметр первого слоя навивки d_1сл =1.68 м

Диаметр последнего слоя навивки при поперечном шаге слоёв S_2сл=1.5?d_н=0.021 м d_mсл = 3.528 м

Средний диаметр бухты труб межтрубного пространства теплообменной поверхности нагрева

d_cр= 2.604 м

Площадь проходного сечения межтрубного пространства

F_мп = 2.577 м²

Для первого слоя навивки рассчитывают шаг навивки

S_1сл^н = n_1k ?S_2сл (2.2)

S_1сл^н =87?0.021=1.827 м

Угол навивки

(2.3)

Длину одного витка

(2.4)

Длину изогнутой части трубы

(2.5)

м

Число витков

(2.6)

z_1сл = 9.784 / 5.585 = 1.75

Высоту первого слоя навивки

H_1сл = z_1сл ?S_1сл^н (2.7)

H_1сл =1.75?1.827 =3.2 м

Для последнего слоя навивки определяются:

высота:

H_IIIm = H_1сл + 2? (0.5?S_1k ? (n_1k-1)) (2.8)

H_IIIm = 3.2 + 2?(0.5?2?14?10^-3 ? (87-1)) = 5.608 м

длина прямых участков труб:

l_IIIm^пр = d_IIIm -d_н^к (2.9)

l_IIIm^пр = 3.528 - 1.574 = 1.954 м

длина изогнутого участка труб:

l_IIIm^из = l - l_IIIm^пр (2.10)

l_IIIm^из = 14.44 - 2.45 = 11.99 м

угол навивки:

_IIIm = arcsin(H_IIIm / l_IIIm^из ) (2.11)

_IIIm = arcsin(5.608/7.936) = 45 ^o

число витков:

z _IIIm = l_IIIm^из ?cos(_IIIm) / ?d_IIIm (2.12)

z _IIIm = 7.936?cos(45 ^o) / (? 4.528) = 0.506

шаг между трубками:

S_IIImсл = H_IIIm / (z _IIIm ?3?n_2k) (2.13)

S_IIImсл = 5.608/ (0.506?3?87) = 0.0424 м.

Находим средний угол навивки змеевика:

_ср = 0.5? (_1сл + _IIIm) (2.14)

_ср = 0.5? (19.1 ^o +45 ^o) = 32 ^o

Приступаем ко второй итерации приняв _ср = 32 ^o. Откуда по (1.30) и справочным данным находим = 0.88+0.06/10·8= 0.928.

Коэффициенты теплоотдачи, с учётом вышесказанного по (1.29):

на входе рабочего тела в экономайзер

_2эк' =

на выходе рабочего тела из экономайзера

_2эк'' =

Среднее значение коэффициента теплопередачи на экономайзерном участке:

Средний температурный напор на участке по (1.27):

^oC

Расчётная площадь поверхности нагрева экономайзерного участка по (1.28):

H_эк^р = м²

Итого расчетная площадь поверхности нагрева ПГ с учётом К_зап =1.125 - коэффициент запаса по (1.25):

H_пг = 1.125?(3199 +1602) = 5401.1 м²

Длина труб ПГ:

м

Длина одной трубы l = L / n , где n полное число труб:

l = 136447 / 14071 = 9.7 м

Зная l найдём _ср.

Для первого слоя навивки рассчитывают шаг навивки:

S_1сл^н = n_2k ?S_2сл

S_1сл^н = 87?0.021 = 1.827 м

угол навивки:

длину одного витка:

длину изогнутой части трубы:

м

число витков:



z_1сл = 9.594 / 5.585 = 1.72

высоту первого слоя навивки:

H_1сл = z_1сл ?S_1сл^н

H_1сл = 1.72?1.827 = 3.14 м.

