Выбор номинальных параметров теплоносителя и рабочего тела

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Контрольная работа

Выбор номинальных параметров теплоносителя и рабочего тела

Содержание

1. Выбор типа ЯЭУ

2. Взаимосвязь параметров теплоносителя и рабочего тела и их влияние на показатели ЯЭУ

3. Выбор давления теплоносителя pт

4. Определение температуры теплоносителя на выходе из ядерного реактора tт1

5. Определение температуры теплоносителя на входе в ядерный реактор tт2

6. Общая характеристика метода определения параметров рабочего тела

7. Определение параметров пара на выходе из парогенератора и на входе в главную турбину

8. Выбор давления в главном конденсаторе ргк

9. Выбор параметров промежуточной сепарации и промежуточного перегрева пара

10. Выбор параметров пара турбопривода питательного насоса

Список литературы

1. Выбор типа ЯЭУ

Строго говоря, в качестве разрабатываемой ЯЭУ могут быть приняты установки различного типа: с ЯР на тепловых, промежуточных или быстрых нейтронах, с различными теплоносителями (вода под давлением, жидкий металл, газ), по количеству контуров - одноконтурные, двухконтурные или даже трехконтурные, по типу двигателя, преобразующего тепловую энергию в механическую (для приведения в действие генератора электроэнергии) - с паровой или газовой турбиной и пр. С учетом типов установок, нашедших в настоящее время наибольшее распространение, можно рекомендовать при выборе типа ЯЭУ принять для разработки двухконтурную ЯЭУ с ЯР на тепловых нейтронах и паровой турбиной, используемой в качестве привода генератора электроэнергии. Такое решение позволит рассмотреть установку, близкую по составу и принципу действия к той установке, на которой студент будет работать после окончания вуза.

Все остальные вопросы выбора типа ЯЭУ (быстроходная или тихоходная турбина, тип и состав оборудования промежуточной сепарации и перегрева пара, тип и состав системы регенерации тепла в цикле теплового двигателя, тип и состав ГК, особенности системы технического водоснабжения и пр.) следует выбрать дополнительно. При этом целесообразно ориентироваться на прототипную установку. При необходимости выбираемые решения следует обосновать.

Следует обратить внимание на отличия от прототипной установки, тип элементов установки и схемные решения. В каждом случае отличия от прототипа необходимо более детально изложить сущность отличия, указать на улучшение каких показателей оно направлено. Следует указать также на недостатки такого решения и чем они компенсируются.

Особо следует обратить внимание на тип принимаемой в расчет турбины - быстроходная или тихоходная. Обычно принятие тихоходной турбины - вынужденная мера. Она целесообразна при большой заданной агрегатной мощности и, как следствие этого, большом расходе пара. Особенности такой турбины необходимо учитывать в дальнейшем расчете установки - количество ступеней турбины, компоновка системы регенерации тепла в рабочем контуре, экономичность турбины и пр. В заключении расчета энергоустановки такое решение должно найти численное подтверждение его правильности - количество цилиндров низкого давления, суммарная площадь выхлопа и скорость пара на выходе из ЦНД и пр.

В приложении Д приведены функциональные схемы рабочих контуров отечественных ЯЭУ АЭС, которые могут быть приняты в качестве прототипных при разработке эскизного проекта энергоустановки.

2. Взаимосвязь параметров теплоносителя и рабочего тела и их влияние на показатели ЯЭУ

В настоящем разделе изложены рекомендации по выбору и обоснованию принимаемых в расчет или определяемых расчетным путем номинальных термодинамических параметров ЯЭУ, основными из которых являются:

а) параметры теплоносителя - давление, температура на входе в реактор и на выходе из него;

б) параметры рабочего тела - давление, температура и влажность пара на выходе из парогенератора и на входе в турбину, параметры пара между отдельными цилиндрами главной турбины (ЦВД, ЦНД), т.е. давление (разделительное давление), температура и влажность пара до и после сепаратора-пароперегревателя (СПП), параметры пара в точках отборов из турбины на регенерацию тепла в цикле, параметры пара за последней ступенью ЦНД и на входе в главный конденсатор, давление и температура питательной воды в характерных точках тракта конденсатно-питательной системы, в том числе и в деаэраторе.

Значения параметров теплоносителя и рабочего тела тесно взаимосвязаны.

Взаимосвязь между параметрами теплоносителя и рабочего тела определяется условиями теплообмена в парогенераторе. Очевидно, что тепловая мощность, отводимая от теплоносителя и воспринятая рабочим телом, может быть выражена так:

Qпг = Gт cp (tт1 - tт2) (1)

С учетом принятого давления теплоносителя можно определить его максимальную температуру в контуре tт1 (температура на выходе из ядерного реактора), а с учетом принятого расхода теплоносителя GТ и мощности ЯР определить значение температуры на входе в ядерный реактор tт2, и, следовательно, значение температуры греющей среды вдоль всего тракта парогенератора. Значение температур рабочего тела определится принятым давлением пара, величиной принятого перегрева в парогенераторе (если пароперегрев предусмотрен) и величиной подогрева питательной воды в системе регенерации. Теплопередача на каждом участке парогенератора (экономайзерном, испарительном и пароперегревательном) определяется классическим уравнением теплопередачи

Qпг = k F t (2)

Отсюда следует, что передача заданного количества тепла Q зависит от условий теплоотдачи и теплопередающих свойств материала трубной системы (1, 2, ) и, следовательно, коэффициента теплопередачи К, а также от температурных напоров на соответствующих участках парогенератора. Для обеспечения принятых значений параметров рабочего тела потребуются соответствующие определяемые по уравнению (2) значения поверхности теплопередачи на различных участках парогенератора. Для уменьшения поверхности теплопередачи (следовательно, уменьшения массогабаритных показателей парогенератора, его стоимости и, в конечном итоге, стоимости киловатт-часа электроэнергии) можно увеличить температурные напоры на участках парогенератора. Но это может быть достигнуто за счет уменьшения принятых параметров пара, что также отрицательно скажется на экономичности установки и, в конечном итоге, приведет к удорожанию вырабатываемой электроэнергии.

