автореферат диссертации по энергетике, 05.14.03, диссертация на тему:Расход конденсата через кольцевые зазоры в перегородках подогревателей системы регенерации паротурбинных установок АЭС

На правах рукописи

САЙКОВА Елена Николаевна

РАСХОД КОНДЕНСАТА ЧЕРЕЗ КОЛЬЦЕВЫЕ ЗАЗОРЫ В ПЕРЕГОРОДКАХ ПОДОГРЕВАТЕЛЕЙ СИСТЕМЫ РЕГЕНЕРАЦИИ ПАРОТУРБИННЫХ УСТАНОВОК АЭС

Специальность 05.14.03 — «Ядерные энергетические установки, включая проектирование, эксплуатацию и вывод из эксплуатации»

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

5 дек гт

Санкт-Петербург - 2013 г.

005542768

005542768

Работа выполнена в открытом акционерном обществе «Научно-производственное объединение по исследованию и проектированию энергетического оборудования им. И.И. Ползунова» (ОАО «НПО ЦКТИ»).

Научный руководитель:

доктор технических наук, профессор Валунов Борис Федорович

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Судаков Александр Вениаминович

кандидат технических наук, доцент Агафонова Наталья Дмитриевна

Ведущая организация: Филиал ОАО «Головной институт «ВНИПИЭТ» «СПбАЭП», г. Санкт-Петербург.

Защита диссертации состоится 27 декабря 2013 года в 12 часов на заседании Совета по защите докторских и кандидатских диссертаций Д 520.023.01 при открытом акционерном обществе "Научно-производственное объединение по исследованию и проектированию энергетического оборудования им. И.И. Ползунова" (ОАО "НПО ЦКТИ") по адресу: 191167, Санкт-Петербург, ул. Атаманская, д. 3/6.

С диссертацией можно ознакомиться в научно-технической библиотеке ОАО «НПО ЦКТИ».

Автореферат разослан "25" ноября 2013 г.

Отзыв на автореферат, заверенный печатью организации, просим направлять по адресу Диссертационного Совета ОАО "НПО ЦКТИ": 191167, Санкт-Петербург, ул. Атаманская, д. 3/6. Факс: (812)717-43-00 E-mail: general@ckti.ru

Ученый секретарь диссертационного совета, кандидат технических наук

Общая характеристика работы

Преобладающие в мировой практике двухконтурные ядерные энергетические установки с водо-водяными реакторами под давлением (ВВЭР или Р\¥11) при отсутствии перегрева пара и умеренном значении его давления на входе в турбину (6-7 МПа) имеют более низкий термический коэффициент полезного действия цикла по сравнению с тепловыми электростанциями (ТЭС), работающими на высоких параметрах перегретого пара. Для АЭС переход к сверхкритическим параметрам первого контура при расположении в пределах активной зоны области псевдофазового перехода от воды к перегретому пару с резким снижением плотности теплоносителя ухудшают нейтронные характеристики активной зоны водо-водяных реакторов, где замедлителем является сам теплоноситель. Поэтому для удержания на конкурентоспособном уровне значения коэффициента полезного действия термодинамического цикла АЭС по сравнению с ТЭС повышается роль максимального использования в пароводяных подогревателях системы регенерации температурного потенциала греющего пара с отборов от турбин. Достигается это, среди прочего, дополнительным прогоном конденсата греющего пара через охладитель конденсата (ОК) перед направлением его в подогреватель с более низким давлением греющего пара. Для дальнейшего повышения эффективности системы регенерации в ОК организуется противоточное движение теплообмениваюших сред.

Подогреватели системы регенерации паротурбинных установок (ПСР ПТУ) могут иметь горизонтальное или вертикальное исполнение, где последнее обладает определёнными преимуществами:

- меньшая занимаемая площадь машинного зала,

- более удобная разборка/сборка при ремонте непосредственно в машинном зале.

