Методические указания Тепловой и гидравлический расчет теплообменного оборудования АЭС

РД 24.035.05-89

МЕТОДИЧЕСКИЕ УКАЗАНИЯ

ТЕПЛОВОЙ И ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕННОГО ОБОРУДОВАНИЯ АЭС

РД 24.035.05-89

МИНИСТЕРСТВО ТЯЖЕЛОГО. ЭНЕРГЕТИЧЕСКОГО И ТРАНСПОРТНОГО МАШИНОСТРОЕНИЯ СССР

ЛЕНИНГРАД

1991

для испарителя

Q*n = ^пи<*«*. - - /«. *) = £,«. (Г - О:

для пароперегревателя

Q„* = ^Gn- (% ~ Urn. .кп) = °п. ('ж “ О.

ГДС >гш пса< *гщ. Н. энтальпия греющего теплоносителя на входе в испаритель и экономайзер. Дж/кг; А*.. Д,гп. Япе —расход рабочего тела в экономайзере, испарителе и пароперегревателе, кг/с.

3.3.5.    При параллельной установке элементов парогенератора по греющему теплоносителю расход теплоносителя разделяется на два потока. Уравнения теплового баланса при этом имеют вид:

Qruii *•* OfBil/rmi! Qm! — Оruu^nujJ

причем

Orn + Gn, - Ом,;

..    Gtmx*irsi + (/ra]4nu

^s‘~“-zs;--

3.3.6.    В парогенераторах с многократной циркуляцией тепловой поток, отводимый рабочим телом. расходуется на получение пара заданных параметров и на потери с продувкой.

В парогенераторе перегретого пара

Q«_r - Яле <4н ~ П + (Г - /...) + Я._р</* -

В парогенераторе насыщенного пара

Q.r = D._K (Г -    .)    +    Я_яр    (/*    -    ,).

Здесь D_H1C — расход насыщенного пара, кг/с;

«вс — энтальпия воды в барабане-сепараторе. Дж/кг;

Дт_Р — расход воды, идущей на продувку парогенератора, кг/с:

^rfa рРик ^“Р-    100--

где J_ap —продувка парогенератора, %.

3.3.7.    Уравнение материального баланса, устанавливающее равенство между расходом питательной воды, подаваемой в парогенератор с многократной циркуляцией, и суммой расходов отводимых от него пара и воды имеет вид:

для парогенераторов перегретого пара

Я„. • ™ Я„, Я_вр;

для парогенераторов насыщенного пара

Я_в..— Я„_с -f- Я_вр.

В прямоточном парогенераторе отводимый тепловой поток целиком расходуется на получение пара заданных параметров, так как продувка в нем отсутствует:

Qnr¹⁼¹ Я„, (/„« — 1_а. •); Я_в. • — Я_РВ.

3.4. Расчет температурного напора на границах областей

3 4.1. Температуры греющего теплоносителя на границах определяются из уравнений баланса для отдельных элементов парогенератора.

3.4.2. Температура греющего теплоносителя на входе в испаритель определяется как функция от энтальпии при заданном давлении:

бш. вся — / (irm. жп),

где значение энтальпии определяется по формуле

,,-.л

ГЩ

3.4.3. Температура греющего теплоносителя на входе в экономайзер определяется как функция от энтальпии при заданном давлении:

irm. w ~/(iru. »*).

где значение энтальпии определяется по формуле

3.4.4. Температурный напор в начале экономайзера (на входе воды) определяется по формуле

3.4.5.    Температурный напор на границе между экономайзером и испарителем определяется по формуле

-**»«. «СП *l«, »К If

3.4.6.    Температурный напор на границе между испарителем и пароперегревателем определяется

по формуле    .

“‘«в. вс — *ПЦ. ИСП-if

3.4.7.    Температурный напор в конце пароперегревателя (на выходе пара) определяется по фор

г»* — t_n..

•*# Пи ^п*

3.5.    Особенности расчета теплоотдачи в экономайзере

3.5.1.    При течении рабочего тела в экономайзере происходит его подогрев. Теплоотдача от поверхности нагрева к жидкости осуществляется посредством конвективного теплообмена. Расчет теплоотдачи производится по формулам раздела 17.

3.5.2.    Рзбочсо тело по сечению рабочего канала подогревается неравномерно. Наибольшей температуры достигает прилегающий к стенке пограничный слой жидкости, температура которого заметно выше средней температуры в данном сечении трубы. В результате указанного перегрева температура пограничного слоя становится равной температуре насыщения значительно раньше, чем средняя температура рабочего тела. При достижении пограничным слоем температуры насыщения в нем начинается парообразование (неразвитое поверхностное кипение) и повышается интенсивность теплоотдачи. Расчет теплоотдачи при неразвитом поверхностном кипении производится по формулам раздела 20.

Относительная энтальпия рабочего тела, при которой начинается неразвитое кипение Jr**, рассчитывается по формулам раздела 20. По х_Нк определяется энтальпия /_в._к.

3.5.3.    При дальнейшем повышении температуры рабочего тела интенсивность поверхностного парообразования и теплоотдача увеличиваются, и начинается развитое поверхностное кипение. Расчет теплоотдачи при развитом поверхностном кипении производится по формулам раздела 20.

Относительная энтальпия рабочего тела, соответствующая началу развитого поверхностного кипения х_рв, рассчитывается по формуле раздела 20; при этом принимается Хр.п=Др.к-

3.6.    Проверка проектируемой конструкции на кризис теплоотдачи

3.6.1.    При течении в парогенераторе двухфазного потока и подводе к нему тепла возможно возникновение кризисов теплоотдачи первого и второго рода, на которые необходимо проверять проектируемые конструкции.

3.6.2.    Величина граничного паросодержания Дгр. при достижении которой возникает кризис второго рода, определяется по формулам раздела 22.

Кризис второго рода возникает только в прямоточном парогенераторе.