Если же учесть, что от значений параметров теплоносителя и рабочего тела существенно зависят такие важные показатели ЯЭУ, как ее надежность, безопасность, маневренность, удобство эксплуатации и другие, то можно сказать, что выбор параметров теплоносителя и рабочего тела является сложной комплексной и весьма ответственной задачей. Для ее решения на начальной стадии проектирования обычно ведут многовариантные расчеты. В дальнейшую разработку ЯЭУ АЭС принимают тот вариант сочетания параметров, который наиболее полно отвечает требованиям, предъявленным к ЯЭУ, и дает приемлемые технико-экономические показатели (в том числе стоимость киловатт·часа электроэнергии). При этом учитывают также возможности отечественной промышленности по созданию разработанной ЯЭУ - освоенность и стоимость конструкционных материалов, освоенность и стоимость изготовления агрегатов, т.е. капитальные затраты на создание АЭС, что существенно влияет на стоимость производимой продукции - электроэнергии.

При выполнении проекта ЯЭУ АЭС в учебных целях, когда квалификация проектанта и его бюджет времени не позволяют выполнить детальные многовариантные исследования, можно ограничиться выбором одного варианта сочетания параметров теплоносителя и рабочего тела, используя при этом прототипные данные. Но в этом случае в обязательном порядке предполагается критический подход к прототипным данным и детальное обоснование принимаемых решений. Необходимость критического подхода вызвана тем, что зачастую приходится ориентироваться на устаревшие данные. Кроме того, иногда в практике создания реальных ЯЭУ принимают не вполне оптимальное сочетание параметров в интересах унификации оборудования, от чего обычно свободен студент. В конечном итоге даже в таком одновариантном проектировании достаточно полно может быть решена задача по более глубокому изучению принципа действия ЯЭУ и принципов ее эксплуатации.

Отметим еще одно важное обстоятельство. Обычно все исходные значения основных параметров теплоносителя и рабочего тела (давление и температура в характерных точках) принимают и определяют одновременно как единый комплекс взаимосвязанных величин. Однако для выяснения физической сути взаимного влияния рассматриваемых параметров методологически более целесообразно рассмотреть их последовательно.

3. Выбор давления теплоносителя pт

В разделе рассматриваются двухконтурные ЯЭУ, в которых в качестве теплоносителя используется вода под давлением. Давление устанавливают таким, чтобы на всех режимах работы реактора было исключено объемное кипение теплоносителя в активной зоне.

Что касается реакторов кипящего типа, которые применяются в одноконтурных установках, то они, имея некоторые достоинства (возможность получения более высоких параметров рабочего тела, благодаря чему обеспечивается увеличение КПД ЯЭУ; несколько проще и надежнее ЯЭУ в целом), обладают и рядом существенных недостатков: сложностью обеспечения гидродинамической устойчивости двухфазного потока среды в активной зоне, сложностью обеспечения теплоотвода от твэлов, значительным влиянием паросодержания в активной зоне на реактивность реактора, большой сложностью в эксплуатации таких ЯЭУ и др. В силу этого такие реакторы не нашли широкого распространения в стационарной энергетике и не имеют больших перспектив.

Для обоснования правильного выбора значения давления теплоносителя pт в двухконтурной установке необходимо рассмотреть его влияние на различные показатели реактора и ЯЭУ в целом: температурное поле активной зоны, режим теплоотдачи от твэлов к теплоносителю (наличие и интенсивность поверхностного пузырькового кипения, допустимые тепловые потоки и запас до кризиса кипения), надежность и экономичность установки, массогабаритные показатели ядерного реактора, ППУ и ЯЭУ в целом, и др.

Источником тепловой энергии в ядерном реакторе являются тепловыделяющие элементы активной зоны. В интересах увеличения КПД цикла преобразования тепловой энергии в механическую целесообразно повысить температуру твэлов до максимально возможного уровня. Это позволит получить большее значение температуры теплоносителя и, следовательно, температуры пара в цикле теплового двигателя, в результате чего КПД цикла увеличится.

В общем случае факторами, ограничивающими повышение температурного поля в активной зоне, могут быть:

а) предельно допустимая температура ядерного топлива;

б) предельно допустимая температура оболочки твэлов;

в) температура насыщения теплоносителя, соответствующая принятому давлению рт.

Предельно допустимая температура ядерного топлива может выступить определяющей, если она ограничена небольшим уровнем допустимой температуры вещества, содержащего ядерное топливо. Например, для металлического урана нежелателен нагрев выше 600...650oC, иначе будут возможны переходы фазовых состояний топлива, которые сопровождаются изменением его объема и некоторых иных физических показателей. Это отрицательно влияет на работу твэлов. Однако, в ядерных реакторах отечественной стационарной энергетики применяется топливо в такой форме (например, UO2), которая достаточно устойчива при весьма высоких температурах, и поэтому его температура не является ограничительным фактором. Так, например, в ЯР ВВЭР-1000 при полной мощности в наиболее нагруженных твэлах температура топлива в центре твэла достигает величины 2175оС. При этом для топлива в виде двуокиси урана температура плавления составляет величину порядка 2800оС.

Определяющей температурой может быть также предельно допустимая температура оболочки твэлов, если допустимая температура материала оболочки в контакте с теплоносителем в условиях интенсивного нейтронного облучения составляет небольшую величину. Например, если оболочки твэлов выполнены из циркониевых сплавов, которые в среде воды и при интенсивном нейтронном облучении устойчивы против коррозионных и эрозионных процессов при температуре до 350oС, то в этом случае нет смысла повышать давление теплоносителя выше давления насыщения, соответствующего предельно допустимой температуре оболочки (ps при ts = 350oС составляет 16,537 МПа).

В некоторых случаях в качестве материала оболочки твэлов используют иные материалы, допускающие более высокие значения температуры. Например, на транспортных установках атомных ледоколов используют нержавеющую аустенитную сталь, которая в контакте с водой и при значительном нейтронном облучении допускает температуру 350...380oС. Тогда фактором, определяющими температурный режим активной зоны, выступают давление теплоносителя и соответствующая ему температура насыщения. Заметим, что в этом случае из-за повышенного сечения поглощения тепловых нейтронов сталью оболочек твэлов необходимо увеличить обогащение ядерного топлива.

