Проект энергоблока нового поколения для Ленинградской АЭС-2

Результаты оценки загрязненности ТОТ после пятого этапа сравнивать с результатами предыдущих этапов некорректно, так как на этом этапе направление движения среды первого контура было аналогичным предыдущему этапу («коридорный» пучок работал при более высокой температуре), а ресурс этапа в режиме генерации пара почти вдвое превышал отдельные ресурсы предыдущих этапов.

Снижение загрязнения ТОТ на обоих трубных пучках после седьмого этапа связано с тем, что испытания этого этапа проводились после замены системы трубопроводов стенда на новую, не загрязненную продуктами коррозии, и часть поверхностного слоя отложений (не уплотнившихся) в процессе проведения испытаний была смыта. При этом, скорость увеличения загрязнения обоих трубных пучков модели на последующих этапах был примерно одинакова, несмотря на более высокую температуру эксплуатации «коридорного» трубного пучка.

Таким образом, экспериментально подтверждено, что применение трубного пучка с «коридорной» компоновкой ТОТ приводит к увеличению скорости циркуляции воды в нем и, соответственно, к снижению скорости роста отложений на ТОТ.

Как видно из результатов ревизий модели трубных пучков в процессе ресурсных ускоренных коррозионных испытаний имеет место «цикличность» образования как питтингов, так и трещин, но ни на одном из этапов испытаний не наблюдалось развития трещин, зафиксированных после предыдущего этапа.

Поскольку отдельные этапы испытаний отличались по условиям проведения, рассмотрим их с точки зрения прохождения возможных коррозионных процессов на ТОТ модели с учетом данных, приведенных на рис. 5.2.2-5.2.4. При этом началом этапа испытаний считается проведение гидравлических испытаний перед началом вывода модели в режим генерации пара, окончанием - монтаж модели в корпус для проведения следующего этапа.

В процессе первого этапа условий для интенсивных коррозионных процессов на ТОТ реализовано не было и, после его завершения каких-либо повреждений на ТОТ не наблюдалось.

На втором этапе модель эксплуатировалась в режиме генерации пара (рабочий режим) при высоком содержании хлоридов, низком содержании кислорода и большую часть времени при высоком рН. После останова стенда, модель порядка 240 ч находилась в состоянии стоянки при свободном доступе воздуха к влажным трубным пучкам, что согласно известным представлениям об электрохимическом характере коррозионных процессов, должно приводить к активизации электрохимических процессов под отложениями, с накопленными в процессе режима генерации пара хлоридами, и образованию на внешней поверхности ТОТ питтингов. Однако внешнего проявления коррозионных процессов при обследовании модели после извлечения из корпуса не наблюдалось. В связи с этим можно считать, что процесс образования питтингов в таких условиях является «скрытым».

На третьем этапе в рабочем режиме модель эксплуатировалась при высоком содержании хлоридов и большую часть времени при повышенном содержании кислорода и низком рН. При этом, в образовавшихся на втором этапе питтингах, в условиях кислой среды в воде второго контура и, соответственно, у поверхности металла ТОТ, происходило интенсивное кипение, накопление коррозионно-активных примесей и увеличение глубины питтингов с образованием продуктов коррозии (о чем свидетельствует отслаивание отложений в местах образования питтингов). После останова стенда модель, как и на втором этапе, находилась в режиме мокрой стоянки со свободным доступом воздуха (электрохимические процессы продолжались), а после ее извлечения из корпуса визуально было зафиксировано наличие питтингов.

На четвертом этапе при проведении гидравлических испытаний в части питтингов в условиях действия активной пластической деформации, наличия значительного количества окислителя в воде заполнения стенда (вода с кислородом на линии насыщения) и хлоридов в полости питтингов, произошло образование трещин по механизму анодного растворения. Эксплуатация модели в рабочем режиме была проведена большую часть времени при высоком содержании хлоридов, нейтральном и повышенном значениях рН и низком содержании кислорода. В этих условиях в питтингах, образовавшихся после третьего этапа, и у поверхности металла ТОТ электрохимические процессы были заторможены, произошла пассивация питтингов и закупорка трещин плотными продуктами коррозии (рисунки 5.2.3г, 5.2.5 и 5.2.6). После останова стенда модель находилась в составе стенда в режиме стоянки без доступа воздуха (стенд после останова был герметичным вплоть до извлечения модели из корпуса), что также не способствовало активизации электрохимических процессов. В процессе ревизии модели питтинговая коррозия визуально не наблюдалась, но при ВТК были зафиксированы первые дефекты типа трещин.

На пятом этапе при проведении гидравлических испытаний новые трещины, в связи с отсутствием «свежих» питтингов после четвертого этапа, не образовались.

Эксплуатация модели в рабочем режиме была проведена большую часть времени с высоким содержанием хлоридов и кислорода и низких значениях рН. При этом данный этап был самым продолжительным по времени рабочего режима. Однако, несмотря на такой продолжительный и жесткий по условиям эксплуатации этап, при отсутствии «свежих» питтингов после предыдущего этапа, признаков усиления деградации ТОТ в процессе, как визуального осмотра, так и по результатам ВТК обнаружено не было.

Следует отметить, что после останова стенда модель, как и после четвертого этапа, находилась в корпусе без доступа воздуха к трубным пучкам вплоть до демонтажа на ревизию.

По результатам первых пяти этапов испытаний можно заключить, что образование питтингов происходит только в режимах стоянки при наличии влажных отложений с накопленными коррозионно-активными примесями в них и при свободном доступе воздуха к трубному пучку, а трещины образуются из части наиболее острых и глубоких питтингов в процессе проведения гидравлических испытаний. Для подтверждения данного заключения был проведен шестой этап.

Шестой этап, в процессе которого модель трубных пучков находились в течение 1000 ч в режиме стоянки с влажными отложениями со свободным доступом воздуха, привел к активизации электрохимических процессов под отложениями и образованию «свежих» питтингов. После проведения гидравлических испытаний на одной из ТОТ модели при проведении ВТК был зафиксирован новый дефект глубиной 20% от толщины стенки.

При этом внешний вид трубного пучка модели оставался таким же, как и после окончания пятого этапа.

Седьмой этап был аналогичен третьему этапу как по предыстории (мокрой стоянкой являлся шестой этап), так и по условиям проведения рабочего режима, но отличался более чем в 1,5 раза по продолжительности, и на данном этапе модель после останова стенда находилась в корпусе без доступа воздуха вплоть до демонтажа на ревизию. При ревизии модели были зафиксированы такие же проявления питтинговой коррозии, как и на третьем этапе, но в большем объеме. Образования новых дефектов типа трещин и развития, ранее образовавшихся дефектов, по результатам ВТК не обнаружено.