При течении парожндкостной смеси в парогенераторе с многократной циркуляцией паросодер-жанис потока на выходе из испарителя должно быть меньше граничного паросодержания: дг,_и*<.Тп>-

3.6.3.    Возникновение кризиса первого рода возможно как в парогенераторе с многократной циркуляцией, так и в прямоточном парогенераторе в области паросодсржаннй x<Xrp- Поэтому все парогенераторы должны быть проверены на кризис первого рода, и при возможности возникновения этого кризиса должны быть приняты меры для его предотвращения.

3.7.    Особенности расчета теплоотдачи в испарителе

3.7.1.    Теплоотдача к рабочему телу в испарителе определяется процессами кипения и движения двухфазного потока.

3 7.2. Сечение испарителя, в котором пзросодсржаннс достигает величины Дгр. является границей, разделяющей его на участки развитого кипения и ухудшенного теплообмена.

3.7.3.    Коэффициент теплоотдачи на участке развитого кипения является функцией плотности теплового потока и паросодержания (см. формулы раздела 20).

3.7.4.    Коэффициент теплоотдачи на участке ухудшенного теплообмена является функцией скорости движения двухфазного потока и паросодержания (см. формулы раздела 20).

3.8.    Определение тепловых потоков на расчетных участках парогенератора

3.8.1.    Тепловой поток на участке конвективного теплообмена экономайзере определяется по формуле

Q«.t = Q*

3.8 2. Тепловой поток на участке неразвитого поверхностного кипения экономайзера определяется по формуле

Qn.K —

3.8.3.    Тепловой поток на участке развитого повср.чностиого кипения экономайзера определяется по формуле

* 'll

3.8.4.    Тепловой поток на участке развитого кипения испарителя определяется по формуле

Qp« ⁼ Q«e-*r_p.

3.8.5.    Тепловой поток на участке ухудшенного теплообмена испарителя определяется по формуле

Qy.T — Qncn(l —^xry)-

3.8.6.    Тепловой поток на участке конвективного теплообмена пароперегревателя соответствует тепловому потоку пароперегревателя <?_м.

3.9. Определение температурного напора на границах расчетных участков

3.9.1.    Температура греющего теплоносителя на границе между участками неразвитого поверхностного кипения и конвективного теплообмена определяется как функция от энтальпии:

Лтд. «.К “ f (Iги. и.и).

где энтальпия определяется но формуле

(„.«-ЙГ + тг¹-

^uroi

3.9.2.    Температура греющего теплоносителя на границе между участками развитого и неразвитого поверхностного кипения определяется как функция от энтальпии:

trm. р.п = / {1гш. р.п),

где энтальпия определяется по формуле

^гш. р.п

3.9.3. Температурный напор на границе между участками неразвитого поверхностного кипения и конвективного теплообмена определяется по формуле

Д^н.к *“ fr«a. и-*    где /■.«—/(/«.»)•

3.9.4.    Температурный напор на границе между участками развитого поверхностного кипения и неразвитого поверхностного кипения рассчитывается по разности между температурой греющей среды к температурой насыщения:

ыр.п ⁼    р.п tf.

3.9.5.    Температурный напор на границе участков развитого кипения и ухудшенного теплообмена испарителя определяется по формуле

М у т    к<я    -+■ (^Лка. о* — W|f, И<п) Х_Гу.

3.10.    Расчет поверхности на участках конвективного теплообмена

Коэффициенты теплоотдачи и теплопередачи на участках конвективного теплообмена экономайзера и пароперегревателя могут изменяться по длине за счет изменения температуры и физических свойств теплоносителя.

Для повышения точности расчета поверхности участки конвективного теплообмена следует разбить на более мелкие, для которых коэффициенты теплоотдачи можно принимать постоянными.

3.11.    Расчет поверхности теплообмена на участках кипения

3.11.1.    К расчетным участкам, в которых имеет место кипение, относятся участки неразвитого и развитого поверхностного кипения экономайзера и участки развитого кипения и ухудшенного теплообмена испарителя. Теплоотдача на участках кипения зависит от плотности теплового потока и массового расходного паросодсржания (см. раздел 20), которые изменяются по длине парогенератора. Коэффициенты теплоотдачи и теплопередачи на этих участках также изменяются по длине парогенератора. В результате этого формулы, принятые для расчета поверхности теплообмена при постоянном коэффициенте теплопередачи, не могут быть использованы для расчета поверхностей на участках кипения.

3.11.2.    Расчет поверхности на участках кипения может быть выполнен посредством деления расчетного участка на m частей (элементарных участков) одинаковой мощности AQ, где &Q-Q_yJm.

Подобное деление позволяет определить на элементарных участках значения температурных напоров Л/„ н массовых паросодержаннм .г,„ которые на л-м участке равны.

м_я - Л/_И._ч + (Л/_те. - Д/_н„)    ;

■ /    »    я    —0.5

+ (*«» — -О---

где ДЛ,*„ Д^-ои —температурные напоры в начале и в конце расчетного участка. К;

х„«ч. -Гкоп — массовые расходные паросодержаиня в начале и в конце расчетного участка но ходу движения рабочего тела.

3.11.3.    Коэффициенты теплоотдачи и теплопередачи на элементарных участках принимаются постоянными. Коэффициенты теплоотдачи определяются по формулам раздела 20 для каждого элементарного участка. В случае зависимости коэффициента теплоотдачи от плотности теплового потока расчет коэффициента теплоотдачи производится методом последовательных приближений.

3.11.4.    Поверхность теплообмена л-го элементарного участка определяется по формуле

3.11.5. Поверхность теплообмена расчетного участка равна сумме элементарных поверхностей:

/>с,. у* = 2 SF* я—I

3.12, - Определение конструктивной поверхности трубного пучка

3.12.1.    После расчета значений поверхности теплообмена по расчетным участкам fp*_С1._уч и суммарной проводится определение конструктивной ее величины с учетом коэффициентов использования поверхности, запаса поверхности на глушение труб и других коэффициентов запаса (раздел 7).

3.12.2.    Конструктивной следует считать поверхность, выбранную с учетом конструктивных соображений, снижения реальной эффективности теплообмена из-за отличия от исследованных идеальных схем поверхностей, а также допустимых отклонений в экспериментально обоснованных формулах.