Для установок с газовым теплоносителем оболочки могут выполняться из нержавеющей стали или бериллия. В газовой среде температура оболочки может быть принята существенно выше. Это позволяет значительно поднять температуру теплоносителя на выходе из реактора. Hапример, на АЭС Великобритании "Данджнесс-В" температура углекислого газа на выходе из ЯР достигает величины 675оС. При этом температура пара на выходе из ПГ достигает 565оС.

Известно, что передача тепла от поверхности твэла к теплоносителю происходит под воздействием некоторого температурного напора t (рисунок 1).

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рисунок 1 - Распределение температуры по радиусу твэла:

1- твэл, 2 - оболочка твэла

Если в процессе работы ядерного реактора на выходе из активной зоны на части твэлов температура оболочки достигнет температуры насыщения воды при данном давлении, то на поверхности оболочки начнется кипение теплоносителя. При умеренных тепловых потоках это будет поверхностное пузырьковое кипение. Уходя в ядро потока теплоносителя, где температура ниже температуры насыщения, образовавшиеся пузырьки пара будут конденсироваться.

Поверхностное пузырьковое кипение интенсифицирует отвод тепла от твэлов (несколько возрастает коэффициент теплоотдачи). Однако, при этом в материале оболочки возникает температурная пульсация, что может вызвать усталостные явления в материале оболочки. Обычно в стационарных ядерных реакторах поверхностное пузырьковое кипение допускают, но в незначительно развитой степени. Допущение поверхностного пузырькового кипения позволяет несколько снизить давление теплоносителя, сохранив при этом температурный режим активной зоны.

Если в каком-либо месте поверхности твэла произойдет повышение плотности теплового потока q до некоторого значения, называемого критическим qкр, то наступит кризис поверхностного кипения, пузырьковое кипение перейдет в пленочное. В результате этот участок поверхности теплоотдачи покроется сплошной паровой пленкой. Так как теплопроводность пара очень низкая, то для сохранения установленного значения теплового потока q (тепловая мощность сохраняется той же) должен резко повыситься температурный напор теплоотдачи, поэтому резко повышается температура оболочки твэла. Это явление обычно завершается разрушением оболочки. Для его исключения необходимо, чтобы наибольший фактический тепловой поток qmax всегда оставался меньше критического теплового потока qкр.

Величина qкр сложным образом зависит от ряда гидродинамических и тепловых факторов, характеризующих процесс теплоотдачи: от рода жидкости, состояния поверхности теплоотдачи, скорости и температуры среды, характера и геометрии потока, а также давления среды.

Зависимость qкр = f(pт) имеет максимум. При кипении воды в большом объеме этот максимум расположен в диапазоне давлений 510..15106 Па. При подходе давления к критическому (в термодинамическом смысле, т.е. к pт = 22,115106 Па) значение критической тепловой нагрузки qкр стремится к нулю. Ниже показана зависимость qкр от давления среды при кипении воды в большом объеме (рисунок 2).

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рисунок 2 - Зависимость критической тепловой нагрузки qкр от давления pт при кипении воды в большом объеме

При кипении воды в каналах различной конфигурации кривая несколько деформируется - смещается положение и значение максимума, но характер кривой сохраняется. Например, для кольцевых каналов определенных параметров максимум кривой может быть при pт = (14...15)106 Па.

При выборе давления теплоносителя необходимо учитывать характер qкр, соответствующей принятому типу рабочих каналов. Желательно, чтобы принятое давление теплоносителя находилось в районе максимума кривой qкр. Это позволит принять в расчет возможно большую тепловую нагрузку, уменьшить поверхность теплоотдачи и, таким образом, сократить габариты активной зоны. Запас по кризису кипения должен составлять

qкр / qmax > 1,2…1,5. (3)

В качестве примера приведем минимальный запас по кризису кипения для ядерного реактора РБМК-1000: на одном из фактических режимов эта величина составила 1,19.

На начальной стадии проектирования, когда активная зона реактора еще не разработана детально, невозможно однозначно рекомендовать диапазон давлений теплоносителя pт, в котором будет максимальное значение qкр. В таких случаях можно ориентироваться на прототипную активную зону.

В заключение отметим, что при работе ЦНПК вдоль трассы первого контура устанавливается переменное давление. Максимальное давление - в напорном патрубке ЦНПК, минимальное - в его всасывающем патрубке. Обычно под давлением теплоносителя в контуре pт понимают давление в той точке контура, к которой подключен компенсатор давления. Чаще всего это "горячая" ветвь первого контура, хотя возможны и иные схемные решения. В этом случае следует иметь в виду, что принятое в расчет давление теплоносителя pт может не соответствовать давлению в тех участках контура, где температура теплоносителя максимальна. Однако гидравлические сопротивления первого контура и давление ЦНПК обычно небольшие (порядка 0,4…0,5 МПа). Для упрощения расчетов различием давлений вдоль трассы первого контура можно пренебречь.

Как уже отмечалось, для правильного и полного учета всех факторов при выборе давления теплоносителя необходимо выполнить детальные многовариантные расчеты, однако при эскизном проектировании ЯЭУ в учебных целях можно принять одновариантный подход, основанный на прототипных данных. При этом следует иметь в виду, что в установках, разработанных в разное время, выбор давления теплоносителя первого контура производился при несколько отличающихся исходных оценках относительной важности тех или иных показателей ЯЭУ - ее экономичности, надежности, стоимостных и массогабаритных показателей и др. Кроме того, проектант современной установки по сравнению с прототипной располагает более богатым арсеналом средств и методов, позволяющим получить тот же уровень температуры рабочего тела в цикле при некотором снижении давления теплоносителя или более эффективно использовать принятый уровень давления. К средствам, позволяющим более полно использовать принятое давление теплоносителя первого контура, можно отнести улучшение равномерности тепловыделений в активной зоне, допущение более развитого поверхностного пузырькового кипения на части поверхности твэлов, более точный учет всех факторов при проектировании и изготовлении активной зоны ядерного реактора, улучшение качества конструктивных материалов и др.

В современной справочной литературе для ядерных реакторов типа ВВЭР рекомендуется принимать оптимальное значение давления теплоносителя в районе 12...16 МПа.