Поскольку, как видно из результатов ревизий модели на предыдущих этапах, количество образовавшихся трещин существенно меньше количества имеющихся питтингов, можно сделать вывод, что возможность образования дефектов из питтингов на ТОТ была полностью исчерпана в процессе шестого этапа.

На восьмом этапе эксплуатация модели, проведенная в условиях имитации стадии пуска ПГ (разогрев модели до 100єС при свободном доступе воздуха через открытый смотровой люк, было проведено пять таких режимов), показала, что при наличии окислителя в воде второго контура произошла значительная активизация электрохимических процессов и интенсивное образование коррозионных дефектов по механизму анодного растворения при активной пластической деформации, обусловленной наличием перепада давления между первым и вторым контурами стенда (4,9 ±0,1 МПа).

При ревизии модели была обнаружена значительная питтинговая коррозия, а также по результатам ВТК зафиксировано 28 новых дефектов типа трещин.

Полученные результаты [23] хорошо согласуются с данными работы Andersen, в которой отмечена высокая склонность стали типа 304 (примерный аналог стали 08Х18Н10Т) к коррозионному растрескиванию процессе испытаний образцов в воде при температурах до 200 єС, наличии хлоридов и массовой концентрации кислорода 0,2 мг/дм3 (условия, сходные по температуре испытаний для начальной стадии пуска горизонтальных ПГ).



Рис. 5.2.5 - 3D-изображение единичного питтинга с запассивированной поверхностью: а - питтинг; б - профиль питтинга

конструкционный гидравлический парогенератор энергоблок

Рис. 5.2.6 - Микрофотография дефекта на образце ТОТ

В испытаниях восьмого этапа хлориды в отложениях были накоплены в процессе длительного седьмого этапа испытаний (массовое содержание хлоридов в отложениях составляло от 0,14 до 0,20%). При этом, как следует из литературных источников, концентрация хлоридов в питтингах может превышать их среднюю концентрацию в отложениях.

Также в процессе этапа модель находилась в режиме мокрой стоянки со свободным доступом воздуха к трубному пучку, что также способствовало активизации электрохимических процессов и образованию «свежих» питтингов.

В то же время, даже в таких жестких условиях испытаний, развития ранее зафиксированных трещин не произошло.

На девятом этапе начальные условия были аналогичны четвертому этапу по предшествующему режиму мокрой стоянки и наличию значительной питтинговой коррозии. Рабочий режим также был сопоставим по продолжительности с четвертым этапом, и проводился, как и на четвертом этапе, при высоком рН, но без ввода в среду второго контура хлоридов. Также на этапе проводилась периодическая замена «на ходу» порядка половины воды во втором контуре стенда, что приводило к высокому содержанию кислорода во втором контуре в течение большей части этапа. Таким образом, в процессе проведения этапа в электрохимических реакциях анодного растворения металла в качестве активатора коррозии могли участвовать только те хлориды, которые были накоплены в отложениях и в полостях питтингов и трещин в процессе предыдущих этапов. При этом, очевидно, что, как и на предыдущих этапах, в«свежих» питтингах должно было происходить интенсивное кипение.

После останова стенда модель находилась в составе стенда без доступа воздуха вплоть до извлечения ее на ревизию, т.е. непосредственно в режиме стоянки условия для активизации электрохимических процессов на металле ТОТ отсутствовали.

В процессе ревизии модели усиления питтинговой коррозии, по сравнению с предыдущим этапом, визуально не обнаружено, но питтинги, аналогичные приведенным на рисунке 5.2.4(в), имели место. Также по результатам ВТК были зафиксированы 11 новых дефектов типа трещин, но развития ранее образовавшихся трещин, как и на предыдущих этапах не отмечено. Новые трещины образовались, наиболее вероятно, в процессе проведения процедуры гидравлических испытаний модели в условиях активного действия электрохимических процессов и «включенного» механизма анодного растворения в полостях «свежих» питтингов с накопленными хлоридами, образовавшихся на восьмом этапе во время его проведения и на мокрой стоянке со свободным доступом воздуха.

На десятом этапе условия рабочего режима были аналогичны седьмому этапу по пониженному значению рН, высокому содержанию хлоридов и низкому содержанию кислорода в процессе практически всего этапа, а также по времени эксплуатации модели в этом режиме. Также отсутствовала мокрая стоянка со свободным доступом воздуха на предыдущем этапе.

Таким образом, условия для образования и развития коррозионных дефектов в рабочем режиме практически отсутствовали, что подтвердилось при ревизии модели.

Внешних проявлений усиления питтинговой коррозии и развития ранее зафиксированных трещин при ВТК модели не наблюдалось.

На отсутствие условий для образования дефектов при эксплуатации модели и, соответственно, ПГ в рабочем режиме указывают и измерения [23] окислительно-восстановительного потенциала в среде второго контура модели на этапе. В процессе измерений при эксплуатации стенда в рабочем режиме значимого изменения потенциалов при изменении ВХР во втором контуре стенда не отмечалось.

Так ввод примесей продуктов коррозии и снижение величины рН среды второго контура до величины 3,78 привело к увеличению разности потенциалов:

- для пары электродов «Pt -08Х18Н10Т» на 18,3 мВ;

- для пары электродов «Zr -08Х18Н10Т» на 10,0 мВ.

Аналогично, незначительное изменение разности потенциалов на обоих парах электродов наблюдалось и при вводе во второй контур стенда кислорода до концентрации 0,16 мг/дм3.

Вместе с тем, исследования образцов ТОТ [23] после завершения этапа показали, что на поверхности металла имеют место растравы металла и питтинги в них, которые были обнаружены только после удаления отложений (рис. 5.2.7). При этом металл ТОТ в области таких питтингов имел (после удаления отложений) соломенный цвет, что свидетельствует о весьма малой толщине оксидной пленки (менее 0,01 мкм).

Также в растравах были обнаружены так называемые «туннельные» питтинги, глубина которых составляла до 0,25 мм. Данные питтинги, согласно схеме приведенной В.Л. Богоявленским, могут быть начальной стадией образования трещины при группировании их в цепочку и наличии соответствующих напряжений, а для образования таких питтингов, как показали Dean, Beck, и Staehle необходима высокая концентрация хлоридов на поверхности металла. Так впервые такие питтинги были обнаружены ими на начальной стадии стандартных испытаний на склонность к коррозионному растрескиванию аустенитных хромоникелевых сталей в кипящем растворе MgCl2 и сделан вывод о достаточности нескольких минут для их образования.