3.13.    Уточненный расчет парогенератора

3.13.1.    После определения поверхности трубного пучка производится уточненный расчет парогенератора.

3.13.2.    По полученным величинам конструктивных поверхностей теплообмена на участках производится расчет гидравлического сопротивления парогенератора (см. раздел 12). В результате гидравлического расчета уточняются давления теплоносителей по длине парогенератора.

3.13.3.    Далее уточняются значения энтальпии и температур на границах элементов, тепловых потоков в элементах парогенератора и значения поверхностен теплообмена.

4. РАСЧЕТ ХАРАКТЕРИСТИК ПУЛЬСАЦИИ ТЕМПЕРАТУР ПОВЕРХНОСТИ НАГРЕВА ТЕПЛООБМЕННЫХ АППАРАТОВ АЭС

4.1.    Задачи расчета пульсаций температур поверхностей нагрева

4.1.1.    Пульсации температур являются неотъемлемым свойством процесса, происходящего в тепло-обменном аппарате (турбулентные пульсации теплоносителя, неустаиовившаяся естественная конвекция, пульсации температур поверхности при кризисах теплообмена и пр.). Пульсации температур поверхности приводят к возникновению в конструктивных элементах соответствующих пульсирующих напряжений, которые, добавляясь к стационарным напряжениям, могут вызвать преждевременное усталостное или-коррозионное разрушение. Поэтому в объем теплового расчета теплообменных аппаратов входит определение характеристик пульсаций температур теплопередающих поверхностей и конструктивных элементов. Эти данные являются исходными для прочностных расчетов, целью которых является определение допустимости таких колебаний или оценка ресурса элементов, работающих в условиях пульсирующих температур.

4.2. Причины и наиболее вероятные зоны возникновения интенсивных пульсаций температур поверхности

4.2.1.    Физической причиной возникновения пульсаций температуры нензотермичеекмх поверхностей является наличие неустановившихся во времени и (или) в пространстве условий теплоотдачи в пристенной области. Значительное влияние на температурный режим оказывают конструктивные особенности аппаратов.

4.2.2. Наиболее характерными зонами теплообменных аппаратов, в которых возможно возникновение интенсивных пульсации температур поверхности, являются:

зона возникновения кризиса теплообмена при кипении первого или второго рола; зона начала закипания;

обогреваемые участки горизонтальных, наклонных и змеевиковых парогенерирующих труб в местах возможного расслоения потока;

места резкого поворота или отрыва потока при значениях тепловой нагрузки, близких к критическим;

места повторного увлажнения поверхности после перехода к дисперсному режиму течения пароводяной смеси (резкие повороты или участки со сниженными значениями тепловых потоков);

места прохода поверхности нагрева или обогреваемых конструктивных элементов через границу раздела пар — вода (уровень);

участки поверхности нагрева и конструктивные элементы, охлаждаемые крупнодисперсным (с диаметром капель более 100 мкм) пароводяным потоком;

участки поверхности нагрева и обогреваемые конструктивные элементы, охлаждаемые мелкодисперсным пароводяным потоком с локальной влажностью 1—20%;

участки поверхности или конструктивные элементы, охлаждаемые теплоносителем, температура которого колеблется (из-за пульсаций расхода или неустановнвшейся естественной конвекции).

4.3. Основные характеристики пульсаций температур и их определение

4.3.1.    Основными характеристиками пульсаций температур являются их максимальное, минимальное и среднее значения, амплитуда и частота (при гармонических колебзннях), интенсивность S*. автокорреляционная функция, спектральная плотность, плотность распределения, эффективный период Тэф (при случайном изменении температуры).

4.3.2.    Для прочностных расчетов используются следующие характеристики температурных пульсаций: размах, спектральная плотность, интенсивность и эффективный период колебаний. Наиболее надежные данные но пульсациям температур могут быть получены экспериментальным путем. При этом датчики для их замеров должны иметь минимальные размеры (для уменьшения искажения температурного поля), быть малоинерционными и должны устанавливаться непосредственно на поверхности, где эти пульсации возникают. Аппаратура должна без искажений регистрировать колебания температур в диапазоне характерных частот (как правило, от 0 до 10 Гц) и обеспечивать возможность последующей статистической обработки данных.

По результатам исследований должны быть определены характеристики температурных пульсаций с максимальной интенсивностью.

4.3.3.    Для приближенных оценок допускается использовать следующие расчетные характеристики пульсаций температур:

среднее значение температуры

л __ Лап -f Лп1п .

‘«Р    ■>    •

размах колебаний

А/

интенсивность (среднеквадратичное отклонение), которая при случайном характере пульсаций определяется по приближенной формуле

^S‘~—’

а при близком к гармоническому характеру колебаний по формуле

эффективный период

_ 2 ~ "ср *

где л_Ср — среднее число пересечений температурной кривой и линии средней температуры в единицу времени.

4.4. Определение пульсаций температур в прямоточных парогенсрирующих каналах и сепараторах-пароперегревателях (СПП)

4.4.1. Интенсивность и эффективный период пульсаций температур в зоне ухудшения теплоотдачи в вертикальном парогенерируюшем канале 16x2.5 мм (сталь 12Х2Л\ ТУ 24—3—15—449—74), обогреваемом натрием, для давлений 7—15 МПа в зависимости от температурного напора между средами Дбмо и массовой скорости определяются по черт. 3.

Характеристики теипера'УР""* «уаиаим! а >о*е у«ул-

■ИМИ* ПаЛОМЦ«« При киптами • awrTWm

С атмоситеамо* »;-««»иаА d_tm/d,_%-%+T. обирсааемам натрием

Х«?ж«тгр><твки ттигмратурнтж пуаммаД • *©•* у%)»***•* тгпюооик арм амтами • арммл* а*ртм**%мс4 трубе, «бо* 1р<«ммрА натрием

*,/*и

Черт. 3

4.4 2 Интенсивность и эффективный период пульсаций температур к зоне ухудшения теплоотдачи на внутренней образующей змеев и нового канала 14x2 мм (сталь 08XI8HI0T ГОСТ 9941 — 72) с относительной кривизной    н”6-г7,    обогреваемого    натрием,    для    давлений    10—18    МПа    в    зависи

мости от плотности тепловых потоков и массовых скоростей определяются по черт. 4. Приведенные на черт. 4 зависимости справедливы для массовых скоростей    500-г 2000 кг/(м*-с) и плотностей

теплового потока q - 300-т-1ООО кВт/м².