Для последнего слоя навивки определяются:

высота:

H_IIIm = H_1сл + 2? (0.5?S_1k ? (n_1k-1))

H_IIIm = 3.14 + 2?(0.5?2?14?10^-3 ? (87-1)) = 5.548 м

длина прямых участков труб:

l_IIIm^пр = d_IIIm -d_н^к

l_IIIm^пр = 3.528 - 1.574 = 1.954 м

длина изогнутого участка труб:

l_IIIm^из = l - l_IIIm^пр

l_IIIm^из = 9.7 - 1.954 = 7.746 м

угол навивки:

_IIIm = arcsin(H_IIIm / l_IIIm^из )

_IIIm = arcsin(5.548/7.746) = 46 ^o

число витков:

z _IIIm = l_IIIm^из ?cos(_IIIm) / ?d_IIIm

z _IIIm = 7.746?cos(46 ^o) / (? 3.528) = 0.485

шаг между трубками:

S_IIImсл = H_IIIm / (z _IIIm ?3?n_2k)

S_IIImсл = 5.548/ (0.485?3? 87) = 0.0428 м.

Находим средний угол навивки змеевика:

_ср = 0.5? (_1сл + _IIIm)

_ср = 0.5? (19.1^o +46 ^o) = 32.5 ^o .

= (32.5 ^o -32 ^o)/32 ^o = 0.016 < 0.05

Принимаю _ср = 32.5 ^o.

2.2 Основные конструкционные характеристики пучка теплообменных труб. Массовая скорость рабочего тела

Одним из основных режимных параметров, определяющих интенсивность конвективного теплообмена при течении однофазных сред, является массовая скорость w , кг/м² с . Для рабочего тела в экономайзерном и испарительном участках ПГ АЭС

w = (2.15)

где D-паропроизводительность ПГ , кг/с, К_ц -кратность циркуляции, F_мп -площадь проходного сечения межтрубного пространства теплообменного пучка, м².

Для снижения температурных напряжений, возникающих из-за существенного различия температур теплоносителя и рабочего тела, используют либо специальные компенсаторы, либо элементы выполняют самокомпенсирующимися.

Мы имеем вертикальный винтовой змеевиковый трубный пучок с внутренним коллектором. Для данной конструкции теплообменного пучка площадь проходного сечения межтрубного пространства , м²

(2.16)

d_cр-средний диаметр бухты труб межтрубного пространства теплообменной поверхности нагрева, м

d_ср=0.5?(d_1сл+d_mсл) (2.17)

N_сл- число слоёв навивки

N_сл=0.5?n_2к (2.18)

S_1сл- шаг между слоями навивки S_1сл=1.5?d_н =1.5?14?10^-3 = 0.021 м

Имеем внутрикорпусной коллектор для ввода поверхности нагрева. Принимаем внутренний диаметр коллектора d=1 м

Для выполнения расчетов берём : расположение отверстий в камере теплоносителя - шахматное; расположение труб в пучке - шахматное; (S₁)=1.5?d_н =1.5?14?10^-3=0.021 м - шаг труб (отверстий) по периметру коллектора в поперечном ряде отверстий, отнесенный к внутренней поверхности коллектора;

Внутренний диаметер камеры теплоносителя:

Число труб поверхности нагрева n рассчитывается по формуле

(2.19)

шт

При известном внутреннем диаметре коллектора и выбранных шагах отверстий в коллекторе под трубы поверхности нагрева можно определить число отверстий (труб) по периметру коллектора в одном поперечном ряде отверстий

(2.20)

шт

С учётом дистанционирующих пластин = n_1k-3 =165-3 =162 шт

Число рядов отверстий вдоль образующей коллектора

парогенератор тепловой труба нагрев

(2.21)

шт

Учитывая то, что чило слоёв навивки трубногопучка должно быть кратно 3, N_сл = 45 шт.

Диаметр первого слоя змеевиков d_1сл, м определится величиной наружного диаметра коллектора d,м и линейными размерами узлов присоединения труб к раздающей и собирающей камерам коллектора

(2.22)

Наружный диаметр коллектора определтся его внутреним диаметром и толщиной стенки коллектора ,м

(2.23)

Толщина стенки коллектора принимается = 0.236 м .Расчет толщины стенки коллектора сделан в прочностном расчете (пункт 3.1).