Наличие высокой концентрации хлоридов, способствующее образованию «туннельных» питтингов было подтверждено при исследованиях образцов ТОТ с использованием рентгеноспектрального микроанализа. Так в отложениях на поверхности ТОТ содержалось (в процентах от их общей массы) 0,2% хлора. А в питтингах содержание хлора достигало порядка 12% (рисунок 5.2.8).

Рис. 5.2.7 - 3D-изображение растрава с «тунельным» питтингом

Рис. 5.2.8 - Изображения питтинга на образце ТОТ, полученные в режиме регистрации вторичных электронов (а) и в характеристическом излучении хлора (б)

Наиболее вероятным временем образования обнаруженных растравов и питтингов, можно считать заключительную часть этапа. Тогда, при измерениях по оценке влияния значительного количества окислителя у поверхности металла ТОТ (в эксперименте - специально введенный кислород до концентрации 320 мг/дм3) и низкого рН = 3,9 ч 4,8 на окислительно-восстановительный потенциал стали 08Х18Н10Т, в процессе останова стенда были достигнуты значения потенциалов (в единицах стандартной водородной шкалы) от минус 150 до 0 мВ (рисунок 4.2.9), что хорошо согласуется с результатами, полученными в ЦНИИ КМ «Прометей» при исследованиях потенциалов образования питтингов на стали 08Х18Н10Т.

Рис. 5.2.9 - Изменение во времени значений потенциалов в единицах стандартной водородной шкалы на заключительной стадии десятого этапа

Проведенный анализ [23] результатов экспериментов на модели трубных пучков по оценке влияния режимов эксплуатации на образование коррозионных дефектов, позволил разработать блок-схему, представленную на рис.5.2.10, на которой также отражены и мероприятия, способствующие минимизации коррозионных процессов на ТОТ в процессе эксплуатации ПГ.

Таким образом, по результатам ускоренных коррозионных испытаний и исследований на модели трубных пучков и в соответствии с разработанной на основе анализа полученных результатов блок-схемой влияния режимов эксплуатации ПГ на образование и развитие дефектов на ТОТ показано, что:

- интенсивному образованию на трубчатке дефектов типа питтингов, как правило предшествует режим стоянки с влажными отложениями при свободном доступе воздуха.

Рис. 5.2.10 - Блок-схема влияния различных режимов эксплуатации ПГ на зарождение и развитие дефектов на ТОТ

Питтинги образуются под отложениями продуктов коррозии и при обследованиях трубного пучка методами визуального наблюдения могут не выявляться;

- фиксации по результатам ВТК дефектов типа трещин в процессе эксплуатации ПГ предшествует образование питтингов на ТОТ перед очередным запуском. В дальнейшем, в результате предпусковых режимов гидравлических испытаний и в режиме выхода на мощность из части питтингов развиваются трещины (результаты ВТК непосредственно после шестого этапа), которые обнаруживаются в период следующего ППР (результаты ВТК после четвертого этапа). Интенсификации процесса образования трещин в процессе режима пуска ПГ способствует наличие окислителей в среде второго контура или на поверхности ТОТ (результаты ВТК после восьмого этапа). По наиболее глубоким трещинам возможно сквозное раскрытие и течь из первого во второй контур, на что указывают результаты эксплуатации натурных ПГ на ряде АЭС;

- в процессе эксплуатации ПГ в режиме генерации пара при отсутствии нарушений норм ВХР основная масса дефектов пассивируются, забиваются плотными продуктами коррозии и далее не развиваются, на что указывают результаты ВТК модели после всех этапов испытаний модели в режиме генерации пара, металлографических исследований образцов ТОТ из модели, а также результаты ВТК трубных пучков ПГ на АЭС, показывающие многочисленные случаи отсутствия развития, ранее обнаруженных дефектов. В то же время, при наличии свежеобразовавшихся питтингов, часть их не пассивируется и является центрами интенсивного кипения и накопления хлоридов и других примесей до концентраций, значительно превышающих среднюю в отложениях, а также может в дальнейшем служить источником образования трещин;

- эксплуатация ПГ в режиме генерации пара в условиях нарушения ВХР (например, при наличии присосов из КПТ) приводит к усилению накопления коррозионно-активных примесей в отложениях, а в процессе режима останова, как показали измерения электрохимических потенциалов -к активизации электрохимических процессов на поверхности металла ТОТ, достижению потенциалов пробоя пассивной пленки и образованию, при наличии окислителей, питтингов. При этом, местами пробоя и растворения пассивной пленки могут служить, что следует из результатов исследования ТОТ модели и одного из натурных ПГ, и риски от операции шлифовки поверхности труб при изготовлении;

- подтверждена и экспериментально обоснована безусловная необходимость выполнения для обеспечения проектного ресурса ПГ типа ПГВ-1000МКП мероприятий и конструкторских решений, направленных на обеспечение минимизации процессов образования коррозионных дефектов в процессе эксплуатации ПГ, как разработанных и предлагаемых к внедрению, так и уже внедренных на ряде АЭС и в проектах новых РУ:

- совершенствование ВХР для снижения поступления продуктов коррозии в ПГ и исключение медьсодержащих сплавов в оборудовании КПТ для минимизации поступления окислителей во второй контур;

- совершенствование методов отмывки ПГ от отложений и своевременное их проведение;

- совершенствование регламента проведения стояночных и пусковых режимов в части подавления электрохимических процессов у поверхности металла ТОТ;

- применение коридорной компоновки трубного пучка.

5.3 Исследования несущей способности теплообменных труб с дефектами

В данном разделе приведены результаты исследований[10] по оценке несущей способности теплообменных труб с дефектами.

Допускаемая величина дефектов для парогенераторов АЭС с ВВЭР России, определенная консервативным путем, составляет 60% от глубины стенки ТОТ и определена из условия отсутствия условий для массовой деградации ТОТ и наличии достоверной информации о состоянии ТОТ, что обеспечивается выполнением требований к проведению, периодичности и объемам проведения ВТК.

Для снижения консерватизма оценки допускаемой глубины дефектов ТОТ конкретного ПГ проводятся соответствующие расчетно-экспериментальные обоснования и используются методы контроля, которые дают информацию о морфологии дефекта (длине и других параметрах). Также, основанием для снижения консерватизма критерия глушения является информация о несущей способности ТОТ с дефектами, используемая в дальнейшем при расчетах.