4.4.3. Интенсивность и эффективный период пульсаций температур в зоне ухудшения теплоотдачи при кипении воды в межтрубном пространстве пучка из труб 16x1,4 мм (сталь 08XI8H10T ГОСТ 9941-72), расположенных но треугольной решетке с шагом 21 мм, с обогревом водой под давлением определяются по черт. 5 Приведенные иа чертеже зависимости справедливы для давлений 4—8 МПа и массовых скоростей 20—225 кг/(м*-с).

4 4.4. Интенсивность пульсаций температур на наружной поверхности горизонтальной трубы 16X1.4 мм (сталь 08Х18НЮТ ГОСТ 9941-81) в нисходящем пароводяном потоке с влажностью больше 2% при скоростях до 40 м/с в зависимости от удельного теплового потока или перепада температур между средами представлена на черт. 6.

Эффективный период пульсаций принимается равным 1 с.

4.5. Расчетная оценка характеристик пульсаций температур

4.5.1 В процессе проектирования прямоточных парогенераторов и СПП при отсутствии экспериментальных данных по характеристикам пульсации температур последние определяются расчетом Эти данные допускается использовать для приближенных оценок ресурса. Если будут получены неприемлемые значения ресурса, то следует либо пересмотреть конструкцию, либо на этапе экспериментального обоснования предусмотреть детальное изучение температурного режима.

4.5.2. Размах пульсаций температур определяется по формуле

где Д<„*а— перепад температур между средами. К; R_rx — определяется с помощью формул пп. 20.5.1,

20 5.2.20.5.3

Амплитуда температурных пульсаций принимается равной половине размаха, а интенсивность рассчитывается по формуле п. 4.3.3.

4.5.3 Период пульсаций определяется исходя из физических представлений о процессе. При отсутствии данных о периоде допускается принять т^=0,5 с

5. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ОТДЕЛЬНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ТЕПЛООБМЕННЫХ АППАРАТОВ

5.1.    Задачи и особенности гидравлического расчета теплообменных аппаратов

5.1.1.    Теплообменные аппараты АЭС (теплообменники, парогенераторы, сепараторы • пароперегреватели и т. п.) являются, как правило, рекуперативными аппаратами, имеющими две полости (горячую и холодную), в которых движутся греющий и нагреваемый теплоносители. Каждая полость теплообменного аппарата включает в себя входную (распределительную) камеру, теплопередающий элемент, (трубный пучок), состоящий из многочисленных труб и каналов, и выходную (собирающую) камеру. Гидравлическое сопротивление каждой полости представляет собой сумму сопротивлений входной н выходной камер (коллекторов) и тепло передающего элемента.

5.1.2.    Гидравлическое сопротивление камер (коллекторов) состоит главным образом из местных сопротивлений (входа, выхода, поворотов, сужении, расширений и т. д ), однако в длинных коллекторах существенную роль играет сопротивление трения. Гидравлическое сопротивление тсплопередаю-щего элемента складывается из сопротивления трения, потерь на ускорение и местных сопротивлений.

5.1.3.    В теплообменном оборудовании используется естественная или вынужденная циркуляция теплоносителей и рабочих тел. В первом случае сопротивление движению преодолевается за счет движущего напора в контуре, а во втором—за счет напора, создаваемого циркуляционным насосом.

5.1.4.    Общая методика расчета циркуляционных контуров с естественной н принудительной циркуляцией идентична методике, принятой при расчете котельных агрегатов. Рекомендации по расчету истинных (напорных) паросодержаний приведены в разделе 10. Рекомендации по расчету гидравлического сопротивления элементов тракта, находящегося между входным и выходным коллекторами (трубы, кольцевые щели, продольно и поперечно обтекаемые пакеты стержней и т. п.), приведены в разделах 12—16.

5.2. Расчет естественной циркуляции в парогенераторах со свободнопогруженными горизонтальными пучками

5.2.1.    Общая схема расчета естественной циркуляции нс отличается от принятой в гидравлическом расчете котельных агрегатов.

5.2.2.    Расчет естественной циркуляции в парогенераторах со свободнопогруженными горизонтальными трубными пучками (пакетами) производится для заданного поперечного сечения парогенератора. Подъемными участками контура циркуляции считается межтрубное пространство пучков, а опускными — коридоры между пакетами. Расчет может выполняться как для всего пучка (половины ширины парогенератора), так и для отдельного трубного пакета. При расчетах кратности циркуляции массовое паросодержание увеличивается в 1,5 раза.

5.2.3.    Если в парогенераторе со свободнопогруженными пучками расчетная кратность циркуляции более 5, ее величина уточняется путем расчета удельного (на 1 м длины пучка) расхода циркулирующей через пучок воды у (в кг/(м-с)) и сопоставления с известной местной удельной паропроизводи-тельноетью.

Удельный расход определяется по формуле

У= yf и

где £ определяется согласно п. 15.1.1, ф— согласно пп. 16.3.2 и 16.3.3, $о_В — согласно п. 5.2.5.

В формуле Л — вертикальная координата, отсчитываемая от нижнего сечения пакета; £.._п — приведенные коэффициенты сопротивления подъемного и опускного участков, 1/м;

с _V с’

о_п — _ о_п,

где Sn—горизонтальный зазор между трубками пакета;

с* .... Sonl 4"

°ОП--Ч-•

Здесь Son) и Son!—ширина опускных коридоров, смежных с пакетом.

5.2.4. Максимальный удельный расход воды достигается на определенной критической высоте. Выше этой отметки пароводяная смесь начинает выходить из пучка в опускной канал, замыкая контур циркуляции.