Недостатком вертикального исполнения является более низкие значения коэффициента теплоотдачи при конденсации пара на внешней поверхности те-плообменных труб. Эти трубы, обычно, имеют диаметр (16 или 20) мм при толщине стенки 1-2 мм. Для взаимного дистанционирования трубы пропускаются через сверления в перегородках, имеющих несколько больший диаметр по сравнению с внешним диаметром труб. Уменьшение диаметра сверления затрудняет сборку трубного пучка, но позволяет снять часть конденсата, стекающего по внешней поверхности труб и повысить интенсивность теплоотдачи при конденсации пара на этой поверхности.

В последние 30 лет в отечественной энергетике произошёл переход к конструкции ПСР ПТУ, при которой ОК встроен в корпус самого подогревате-

ля (например, см. рис. 1, поз. 9). В вертикальном подогревателе для ОК используется входная по нагреваемой воде часть пучка теплообменных труб, высотой 2-4 м, заключённая в отдельную выгородку (9). Через отверстия, расположенные в боковых стенках выгородки (10) ниже уровня конденсата на трубной доске (7), конденсат с температурой близкой к температуре насыщения при давлении пара в корпусе (1), по трубам (17) направляется в верхний отсек ОК (9), расположенный между горизонтальными перегородками (13) и (14). Далее конденсат при противотоке совершает при поперечном омывании труб поверхности теплообмена несколько ходов (в данном случае - четыре), охлаждается и выводится из теплообменника через патрубок (3).

Рисунок 1. Схема вертикального поверхностного подогревателя со встроенным ОК. Обозначения: 1 - вертикальный корпус; 2 и 3 - патрубки подвода греющего пара и отвода его конденсата, соответственно; 4 - водяная камера; 5 и 6- патрубки входа и выхода нагреваемой воды, соответственно; 7 - трубная доска; 8 - трубная система 8; 9 - ОК; 10- боковые стенки выгородки; 11 и 12 - торцевая и промежуточная стенки выгородки, соответственно; 13- 16 - направляющие перегородки; 17 - транспортный канал.

Так как для создания противотока теплообменивающих сред поднимающийся по транспортному каналу выгородки (9) конденсат при подходе к её верхней грани (14) теряет 20-40 кПа своего давления (в основном из-за наличия статического давления столба конденсата в выгородке), на верхней грани (13) имеет место на несколько порядков более высокий перепад давления по сравнению с его значениями на промежуточных перегородках. Поэтому возможен

значительный паровой поток через кольцевые зазоры в верхней грани выгородки и снижение степени захолаживания конденсата в его охладителе.

Отверстия в перегородках просверливаются без чистовой обработки поверхности и имеют шероховатость Д=(25-30)10"3 мм, которая лишь на порядок отличается от эквивалентного диаметра рассматриваемого зазора с1э=4РПр/П=(с10ТВ-с/Тр). При столь высоких значениях Д/ёэ=0,042-0,214 отсутствуют рекомендации по расчёту коэффициента гидросопротивления трения, что не позволяет определить расход однофазного потока (конденсат или пар) через зазоры в перегородках и оценить эффективность работы подогревателя.

Кроме того необходима разработка мер по снижению упомянутых выше протечек.

Перечисленное выше обуславливает актуальность выбранной темы и позволяет сформулировать цели диссертационной работы:

- разработка на основе имеющихся рекомендаций и дополнительно проведённого экспериментального исследования методики расчёта расхода однофазной среды через зазоры между отверстиями в перегородках и трубками вертикальных ПСР ПТУ;

- разработка мер по снижению упомянутого выше расхода.

Степень разработанности темы исследования. Все имеющиеся в настоящее время рекомендации по расчёту коэффициента гидросопротивления трения Хтр в каналах с высокой относительной шероховатостью (Д/4,) поверхностей (справочник И.Е. Идельчика, монография Г. Шлихтинга, учебник М.А. Михеева и др.) рассматривают лишь цилиндрические каналы при Д/с1э<0,06.

Методический подход, принятый в работе:

- Эксперименты проведены с фрагментами перегородок и теплообменных труб, выполненных из натурных материалов и имеющих натурные поперечные размеры. При этом использовано шесть сочетаний материала труб, диаметра и высоты перегородки. В экспериментах охвачен широкий диапазон перепада давления среды на перегородках.

- Разработанная методика измерений фиксирует с требуемой точностью характеристики процессов.

