Размещено на http://www.allbest.ru

Размещено на http://www.allbest.ru

Содержание

ВВЕДЕНИЕ

1. тепловой расчет ПЛОЩАДИ ТЕПЛОПЕРЕДАЮЩЕЙ ПОВЕРХНОСТИ ВЕРТИКАЛЬНОГО ПАРОГЕНЕРАТОРА

1.1 Уравнение теплового и материального баланса ПГ АЭС. Тепловая диаграмма

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

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

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

1.5 Расчет площади теплопередающей поверхности парогенератора

2. КОНСТРУКЦИОННЫЙ РАСЧЕТ ПАРОГЕНЕРАТОРА

2.1 Расчет среднего угла навивки труб поверхности нагрева

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

2.3 Расчет режимных и конструктивных характеристик ступеней сепарации пара

2.4 Диаметры входных и выходных патрубков теплоносителя и рабочего тела

3. ПРОЧНОСТНОЙ РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ ПАРОГЕНЕРАТОРА

3.1 Расчет толщины камеры подвода теплоносителя к трубам поверхности нагрева

3.2 Расчет коллектора

3.3 Расчет труб поверхности нагрева

3.4 Расчет толщины обечайки корпуса

4. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ

ТАБЛИЦА РЕЗУЛЬТАТОВ

ВЫВОДЫ

ПЕРЕЧЕНЬ ССЫЛОК

ВВЕДЕНИЕ

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

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

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

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

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

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

Парогенераторы с естественной циркуляцией характеризуются многократным проходом воды через поверхность нагрева испарителя за счет естественного напора, возникающего из-за разности масс столбов жидкости, проходящей через опускную систему, и пароводяной смеси - через подъемную. Испаритель является замкнутым контуром. Все элементы парогенератора должны соответствовать всем критериям прочности, надежности и безопасности при работе. Для замены отработавшего ресурс парогенератора на АЭС.

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

В данном курсовом проекте приведен расчет парогенератора ПГВ-1000.

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

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

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

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

1. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ПЛОЩАДИ ТЕПЛОПЕРЕДАЮЩЕЙ ПОВЕРХНОСТИ ВЕРТИКАЛЬНОГО ПАРОГЕНЕРАТОРА

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

Тепловая мощность экономайзерного участка

Q_эк=(D+D_пр)?( '_s -_пв )(1.1)

'_s=f (p``₂,t_s)=f (6,5 МПа , 279.53 єC)=1241,2 кДж/кг

_пв=f (p``_2,t_пв)=f (6,5 МПа , 200 єС)=854.43 кДж/кг

Паропроизводительность D=430 кг/с Величина продувки D_пр=0.005?D

Из (1.1) получаем Q_эк= 159.380 МВт

Тепловая мощность испарительного участка

Q_и = D r(1.2)

r=f (p''₂,t_s)=f (6,5 МПа , 279.53 єC)=1537,7 кДж/кг

Из (1.2) получаем Q_и= 627,382 МВт

Тепловая мощность парогенератора

Q_пг=Q_эк+Q_и(1.3)

Из (1.3) получаем Q_пг=786.762 МВт

Расход теплоносителя

G_тн= (1.4)

`₁= f (p'₁,t'₁)=f (17 МПа , 320 єC)= 1450.1 кДж/кг

''₁=f (p'_1,t''₁)=f (17 МПа , 280 єС)= 1232.1 кДж/кг

0.97 - КПД ПГ

Из (1.4) получаем G_тн=3720,62 кг/с

Кратность циркуляции К_ц=5

Энтальпия рабочего тела на входе в межтрубное пространство поверхности нагрева

(1.5)

Из (1.5) получаем =1163,85 кДж/кг

Температура рабочего тела на входе в межтрубное пространство поверхности нагрева

t_ц=f( , p''₂)=f(1163,85 кДж/кг, 6.5 МПа)=265,87 єC

Энтальпия теплоносителя на выходе из испарительного участка

''_1и ='₁- (1.6)

Из (1.6) получаем '_1и =1276,26 кДж/кг

Температура теплоносителя на выходе из испарительного участка

t''_1и= f(''_1и , p'₁)=f(1276,26 кДж/кг,17 МПа)= 288,63 єC

парогенератор труба нагрев теплообменный

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

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

(1.7)

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

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

Число Рейнольдса

(1.8)

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

м-динамическая вязкость воды, Па? с

Рассмотрим 3 опорные точки тепловой диаграммы:

вход теплоносителя в испарительный участок ( вход в ПГ )

вход теплоносителя в экономайзерный участок ( выход из испарительного)

выход теплоносителя из экономайзерного участка (выход из ПГ )

Для указанных сечений по заданным давлению и температуре определяют теплофизические параметры [4].