Если геометрическая высота свободнопогружеиного пучка Rno» больше критической Л_ьр, то расчет циркуляции должен производиться только по схеме организованной циркуляции.

Критическая высота определяется по формуле

г —

5.2.5. Сопротивление опускных каналов принимается равным сумме гидравлического сопротивления Ар₀п и условных потерь полезного напора за счет сноса пара:

V=4рм + л_ОП?о« (?' — р") t-

Снос пара учитывается при отсутствии подачи питательной воды в опускной канал. Для парогенераторов с циклонными сепараторами значение <роо определяется согласно п. 10.5.7, а для парогенераторов со свободнопогружснными пучками — согласно п. 10.5.8.

Коэффициент гидравлического сопротивления опускных коридоров между свободнопогруженнымн пакетами горизонтальных труб рассчитывается по формуле

где d — наружный диаметр трубки.

5.2.6.    Для избежания «запаривания» греющих трубных погруженных пучков значение кратности естественной циркуляции в парогенераторах должно быть нс менее 2. При наличии теплогидравлической неравномерности минимальное значение кратности должно соответствовать участкам с наибольшим паросодержанием.

5.2.7.    Для огражденных дополнительными конструктивными элементами горизонтальных трубных пучков предотвращение пульсационных режимов обеспечивается при параметрах:

при 0,37>р>0.25 МПа; DfF_a<55 кг/(м*-с);    s/d>l,25;

при р>0,37 МПа;    DIF„<83 кг/(м*-с).

Для свободнологружекных пучков предотвращение дезорганизации циркуляции обеспечивается при параметрах: £/$*<10⁴ 1/м³;    />>1.0    МПа;    q    <350 кВт/м^г.

5.3. Расчет коллекторов

5.3.1.    В коллекторных теплообменниках подвод теплоносителя в трубный пучок производится из входного (напорного, раздающего) коллектора, а отвод из трубного пучка — через выходной (вытяжной, сборный) коллектор. Существуют две основные схемы включения теплообменников: Z-образ-ная и П-образнаи. В первой из них потоки в раздающем и собирающем коллекторах сонаправлены, а во второй — противоположны.

Расчет гидравлических характеристик коллекторного теплообменника состоит в определении степени неравномерности раздачи жидкости по трубному пучку (или по параллельно включенным аппаратам) и суммарных гидравлических потерь.

5.3.2.    Распределение давления по ходу потока однофазной среды описывается одномерным уравнением

J-^ + (2-«)-34.+C^- = 0,

? dz    dx    2    rf_r

где с —отношение проекции осевой скорости присоединяющихся (или отделяющихся) масс к скорости осевого потока;

средняя по сечению скорость осевого потока, м/с; г — безразмерная координата;

L — длина коллектора, ч;

£ — коэффициент трения.

При L/d_r< 154-20 потерями на трение можно пренебречь (короткий коллектор).

При больших значениях пористости поверхности коэффициент сопротивления ; зависит от величины пористости е/.-

«/“/<oiJnL,

где /от* — сечение всех отверстий, м*; Я —периметр перфорированной части коллектора, м.

Для раздающего коллектора, представляющего собой перфорированную трубу, коэффициент сопротивления ; определяется по формуле

Ig4 = exp(— 6,63s’) Ig Со.

5.3.3. Распределение относительной скорости отбора вдоль короткого коллектора описывается следующими зависимостями:

для коллектора постоянного сечения (например, плоского):

'•>=~COSx(l-i);

Ш

^в=т*

где к> — скорость отбора, м/с;

w — средняя скорость отбора, м/с;

I

X “ — --sb ,

V* (* + Ср)

Ф *=(F S)¹;

сечение коллектора, м*;

5 — проходное сечение отводов, м*;

^•—коэффициент сопротивления отводов; для цилиндрического коллектора

“ ” мл 1» (I + хт/f2)| ^cos[^х<? (¹    Й")]*

Здесь ф«1— 7, где Г=г/г_е; г₀— радиус коллектора, м; г —текущий радиус, м.

5.3.4.    Распределение давлений по длине короткого коллектора постоянного сечения и по радиусу цилиндрического коллектора определяется по формуле

pal ?и^ги

Р«-Р~-г_г---*Г*

Значение и определяется по формулам:

для коллектора постоянного сечения

и = и„^ o>dz ;

для цилиндрического коллектора

7 _ .

и г= 2«„ Г wrdz.

а

5.3.5.    Распределение относительной скорости подвода вдоль короткого выходного коллектора описывается зависимостями:

для коллектора постоянного сечения

х = V 2,'Ф1р

(остальные обозначения совпадают с принятыми в п. 5.3.3, при этом F принимается равной F_tklt):

для цилиндрического коллектора

.1|*<1+ЭД ^chh(^{1 +} лг)]'

5.3.6. Гидравлическая неравномерность оценивается с помощью величин, определяемых по формулам из табл. 2.

<£ Нау 'ню-производственное объединение по исследованию к проси j пронацию энерго-ТН'Н-СКОГО оборудования им. И. И. Паиуиопа (НПО ЦКТИ), 1991 г.

Степень гидравлической неравномерности для коллекторов различной формы Соотношение геометрических ратчеров коллекторов Таблица 2

Форма коллектора ф 1 Ф1 2 I ФГ "° <0 - = 1^chM „ _ ^ /мАа «м\ Коллектор постоянного Л / 2/Ф, - I/O, * V ■■?+*- » «1 ыт~7аГГ(со*'г) «2 = (Л-в/?)2 к Г' '^вя/^г.вп = (Ла/5)* -/Ч1?5 Цилиндрический кат- xchx9(l+^i) м ■> 1 x<OSx?(l лектор slnx(l--f£-)

5.3.7. При одинаковом конструктивном выполнении входного и выходного коллекторов потери давления в системе определяются по формулам: для Z-образной компоновки

1р^г -г    [ 1,45 с - 0.78 м- 0.55 % -£-];

для П-обраэной компоновки

V - Д/>_т + —- [о.67 (2с - Ь) + 0.55С, -зУ.