Итого получаем

d_1сл = (1.102+2·0.2)+2*(0.04+3.5?14?10^-3) = 1.68 м

Диаметр последнего слоя навивки змеевиков при поперечном шаге слоёв S_1сл=1.5?d_н=0.021 м

(2.24)

d_mсл =1.68 + 2?(45-1)?0.021= 3.528 м

Средний диаметр бухты труб межтрубного пространства теплообменной поверхности нагрева

d_cр=0.5?(1.68+3.528) = 2.604 м

Площадь проходного сечения межтрубного пространства из (1.16)

F_мп = м²

И окончательно, массовая скорость рабочего тела в межтрубном пространстве из (1.15)

w = кг/м² с

2.3 Расчет режимных и конструктивных характеристик ступеней сепарации пара

В данном ПГ в качестве второй ступени сепарации пара используют вертикальные жалюзийные сепараторы .Ширина собственно жалюзей b_ж=80мм

Массовое паросодержание на входе в сепаратор х=0.9

Примем коєффициент неравномерности К_р=0.7

Определим критическую скорость пара на входе в сепаратор :

;

Коєффициент поверхностного натяжения :

Н/м;

Плотности воды и пара на линии насыщения

кг/м³;

кг/м³;

Угол наклона жалюзи ;

С учетом коєффициента запаса

Площадь проходного сечения ,обеспечивающая требуемую скорость пара

Число окружностей, по которым располагаются блоки жалюзи

Здесь мы приняли первоначальный шаг расположения окружностей сепараторов 200 мм с последующим уточнением

Внутренний диаметр корпуса

В результате округления ,тогда шаг их расположения

Исходя из расположения блоков по концентрическим окружностям, сумма диаметров этих окружностей

,

Где С=N_okp-1=9-1=8

Высота жалюзийного сепаратора

Циклоная сепорация:

N_c=

тогда число шестиугольников

m=

тогда ширина циклоного сепоратора h=0,24^.15=3,6м

D_вн^вер.об.=h+2^.0.3=3.6+0.6=4.2м

2.4 Диаметры входных и выходных патрубков теплоносителя и рабочего тела

Расчитаем диаметр входного отверстия коллектора для входа теплоносителя

Диаметры патрубков выбираются таким образом, чтобы скорость среды не превышала допустимую скорость в трубопроводах подсоединяемых к патрубкам. Для воды W_тр^доп <10 м/с для пара среднего давления W_тр^доп <50-60 м/с.

Внутренний диаметр патрубков входа ивыхода теплоносителя принемается d_в'= d_в''=0,96м.

Удельный обьем воды при t₁' и t₁'' равны соответственно

м³/кг

м³/кг.

Скорость теплоносителя:

во входном патрубке

W_{1 вх} =

Увеличим значение принимаю

W_{1 вх} =

в выходном патрубке

W_{1 вых}= W_{1 вх}

Внутренний диаметр патрубка входа питательной воды: d_в2'=0,3м ; Удельный обьем воды:

м³/кг;

скорость воды в патрубке

W₂''=

Внутренний диаметр патрубка для выхода пара: d^п_в2=0,6м; Удельный объем пара: м³/кг W₂''=.

Для непрерывной и переодической продувки в ПГ предусмотрены штуцера диаметром 100мм под трубу 114х7. Непрерывная продувка осуществляется из зоны до смешения питательной и отсепарированной воды через торовый коллектор с перфорациями; периодическая продувка - из нижней части корпуса ПГ.

3. Прочностной расчёт элементов парогенератора

3.1 Расчет толщины камеры подвода теплоносителя к трубам поверхности нагрева

Принимаем внутренний диаметр коллектора d=1.102 м

Материал камеры - Сталь 10ГН2МФА

Расположение отверстий под трубы в камере - шахматное

Шаг труб (отверстий) по периметру коллектора в поперечном ряде отверстий, отнесенный к внутренней поверхности коллектора;

(S₁)=1.5?d_н =1.5?14?10^-3=0.021 м

S_2k = 2?d_н = 2?14?10^-3=0.028 м

Расчёт выполняется при S_1k = 0.5?( d_н ^к+d _вн^к)