- Предложенные физические модели и замыкающие соотношения основаны на современных достижениях в области гидродинамики.

Автор защищает:

- Экспериментальные данные по гидросопротивлению потока воды в узких кольцевых зазорах, имеющих высокую относительную шероховатость Д/с1э=0,042-0,214.

— Рекомендации по расчёту коэффициента гидросопротивления трения (Атр) однофазного потока (вода или пар) в узких кольцевых зазорах, имеющих высокую относительную шероховатость их поверхностей. При этом рассматривается широкий диапазон режимов течения от ламинарного до области авто-модельности зависимости Х^^Яе).

— Методику расчёта расхода однофазной среды через узкие кольцевые зазоры, имеющие высокую относительную шероховатость их поверхностей.

— Методику расчёта среднего значения коэффициента теплоотдачи со стороны конденсирующегося пара на участке между соседними перегородками вертикального подогревателя, учитывающую частичную протечку конденсата через зазоры в верхней перегородке исследуемого участка.

— Результаты ресурсных испытаний с имитацией стояночного режима вертикального подогревателя с засорением рассматриваемых зазоров продуктами коррозии.

Научная новизна работы состоит в следующем:

— на основе анализа результатов проведённых экспериментов предложен ряд соотношений для расчёта коэффициента гидросопротивления трения однофазного потока в узких кольцевых зазорах, имеющих высокую относительную шероховатость;

— определено критическое значение числа Рейнольдса для ламинарного потока в кольцевых зазорах перегородок реальных подогревателей;

— разработана методика расчёта расхода однофазной среды через узкие кольцевые зазоры с высокой относительной шероховатостью поверхностей;

— разработана методика расчёта среднего значения коэффициентов теплоотдачи при конденсации пара на участке между соседними перегородками вертикального подогревателя, учитывающая ограничение протечки конденсата через зазоры в верхней перегородке рассматриваемого участка.

Достоверность научных положений и предложенных расчётных соотношений основывается на результатах экспериментального исследования, проведённого с фрагментами перегородок и теплообменных труб, выполненных из натурных материалов и имеющих натурные поперечные размеры. Использовано шесть сочетаний материала труб, диаметра и высоты перегородки. Сверления отверстий в перегородках выполнены по технологии, принятой на заводах отрасли.

В экспериментах охвачен широкий диапазон перепада давления среды на перегородке, включающий его действительные значения на промежуточных

перегородках и верхней грани выгородки охладителя конденсата вертикальных ПСР ПТУ.

Предложенные замыкающие соотношения, базируются на результатах экспериментов, проведённых автором на ряде моделей и на рекомендациях других исследователей.

Практическая ценность. Результаты работы используются в ОАО «НПО ЦКТИ» при теплогидравлическом расчёте вертикальных ПСР ПТУ АЭС и ТЭС, а также на заводах отрасли.

Личный вклад автора. В диссертации представлены результаты экспериментальных и расчётных разработок, выполненных автором самостоятельно и совместно с сотрудниками лаборатории № 106 ОАО «НПО ЦКТИ». При этом автору принадлежит проведение экспериментов, анализ результатов экспериментов и разработка предлагаемых соотношений.

Апробация результатов работы. Результаты работы представлялись на XVI Школе-семинаре молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН А.И. Леонтьева «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках» СПбГПУ 21-25.05.2007, СПб; на НТС ОАО "НПО ЦКТИ" 20.11.2006, СПб; на «Неделе науки 2007» в СПбГПУ, 30.11.2007, СПб; на АЭС Некарвестхайм компании EnBW Kernkraft GmbH, 14.11.2013, Некар-вестхайм (Германия); в филиале ОАО «Головной институт «ВНИПИЭТ» «СПбАЭП», 06.12.2013, СПб, а также на ЛМЗ, декабрь 2013, СПб.

Публикации. Результаты диссертации изложены в четырёх печатных работах, включая три статьи в изданиях рекомендованных ВАК.

Структура н объём работы. Диссертация содержит//¿"страниц основного текста (введение, пять глав с выводами, заключение), 2JL. рисунка, таблиц. Список литературных источников содержит наименование (без трудов автора). Общий объем диссертации/3^страниц.