вход теплоносителя в испарительный участок (p'₁=17 МПа, t'_1и=320 єC)

х = 1.4612 ?10^-3 м³/кг

м = 811,89?10^-7 Па?с

л = 0.523 ?10^-3 кВт/м?К

Pr = 0.94

2) вход теплоносителя в экономайзерный участок (p'₁=17 МПа, t''_1и=288,63 єC)

м = 934?10^-7 Па?с

л = 0,582 ?10^-3 кВт/м?К

Pr = 0.832

3) выход теплоносителя из экономайзерного участка (p'₁=17 МПа, t''₁=280 єC)

м = 968?10^-7 Па?с

л = 0,595?10^-3 кВт/м?К

Pr = 0.82

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

wс =w'₁(1.9)

wс==2737,48 кг/м²?с

Число Рейнольдса в расчетных сечениях по(1.8):

вход теплоносителя в испарительный участок

== 431582,4

вход теплоносителя в экономайзерный участок

=== 411603,9

выход теплоносителя из экономайзерного участка

=== 405226,3

Коэффициент теплоотдачи от теплоносителя к стенке трубы:

вход теплоносителя в испарительный участок

==26,87

'₁=26,87 кВт/м²?К

вход теплоносителя в экономайзерный участок

== 27,36

''_1и=27,36 кВт/м²?К

выход теплоносителя из экономайзерного участка

== 27,47

''₁=31,375 кВт/м²?К

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

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

на входе теплоносителя в испарительный участок

Дt =320-280,86 = 39,14 єC

t_ст=t₂+1/3 Дt = 280,86+1/3·39,14 = 293,91 єC

где t₂- температура насыщения при известном давлении рабочего тела на выходе теплоносителя из испарительного участка

Дt = 288,63-280,86=7,77 єC

t_ст=t₂+1/3 Дt =280,86+1/3·7,77= 283,45 єC

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

на входе теплоносителя в испарительный участок

л_м=18,72?10^-3кВт/м?К

на выходе теплоносителя из испарительного участка

л_м=18,58?10^-3кВт/м?К

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

(1.10)

t_s-температура насыщения при давлении рабочего тела в испарителе

q-плотность теплового потока , кВт/м²

q=K?Дt(1.11)

K-коэффициент теплопередачи, кВт/м²?К

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

K=(1.12)

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

Термическое сопротивление теплопроводности стенки трубы

R_ст=(1.13)

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

Итерация 1

На первом итерационном шаге полагают коэффициент теплоотдачи б₂=50

K= 6,37 кВт/м²?К

q=K?Дt=6,37 ?39,14= 249,32 кВт/м²

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

ИТОГО принимаем б``_2и= 49,86 кВт/м²?К

Уточним температуру стенки трубы:

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

Итерация 1

На первом итерационном шаге полагают коэффициент теплоотдачи б₂=20

K= 5,33 кВт/м²?К

q=K?Дt=5,33·7,77 = 41,41 кВт/м²

б₂= 14,19 кВт/м²?К

Итерация 2

Полагаем б₂= 14,19 кВт/м²?К

K= 4,81 кВт/м²?К

q=K?Дt=4,81·7,77= 37,37 кВт/м²

б₂= 14,84 кВт/м²?К

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

q =(41,41-37,37)/37,37 = 0,11>0,05

Итерация 3

Полагаем б₂= 14,84 кВт/м²?К

K= 4,69 кВт/м²?К

q=K?Дt=4,69·7,77= 36,4кВт/м²

б₂=12.97 кВт/м²?К

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

q =(37,37-36,4)/36,4 = 0.03<0.05

ИТОГО принимаем б`_2и= 12.97 кВт/м²?К

Результаты итерационного расчета коэффициента теплоотдачи от стенки трубы к рабочему телу приведены в таблице 1.1

Таблица 1.1 - Результаты итерационного расчета коэффициента теплоотдачи от стенки трубы к рабочему телу

	На выходе рабочего тела из испарительного участка	На входе рабочего тела в испарительный участок
ИТЕРАЦИЯ	1	2	3	1	2	3
, м2 К/кВт				20
К, кВт/ м2 К	6,37	6.36		5,33	4,81	4,69
q, кВт/ м2	249,32	249,18		41,41	37,37	36,4
q, %	1	0,001		1	0,11	0,03
2, кВт/ м2 К	49,86			14,19	13,21	12,97

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

Коэффициент теплопроводности материала труб:

на входе рабочего тела в экономайзерний участок

л_м = 18.41555?10^-3 кВт/м?К;

на выходе рабочего тела из экономайзерного участка

л_м = 18.4155?10^-3 кВт/м?К.