С целью получения такой информации, в ОКБ «Гидропресс» были проведены испытания по оценке несущей способности ТОТ [10] с реальными эксплуатационными дефектами, образовавшимися в процессе эксплуатации трубного пучка ПГ на одной из АЭС с ВВЭР-1000.

Испытания проводились посредством нагружения образцов с дефектами гидравлическим давлением до 50 МПа по внутренней полости при комнатной температуре. Нагружению давлением были подвергнуты пять образцов из десяти. Скорость подъема давления до величины до 50 МПа составляла от 0,4 до 0,6 МПа/мин.

После нагружения образцов проводилась выдержка в течение 5 мин и визуальный осмотр образцов для выявления падения давления или наличия течей.

В процессе проведении испытаний[10] при нагружении внутренним давлением на образцах с натурными дефектами с амплитудой сигнала при ВТК до 5,98 В и глубиной до 86% от толщины стенки отсутствовали разрывы стенки труб и течи. Результаты измерений в процессе испытаний показали, что перемещения стенок обратимы, т. е. испытания проведены в упругой области деформаций металла образцов с сохранением исходной формы, а в результате ВТК образцов до и после испытаний (табл. 5.3.2) установлено, что статистически значимое (?10%) изменение глубины дефектов от нагружения внутренним давлением вплоть до 50 МПа отсутствует.



Табл.5.3.2

Результаты ВТК образцов ТОТ с дефектами до и после гидравлических испытаний

Таким образом, несущая способность стенки ТОТ с эксплуатационным дефектом при отсутствии коррозионных процессов достаточно высокая и, следовательно, возможна эксплуатация таких ТОТ при условии минимизации процессов, вызывающих коррозию трубных пучков ПГ и внедрении методов контроля дающих более полную информацию о морфологии дефектов.

Испытания на разрушение образцов с дефектами глубиной более 65% от толщины стенки показали, что характеристики разрушения (овализация и остаточная деформация) для образцов с толщиной стенки 1,3 мм и 1,5 мм имеют близкие значения, а разрушение имеет одинаковый характер (без раскрытия). При эксплуатации ПГ нельзя полностью исключить возможности образования на поверхности ТОТ групп дефектов, язвенной коррозии, дефектов с глубиной, превышающей 85%. При этом, ТОТ с толщиной стенки 1,5 мм обеспечит большие прочность, жесткость и запас металла, по сравнению с аналогичной трубой с толщиной стенки 1,3 мм, что снижает вероятность разрушения ТОТ в процессе эксплуатации ПГ в течение 60 лет и, следовательно, обосновано применение трубы диаметром 16х1,5 мм для ПГ типа ПГВ-1000МКП.



5.4 Оценка интенсивности деградации теплообменных труб при эксплуатации парогенераторов

В данном разделе приведены результаты расчетных оценок интенсивности деградации ТОТ при эксплуатации ПГ [10].

стадия I -рост отложений продуктов коррозии на ТОТ до критических значений удельной загрязненности c одновременным накоплением хлорид-ионов и других активаторов под отложениями до критических концентраций;

стадия II -зарождение питтингов (пробой окисной пленки) при достижении критической концентрации хлорид-ионов в отложениях при работе на мощности или при подкислении среды в отложениях при гидролизе солей в результате дифференциальной аэрации поверхности ТОТ в период стоянки ПГ;

стадия III -рост питтингов по механизму анодного растворения при наличии окислителей и их транспортировке в зону реакции;

стадия IV -зарождение и рост коррозионных трещин во время активно го локального пластического деформирования микрообъемов металла.

В соответствии с приведенной стадийной моделью [10], срок службы ТОТ ф_р до образования дефекта в процессе эксплуатации, является суммой продолжительностей последовательных стадий коррозионного повреждения:

Уф_р= ф_отл+ф_зп+ф_рп+(ф_зт+ф_рт) (1)

где: ф_отл - продолжительность роста отложений до критической толщины и накопления в них коррозионно-активных примесей до критических концентраций;

ф_зп - продолжительность стадии зарождения питтингов;

ф_рп - продолжительность стадии роста питтингов до зарождения растравов;

ф_зт - продолжительность стадии зарождения трещин;

ф = - продолжительность стадии роста трещин.

Продолжительность стадии роста отложений и накопления коррозионно-активных примесей определяется концентрацией железа (C_Fe) и меди (C_Cu) в питательной воде, концентрацией коррозионно-активных примесей (C_i) в продувочной воде, удельной паропроизводительностью на локальных участках ТОТ (di), толщиной отложений (д_отл):

ф_отл = f(C_Fe, C_Cu, C_Ca, C_Mg, C_SiO3, C_Cl-, C_SO4, C_Na+, C_Ca²⁺, C_Mg²⁺,…, di, д_отл) (2)

Продолжительность стадии зарождения питтингов определяется составом отложений (содержание окислов железа, меди и других), концентрацией окислителя (кислорода, Cu²⁺), концентрацией коррозионно-активных примесей (Cl-, Fe³⁺ и других), инициирующих зарождение питтинга под отложениями, величиной рН среды под отложениями, состоянием поверхности ТОТ (Ra):

Фзп = f([Fe3+, Cu2+]отл, СО2, CCl-, CFe3+, pH, Ra, …) (3)

Продолжительность стадии роста питтингов до зарождения растравов определяется толщиной и плотностью отражений (с_отл), локальным содержанием окислителя (С_ок) в отложениях вблизи питтинга, а также содержанием кислорода в стояночных режимах, составом и концентрацией электролита в питтинге (УС_i), электрохимической неоднородностью структуры металла Дц_п в электролите внутри питтинга, вызывающей линейные растравы:

ф_рп = f (д_отл, с_отл, С_ок, УС_i, Дц_п) (4)

Продолжительность стадии зарождения и роста трещин определяется составом и концентрацией электролита в питтинге, локальным содержанием окислителя в отложениях вблизи питтинга, суммой остаточных (у_R), термических (у_t) и рабочих (у_p) напряжений, вызывающих активную пластическую деформацию в вершинах растравов:

ф_зт(ф_рп) = f(С_ок, УС_i, У(у_R), (у_t), (у_p)) (5)

Поскольку в оборудовании КПТ РУ с ПГ типа ПГВ-1000МКП отсутствуют медь содержащие сплавы, при проведении расчетных оценок принималось минимально содержание меди (как наиболее сильного окислителя в отсутствие кислорода) в воде второго контура (до 1 мкг/дм³). Концентрация хлорид-ионов, достаточная для зарождения питтингов, в первом приближении была принята на уровне 1 г/дм3.