Из сопоставления параметров ЯЭУ, созданных за последнее время, можно заметить тенденцию к повышению давления теплоносителя (отсюда и параметров пара). Это особенно наглядно видно на примере развития блоков Нововоронежской АЭС (рисунок 3).

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рисунок 3 - Параметры энергоблоков Нововоронежской АЭС:

а) - давление теплоносителя;

б) - давление пара перед турбиной

В качестве примера приведем значения давления теплоносителя для некоторых стационарных ЯЭУ:

а) ВВЭР-440 (конец 60-х - начало 70-х годов). Материал оболочки твэлов - циркониевые сплавы. Мощность установки электрическая Рэ = 440 МВт. Давление теплоносителя 125 кГс/см2;

б) ВВЭР-1000 (конец 70-х - начало 80-х годов). Материал оболочки твэлов - циркониевые сплавы. Мощность установки электрическая Рэ = 1000 МВт. Давление теплоносителя 160 кГс/см2;

в) один из зарубежных ядерных реакторов РWR (фирма Kraftwerk Union - ФРГ). Мощность установки электрическая Рэ = 1300 МВт. Давление теплоносителя 158 кГс/см2.

4. Определение температуры теплоносителя на выходе из ядерного реактора tт1

Температуру теплоносителя на выходе из ядерного реактора tт1 следует принимать возможно большей. Увеличение температуры tт1 при прочих равных условиях позволяет увеличить температуру пара и, следовательно, увеличить экономичность ЯЭУ. Если же для разрабатываемой ЯЭУ на первый план выступают ее массогабаритные показатели, то увеличение tт1 позволит при сохранении умеренных значений температуры пара увеличить температурный напор в парогенераторе и, благодаря этому, уменьшить его массогабаритные показатели.

Чаще всего давление теплоносителя принимают соответствующим предельным возможностям материала оболочки твэлов по температурному режиму. В этом случае предельно возможное значение температуры теплоносителя на выходе из ядерного реактора определяется принятым давлением в контуре, а также компоновкой, нейтронно-физическими, гидродинамическими и теплофизическими характеристиками активной зоны ядерного реактора.

Температура теплоносителя на выходе из реактора tт1 принимается ниже температуры насыщения на некоторую величину ts, называемую объемным или интегральным запасом до кипения (недогрев до кипения), т.е.

tт1 = ts - ts (4)

Рассмотрим факторы, которые следует учитывать при выборе значения ts.

Температура теплоносителя на выходе из ядерного реактора складывается в результате смешения теплоносителя, прошедшего через все технологические каналы активной зоны, а также каналы перетечек.

Очевидно, что в ядерном реакторе в силу неравномерности нейтронного поля по радиусу активной зоны имеет место некоторая неравномерность тепловыделений. В центре активной зоны, где плотность нейтронного поля выше, деление ядер топлива более интенсивное и, следовательно, более интенсивные тепловыделения. Установка отражателей вокруг активной зоны несколько выравнивает нейтронное поле по радиусу (и таким образом тепловыделение), однако этой меры не достаточно.

Примером существенного уменьшения неравномерности нейтронного поля может быть опытный ядерный реактор ВВЭР-210 (первый блок Нововоронежской АЭС). В результате проведения мер для серийного реактора ВВЭР-440, разработанного на базе ВВЭР-210, удалось снизить коэффициент неравномерности нейтронного поля по объему активной зоны в два раза - с KV = 4,8 до KV = 2,4. При этом достигается неравномерность нейтронного поля по радиусу до значения КR = 1,2 … 1,5.

Выравниванию тепловыделения по радиусу активной зоны способствует также перестановка тепловыделяющих сборок во время перегрузки активной зоны. Топливо подпитки (свежее топливо) с наиболее высокой концентрацией делящегося материала U235 загружают на периферию активной зоны, где нейтронное поля слабое. Топливо частично поработавшее в ядерном реакторе с периферийной зоны перегружают в среднюю зону, где нейтронное поле более интенсивнее. Из средней зона топливо перегружают в центральную зону, а из центральной зоны полностью отработавшее топливо выгружают из ЯР.

В настоящее время на ЯР отечественных АЭС вместо трехкратной перестановки тепловыделяющих сборок внедряется четырехкратная перестановка. Это позволяет более точно подобрать обогащение оставшегося в твэлах топлива к интенсивности нейтронного поля. В результате можно заметно улучшить равномерность тепловыделений по радиусу активной зоны. Если эти меры внедрять при проектировании ЯР то можно предусмотреть заметно меньшее значение интегрального запаса до кипения ts и за счет этого получить большее значение температуры tт1. Однако, даже с учетом принятых мер тепловыделение в активной зоне остаются существенно неравномерными, что приводит к неодинаковой степени нагрева теплоносителя в различных ТВС. Это учитывают принятием в расчет соответствующего значения ts в выражении (4).

Аналогичным образом учитывают также перетечки помимо активной зоны, т.е. расход теплоносителя через различного рода специальные каналы (например, гильзы измерителей температуры), через неплотности в сборке конструкций активной зоны, где нагрев теплоносителя значительно меньший или же полностью отсутствует. Учет этих факторов выражается некоторым дополнительным увеличением ts.

На величину принимаемого в расчет значения ts оказывают также влияние возможные погрешности при создании и эксплуатации ППУ. Возможные неточности расчета температурного режима активной зоны (расчетные схемы, расчетные зависимости, исходные данные и др.), неточности изготовления и монтажа активной зоны (допуски на изготовление деталей, неточность расположения ядерного топлива и поглотителей нейтронов и др.), неточности соблюдения условий эксплуатации (погрешности контролирующих приборов, неточное поддержание частоты вращения насосов, диапазон нечувствительности регуляторов, возможные эксплуатационные отклонения давления в контуре и мощности ядерного реактора и др.) также требуют дополнительного увеличения принятого в расчет значения ts.

Если в ядерном реакторе предполагается отсутствие не только объемного кипения, но и поверхностного пузырькового кипения, то следует ориентироваться не только на температуру в ядре потока, но и на температуру пристеночного слоя теплоносителя, омывающего твэлы. В этом случае интегральный запас до кипения ts необходимо заметно увеличить. Для некоторого уменьшения ts в современных ядерных реакторах обычно допускают умеренное поверхностное пузырьковое кипение на части поверхности твэлов. Это означает, что местный запас по поверхностному кипению в наиболее напряженной части твэлов выражается отрицательной величиной (обычно в несколько градусов). Однако и в этом случае общий запас по объемному кипению ts должен оставаться положительным.