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

На входе рабочего тела в экономайзерный участок

p''₂ = 6,5 МПа , t_ц = 265,87 ^oС , t_ст = 270,42 ^oС: = 0.59993?10^-3 кВт/м К;

= 996,1?10^-7 Па?с;

Pr_c = 0,84011;

Pr_ж = 0,83564.

На выходе рабочего тела из экономайзерного участка

p''₂ = 6,5 МПа, t_s = 280,86 ^oС, t_ст = 283,45 ^oС: = 0.62157?10^-3 кВт/м К;

= 187,37?10^-7 Па?с;

Pr_c = 1,4916;

Pr_ж = 1,5403.

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

(1.29)

В нашем случае для шахматного пучка:

С = 0,41 , n = 0,6,

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

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

В нашем случае для шахматного пучка _s = 1.

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

= 90 - _{ср ,} (1.30)

где: _ср - средний угол навивки змеевика.

Число Рейнольдса в расчётных сечениях:

на входе рабочего тела в экономайзер

Re =

на выходе рабочего тела из экономайзера

Re =

Нахождение _ср проведено в конструкционном расчёте (пункт 2.1). Откуда берём _ср = 31,4 ^o. Откуда по (1.30) и справочным данным принимаем = 0,78.

Коэффициенты теплоотдачи по (1.29):

на входе рабочего тела в экономайзер

_2эк'=

кВт/м²К

на выходе рабочего тела из экономайзера

_2эк''= кВт/м²

1.5 Расчет площади теплопередающей поверхности ПГ

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

H_пг= H_пг^р ?К_зап(1.25)

где H_пг- расчётная площадь поверхности нагрева ПГ , м²

К_зап =1,125 - коэффициент запаса

H_пг^р= H_эк+ H_исп ;

Сначала рассчитаем испарительный участок.

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

Температура стенки трубы

на входе теплоносителя в испарительный участок

Дt = 320-280,86= 39,14 єC

t_ст= t₂+1/3 Дt = 280,86+1/3·39,14 =293,91 єC

где t₂- температура насыщения при известном давлении рабочего тела на выходе теплоносителя из испарительного участка

Дt =288,63-280,86=7,77 єC

t_ст=t₂+1/3 Дt =280,86+1/3*7,77=283,45 єC

Тогда коэффициент теплопроводности материала труб:

на входе теплоносителя в испарительный участок

л_м=18,72?10^-3кВт/м?К

на выходе теплоносителя из испарительного участка

л_м=18,58?10^-3кВт/м?К

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

К = 0.5?(К_вх+К_вых) (1.26)

Коэффициенты теплопередачи для испарительного участка были в своё время рассчитаны, и мы берём К_вх=4,69 кВт/м²?К К_вых=6,36 кВт/м²?К.

Значит

кВт/м²?К

Средний температурный напор на участке

(1.27)

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

Температурный напор на испарительном участке

єС

Расчётная площадь поверхности нагрева испарительного участка

H_исп^р =(1.28)

H_исп^р = м²

Теперь рассмотрим экономайзерный участок.

Термическое сопротивление оксидных плёнок 2R_ок =1,5?10^-2 м² К/кВт

Температура стенки трубы

на выходе теплоносителя из экономайзерного участка

Дt =280-265,87=14,13 єC

t_ст=t_ц+1/3 Дt =265,87+1/3·14,13 =270,58 єC

на выходе теплоносителя из испарительного участка

Дt =288,63-280,86=7,77 єC

t_ст=t₂+1/3 Дt =280,86+1/3·7,77=283,45 єC

где t₂- температура насыщения при известном давлении рабочего тела

Коэффициенты теплопередачи по (1.12)

На входе рабочего тела в экономайзер

На выходе рабочего тела из экономайзера

Среднее значение коэффициента теплопередачи на экономайзерном участке

Средний температурный напор на участке по (1.27)