Выполненный в ОКБ «ГИДРОПРЕСС» (по имеющимся фактическим данным содержания железа и меди в питательной воде ПГ энергоблоков АЭС с ВВЭР-1000) расчет показал, что удельное загрязнение, при котором в отложениях у поверхности металла ТОТ достигается концентрация хлорид-ионов, достаточная для инициации пробоя оксидной пленки (стадия I) составляет от 70 до 450 г/м², а концентрация хлорид-ионов на поверхности металлов ТОТ под отложениями, необходимые для начала роста питтингов (стадия II), могут достигаться при удельном загрязнении от 1200 до 200 г/м² в диапазоне концентраций хлорид-ионов в воде ПГ от 10 до 1000 мкг/дм³. При нарушении ВХР по содержанию хлорид-ионов в воде ПГ опасные концентрации хлорид-ионов в отложениях могли быть достигнуты и при меньшей толщине отложений (порядка от 200 до 300 мкм).

Длительность подрастания питтингов (стадия III) до глубины 0,01 мм для блоков АЭС с ВВЭР-1000, имеющих ПНД с трубками из нержавеющей стали, составляет 10000-17000 ч. При этом средняя скорость роста питтингов на начальной стадии их развития составляет (0,6-1,0)·10^-6 мм/ч или 0,004-0,007 мм/год и, следовательно, при длительности кампании порядка 7000 ч вероятность зарождения питтингов мала, а при проведении регулярных химических промывок 1 раз в 4 года рост таких питтингов прекратится уже после первой промывки и максимальная их глубина не превысит 0,1мм.

Для стадии IV при расчетной оценке длительности подрастания трещин приняты следующие консервативные условия:

- исходная одиночная магистральная коррозионная трещина полуэллиптической формы развивается в плоскости, проходящей через ось ТОТ до максимально допустимого размера а = 1,05 мм (0,7дст);

- уровень локальных напряжений в металле ТОТ обеспечивает активную

пластическую деформацию микрообъемов металла перед фронтом растущей трещины;

- рост коррозионных трещин происходит по механизму анодного растворения.

Скорость развития трещин определяется плотностью тока анодного растворения, которая ограничивается скоростью поступления окислителя в зону трещины (при безусловном наличии активаторов - хлорид-ионов, сульфат-ионов и др.);

- ток анодного растворения распределяется по фронту трещины в полосе, равной ширине раскрытия берегов вблизи вершины трещины Wтр = 1 мкм.

По расчетов выполненных в ОКБ «ГИДРОПРЕСС» были определены средние скорости подрастания трещин, развивающихся из питтинга глубиной 0,01 мм до глубины а = 0,3 мм, 0,6 мм и 0,9 мм и показано, что в процессе эксплуатации ПГ типа ПГВ-1000МКП в конденсатно-питательном тракте которых отсутствуют медьсодержащие сплавы в случае наличия отложений с величиной удельного загрязнения от 150 до 360 г/м2 длительность роста имеющихся в ТОТ трещин до максимально допустимого размера а = 1,05 мм (70% от толщины стенки ТОТ) составит для одиночной трещины от 32 до 12 лет, а при удельном загрязнении от 40 до 150 г/м2-от времени, превышающего ресурс 60 лет до 28 лет, соответственно.

Из приведенных в разделе расчетных оценок [23] следует, что внедрение мероприятий по обеспечению чистоты ТОТ и снижение поступления железа в ПГ является одним из основных условий предотвращения повреждения ТОТ ПГ на АЭС с ВВЭР, поскольку отложения являются эффективными концентраторами коррозионно-агрессивных примесей из воды второго контура ПГ.

Также должны быть модернизированы регламенты стояночных режимов ПГ, как опорожненного, так и заполненного водой, в части минимизации влаги в отложениях и наличия кислорода в воде, соответственно.

При проведении гидравлических испытаний и пуска ПГ необходимо обеспечение минимального количества окислителя (кислорода) в воде второго контура.

Таким образом, при соблюдении приведенных выше рекомендаций по совершенствованию режимов эксплуатации ПГ обеспечивающих снижение загрязнения ТОТ, минимизацию окислителей в воде второго контура и минимизацию возможности образования и развития дефектов на ТОТ, работоспособность ТОТ 16Ч1,5 мм из нержавеющей стали аустенитного класса 08Х18Н10Т не является фактором, ограничивающим ресурс ПГ.

Выводы:

1. Показана необходимость экспериментального уточнения

закономерностей образования и развития коррозионных повреждений трубчатки горизонтальных ПГ в процессе различных режимов эксплуатации, исследований несущей способности ТОТ с дефектами, проведения расчетных оценок образования и развития коррозионных повреждений металла ТОТ в процессе эксплуатации горизонтальных ПГ для прогноза их ресурса.

2. По результатам экспериментов [23] установлены закономерности образования коррозионных дефектов на ТОТ в различных режимах эксплуатации ПГ и разработана блок-схема влияния различных режимов эксплуатации ПГ на зарождение и развитие дефектов на ТОТ.

3. Обосновано применение «коридорной» компоновки ТОТ в трубном пучке ПГВ-1000МКП для снижения загрязнения ТОТ в процессе эксплуатации ПГ.

4. Доказана возможность образования коррозионных дефектов в стояночных и последующих предпусковых и пусковых режимах.

5. Несущая способность ТОТ с дефектами позволяет применять ТОТ диаметром 16х1,5 мм для трубного пучка ПГВ-1000МКП и также показана возможность эксплуатации ТОТ с дефектами глубиной до 85% при внедрении мероприятий по минимизации процессов, вызывающих коррозию трубных пучков ПГ.



6. Исследование неравномерности паровой нагрузки зеркала испарения ПГВ-1000МКП

Проект парогенератора ПГВ-1000МКП с опорами разработан на основе опыта конструирования, изготовления и эксплуатации парогенераторов типа ПГВ-1000(ПГВ-1000М) для реакторных установок В-187 и В-320 АЭС с ВВЭР-1000, а также с учетом значительного опыта работы (с 1971 года) парогенераторов меньшей мощности на АЭС с ВВЭР-440.

Собственно парогенератор ПГВ-1000МКП (рис. 6.1) представляет собой

однокорпусный теплообменный аппарат горизонтального типа с погруженной теплообменной поверхностью и состоит из следующих частей:

- корпуса с патрубками различного назначения поз.1;

- коллекторов теплоносителя первого контура поз.2;

- роликовых опор поз.3;

- коллектора пара поз.4;

- гидроамортизаторов поз 5.