где коэффициенты b и с определяются по черт. 7.

Зависимость коэффициентов b нс от отношения диаметра коллектора к диаметру отаерстий перфорации

При различном конструктивном исполнении выходного и входного коллекторов потерн давления в них необходимо рассчитывать через полное давление р_в:

ра*

л-*+нг⁵

для раздающего коллектора

^ЛРтТ - (/».* + ^Г") - 5 « {р +

для сборного коллектора

Черт. 7    °

5.3.8.    Гидравлическая неравномерность коллекторов может быть уменьшена до 5%. если провести дросселирование боковых каналов до величины: £_РФ>3,25 для раздающих коллекторов, :_РФ^13 для сборных коллекторов.

5.3.9.    Для достижения не более чем 10% разверки необходимо дросселирование трубного пучка до значения: £;Ф^8 для Z-образной схемы. {гФ>3,2 для П-образной схемы, где is—суммарный коэффициент гидравлического сопротивления трубы:

<-.='-* + v/rf + U.-

5.3.10.    Профилирование коллекторов состоит в расчетном или экспериментальном определении формы, при которой обеспечивается заданное распределение расхода.

5.3.10.1. Профилирование входного коллектора Z-образной схемы состоит в изменении его высоты по закону

— ==    ¹ "■*■■■_ - т yz (1 - х)Мп (1 - г),

^Ге6 V(ГМ>-rW ⁸ г«

где Гев —неизменная высота сборного коллектора, м.

Эта зависимость применима при 0.6^Ло/Гсв< I; L/Гев^3.6; СгФ>0,6.

УДК 66.045 1.00».24 (083.75) РУКОВОДЯЩИЙ

Группа £02

СТА НДАРТИЗЛЦИИ

ДОКУМЕНТ

П О

РД

24.035.05-89

МЕТОДИЧЕСКИЕ УКАЗАНИЯ

ТЕПЛОВОЙ И ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕННОГО ОБОРУДОВАНИЯ АЭС

ОКСТУ 110)

Дата введения 01.07.90

Настоящие методические указания распространяются на парогенераторы, теплообменники, конденсаторы. сепараторы-пароперегреватели и другие теплообменные аппараты второго и третьего контуров АЭС с жидким, газообразным или жидкомсталлическнм теплоносителем. Методические указания устанавливают методы теплового и гидравлического расчета теллообменного оборудования АЭС.

1. ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ

1.1.    Тепловые и гидравлические (теплогидравличсские) расчеты при проектировании теплообменных аппаратов выполняются как с целью определения характеристик поверхности теплообмена (конструктивный расчет), так и для определения параметров теплоносителей в различных эксплуатационных режимах — стационарных и динамических (поверочный расчет).

1.2.    Основная цель конструктивного расчета теплообменного оборудования заключается в поиске оптимальной (по^- размерам, конфигурации и стоимости) поверхности теплообмена, которая необходима для получения расчетной тепловой мощности аппарата при заданных конечных температурах и давлениях, а также при заданных расходах греющего м нагреваемого теплоносителей и минимальных затратах мощности на прокачку.

1.3.    Цель поверочного расчета определяется требованиями соответствующего эксплуатационного режима теплообменного аппарата (базовый или пиковый режим, необходимость работы при естественной циркуляция теплоносителей, обеспечение неповреждаемости в аварийных режимах).

1.4.    Для определения размеров теплообменного аппарата и мощности, затрачиваемой на прокачку теплоносителей, в соответствии с выбранной конструктивной схемой необходимо:

рассчитать тепловой и материальный балансы теплоносителей;

выделить в проектируемом теплообменном аппарате области поверхности нагрева, где происходят одинаковые термодинамические процессы (экономайэсрная, испарительная, пароперегревательная и т. п.);

определить теплофизические свойства теплоносителей;

рассчитать коэффициенты теплоотдачи и теплопередачи, а также коэффициенты гидравлического сопротивления для выделенных областей;

рассчитать температурные напоры на границах областей;

рассчитать распределение температуры теплоносителей и рабочих тел вдоль теплообменного тракта и определить средние температурные напоры в пределах каждой области;

рассчитать распределение температуры в элементах конструкции;

обеспечить допустимые раэверки расходов и устойчивость движения рабочей среды;

определить поверхность теплообмена;

определить гидравлическое сопротивление теплообменного аппарата.

J.5. По окончании всех этапов расчета при необходимости следует изменить геометрические характеристики теплопередающей поверхности и повторить расчет.

1.6.    В качестве дополнительных материалов для расчета сепараторов-пароперегревателей сле-дует использовать РТЛ1 108.020.107—84.

1.7.    В качестве дополнительных материалов для расчета прямоточных парогенераторов с трубами в виде винтовых змеевиков следует использовать РТМ 108.300.01—81.

1.8 Условные обозначения, применяемые в РД, приведены в справочном приложении 1. Типы теп-лообмениых аппаратов, основные теплоносители, используемые в них, рабочие тела, а также варианты схем АЭС приведены в справочном приложении 2. Основные положения теории теплообмена.

размерные и безразмерные параметры, характеризующие работу теплообменных аппаратов, залами конструктивного и поверочного тепловых расчетов, а также гидравлического расчета даны в справочных приложениях 3 и 4. В справочном приложении о рассмотрены принципы оптимизации конструкции парогенераторов.

2. ТВИЛОВОЙ РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕННИКОВ В ОДНОМЕРНОЙ ПОСТАНОВКЕ

2.1.    Задачи и особенности теплового расчета теплообменников в одномерной постановке

2.1.1.    Тепловой расчет теплообменников в одномерной постановке основан на решении одномерных уравнений теплового баланса и не учитывает особенности гидродинамики и теплообмена, отличающие работу реального теплообменника от его идеализированной тепловой схемы К таким особенностям относятся, например, гидравлические неравномерности раздачи теплоносителей по сечению теплообменника (справочное приложение 6). Варианты течения теплоносителей в проточной части теплообменников приведены на черт. I.