⁰С

Расчётная площадь поверхности нагрева экономайзерного участка по (1.28)

H_эк^р = м²

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

H_пг= 1.125? (5853+2721) =9646 м²

2. КОНСТРУКЦИОННЫЙ РАСЧЁТ ПАРОГЕНЕРАТОРА

2.1 Расчет среднего угла навивки труб поверхности нагрева

Учитывая то, что нам неизвестен средний угол навивки змеевика _ср, который можно найти зная среднюю длину труб в пучке, которую в свою очередь находят по известной площади теплопередающей поверхности, то нахождение _ср ,а значит и поправки будет носить итерационный характер. Изначально полагаем, что площадь поверхности нагрева экономайзерного участка составляет 30% от площади поверхности нагрева на испарительном.

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

H_пг=9646 м²

Длина труб ПГ

(2.1)

м

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

l = 213223 / 10562 = 20,18 м

Зная l найдём _ср

Из пункта 1.3 берём

Число отверстий (труб) по периметру коллектора в одном поперечном ряде отверстий n_1k = 122 шт

Число слоёв навивки в каждой из 3-х групп навивки n_I = n_II=1/6 n_2k = 15 шт; n_III=14шт

Число слоёв навивки N_сл = 45

Диаметр первого слоя навивки d_1сл =1,522 м

Диаметр последнего слоя навивки при поперечном шаге слоёв S_2сл=1.5?d_н=0.024 м

d_mсл = 3,634 м

Средний диаметр бухты труб межтрубного пространства теплообменной поверхности нагрева d_cр= 2,766 м

Площадь проходного сечения межтрубного пространства F_мп = 3,128 м²

Для первого слоя навивки рассчитывают шаг навивки

S_1сл^н = n_1k ?S_2сл (2.2)

S_1сл^н =90?0.024=2,16 м

Угол навивки

(2.3)

Длину одного витка

(2.4)

Длину изогнутой части трубы

(2.5)

м

Число витков

(2.6)

z_1сл = 19,952 / 5,247 = 3,8

Высоту первого слоя навивки

H_1сл =z_1сл ?S_1сл^н(2.7)

H_1сл =3,8?2,16 =8,21 м

Для последнего слоя навивки определяются:

высота:

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

H_IIIm = 8,21 + 2?(0.5?2?16?10^-3 ? (90-1)) = 11,1 м

длина прямых участков труб:

l_IIIm^пр = d_IIIm -d_н^к(2.9)

l_IIIm^пр = 3,634 - 1,294 = 2,34 м

длина изогнутого участка труб:

l_IIIm^из = l - l_IIIm^пр (2.10)

l_IIIm^из = 20,18 - 2,34 = 17,84 м

угол навивки:

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

_IIIm = arcsin(11,1/ 17,84) = 38,5 ^o

число витков:

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

z _IIIm = 13,538?cos(25,9 ^o) / (? 3,634) = 1,22

шаг между трубками:

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

S_IIImсл = 11,1/ (1,22?3?90) = 0.034 м.

Находим средний угол навивки змеевика:

_ср = 0.5? (_1сл + _IIIm)(2.14)

_ср = 0.5? (38,5 ^o +24,31 ^o) = 31,4 ^o

Приступаем ко второй итерации приняв _ср = 31,4 ^o. Откуда по (1.30) и справочным данным находим = 0,76.

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

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

w = (2.15)

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

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

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

(2.16)

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

d_ср=0.5?(d_1сл+d_mсл)(2.17)

N_сл- число слоёв навивки

N_сл=0.5?n_2к(2.18)

S_1сл- шаг между слоями навивки S_1сл=1,5?d_н =1.5?16?10^-3 = 0.024 м

Имеем внутрикорпусной коллектор для ввода поверхности нагрева. Принимаем внутренний диаметр коллектора d=0,93 м

Для выполнения расчетов берём : расположение отверстий в камере теплоносителя - шахматное; расположение труб в пучке - шахматное; (S₁)=1.5?d_н =1.5?16?10^-3=0.024 м - шаг труб (отверстий) по периметру коллектора в поперечном ряде отверстий, отнесенный к внутренней поверхности коллектора;

Число труб поверхности нагрева n рассчитывается по формуле

(2.19)

шт

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

(2.20)

шт

С учётом дистанционирующих пластин = n_1k-3 =122-3 =119 шт

Число рядов отверстий вдоль образующей коллектора

(2.21)

шт

Учитывая то, что чило слоёв навивки трубногопучка должно быть кратно 3, N_сл = 90 шт.