Рис. 6.1 - Парогенератор ПГВ-1000МКП

В парогенераторе ПГВ-1000МКП использованы основные технические решения парогенератора ПГВ-1000М, включая схему сепарации и отбора пара. Сепарация обеспечивается гравитационным осаждением капель влаги в паровом пространстве парогенератора. Отбор пара в паровой коллектор осуществляется через 10 патрубков пара, перед которыми установлен пароприемный дырчатый лист, предназначенный для выравнивания паровой нагрузки.

Коллектор пара расположен над парогенератором. Он состоит из трубы630х25 мм из стали 16ГС, днища и десяти гнутых труб-колен Ду200 из стали 20. К нему на монтаже подсоединяется станционный трубопровод пара.

6.1 Исследование неравномерности отбора пара из парового пространства

Исследование проводились с помощью расчетного CFD кода CosmosFloWorks.

Предпосылками к исследованию явились данные по сепарационным характеристикам ПГ [3], из которых следует, что парогенераторы у которых отбор пара из парового коллектора в трубопровод пара осуществляется со стороны "горячего" днища имеют худшие сепарационные характеристики по сравнению с парогенераторами у которых отбор пара осуществляется со стороны "холодного" днища.

Предположительно, различие в сепарационных характеристиках ПГ связано с неравномерным отбором пара в паровой коллектор и с неравномерным выходом пара из рамы с погруженными дырчатыми листами, т.е. неравномерной паровой нагрузкой зеркала испарения. В данной главе дипломного проекта рассмотрен только расчет неравномерности отбора пара из парового пространства через пароприемные дырчатые листы и коллектор пара при равномерном выходе пара из рамы с погруженными дырчатыми листами.

Для определения расходов пара через пароприемные дырчатые листы и пароотводящие трубы в ОКБ «Гидропресс»создана расчетная модель (рис. 6.1.2),включающая в себя:

- обечайки корпуса поз.1;

- пароприемный дырчатый лист поз.2;

- коллектор пара поз. 3.

Рис. 6.1.2 - Расчетная модель

На рис. 6.1.3 показан пароприемный дырчатый лист состоящий из рамы и дырчатых листов

Рис. 6.1.3 - Пароприемный дырчатый лист

Задача по определению неравномерности отбора пара из парового пространства решалась [3] с использованием программного комплекса CosmosFloWorks методом конечных объемов.

По нижней плоскости расчетной модели, соответствующей уровню погруженного дырчатого листа, задавался равномерный выход пара расходом 444 кг/с. На выходе из парового коллектора задавалось давление пара, равное 7 МПа с температурой соответствующей насыщенному пару.

При решении задач методом конечных объемов используется прямоугольная сетка. При этом исследуемая расчетная область разбивается на кубические конечные объемы. Для повышения точности расчета, в наиболее узких сечениях течения пара происходит последовательное уменьшение конечного объема в два раза, таким образом, в отверстиях дырчатых листов размер элемента в 256 раз меньше размера наибольшего элемента в периферийной области. На рис. 6.1.4 показана сетка конечных объемов исследуемой модели. На рис. 6.1.5 показана сетка конечных объемов в районе патрубка пара и дырчатого листа.

Рис. 6.1.4 - Сетка конечных объемов исследуемой модели

Рис. 6.1.5 - Сетка конечных объемов в районе патрубка пара и дырчатого листа

На рис. 6.1.4 и 6.1.5 красным цветом показаны объемы, принадлежащие твердому телу и окружающему пространству не участвующему в расчете, синим цветом показаны объемы, принадлежащие текучему телу (пару), зеленым цветом показаны граничные объемы, часть которых лежит в твердом теле, а часть - в жидкости. Граничные объемы несут всю информацию о поверхности раздела. Граница раздела аппроксимируется плоскостью и для каждого граничного объема вычисляется значение нормали к поверхности раздела и доли граней открытых для потока пара (поточные площади).

Расчетная область состоит из 2114807 конечных объемов, из которых 397212 объемов принадлежат твердому телу, 849153 объемов - текучей среды и 864442граничных объемов.

В результате расчета определены скорость течения и давление пара, а также расходы пара через дырчатые листы и пароотводящие трубы.

Распределение давления пара и линии тока показаны на рис. 6.1.6.

Рис 6.1.6 - Распределение давления пара и линии тока

Распределение скорости течения пара и линии тока показаны на рис. 6.1.7

Рис. 6.1.7 - Распределение скорости течения пара и линии тока

Как видно из рис. 6.1.7 скорости пара в пароотводящих трубах распределяются крайне неравномерно, это обусловлено коллекторным эффектом, т.е. в трубах, ближних к торцу коллектора пара, где гидравлическое сопротивление меньше, чем в трубах у днища коллектора пара, скорости (и расходы) пара существенно выше.

Распределение скорости течения пара (с ограничением максимальной скорости величиной 1 м/с, а минимальной скорости величиной 0,3 м/с) и линии тока в поперечном сечении, проходящем через ближние к торцу коллектора патрубки пара, показаны на рис. 6.1.8.

Рис. 6.1.8 - Распределение скорости течения пара и линии тока

Распределение вертикальной составляющей скорости течения пара (с ограничением максимальной скорости величиной 5 м/с) в поперечном сечении, проходящем через ближние к торцу коллектора патрубки пара, показано на рис. 6.1.9.

Рис. 6.1.9 - Распределение вертикальной составляющей скорости течения пара

Из рис. 6.1.9 видно, что максимальные скорости пар достигает в отверстиях пароприемного дырчатого листа и в пароотводящих трубах.

Распределение вертикальной составляющей скорости течения пара (с ограничением максимальной скорости величиной 1 м/с, а минимальной скорости величиной 0,2 м/с) в поперечном сечении, проходящем через ближние к торцу коллектора патрубки пара, показано на рис. 6.1.10.

Рис. 6.1.10 - Распределение вертикальной составляющей скорости течения пара

Распределение вертикальной составляющей скорости течения пара (с ограничением максимальной скорости величиной 1 м/с, а минимальной скорости величиной 0,2 м/с) в продольном сечении, проходящем по нижнему срезу балок рамы, на расстоянии 70 мм от дырчатых листов показано на рис. 6.1.11 (вид сверху).