Значение интегрального запаса до кипения ts может находиться в весьма широком диапазоне - от 0...5 до 50оС. Столь широкий диапазон объясняется большим разнообразием характеристик и параметров реакторов и их активных зон.

На эскизной стадии проектирования ЯЭУ при выборе величины ts следует ориентироваться на прототипный ядерный реактор. При этом в качестве прототипного подбирают реактор, близкий по компоновке, давлению теплоносителя, равномерности нагрузки активной зоны, степени развитости поверхностного кипения и пр.

Ниже приведены данные по запасу до кипения для некоторых ядерных реакторов:

а) для ядерного реактора ВВЭР-440,

р = 125 кГс/см2; ts= ts(p) - tт1 = 326,27 - 300 = 26,27оС;

б) для ядерного реактора ВВЭР-1000,

р = 160 кГс/см2; ts= ts(p) - tт1 = 345,74 - 322 = 23,74оС;

в) для ядерного реактора PWR,

р = 158 кГс/см2; ts= ts(p) - tт1 = 344,72 - 326 = 18,72оС.

Эти величины показаны для варианта трехкратной перестановки ТВС по активной зоне.

Следует отметить, что в Росэнергоатоме интенсивно ведутся работы по дальнейшему эволюционному совершенствованию ЯР типа ВВЭР-1000. Принят ряд дополнительных мер, способствующих уменьшению величины ts, в том числе совершенствование расчетных методик, улучшения показаний реальной техники (улучшение точности изготовления оборудования, повышение качства измерительной техники, улучшение показателей элементов системы регулирования и др.). Во внедряемой в настоящее время в практику атомной энергетики установке АЭС-2006 значение ts значительно меньше

ts = ts(при р=16,2МПа) - tт1 = 348,32 - 329,7 = 18,62 оС.

Это значение ts можно считать перспективным, однако, пока не подтвержденным длительной безопасной эксплуатацией установки.

5. Определение температуры теплоносителя на входе в ядерный реактор tт2

Температура теплоносителя на входе в ядерный реактор tт2 может быть определена через разность между температурой теплоносителя на выходе из реактора tт1 и степенью нагрева теплоносителя в активной зоне tяр, т.е.

tт2 = tт1 - tяр (5)

При выборе значения tяр следует стремиться к его уменьшению. Уменьшение tяр ведет к снижению температурных напряжений в толстостенных металлоконструкциях ядерного реактора и парогенератора, в твэлах активной зоны и, таким образом, увеличивает надежность ППУ. Это особенно актуально для ЯЭУ стационарной энергетики большой мощности, где корпусные конструкции под высоким давлением имеют большие толщины стенок.

Кроме того, уменьшение tяр при фиксированной температуре теплоносителя на выходе из реактора увеличивает температурный напор теплопередачи в парогенераторе, благодаря этому может быть уменьшена теплопередающая поверхность парогенератора. На рисунке 4 этот эффект показан применительно к варианту ПГ с многократной циркуляцией рабочего тела и с неявно выраженной экономайзерной зоной.

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рисунок 4 - Увеличение среднего температурного напора в парогенераторе за счет уменьшения степени нагрева теплоносителя в активной зоне

Если же отдать предпочтение экономичности установки, то уменьшение величины tЯР при том же температурном напоре и, следовательно, той же величине поверхности теплопередачи позволит увеличить температуру пара и его давление и, таким образом, увеличить экономичность установки (см. рисунок 5).

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рисунок 5 - Увеличение температуры кипения рабочего тела в парогенераторе за счет уменьшения степени нагрева теплоносителя

Однако, при выборе величины tяр следует иметь в виду, что она однозначно определяется расходом теплоносителя через реактор Gт. Действительно, для некоторой тепловой мощности ядерного реактора Qяр можно записать

Qяр = Gт cp tяр (6)

Отсюда следует, что уменьшение tяр может быть обеспечено только пропорциональным увеличением Gт. Увеличение же расхода теплоносителя при фиксированных геометрических и гидродинамических параметрах трассы первого контура может быть осуществлено только при значительном увеличении давления насоса - по гидравлической характеристике трассы первого контура пропорционально квадрату увеличения расхода жидкости. В результате резко увеличивается мощность насоса - пропорционально кубу расхода теплоносителя.

Действительно

Nцн = рцн Gцн v / цн = АGцн3 (7)

Если же имеется возможность уменьшить гидравлические сопротивления трассы первого контура (сокращение длины трассы, увеличение количества параллельных ветвей, уменьшение местных сопротивлений и пр.), то можно увеличить расход теплоносителя при приемлемых значениях мощности циркуляционного насоса первого контура (ЦНПК).

Мощность ЦНПК составляет заметную величину в балансе энергий - 0,..0,9% тепловой мощности ядерного реактора. Поэтому за счет ее уменьшения можно несколько увеличить КПД установки. Но уменьшение мощности ЦНПК нецелесообразно доводить до уровня, когда неизбежное при этом увеличение tяр заметно отрицательно скажется на параметрах пара и, таким образом, на КПД установки.

Оптимальное значение tяр может находиться в достаточно широких пределах - от 30...45 до 45...65оС. Оптимум tяр существенно зависит от компоновки ППУ и ее составных элементов, от принятых параметров теплоносителя и рабочего тела. Оно может быть определено только в результате тщательных технико-экономических расчетов. На эскизной стадии проектирования ЯЭУ при выборе значения tяр следует ориентироваться на параметры близкого по компоновке ядерного реактора и трассы трубопроводов первого контура.

В качестве примера приведем значения tяр для некоторых ядерных реакторов:

а) ВВЭР-440 - tяр = tт1 - tт2 = 300 - 269 = 31оС;

б) ВВЭР-1000 - tяр = 322 - 290 = 32оС;

в) PWR - tяр = 326 - 292 = 34оС;

г) ЯР АЭС-2006 tяр = 329,7 - 298,6 = 31,1 оС.