Диаметр отверстий под трубы d₀ = d_н + 0.2мм = 14 + 0.2 = 14.2мм

Длина камеры, не занятая сверлениями под трубы a = 0.7м

Число труб поверхности нагрева n = 14071шт

Число труб в одном поперечном ряду n_1к = 165 шт

Число поперечных рядов n_2к = 87 шт

Коллектор должен быть расчитан на давление Р₁'=18 МПа, что соответствует

Р_р=1.250.90.102 Р₁'= 2.0655 кгс/мм² и температуру t₁'=320 C, которой отвечает номинальное допустимое напряжение [_н] =21.5 кгс/мм²

Коэффициенты прочности для ослабляющих рядов отверстий

Поперечного направления

 (3.1)

Продольного направления

(3.2)

Косого направления

(3.3)

где m = S₁ / S₂ - отношение шагов отверстий соответственно в поперечном и продольном направлении

n = 2 при шахматном расположении отверстий (n = 1 при коридорном)

Иттерация 1

S_1k= (S₁)=1.5?d_н =1.5?14?10^-3=0.021 м

По (3.1) находим

По (3.2) находим



По (3.3) находим

m = S_1k / S_2k =1.5 / 2 = 0.75

Значит _min = 0.198

Толщина стенки камеры

(3.4)

По (3.4) находим

мм

Для следующей иттерации

(3.5)

Из (3.5) находим

мм

Иттерация 2

S_1k= 21.7 мм

По (3.1) находим

По (3.2) находим

По (3.3) находим

m = S_1k / S_2k =27.73 / 28 = 0.99

Значит _min = 0.309

По (3.4) находим

мм

Из (3.5) находим S_1k для следующей иттерации

мм

Иттерация 3

S_1k= 24.87 мм

По (3.1) находим

По (3.2) находим

По (3.3) находим

m = S_1k / S_2k =24.87 / 28 = 0.888

Значит _min = 0.261

По (3.4) находим

мм

Из (3.5) находим S_1k для следующей иттерации

мм

Иттерация 4

S_1k= 25.76 мм

По (3.1) находим

По (3.2) находим

По (3.3) находим

m = S_1k / S_2k =25.76 / 28 = 0.92

Значит _min = 0.276

По (3.4) находим

мм

Из (3.5) находим S_1k для следующей иттерации

мм

Иттерация 5

S_1k= 25.43 мм

По (3.1) находим

По (3.2) находим

По (3.3) находим

m = S_1k / S_2k =25.43 / 28 = 0.908

Значит _min = 0.271

По (3.4) находим

мм

Из (3.5) находим S_1k для следующей иттерации

мм

Иттерация 6

S_1k= 25.52 мм

По (3.1) находим



По (3.2) находим

По (3.3) находим

m = S_1k / S_2k =25.52 / 28 = 0.912

Значит _min = 0.272

По (3.4) находим

мм

Из (3.5) находим S_1k для следующей иттерации

мм

Иттерация 7

S_1k= 25.5 мм

По (3.1) находим

По (3.2) находим

По (3.3) находим

m = S_1k / S_2k =25.5 / 28 = 0.911

Значит _min = 0.272

По (3.4) находим

мм

Таблица 2 Результаты иттерационного расчёта _кол

	1	2	3	4	5	6	7
S1k, мм	21	27.73	24.87	25.76	25.43	25.52	25.5
1	0.648	0.976	0.858	0.898	0.883	0.887	0.886
2	0.493	0.493	0.493	0.493	0.493	0.493	0.493
3	0.198	0.309	0.261	0.276	0.271	0.272	0.272
кол,мм	353	203	248	232	237	236	236

По результатам таблицы 2 принимаю _кол = 236 мм = 0.236 м

Масса камеры теплоносителя:

3.2 Расчет коллектора

Материал коллектора Сталь-10ГН2МФА, плакированная со стороны, омываемой ТН , сталью 12Х18Н10Т.

Коллектор должен быть расчитан на давление Р₁'=16 МПа, что соответствует

Р_р=1.250.90.102 Р₁'= 2.0655 кгс/мм² и температуру t₁'=320C, которой отвечает номинальное допустимое напряжение [_н] =21.5 кгс/мм²

Внутренний диаметр коллектора d=1.102 м

Коэф. прочности для труб = 1 т.к нет ослабляющих отверстий.

мм

Камера теплоносителя. Материал - ст.10ГН2МФА.