При конструктивном расчете заданными считаются тепловая мощность теплообменника, расходы теплоносителей и их входные температуры При поверочном расчете задается величина теплопередаю-щей поверхности, определенная в конструктивном расчете.

2.2. Расчет теплового баланса и тепловой мощности, переданной в теплообменнике

2.2.1.    Тепловой баланс устанавливает равенство тепловой мощности, подведенной к теплообменнику. и тепловой мощности, отведенной от него с учетом потерь в окружающую среду:

где    Q_rul—тепловая мощность, подведенная в теплообменник греющим теплоносителем, Вт;

0?£ и Qjjp — тепловая мощность, генерируемая в теплообменнике в результате преодоления гидравлического сопротивления соответствующих трактов греющим и нагреваемым теплоносителем, Вт;

— тепловая мощность, отведенная из теплообменника нагреваемым теплоносителем, Вт; Q_0M — тепловая мощность, теряемая теплообменником в окружающую среду, Вт.

2.2.2. Величина суммарной мощности    составляет доли процента от суммарной мощности

теплообменников, работающих на жидких теплоносителях, и 1—2% для теплообменников $ газообразными средами. Потери в окружающую среду <?_охл для современных крупных теплообменников составляют доли процента.

Так как указанные величины малы и частично компенсируют друг друга, то можно считать коэф-циент полезного действия крупных теплообменников на номинальном режиме близким к единице, откуда

Qro, » Qnг = Q.

где Q — тепловая мощность теплообменника на номинальном режиме работы, Вт.

Эта величина в зависимости от выбранной методики расчета определяется по одной из формул:

Q = ^пц-^гш = «мД**»

где    Ч,

р* _рх.

¹гш ‘иг»

где А/

О

Q —    =    ^гЛ»п.1пЧ.

Q = kFU_Cf.

2.3. Расчет эффективности теплообменника

2.3.1. Эффективность теплообменника п в общем случае является функцией режимных параметров. схемы взаимного движения теплоносителей и особенностей гидродинамики и теплообмена реальных теплообменников. Для идеализированных тепловых моделей применительно к различным схемам взаимного движения эффективность определяется по зависимости вида

Ч=/(Рт. т),

где р_т —параметр теплопередачи; т — отношение водяных эквивалентов (см. справочное приложение 4).

Коффицисит if для различных вариантов схем течения теплоносителей в проточной части теплообменник аппаратов

Черт.

Конкретный вид этих зависимостей для некоторых схем движения теплоносителей представлен в табл. I и на черт. 2.

Соотношения между параметрами теплообменников

Таблица I

Схема движения потоков

Формулы

Ч

| -стр(-я,(1-m)|    .    1    .    1-Д»т,

1 — т охр [— р, ^1 — т)] * ^Л I — т I — *,

Противоток

I + Рт*

1 — ехр(—p_t(l +т)) .

¹--ГТ^- ’ ^Pt

1

1п(1 — ц(1 + т));

Прямоток

_| I + ехр(2/>,).

4—1--2-*    ^Р'

1 т я

In (2т-I)

2

Перекрестный ток. один поток перемешивается, другой ис перемешивается

^wa4 — ^а’иесм*

£)]}^; л

In [I + д|п(1 -ц)1 т

^юппа “ ®неем!

— П -ехр[-«(1 -етр(-р,))|);

Pr — In ^

I +

In ( I —- лщ) '

Перекрестный ток. оба потока перемешиваются

ч

_1_

1    т    1

I —ехр (-/>,) I — ехр (— тр_Т) ~ р_х

Перекрестный ток. оба потока не перемешиваются

Ь‘)];

4-е - ехр (— тр_г).

■h = ^m/’r I«P (—+ т [ехр (— тр_Т)) [ехр (-/>,) - IJ;

Общее противоточиое движение теплоносителей в многоходовом теплообменнике, потоки перемешиваются между ходами

1—1 ⁼ I + (Я— Очж*

где    п    —    число    идентичных    ходов;

Ч«"/(Р»/л) — эффективность хода

Кочбинаиня противотока и пря-ыотока. перемешивание теплоносителя в межтрубном пространстве

Ч

< I + /л) + УI + т»

_2_

1 4 exp(-/?_t [ I +~д>) I —ехр(~р_т |Т+ТЯ)

Зависимость ц-/(т. р_т в,) для теплообменнике» с простейшими схемами д»*. жемии теплоносителей

а — противоток б — арямоток • — с — перекрестие* д»ик*ии* потоке» (* — перекешкыетск только грекмккЯ теплоноситель е — п*р*чеши»«*тс« только и*гр»»»«ммЯ ТСПЛОКОСМТед», О — перечеши»»ются об* теплоносителя с — ов* тептояоеитетк мс перечсв:ц»»ютсп|

Черт 2

2.4. Расчет поверхности теплообмена

2 4 I Для определения поверхности теплообмена при конструктивном расчете следует применять одну из формул

F=

_ Q *ьг.

или

Рт*

(окончательно величина поверхности теплообмена определяется с учетом рекомендаций раздела 7).

Расчеты с использованием среднего температурного напора Д/_Ср или параметра теплопередачи р» являются практически равнозначными и отличаются в основном последовательностью вычислительных операций При проведении конструктивного расчета объем вычислений, который нужно выполнить как в том, так и в другом случае, приблизительно одинаков При поверочном расчете использование среднего температурного напора требует ряда последовательных приближений, а использование параметра теплопередачи (в случае постоянства теплофизических свойств теплоносителей) дает прямое решение и поэтому является предпочтительным

2.4.2 При использовании для расчета поверхности теплообмена среднего температурного напора тепловая мощность теплообменника при номинальном режиме работы определяется согласно п. 2.2.2. Средний температурный напор между греющим и нагреваемым теплоносителями Д/_ср зависит от схемы движения теплоносителей и их водяных эквивалентов. Он определяется по формуле

Д/_Ср = M,_t.