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

(2.22)

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

(2.23)

Толщина стенки коллектора принимается = 0,182 м .Расчет толщины стенки коллектора сделан в прочностном расчете (пункт 3.1).

Итого получаем

d_1сл = (0,93+2·0,182)+2· (0.04+3.5?16?10^-3) = 1,522 м

Диаметр последнего слоя навивки змеевиков при поперечном шаге слоїв

S_1сл=1.5?d_н=0.024 м

(2.24)

d_mсл =1,522 + 2?(45-1)?0.024= 3,63 м

Средний диаметр бухты труб межтрубного пространства теплообменной поверхности нагрева

d_cр=0.5?(1,522+3,63) = 2,77 м

Площадь проходного сечения межтрубного пространства из (1.16)

F_мп = м²

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

w = кг/м² с

2.3 Расчет режимных и конструктивных характеристик ступеней сепарации пара

В данном ПГ в качестве второй ступени сепарации пара используют вертикальные жалюзийные сепараторы (Рис. 2.1)

Ширина собственно жалюзей b_ж=80мм

Массовое паросодержание на входе в сепаратор х=0.9

Примем коєффициент неравномерности К_р=0.7

Определим критическую скорость пара на входе в сепаратор:

(2.25)

Коєффициент поверхностного натяжения :

Н/м;

Плотности воды и пара на линии насыщения

кг/м³;

кг/м³;

Угол наклона жалюзи ;

С учетом коєффициента запаса

Площадь проходного сечения ,обеспечивающая требуемую скорость пара

Число окружностей, по которым располагаются блоки жалюзи

(2.26)

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

Внутренний диаметр корпуса

В результате округления ,тогда шаг их расположения

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

(2.27)

где С=N_okp-1=9-1=8

Высота жалюзийного сепаратора

Циклоная сепорация (Рис. 2.2):



Рисунок 2.2 - Осевой сепаратор

N_c=

тогда число шестиугольников

m=

тогда ширина циклоного сепоратора h=0,24^.14=3,36м

D_вн^вер.об.=h+2^.0,6=3,36+1,2=4,56м

2.4 Диаметры входных и выходных патрубков теплоносителя и рабочего тела

Система подачи питательной воды состоит из торроидального коллектора, выполненного из трубы диаметром 377х10, и приваренных к нему раздающих труб диаметром 60х2 мм [1].

Скорость питательной воды в коллекторе:



Скорость воды в раздающих трубках:

Площадь проходного сечения раздающих труб:

Число раздающих труб(расчетное):

Расчитаем диаметр входного отверстия коллектора для входа теплоносителя

Диаметры патрубков выбираются таким образом, чтобы скорость среды не превышала допустимую скорость в трубопроводах подсоединяемых к патрубкам. Для воды W_тр^доп 8-10 м/с

для пара среднего давления W_тр^доп <50-60 м/с.

Внутренний диаметр патрубков входа и выхода теплоносителя принемается d_в'= d_в''=0,97м.

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

 м³/кг

м³/кг.

Скорость теплоносителя:

во входном патрубке

W_{1 вх} =

в выходном патрубке

W_{1 вых}= W_{1 вх}

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

м³/кг;

скорость воды в патрубке

W₂''=

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

W₂''=

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

3 ПРОЧНОСТНОЙ РАСЧЁТ ЭЛЕМЕНТОВ ПАРОГЕНЕРАТОРА

3.1 Расчет толщины камеры подвода теплоносителя к трубам поверхности нагрева (Рис. 3.1)

Рисунок 3.1 - Перфорированная часть камеры подвода теплоносителя

Принимаем внутренний диаметр коллектора d=0,93 м

Материал камеры - Сталь 10ГН2МФА

Расположение отверстий под трубы в камере - шахматное

Шаг труб (отверстий) по периметру коллектора в поперечном ряде отверстий, отнесенный к внутренней поверхности коллектора [3];