Наружный и внутренний диаметр камер:

d_н.к.=1.102+2·0.236=1.574 м, d_в.к.=1.102 м.

Высота камер:

h_k=h_k,111p+2^.0.35=1.246+0.7=1.946.

Соединительная обечайка.

мм

Наружный диаметр:

d_{н СО} = d_{в СО}+2^._СО =1.102+2^.0.0556= 1.213 м

Высота обечайки:

h_CO=h₁₁^н-2^.0.35=3.125-0.7=2.425

Наружная обечайка колектора.

d_в.НО =d_в.к.=1.102 м

мм

h_НO=3.5 м

3.3 Расчет толщины обечайки корпуса

Материал - ст. 22К

Площадь опускного участка кольцевого канала:

F_ОП=м²

Внутрений диаметр обечайки корпуса:

м

В верхней обечайке корпуса имеется два ослабляющих отверстия

d₁=0.3 м и d₂=0.1 м

Выберем наибольший диаметр и уточним для него толщину стенки:

А=

При 0.2<А<1.0

=

мм

мм

мм

d_н.кор^н= d_в.кор+2^._кор=3.85+2^.0.111=4.072 м

d_н.кор^в= d_в.кор+2^._кор=4+2^.0.137=4.274 м

4. Гидравлический расчет

Основной задачей гидравлического расчета является определение потерь давления в каналах и затрат на прокачку теплоносителя .

Расчет начинается с определения необходимых геометрических характеристик четырех участков тракта теплоносителя:

1.Разделительная обечайка

2.Соединительная обечайка с раздающей камерой

3.Трубы теплообменного пучка

4.Собирающая камера с кольцевым каналом

Определим длину камеры теплоносителя

Длина камеры теплоносителя ,не занятой полем отверстий 0.7 м

Длина первого участка :

Длину кольцевого канала примем 3 м

Длина второго участка

Длину соединительной обечайки с раздающей и собирающей камерами теплоносителя примем 10 м

Длина третьего участка

Длина четвертого участка

В качестве гидравлического диаметра на всех расчетных участках ,за исключением четвертого,принимаютя внутренние диаметры соответственно разделительной обечайки ,соединительной обечайки с камерой теплоносителя и теплообменных труб

Исходя из заданного соотношения площадей проходного сечения кольцевого канала и разделительной обечайки

Тогда гидравлический диаметр четвертого расчетного участка



Коэффициенты трения на расчетных участках:

Шероховатость на всех участках, кроме третьего(

Местные сопротивления на первом участке представланы резким поворотом потока на 90⁰ и внезапным расширением проходного сечения при потока из разделительной обечайки в соединительную

На втором участке местные сопротивления отсутствуют

На третьем участке местные сопротивления представлены входом в трубу , выходом из нее в камеру и плавными поворотами



Местные сопротивления четвертого участка включают в себя только резкий потока теплоносителя при ві ходе из ПГ