В ЯР ВВЭР-1000 «большой серии» из первого контура исключили отсечные гидравлические задвижки парогенераторов. В результате уменьшились гидравлические сопротивления первого контура, увеличился рсход теплоносителя в каждой петле и в активной зоне, уменьшилась величина нагрева теплоносителя в ЯР. По руководящим документам Украины типовое значение температур теплоносителя для этих ЯР составляет: tяр = tт1 - tт2 = 317 - 287 = 30 0С. Эти значения температур также можно принимать как прототипные.

При исследованиях температурного поля активной зоны ядерного реактора на различных режимах работы, а также в практике эксплуатации ЯЭУ широко используется понятие средней температуры теплоносителя tт.ср В этом случае осредняют величины tт1 и tт2. Так как значение tт.ср непосредственно влияет на реактивность ядерного реактора, то его величину определяют как средневзвешенную в активной зоне. В общем случае

tт.ср = tт2 + (1- )tт1 (8)

Если доля "холодной и "горячей" воды в активной зоне примерно равны, то = 0,5, и тогда средневзвешенная температура теплоносителя может быть определена как среднеарифметическая

tт.ср = (tт2 + tт1) / 2 (9)

При рассмотрении режимов работы системы компенсации давления теплоносителя определяют среднюю температуру теплоносителя в контуре в целом. Зависимости для определения tт.ср для контура те же, но значение для активной зоны и для контура могут не совпадать, так как доли "холодной" и "горячей" воды в активной зоне и в контуре могут быть различны.

В заключение заметим, что для простоты расчетов температурного режима первого контура можно пренебречь рассеянием тепла в окружающую среду через поверхности трубопроводов Iк. Это позволяет принять температуру теплоносителя на входе в парогенератор равной температуре теплоносителя на выходе из ядерного реактора, аналогично также и на "холодной" ветви первого контура.

6. Общая характеристика метода определения параметров рабочего тела

Выбор параметров рабочего тела в цикле теплового двигателя - сложная комплексная задача. Обычно ее решают методом последовательных приближений. Начальные данные - принятые в расчетах параметры рабочего тела на входе в проточную часть цилиндров турбины, конечные данные - параметры рабочего тела на выходе из проточной части. Мерой приемлемости полученного сочетания входных и выходных параметров может быть влажность пара на последних ступенях цилиндров турбины.

Величина влажности оказывает влияние на показатели надежности турбоагрегата, так как вызываемая ею эрозия проточной части турбины может снизить до недопустимых пределов долговечность и безотказность агрегата. Кроме того, повышение влажности пара отрицательно влияет и на экономичность установки. Исcледования показывают, что увеличение средней влажности пара в турбине на 1% ведет к снижению внутреннего КПД турбины также примерно на 1%.

Целесообразно выбор параметров рабочего тела проводить графо-аналитическим методом, т.е. определение параметров по аналитическим зависимостям или выбор их значений в рекомендованных пределах сопровождают построением процессов рабочего цикла в i-s-диаграмме. Пример построения процессов рабочего цикла показан на рисунке Здесь принят вариант установки на насыщенном паре с однократной промежуточной сепарацией и однократным паровым промежуточным перегревом пара.

Как уже отмечалось, для увеличения надежности работы паровой турбины весьма желательно было бы введение хотя бы незначительного перегрева пара на выходе из ПГ. Однако такая постановка вопроса выводит на проблемы, еще не нашедшие полного технического разрешения. Поэтому в дальнейшем мы будем рассматривать вариант ЭУ: ПГ с кратностью циркуляции больше единицы с естественной циркуляцией рабочего тела, генерирующий сухой насыщенный пар, и ПТУ, работающая на насыщенном паре.

В показанной на рисунке 6 диаграмме состояния рабочего тела и процессы в рабочем контуре обозначены:

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рисунок 6 - Термодинамические процессы рабочего цикла главного двигателя и турбопривода питательного насоса в i-s диаграмме Апг - состояние рабочего тела на выходе из парогенератора

Агт(АЦВД) - состояние рабочего тела на входе в главную турбину (в ЦВД);

Апг-Агт - изоэнтальпийное движение пара в главном паропроводе с некоторой потерей давления. Сюда же относят потерю давления в регулирующих и отключающих (стопорных) клапанах, а также во входных устройствах турбины;

АzЦВД - состояние рабочего тела на выходе из ЦВД;

АЦВД-АzЦВД - расширение пара в ЦВД;

Авхс - состояние рабочего тела на входе в сепаратор;

АzЦВД-Авхс - изоэнтальпийное движение пара по паропроводу (ресиверу) от ЦВД к сепаратору;

Авыхс - состояние пара на выходе из сепаратора;

Авхс-Авыхс - процесс сепарации пара в сепараторе;

Апп - состояние пара на выходе из пароперегревателя;

Авыхс-Апп - процесс перегрева пара;

АЦНД - состояние пара на входе в ЦНД;

Апп-АЦНД - изоэнтальпийное движение пара по ресиверу от пароперегревателя к ЦНД. Сюда же относят отключающие (стопорные) клапаны и входные устройства ЦНД;

АzЦНД (Агк) - состояние рабочего тела на выходе из ЦНД и входе в ГК;

АЦНД-АzЦНД - расширение пара в ЦНД;

Атпн - состояние рабочего тела перед проточной частью турбопривода питательного насоса;

Апп-Атпн - изоэнтальпийное движение пара к турбоприводу питательного насоса;

Аzтпн (Актпн) - состояние пара на выходе из турбопривода ПН и на входе в конденсатор ТПН;

Атпн-Аzтпн - расширение пара в турбоприводе ПН;

В связи с тем, что потеря давления пара от выхода из ЦВД до входа в ЦНД р = рzЦВД - рЦНД составляет небольшую величину (около 5%), на диаграмме i-s процесс АzЦВД-АЦНД иногда показывают условной пунктирной линией без выделения характерных точек.

Если в схеме предусмотрен двухступенчатый перегрев пара, то на диаграмме i-s следует показать две точки:

Апп1 - состояние пара на выходе из первого перегревателя, она же - на входе во второй перегреватель;

Апп2 - состояние пара на выходе из второго перегревателя.