(S₁)=1.5?d_н =1.5?16?10^-3=0.024 м

S_2k = 2?d_н = 2?16 ?10^-3=0.032 м

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

Диаметр отверстий под трубы d₀ = d_н + 0.2мм = 16 + 0.2 = 16.2мм

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

Число труб поверхности нагрева n = 10562шт

Число труб в одном поперечном ряду n_1к = 122 шт

Число поперечных рядов n_2к = 90 шт

Коллектор должен быть рассчитан на давление Р₁'=17 МПа, что соответствует

Р_р=1.250.90.102 Р₁'= 1,95 кгс/мм² и температуру t₁'=320 C, которой отвечает номинальное допустимое напряжение [_н] =23,6 кгс/мм²

Коэффициенты прочности для ослабляющих рядов отверстий

Поперечного направления

(3.1)

Продольного направления

(3.2)

Косого направления

(3.3)

где m = S_1k / S_2k - отношение шагов отверстий соответственно в поперечном и продольном направлении

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

Итерация 1

S_1k= (S₁)=1.5?d_н =1.5?16?10^-3=0.024 м

По (3.1) находим

По (3.2) находим

По (3.3) находим

m = S_1k / S_2k =1.5 / 2 = 0.75

Значит _min = 0.2

Толщина стенки камеры

(3.4)

По (3.4) находим

мм

Для следующей итерации

(3.5)

Из (3.5) находим

мм

Итерация 2

S_1k= 30 мм

По (3.1) находим

По (3.2) находим

По (3.3) находим

m = S_1k / S_2k =30 / 32= 0.938

Значит _min = 0.286

По (3.4) находим

мм

Из (3.5) находим S_1k для следующей итерации

мм

Итерация 3

S_1k= 28 мм

По (3.1) находим

По (3.2) находим

По (3.3) находим

m = S_1k / S_2k =28 / 32 = 0.875

Значит _min = 0.254

По (3.4) находим

мм

Из (3.5) находим S_1k для следующей итерации

мм

Итерация 4

S_1k= 28,6 мм

По (3.1) находим

По (3.2) находим

По (3.3) находим

m = S_1k / S_2k =28,6 / 32 = 0.894

Значит _min = 0.182

По (3.4) находим

мм

Из (3.5) находим S_1k для следующей итерации

мм

Итерация 5

S_1k= 28,7 мм

По (3.1) находим

По (3.2) находим

По (3.3) находим

m = S_1k / S_2k =28,7 / 32 = 0.897

Значит _min = 0.255

По (3.4) находим

мм

Из (3.5) находим S_1k для следующей итерации

мм

Итерация 6

S_1k= 28,6 мм

По (3.1) находим

По (3.2) находим

По (3.3) находим

m = S_1k / S_2k =28,6 / 32 = 0.894

Значит _min = 0.2607

По (3.4) находим

мм

Результаты итерационного расчёта _кол приведены в таблице 3.1.

	1	2	3	4	5	6
S1k, мм	24	30	28	28,6	28,7	28,6
1	0.65	0.92	0.84	0.867	0.871	0.867
2	0.49	0.49	0.49	0.49	0.49	0.49
3	0.2	0.286	0.257	0.253	0.255	0.253
кол,мм	242	157	178	182	179,8	182

Таблица 3.1 - Результаты итерационного расчёта _кол

По результатам таблицы 2 принимаю _кол = 182 мм = 0.182 м

Масса камеры теплоносителя:

3.2 Расчет коллектора

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

Коллектор должен быть рассчитан на давление Р₁'=17 МПа, что соответствует Р_р=1.250.90.102 Р₁'= 1.95 кгс/мм² и температуру t₁'=320C, которой отвечает номинальное допустимое напряжение [_н] =23,6кгс/мм²

Внутренний диаметр коллектора d=0,93 м

Камера теплоносителя. Материал - ст.10ГН2МФА.

Наружный и внутренний диаметр камер:

d_н.к.=0,93+2·0.182=1.294 м, d_в.к.=0,93 м.

Высота камер:

h_k=h_k,111p+2^.0.35=1,05+0,7=1,75.

Соединительная обечайка (Рис. 3.2).



Рисунок 3.2 - Соединительная обечайка

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

мм

Наружный диаметр:

d_{н СО} = d_{в СО}+2^._СО =0,93+2^.0,0401= 1,01 м

Высота обечайки:

h_CO=h₁₁^н-2^.0.35=4,07-0.7=3,37м

Наружная обечайка коллектора (Рис. 3.3).

Рисунок 3.3 - Наружная обечайка

d_в.НО =d_в.к.=0,93 м

мм

Принимаем мм

h_НO=3,5 м

Эллиптическая крышка (Рис 3.4).