О    I

—<Г~

Поправочный коэффициент ф к логарифмическому температурному напору Ah_g определяется по черт. 1. Логарифмический температурный напор рассчитывается по формуле, приведенной в справочном приложении 4. Коэффициент теплопередачи k рассчитывается по формулам справочного приложения 4. При проведении поверочного расчета теплообменника конечные температуры теплоносителей определяются подбором с помощью последовательных приближений до достижения заданной точности б (в процентах):

- | !00<

2.4.3. При использовании для расчета поверхности теплообмена понятия эффективности теплообменника водяной эквивалент ttWn определяется с помощью справочного приложения 4. Коэффициент теплопередачи А также определяется в соответствин со справочным приложением 4.

Параметр теплопередачи р_т рассчитывается по соотношениям, связывающим эффективность теплообменника с параметром теплопередачи и отношением водяных эквивалентов для соответствующей схемы взаимного движения теплоносителей (см. табл. I), с использованием известного значения эффективности теплообменника rj. При этом величина эффективности теплообменника определяется в соответствии с п. 2.2.1 по заданным входным температурам теплоносителей и тепловой мощности аппарата Q.

2.5. Расчет температуры теплоносителей, стенки н локальных тепловых потоков по длине теплообменника

2.5.1.    Дли определения выходных температур теплоносителей сначала следует рассчитать эффективность теплообменника по соответствующей зависимости (см. табл. 1), а затем определить искомую выходную температуру теплоносителя по справоч ному приложению 4.

2.5.2.    Распределение температуры теплоносителей по длине трубного пучка на расстоянии х от входа рассчитывается по следующим зависимостям:

для .противотока

t =/»»—( /•* —    ¹ ~ ^еХР (Ат. «г - Рт. пж) .

пи    ^Ш    "^Г'| - VrwJVnt **Р(Р_Т, ИГ -Р,. гш) ’

для прямотока		«■■г + “’иг
t = /И -f. ‘иг «г | \гщ *иг;

1 - W_tm;w_mr exp (/>; „-р\ _fM) . 1 -    exp    (/>_т    -р, _гш)    ’

М-«хр    rj)};

“'ГЦ1

ЬРгм -г- М-ИГ

где/^т ^z=1Pij^~ модифицированный параметр теплопередачи.

2.5.3. Распределение плотности теплового потока по длине теплообменника определяется с учетом составляющих температурного напора по формуле

V “ А (?„„ t_Hf).

2.5.4. Составляющие температурного напора рассчитываются по формулам:

3. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ПАРОГЕНЕРАТОРОВ

3.1.    Задачи и особенности тепловою расчета парогенераторов

3.1.1.    Отличительной особенностью парогенератора является наличие испарительного участка с фазовым переходом рабочего тела

3.1.2.    По характеру теплообмена парогенераторы являются сложными теплообменными аппаратами, в которых, кроме испарительного, имеются также участки без фазового перехода: экономай-зерный и пароперсгрсватсльный.

3.1.3.    Исходным» данными для расчета парогенератора являются: тепловая мощность аппарата Q;

вид греющего теплоносителя (пода, жидкий металл, газ); давление теплоносителя р,_щ; температура теплоносителя на входе /?я\ температура теплоносителя на выходе /?*'; рабочее тело (вода);

давление пара на выходе нз парогенератора рог^-, температура пара на выходе из парогенератора /_во; температура питательной воды t_a%.

3.1.4.    Вместо тепловой мощности возможно задание расходов теплоносителя (первый контур) и рабочего тела (второй контур):

расход теплоносителя G, кг/с; расход рабочего тела D. кг/с.

В случае необходимости задаются также предельные гидравлические сопротивления трактов теплоносителя н рабочего тела.

При наличии элементов парогенератора с другим давлением рабочего тела должны быть заданы его давление, температура на входе и выходе и расход (или тспловзя мощность).

3.2. Разбивка паро^генератора на области с одинаковыми термодинамическими процессами и расчетные участки

3.2.1.    При расчете парогенератор разбивается на области с одинаковыми термодинамическими процессами и на отдельные расчетные участки, различающиеся по характеру теплоотдачи.

3.2.2.    Парогенератор разделяется на следующие основные области:

экономайзерную, в которой происходит подогрев волы при плавном повышении температуры; испарительную, в которой происходит испарение воды при температуре, равной температуре насыщения при данном давлении;

пароперегревательную, в которой происходит перегрев пара при плавном повышении температуры.

3.2.3.    Разбивка парогенератора на области может быть как условной, так и конструктивной с разделением парогенератора на отдельные элементы с самостоятельными трубными пучками.

3.2.4.    В соответствии с характером теплоотдачи от поверхности нагрева к рабочему телу термодинамические области подразделяются на расчетные участки с различными закономерностями теплообмена.

В экономайэсрной области выделяют: участок конвективного теплообмена; участок неразвитого поверхностного кипения; участок развитого поверхностного кипения.

В испарительной области выделяют: участок развитого кипения; участок ухудшенного теплообмена.

В паропсрегрсвателыюй области имеется один расчетный участок—конвективного теплообмена.

3.2.5.    Границы областей или участков определяются величиной энтальпии рабочего тела в начале и в конце соответствующего элемента.

При определении энтальпии следует учитывать изменение давления из-за гидравлического сопротивления тракта парогенератора. Для первоначального расчета величинами гидравлических сопротивлений следует задаться (на основании имеющихся аналогов) или принять их равными нулю. При уточненном расчете величина гидравлических сопротивлений берется нз первоначального расчета.

3.3. Тепловой баланс парогенератора

3.3.1.    Общие положения о тепловом балансе даны в разделе 2. В данном разделе рассматриваются только те особенности расчета, которые важны при проектировании парогенераторов.

3.3.2.    Тепловой поток, подведенный к парогенератору, расходуется на подогрев питательной воды, превращение воды в пар и на перегрев пара:

Qrm ~~ Q>« *Ь Qmtu 4* Qof

3.3.3.    Тепловой поток, подведенный к парогенератору греющим теплоносителем, равен

О =<7 ((« —

^vrm та I «а Пн Г

3.3.4.    Уравнения теплового баланса для отдельных элементов парогенератора, соединенных последовательно по теплоносителю, имеют вид:

для экономайзера

..“‘Г) = 0*