Рис. 6.1.11 - Распределение скорости течения пара

Из рис. 6.1.11 видно, что максимальные скорости пара наблюдаются возле выгородки коллекторов и возле листов, граничащих с корпусом ПГ.

На рис. 6.1.12 показан удельный расход пара через дырчатые листы, кг/с·м².

На рис. 6.1.13 показан расход пара через пароотводящие трубы, кг/с.

Рис. 6.1.12 - Удельный расход пара через дырчатые листы, кг/с·м2

Рис. 6.1.13 - Расход пара через пароотводящие трубы, кг/с

На рис. 6.1.12:

- желтым цветом показаны дырчатые листы, через которые протекает пар со средним расходом 32,2 кг/с·м2 (в диапазоне 29,8 - 34,7 кг/с·м²);

- розовым цветом показаны дырчатые листы, через которые протекает пар с расходом больше среднего диапазона (34,7 кг/с·м²);

- голубым цветом показаны дырчатые листы, через которые протекает пар с расходом меньше среднего диапазона (29,8 кг/с·м²).

Через дырчатые листы, примыкающие к корпусу ПГ и к выгородке коллектора теплоносителя, как правило, проходит наибольший расход пара. Это связано с тем, что поток пара, проходящий через дырчатый лист, складывается из потока поднимающегося с зеркала испарения непосредственно под листом и потока омывающего образующую корпуса ПГ (рис. 6.1.8). Аналогично, поток пара через листы граничащие с выгородкой складывается из потока поднимающегося с зеркала испарения непосредственно под листом и пара перетекающего из под выгородки коллектора.

На рис. 6.1.14 показано векторное поле скоростей пара в области дырчатого листа, примыкающего к корпусу ПГ (сечение А-А на рис. 6.1.11).

На рис. 6.1.15 показано векторное поле скоростей пара в области дырчатого листа, примыкающего к выгородке коллектора теплоносителя (сечение Б-Б на рис. 6.1.11).

Из рис.6.1.12 видно, что в половине пароприемного дырчатого листа, ближнего к торцу коллектора пара, значения удельных расходов пара выше, чем в половине ближней к днищу коллектора пара. Это связано с перетоками пара из одной половины в другую. Согласно расчету без учета неравномерности выхода пара с погруженного дырчатого листа, под пароприемным дырчатым листом в половину корпуса ПГ, ближнюю к торцу коллектора пара, перетекает 7 кг/с пара, а над листом перетекает 27 кг/с пара.

В парогенераторе максимальные скорости выхода пара из погруженного дырчатого листа наблюдаются в районе "горячего" коллектора. Поэтому, в парогенераторе, у которого "горячий" коллектор расположен со стороны торца парового коллектора, максимальные скорости выхода пара из погруженного дырчатого листа совпадают и складываются с максимальными скоростями входа пара в пароприемный дырчатый лист, еще более повышая удельный расход пара через дырчатые листы и неравномерность потока пара. В парогенераторе, у которого "холодный" коллектор расположен со стороны торца парового коллектора, скорости выхода пара из погруженного дырчатого листа будут минимальны, поэтому повышения удельного расхода пара через дырчатые листы не произойдет и неравномерность потока пара не увеличиться.

Рис. 6.1.14 - Векторное поле скоростей пара в области дырчатого листа, примыкающего к корпусу ПГ

Для улучшения сепарационных характеристик парогенератора ПГВ-1000МКП необходимо снизить неравномерность отбора пара из парового пространства парогенератора, для чего рекомендуется уменьшить степень перфорации дырчатых листов, показанных на рис. 6.1.12 розовым цветом, и увеличить степень перфорации дырчатых листов, показанных голубым цветом.

Рис. 6.1.15 - Векторное поле скоростей пара в области дырчатого листа, примыкающего к выгородке коллектора теплоносителя

Для уточнения удельных расходов пара через пароприемный дырчатый лист необходимо провести расчет парового тракта с учетом перераспре-деления потоков пара под погруженным дырчатым листом и с учетом неравномерности паровой нагрузки зеркала испарения.

Выводы:

В результате исследования [3] течения пара через пароприемный дырчатый лист и паровой коллектор парогенератора ПГВ-1000МКП получена закономерность течения пара в паровом тракте, определены расходы пара через каждый дырчатый лист и в каждой пароотводящей трубе. Показана существенная неравномерность отбора пара из парового пространства, которая может влиять на сепарационные характеристики парогенератора.

Для снижения неравномерности отбора пара предлагается изменить степень перфорации части дырчатых листов, после чего необходимо провести новый расчет парового тракта с учетом перераспределения потоков пара под погруженным дырчатым листом и с учетом неравномерности паровой нагрузки зеркала испарения и набухания уровня воды над погруженным дырчатым листом.



7. Расчет парогенератора ПГВ-1000МКП

Исходные данные для расчета парогенератора (из [18]) приведены в таблице 7.1.

Таблица 7.1

Исходные данные для расчета парогенератора

Название	Ед. изм.	Значение
Паропроизводительность ПГ	кг/с	445
Давление теплоносителя на входе в ПГ	МПа	16,14
Давление пара в ПГ	МПа	7
Температура теплоносителя на входе в ПГ	град.С	328,9
Температура теплоносителя на выходе из ПГ	град.С	298,9
Температура питательной воды	град.С	225
Размеры труб поверхности теплообмена	м	0,016*1,5
КПД парогенератора	%	0,98
Наружный диаметр коллектора и толщина его стенки	м	1,176*0,171
Площадь поверхности теплообмена (ПТО)	м2	6105
Число трубок ПТО	шт.	10978
Средний расход непрерывной продувки воды из ПГ	кг/с	6,675

Методика расчёта парогенератора изложена в основах проектирования парогенераторов АЭС с ВВЭР [19].

Рис. 7.1 Основные теплофизические параметры парогенератора



7.1 Теплофизические характеристики теплоносителя

Средняя температура теплоносителя в трубках ПТО парогенератора, °С:

Средняя плотность теплоносителя, кг/м³

Изобарная теплоёмкость теплоносителя, кДж/(кг·град)

Для нахождения среднего логарифмического температурного напора строится t,Q - диаграмма (рис. 7.2):

Рис. 7.2 T,Q - диаграмма парогенератора ПГВ-1000МКП

Р_пг = 7,06 МПа,

°С.

Среднелогарифмический температурный напор:

Теплопроводность теплоносителя по средним параметрам, Вт/(мІ°С):

Число Прандтля для теплоносителя:

Число Рейнольса для теплоносителя:

, где

d_вн = 16 мм - внутренний диаметр теплообменных трубок.