Рисунок 3.4 - Эллиптическая крышка

Внутренний диаметр днища:

Толщина днища:

где Н_д - высота днища,

;

[у_н] = 23,6 кгс/мм²;

ц - коэффициент прочности днища. Поскольку нету ослабляющих отверстий, то ц = 1.

Получим:

Разделительная обечайка (Рис 3.5):

Рисунок 3.5 - Разделительная обечайка

Внутренний диаметр рассчитывается из условия равенства площадей каналов кольцевого и круглого сечений:

3.3 Расчет труб поверхности нагрева

Материал - сталь Х18Н10Т.

Номинальное допускаемое напряжение для этой стали при t₁' = 320 °C: [у_н] = 11,72 кгс/мм².



Рисунок 3.6 - Труба поверхности нагрева

Толщина стенки трубы:

прибавка к толщине стенки на минусовый допуск:

прибавка на уплотнение за счет коррозии;

прибавка по технологическим соображениям;

прибавка на утонение стенки изогнутой части трубы ( для расчета предварительно задаём д = 1,6 мм, овальность принимаем а = 12%);

мм

Допустимое _тр = 1,492 мм , а ранее мы выбрали _тр=1,6 мм.

То есть, оставляем толщину трубки коллектора 1,6 мм.

3.4 Расчет толщины обечайки корпуса

Корпус ПГ состоит из цилиндрической части и двух эллиптических днищ: нижнего и верхнего. Материал корпуса из стали 22К. Внутренний диаметр корпуса зависит от диаметра последнего слоя навивки пучка труб и ширины кольцевого канала между обечайкой трубного пучка и корпусом. Кольцевой канал является опускным участком контура естественной циркуляции рабочего тела. От площади проходного сечения канала зависит скорость воды в опускном участке, которая не должна превышать значение w_оп = 2 м/с.

Площадь опускного участка кольцевого канала:

f_ОП=м²

Внутренний диаметр обечайки корпуса:

м

В верхней обечайке корпуса имеется два ослабляющих отверстия (Рис 3.7)

d₁=0,3 м и d₂=0,1 м

Рисунок 3.7 - Верхняя обечайка корпуса

Выберем наибольший диаметр и уточним для него толщину стенки:

А=

При 0.2<А<1.0

=

мм

мм

мм

d_н.кор^н= d_в.кор+2^._кор=3,83+2^.0,109=4,048 м

d_н.кор^в= d_в.кор+2^._кор=3,83+2^.0.137=4,104 м

Толщина нижнего укрепленного эллиптического днища (Рис. 3.8):



Рисунок 3.8 - Нижнее укрепленное эллиптическое днище

где:

d_вн.дн. = d_{вн.корп.} = 3,83 м

H_дн = 0,2·d_вн.дн. = 0,2·3,83 = 0,766 м

Получаем:

.

Принимаем д_дн = 0,132 м.

Толщина верхнего укрепленного эллиптического днища (Рис. 3.9):

Рисунок 3.9 - Верхнее укрепленное эллиптическое днище

где:

d_вн.дн. = d_{вн.корп.} = 4,104 м

H_дн = 0,2·d_вн.дн. = 0,2·4,104 = 0,8088 м

Получаем:

.

Принимаем д_дн = 0,102 м.

Толщина стенки конического переходного участка (Рис. 3.10)

Рисунок 3.10 - Коническая обечайка

Примем высоту конической обечайки H_{кон.обеч.}=0,350 м, тогда:

P_р = 0,9·1,25·0,102·P₂ = 0,9·1,25·6,2·0,102 = 0,711кгс/мм²;

Материал 22К

м

Результаты прочностного расчета приведены в таблице 3.2

Таблица 3.2 - Результаты прочностного расчета

Наименование детали	Pp, МПа	tр, 0С	Материал	, мм
Перфорированная часть коллектора	17	320	10ГН2МФА	182
Соединительная обечайка	17	320	10ГН2МФА	40.1
Наружная обечайка коллектора	17	320	10ГН2МФА	200
Днища коллектора	17	320	10ГН2МФА	52
Трубка поверхности нагрева	17	320	Х18Н10Т	1,6
Нижняя обечайка корпуса	6,5	279.53	22К	109
Верхняя обечайка корпуса	6,5	279.53	22К	137
Нижнее днище	6,5	265,87	22К	132
Верхнее днище	6,5	279.53	22К	102
Коническая соединительная обечайка	6,5	279.53	22К	89

4. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ

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

Расчет начинается с определения необходимых геометрических характеристик четырех участков тракта теплоносителя (рис. 4.1):

1.Разделительная обечайка

2.Соединительная обечайка с раздающей камерой

3.Трубы теплообменного пучка

4.Собирающая камера с кольцевым каналом

- направление движения теплоносителя

Рисунок 4.1 - Участки тракта теплоносителя гидравлического расчета

Определим длину камеры теплоносителя

Длина камеры теплоносителя ,не занятой полем отверстий 0.7 м

Длина первого участка:

Длину кольцевого канала примем 3 м

Длина второго участка

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

Длина третьего участка

Длина четвертого участка

В качестве гидравлического диаметра на всех расчетных участках ,за исключением четвертого,принимаютя внутренние диаметры соответственно разделительной обечайки,соединительной обечайки с камерой теплоносителя и теплообменных труб [2]:



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

Тогда гидравлический диаметр четвертого расчетного участка

Коэффициенты трения на расчетных участках:

Шероховатость на всех учатсках , кроме третьего(

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

На втором участке местные сопротивления отсутствуют

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

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

Массовые скорости теплоносителя на участках

Гидравлические сопротивления расчетных участков



Гидравлическое сопротивление ПГ по тракту теплоносителя

Мощность ГЦН ,затрачиваемая на прокачку теплоносителя через ПГ

Таблица результатов

Обозначение	Значение	Размерность
Тепловая мощность Qэк	159380.2	кВт
Qисп	627381.6	кВт
Расход теплоносителя Gтн	3720.62	кг/с
Энтал. на выходе из испарительного участка i''1u	1276.26	кДж/кг
t''1u	288.63	0C
w1	2737.48	кг/м2с
Вход теплоносителя в испарительный участок
Re	431582.4
1	26.87	кВт/м2К
t	39.14	0C
tcт	293.91	0C
к	6.37	кВт/м2К
q	249.32	кВт/м2
2	49.86	кВт/м2К
Выход теплоносителя из испарительного участка
t	7.77	0C
tcт	283.45	0C
к	4.69	кВт/м2К
q	36.4	кВт/м2
2	12.97	кВт/м2К
Вход теплоносителя в экономайзерный участок
Re	104728
1	12.34	кВт/м2К
Выход теплоносителя из экономайзерного участка
Re	556759
1	4.68	кВт/м2К
Сепорация пара
Жалюзийные сепораторы
Nокр	8	шт
hж	0.417	м
Sокр	0.203	м
Циклоные сепораторы
Nc	143	шт
m	7	шт
Dвнверх.об.	4.56	м
Прочностной расчет
Коллектор
кол	0.182	м
1	0.867
2	0.49
3	0.253
S1k	0.0286	м
dн.к.	1.284	м
dв.к.= dв.но	0.93	м
hk	1.75	м
co	0.0401	м
dн.co.	1.01	м
hco	3.37	м
hнo	3.5	м
Гидравлический расчет
Р		кПа
N	4111	кВт

ВЫВОДЫ

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

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

Вход теплоносителя в испарительный участок ₁ = 26.87 кВт/(м^2.К)

Вход теплоносителя в экономайзерный участок ₁ = 12.34кВт/(м^2.К)

Выход теплоносителя из экономайзерного участока ₁ = 4.68 кВт/(м^2.К)

2. Основной целью конструкционного расчета парогенератора было определение среднего угла навивки труб поверхности нагрева, который составил = 24.31 ^о

Также были определены основные кострукционные характеристики пучка теплообменных труб:

Число труб поверхности нагрева n = 10562

Число слоёв навивки трубного пучка N_сл = 45

Диаметр 1-го слоя d_1сл = 1.488 м

Диаметр последнего слоя d_mсл = 3.6 м

Массовая скорость рабочего тела в межтрубном пространстве W =652 кг/(м^2.с)

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

Результаты вышеуказанных расчетов приведены в таблице результатов.

4. Гидравлический расчет был выполнен с целью определения мощности ГЦН, затрачиваемой на прокачку теплоносителя через парогенератор N = 4111 кВт.

Графическая часть проекта, состоящая из двух чертежей:

- основной вид вертикального парогенератора;

- деталировка.

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

ПЕРЕЧЕНЬ ССЫЛОК

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

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

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

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

Размещено на Allbest.ru