При построении процессов расширения пара в ЦНД и в турбоприводе ТПН в диаграмме i-s строго говоря необходимо оценить потери давления в выхлопном патрубке турбины. Потери давления, обусловленные преодолением гидравлических сопротивлений выхлопного патрубка, выражаются в потере энергии пара и, следовательно, в потере экономичности энергоустановки. В расчетах энергоустановки потерю энергии в выхлопном патрубке учитывают введением в расчет коэффициента полных потерь полнпатр. Если полнпатр > 1, то рzЦHД > pгк, в турбоприводе ТПН соответственно.

Иногда при конструировании выхлопного патрубка удается организовать в нем использование диффузорного эффекта. В этом случае энергию скорости пара на выходе из последней ступени турбины можно хотя бы частично преобразовать в энергию давления. Тогда полнпатр < 1, а рzЦHД < ргк. Это позволит уменьшить потерю энергии пара в выхлопном патрубке.

Однако достижение такого эффекта затруднено, так как в выхлопном патрубке сказывается влияние ряда неизбежных дополнительных факторов, вызывающих увеличение потерь давления. Основные из них:

- большие скорости пара на выходе из турбины;

- трудности рациональной компоновки выхлопного патрубка (особенно для тихоходных турбин, имеющих большую длину лопатки на выходе из турбины);

- необходимость поворота потока пара в выхлопном патрубке (от осевого направления потока на выходе из турбины к радиальному направлению на входе в конденсатор);

- наличие ряда устройств в выхлопном патрубке (анкерные стяжки, ребра жесткости и другие конструктивные детали).

В то же время комплекс мер по совершенствованию конфигурации выхлопного патрубка позволяет в итоге получить значение полнпатр близким к единице.

Hа начальной стадии проектирования ЯЭУ, когда конструкция турбоагрегата еще не проработана в деталях, вполне допустимо принять в расчет полнпатр = 1, следовательно, принять рz = ргк.

При выборе параметров рабочего тела обычно последовательность рассмотрения параметров пара принимают "сверху вниз", т.е. проходят все точки от Апг до Агк.

И последнее замечание. На рисунке 6 расширение пара в турбине (в ЦВД, ЦНД и в турбине ТПН) показано в виде прямых, уклоняющихся вправо. Мера уклонения определяется принятым в расчет значением КПД турбины. В то же время известно, что КПД ступеней турбины не одинаков. Обычно у последних ступеней он заметно ниже. В этом случае расширение пара в проточной части турбины следует изобразить в виде ломанной линии. Однако, на начальной стадии проектирования энергоустановки, когда еще нет детального расчета турбины, в расчет принимают средний КПД проточной части турбины, и процесс расширения в диаграмме i-S изображают в виде прямых.

7. Определение параметров пара на выходе из парогенератора и на входе в главную турбину

Известно, что параметры пара, генерируемого в парогенераторе (давление и температура), должны приниматься возможно большими. Это позволяет увеличить КПД цикла и КПД установки в целом. Причем, так как температура пара определяется температурой греющей среды, а температура теплоносителя для ядерного реактора с водяным теплоносителем ограничена, то давление пара обычно принимают максимально возможным, при котором еще происходит парообразование, т.е. приходят к идее применения цикла на насыщенном паре.

Правда, исследования показывают, что цикл на насыщенном паре имеет и свои существенные недостатки. При давлении пара, принятом на АЭС (4...7 МПа), даже сухой насыщенный пар, проходя по паропроводу и через органы регулирования, несколько снижает свое давление (потеря давления может достигать 5...10%), при этом в нем повышается влагосодержание (до 0,30...0,45%). А если учесть, что и исходный пар имеет некоторое количество влаги (по существующим нормам до 0,2%, в реальных установках - до 0,5%), то в итоге уже на первых ступенях турбины может быть заметное содержание влаги. Этот фактор существенно влияет на КПД турбины, в результате некоторый выигрыш в КПД цикла от повышения давления пара до давления насыщения может быть значительно обесценен снижением КПД турбины. Кроме того, увеличение влагосодержания по всей проточной части турбины значительно усиливает эрозию лопаточного аппарата, что снижает долговечность и безотказность турбины. Заметим, что особенно актуальной эта проблема становится при сниженной мощности ЯЭУ. Так, например, при снижении мощности до 50% влагосодержание на входе в турбину может достигать 3%. Поэтому в настоящее время ставится вопрос о целесообразности цикла со слабоперегретым паром (перегрев порядка 20оС). Однако следует иметь в виду, что применение перегретого пара приводит к необходимости применения либо прямоточного парогенератора, либо парогенератора с кратностью циркуляции больше единицы, но с последующей сепарацией пара и установкой после сепаратора пароперегревателя. В первом случае (применение прямоточного парогенератора) потребуется переход на иные более дорогие конструкционные материалы трубной системы парогенератора и значительное ужесточение водного режима II контура. Во втором случае значительно усложняется конструкция парогенератора. В обоих случаях снижается его надежность. В настоящее время в стационарной энергетике в ЯЭУ с ВВЭР наибольшее распространение получили парогенераторы сухого насыщенного пара с кратностью циркуляции больше единицы. Переход на слабоперегретый пар потребует дополнительных технико-экономических исследований о целесообразности такого перехода.

Иногда в ЯЭУ АЭС применяют перегретый пар, но по соображениям иного порядка. Hапример, на одной из зарубежных АЭС "Мюльхайм-Керлих", где температура пара составляет 312оС, давление пара принято лишь в 6,72 МПа (при этом перегрев пара равен 28оС). Такое сочетание параметров пара позволило ограничиться одноступенчатой промежуточной сепарацией и промежуточным перегревом пара. Повышение давления свежего пара до давления насыщения потребовало бы двухступенчатой промежуточной сепарации и промежуточного перегрева, что значительно усложнило бы схему рабочего контура.

Перегретый пар применяют также в таких одноконтурных установках, где можно организовать внутриядерный перегрев. Hапример, на I и II блоках Белоярской АЭС организован внутриядерный перегрев до температуры порядка 500...510оС. В то же время давление пара составляет лишь 10,8 МПа (перегрев порядка 183...193оС).

Для АЭС с умеренными температурами генерируемого пара давление пара чаще всего принимают равным давлению насыщения.