Массовые скорости теплоносителя на участках

Гидравлические сопротивления расчетных участков

Гидравлическое сопротивление ПГ по тракту теплоносителя

Мощность ГЦН ,затрачиваемая на прокачку теплоносителя через ПГ

Таблица результатов

Обозначение	Значение	Размерность
Тепловая мощность Qэк	116237,7	кВт
Qисп	581818	кВт
Расход теплоносителя Gтн	3662.2	кг/с
Энтал. на выходе из испарительного участка i''1u	1368	кДж/кг
t''1u	305.95	0C
w1	2606	кг/м2с
Вход теплоносителя в испарительный участок
Re	437770,5
1	26,74	кВт/м2К
t	51,12	0C
tcт	298,92	0C
к	6,43	кВт/м2К
q	328,52	кВт/м2
2	61,04	кВт/м2К
Выход теплоносителя из испарительного участка
t	24.07	0C
tcт	289.9	0C
к	5.82	кВт/м2К
q	140,12	кВт/м2
2	33,67	кВт/м2К
Вход теплоносителя в экономайзерный участок
Re	467476
1	34.17	кВт/м2К
Выход теплоносителя из экономайзерного участка
Re	454020
1	33.82	кВт/м2К
Вход рабочего тела в экономайзерный участок
Re	135847
2эк'	19.64	кВт/м2К
К	5.85	кВт/м2К
Выход рабочего тела из экономайзерного участка
Re	145010
2эк''	17.31	кВт/м2К
К	5.63	кВт/м2К
Hисп	3599	м2
Hэк	1805.6	м2
Hпг	5404.6	м2
Расчет угла навивки
N	14071	м
n1k	165	шт
n2k	87	шт
d1cл	1.68	м
dm.cл	3.528	м
Ncл	45	шт
Fм.п.	2.577	м2
S1н cл	1.827	м
1	32	град.
cp	32.5	град.
l1слв	5.585	м
z1сл	1.72
Сепорация пара
Жалюзийные сепораторы
Nокр	9	шт
hж	0.368	м
Sокр	0.193	м
Циклоные сепораторы
Nc	140	шт
m	6	шт
Dвнверх.об.	4.2	м
Прочностной расчет
Коллектор
кол	0.236	м
1	0.886
2	0.493
3	0.272
S1k	0.0255	м
dн.к.	1.574	м
dв.к.= dв.но	1.102	м
hk	1.946	м
co	0.0556	м
dн.co.	1.213	м
hco	2.425	м
hнo	3.5	м
Гидравлический расчет
Р	495.52	кПа
N	4728	кВт

Выводы

Целью курсового проекта являлся расчет вертикального парогенератора с витой поверхностью нагрева и естестрвенной циркуляцией рабочего тела.

1. При тепловом расчете площади теплопередающей поверхности вертикального парогенератора были определены коефициенты теплоотдачи от теплоносителя к стенке трубы, а также от стенки трубы к рабочему телу на испарительном и экономайзерном участке, которые соответственно равны:

Вход теплоносителя в испарительный участок ₁ = 35.6 кВт/(м^2.К)

Вход теплоносителя в экономайзерный участок ₁ = 34.17 кВт/(м^2.К)

Выход теплоносителя из экономайзерного участока ₁ = 33.82 кВт/(м^2.К)

2. Основной целью конструкционного расчета парогенератора было определение среднего угла навивки труб поверхности нагрева, который составил:

= 32 ^о

Также были определены основные кострукционные характеристики пучка теплообменных труб:

Число труб поверхности нагрева n = 14071

Число слоёв навивки трубного пучка N_сл = 45

Диаметр 1-го слоя d_1сл = 1.68 м

Диаметр последнего слоя d_mсл = 3.528 м

Массовая скорость рабочего тела в межтрубном пространстве W =977.9 кг/(м^2.с)

3. Был прочностной расчет элементов парагенератора, в котором определили толщины камер подвода теплоносителя к трубам поверхности нагрева, а также расчет коллектора, толщин обичаек корпуса.

Результаты вышеуказанных расчетов приведены в таблице результатов.

4. Гидравлический расчет был выполнен с целью определения мощности ГЦН, затрачиваемой на прокачку теплоносителя через парогенератор

N = 4728 кВт.

Графическая часть проекта, состоящая из двух чертежей:

- основной вид вертикального парогенератора;

- диталировка.

Основные определяющие размеры, приведенные на чертежах являются результатами расчетов пояснительной записки.

Перечень ссылок

1. Рассохин Н.Г. Парогенераторные установки атомных электростанций: Учебник для вузов. - 3-е изд.,перераб. и доп. -М.: Энергоатомиздат, 1987. - 384с.

2. Кутепов А.М. , Стерман Л.С. , Стюшин Н.Г. Гидродинамика и теплообмен при парообразовании: Учебное пособие для вузов. - 3-е изд. испр. -М.: Высш. Шк., 1986. -448с.

3. Расчет на прочность деталей парогенераторов АЭС: Методические указания к проэкту по дисцеплине “Парогенераторы атомных электростанций” для студентов специальности 0520 “Парогенераторостроение” / Сост. В.К.Щербаков - К.: КПИ, 1986. - 28с.

4. Методические указания к самостоятельной работе по дисциплине “Парогенераторы АЭС” для студентов специальности “Атомные электрические станции” / Сост. В.П.Рожалин. -.: КПИ, 1990. - 80с.

Размещено на Allbest.ru