Число Нуссельта для теплоносителя:

Определяем коэффициент теплоотдачи от стенки к рабочему телу, а также коэффициент теплопередачи через стенку:

Площадь поверхности теплообмена, м²:

Скорость теплоносителя в трубках ПТО:

Коэффициент теплопередачи:

(Вт/(м²·К))

Средний тепловой поток с единицы поверхности ПТО:

Коэффициент теплоотдачи от теплоносителя к стенке трубки ПТО:



Коэффициент теплоотдачи от стенки трубки ПТО к рабочему телу:

.

7.2 Конструкционный расчёт парогенератора ПГВ-1000МКП

Средняя расчетная длина трубок:

.

Принимаем шаг решетки трубного пучка:

Ш горизонтальный S₁= 0.024 м,

Ш вертикальный S₂= 0.022 м,

Число трубок в горизонтальном ряду:

Число трубок в вертикальном ряду

Принимаем количество коридоров в трубном пучке равное 5, ширина коридора равна 176,4 мм. Свободная часть пучка: В_св= 5•176=864 мм. Высчитываем значение диаметра корпуса по ширине трубного пучка.



мм.

Результаты конструкционного расчёта ПГ приведены в таблице 7.2.

Таблица 7.2

Результаты конструкционного расчёта ПГ

Наименование	Величина	Размерность	Значения
Скорость теплоносителя в трубках ПТО	w	м/c	4,59
Средняя расчетная длина трубок	lср	м	11,063
Горизонтальный шаг решетки	S1	мм	24
Вертикальный шаг решетки	S2	мм	22
Число трубок в горизонтальном ряду	n1	шт.	139
Число трубок в вертикальном ряду	n2	шт.	79
Общее число трубок ПТО	n	шт.	10978
Диаметр корпуса	D	мм	4200
Длина корпуса ПГ	L	мм	13,820
Ширина днища	bдн	мм	700
Расстояние от нижней образующей корпуса ПГ до нижнего ряда труб ПТО	h1	мм	700
Высота трубного пучка ПТО	h2	мм	1738
Глубина погружения труб ПТО под зеркало испарения	h3	мм	300
Высота парового пространства	h4	мм	700
Расстояние от низа сепарационных устройств до верхней образующей корпуса ПГ	h5	мм	300
Длина пучка труб ПТО в горизонтальном ряду	bпуч	мм	834
Суммарное расстояние, не занятое трубной поверхностью в диаметральной плоскости ПГ	Всв	мм	864
Число коридоров в диаметральной плоскости ПГ	zкор	шт.	5

7.3 Гидравлический расчёт парогенератора ПГВ-1000МКП

Исходные данные для гидравлического расчета парогенератора представлены в таблице 7.3



Таблица 7.3

Исходные данные для гидравлического расчета парогенератора

№	Наименование	Величина	Размерность	Значение
1	Массовый расход теплоносителя	G1	кг/с	4668.7
2	Средняя плотность теплоносителя	с1	кг/м3	697.14
3	Коэффициент кинематической вязкости	н1	м2/c	1.19457•10-7
4	Внутренний диаметр горячего/холодного коллектора	dквн	м	0.834
5	Эквивалентная абсолютная шероховатость внутренней поверхности коллектора	Дкэ	м	5•10-6
6	Длина входной части горячего коллектора	lг	м	1,5
7	Длина выходной части холодного коллектора	lх	м	1,5
8	Число труб ПТО в вертикальном ряду коллектора	n2	шт.	79
9	Внутренний диаметр трубок ПТО	dвн	м	13
	Средняя (расчетная) длина трубки ПТО	lср	м	11.0635
1	Эквивалентная абсолютная шероховатость внутренней поверхности новых трубок ПТО	Дэ	м	2•10-6

Методика расчета [19] приведена ниже.

Объемный расход теплоносителя:

Число Рейнольдса для коллектора:

Коэффициент гидравлического трения коллектора:



Площадь проходного сечения коллектора:

Потеря давления вследствие трения в подводящей части горячего коллектора:

Потеря давления вследствие трения в отводящей части холодного коллектора:

Местная потеря давления в раздающей части горячего коллектора:

Местная потеря давления в собирающей части холодного коллектора

Местная потеря давления при входе теплоносителя из горячего коллектора в трубки ПТО:

Местная потеря давления при выходе из трубок ПТО в холодный коллектор:

Потеря на трение при течении теплоносителя в трубках:

где ?число Рейнольдса,

? коэффициент гидравлического трения.

Местная потеря давления при повороте на 180°:

Результаты гидравлического расчета ПГ приведены в таблице 7.3.

Таблица 7.3

Результаты гидравлического расчета ПГ

Наименование	Величина	Значение
Скорость теплоносителя в трубках ПТО	w, м/с	4.59598
Потеря давления вследствие трения в подводящей части горячего коллектора	Дpгтр, кПа	0,915
Потеря давления вследствие трения в отводящей части холодного коллектора	Дpхтр, кПа	0,915
Местная потеря давления в раздающей части горячего коллектора	Дpгм, кПа	52,359
Местная потеря давления в собирающей части холодного коллектора	Дpхм, кПа	26,180
Местная потеря давления при выходе из трубок ПТО в холодный коллектор	Дpвыхм, кПа	28,820
Местная потеря давления при входе теплоносителя из горячего коллектора в трубки ПТО	Дpвхм, кПа	73,338
Потеря на трение при течении теплоносителя в трубках	Дplтр, кПа	74,734
Местная потеря давления при повороте на 180°	Дpцм, кПа	3,681
Потеря давления по тракту ПГ	ДpПГ1, кПа	289,746

7.4 Расчёт массы металла парогенератора

1. Масса корпуса без днищ.

Плотность материала корпуса

Внутренний диаметр корпуса

Длина корпуса без днищ

Наружный диаметр корпуса

Масса корпуса без днищ

2. Масса эллиптических днищ

Длина корпуса без днищ

Толщина днища

Наружная высота днища

Внутренняя высота днища

Масса эллиптических днищ

3. Масса корпуса.

4. Суммарная масса горячего и холодного коллекторов.

,

5. Масса ПТО.

6. Полная масса ПГ.

7.5 Экономическая часть

Расчётные затраты на ПГ.

З пг = S изг + S экспл [у.е/год]

S изг = К норм*Ц пг - капитальные затраты связанные с единовременным вложением средств на изготовление аппарата

К норм = 1/Токуп- нормировочный коэффициент эффективности капиталовложений