Вторым важным фактором, который следует иметь в виду при выборе параметров свежего пара, является принятый в парогенераторе принцип подогрева питательной воды до температуры кипения ts, т.е. компоновка экономайзерной зоны ПГ. В конструкциях парогенераторов может быть предусмотрена явно выраженная экономайзерная зона, где подогрев питательной воды до ts осуществляется на соответствующей поверхности трубной системы. Парогенератор может быть выполнен также без явно выраженной экономайзерной зоны. В этом случае питательная вода подогревается за счет конденсации части генерируемого пара.

Достоинство первого варианта компоновки парогенератора заключается в том, что на экономайзерном участке теплопередача происходит при значительно большем температурном напоре, чем на испарительном участке. Это способствует уменьшению поверхности теплопередачи парогенератора. Но на экономайзерном участке заметно меньше коэффициент теплопередачи, поэтому выигрыш в поверхности теплопередачи парогенератора в целом при наличии явно выраженного экономайзерного участка будет иметь место лишь при выполнении условия

Кэ tэ > Ки tи (10)

Следует также иметь в виду, что наличие явно выраженного экономайзерного участка (особенно если он выполнен в виде отдельной конструкции) существенно усложняет парогенератор и снижает его надежность. Комплексные исследования этого вопроса привели к тому, что в настоящее время в составе отечественных ЯЭУ АЭС применяется парогенератор без явно выраженной экономайзерной зоны. Диаграмма t-q для такого парогенератора имеет вид, показанный на рисунок 7.

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рисунок 7 - Диаграмма t -q парогенератора без явно выраженной экономайзерной зоны

Принятая в отечественной практике горизонтальная схема парогенератора зарекомендовала себя как надежная и перспективная конструкция с большими возможностями ее дальнейшего совершенствования, в том числе и по увеличению ее паропроизводительности.

Если в разрабатываемой ЯЭУ принята аналогичная схема парогенератора, то выбор параметров рабочего тела на выходе из него сводится к выбору величины tmin, через которую определяются температура и давление свежего пара:

tпг = tт2 - tmin; pпг = ps(tпг) (11)

Обычно величина tmin лежит в пределах от 8 до 10...15оС. Исследования показывают, что изменение этой величины на 2,5оС вызывает изменение поверхности теплопередачи парогенератора на 15...20%. Более точное значение этого влияния может быть получено в каждом конкретном случае детальными технико-экономическими расчетами.

Детальные технико-экономические исследования показывают, что оптимальное значение рпг лежит в пределах..7,5 МПа. На начальной стадии проектирования целесообразно ориентироваться на прототипные данные. Ниже приведены параметры для некоторых ЯЭУ АЭС:

а) для ЯЭУ с ВВЭР-440

рпг = 4,6 МПа;

tmаx = tт1 - ts(рпг) = 301 - 258,76 = 42,24оС;

tmin = tт2 - ts(рпг) = 268 - 258,76 = 9,24оС;

б) для ЯЭУ с ВВЭР-1000

рпг = 6,48 МПа;

tmаx = 322 - 280,62 = 41,38oС;

tmin = 289 - 280,62 = 8,38oС;

в) для ЯЭУ с ВВЭР РWR

рпг = 6,8 МПа;

tmаx = 326 - 283,85 = 42,15оС;

tmin = 292 - 283,85 = 8,15оС.

В установке АЭС - 2006 генерируют пар парамиетров рпг=7,0 МПа; tпг=287 0С. Тогда для парогенератора tmаx = 329,7 - 287,0 = 42,7оС; tmin = 298,6 - 287,0 = 11,6 оС.

По принятым значениям рпг и tпг на диаграмме i-s наносят точку Апг.

Для построения точки Агт необходимо оценить гидравлические сопротивления тракта, по которому пар поступает от парогенератора к сопловому аппарату первой ступени турбины (главный паропровод, регулирующая и запорная арматура, входное устройство турбины). Величина этих сопротивлений р зависит от длины, поперечного сечения и конфигурации главного паропровода, от конструктивных особенностей устройств и арматуры, расположенных по тракту движения пара. Анализ реально выполненных установок показывает, что эту величину можно принять в расчет порядка 0,4 МПа. В относительных величинах потеря давления в тракте в целом может быть принята р = (0,04...0,09) рпг. В стопорном и регулирующем клапанах потеря давления составляет (0,03...0,05) рпг.

Можно принять, что пар в паровом тракте претерпевает изоэнтальпийное дросселирование. С учетом достаточно качественной теплоизоляции паропровода и его устройств такое допущение не вносит существенных погрешностей.

С учетом принятых значений р на диаграмме i-s можно нанести точку Агт.

Для одноконтурных ЯЭУ с кипящей водой выбор начальных параметров пара сводится к выбору температуры и давления пара на выходе из ядерного реактора. Так как в одноконтурной ЯЭУ подвод тепла к рабочему телу осуществляется непосредственно от твэлов активной зоны (в отличие от двухконтурных ЯЭУ, где передача тепла осуществляется через посредника - теплоноситель), то температура и давление рабочего тела при прочих равных условиях могут быть приняты более высокими. Кроме того, имеющаяся в кипящем реакторе некоторая неравномерость тепловыделений по радиусу активной зоны не приводит к неравномерности температурного поля на выходе из активной зоны.

Однако, увеличение давления среды потребует увеличения толщины стенки технологических каналов (имеются ввиду ядерные реакторы канального типа). Увеличение же массы металла в активной зоне ухудшает нейтронно-физические характеристики активной зоны и может потребовать увеличения обогащения ядерного топлива. В этой связи достигнутый положительный эффект повышения термодинамической экономичности установки за счет повышения начальных параметров пара может быть обесценен отрицательным эффектом повышения стоимости загрузки топлива. В результате стоимость выработанного киловатт-часа электроэнергии может даже возрасти.

Кроме того, особенности компоновки активной зоны кипящего реактора обычно таковы, что при повышении давления рабочего тела выше примерно 6 МПа заметно снижается критическая тепловая нагрузка qкр. Это потребует существенного увеличения поверхности теплоотдачи твэлов, что, в свою очередь, приводит к заметному увеличению габаритов активной зоны. Следует также иметь в виду ранее высказанные соображения о трудностях компоновки промежуточной сепарации и промежуточного перегрева пара, которые могут возникнуть при повышении его начального давления.