Основное содержание работы

Во введении обоснована актуальность выбранной темы, сформулированы её цели, приведён перечень результатов работы, вынесенных на защиту, обоснованы их научная новизна, достоверность и практическая ценность.

В главе 1 проведено сопоставление применяемых на АЭС России и Западной Европы систем регенеративного подогрева питательной воды в паротурбинных установках.

Для сравнения (с учётом деаэратора) в большинстве случаев современные АЭС России и Украины оборудованы 5-7 ПСР ПТУ, АЭС Германии и Швейцарии 5-6 ПСР ПТУ, АЭС Франции 6-7 ПСР ПТУ. С точки зрения исполнения в

Германии преобладают вертикальные (за исключением, так называемых дуп-лекс-ПНД первого и второго отбора с турбин), а во Франции горизонтальные ПСР ПТУ. В России чаще встречается вертикальное исполнение ПВД, а ПНД могут быть как горизонтальными, так и вертикальными. В России и Европе ПВД АЭС мощностью более 900 МВт продублированы для каждого отбора с турбины, чтобы в случае выхода из строя одного аппарата минимизировать нагрузку на парогенератор.

Удержание пучка теплообменных труб ПСР ПТУ может осуществляться с помощью дистанционирующих перегородок (ДП, особенность российских аппаратов ОАО "Машиностроительный завод "ЗиО-Подольск", ОАО ТКЗ "Красный котельщик", а также ОАО "САРЭНЕРГОМАШ") или решёток (особенность немецких аппаратов фирмы Balcke-Dürr GmbH).

В главе 2 приведено описание экспериментальной установки, а также методики измерений. Схема установки представлена на рис. 2 Основной исследуемой её частью являлся фрагмент узла прохода теплообменных труб (2) вертикального подогревателя через ДП (1). При создании этого узла использовались натурные материалы как перегородки - Сталь 20, так и трубок - Сталь 12Х18Н10Т или Латунь 68. Натурными были сохранены и геометрические размеры элементов: диаметр трубок 15,99 мм, толщина ДП Ндп=(16 или 60) мм, диаметр отверстий в них dOTB=(16,13-16,59) мм. В экспериментах использовались шесть имитаторов перегородок, отличающихся высотой и диаметром отверстий в них (Таблица 1). Каждая ДП имела семь отверстий, взаимно расположенных по гексагональной решётке с шагом 22 мм. Сверление отверстий в ДП были выполнены по заводской технологии. Диаметры всех отверстий замерялись нутромером с погрешностью ±0,05 мм. Замеры проводились с обоих торцов ДП в двух перпендикулярных плоскостях. Отличие между ними не превышало 0,05 мм. В таблице 1 приведен усреднённый диаметр всех отверстий. В отверстия устанавливались заглушенные с верхнего торца имитаторы теплообменных труб высотой 340 мм. Диаметры труб замерялись микрометром с погрешностью ±0,01 мм.

Таблица 1. Геометрические характеристики исследованных перегородок.

№ перегородки Ндп = 16 мм Ндп = 60 мм

1 2 3 4 5 6

doTB, мм 16,54 16,13 16,31 16,59 16,52 16,33

Над ДП располагалась верхняя камера (3) - вертикальная труба диаметром 76/68 мм и высотой 1,8 м. Через верхний открытый торец этой трубы по трубке (15) с регулирующим краном (12), подавался от ТЭЦ «НПО «ЦКТИ»

турбинный конденсат с температурой 9,5-54 °С. Конденсат имел следующие характеристики: прозрачность >30 см; рН=7,0; хлориды Змг/л; солесодержание 4,2мг/л; электропроводимость 7 мкСм/см. Регулировкой расхода подаваемого конденсата устанавливался заданный уровень воды над ДП в рассматриваемом опыте. Для его измерения верхняя камера была снабжена стеклянной водоука-зательной трубкой (4). Под ДП располагалась нижняя камера (5), в верхней части стенки которой имелись отверстия (14) для создания под исследуемой ДП (1) атмосферного давления и для контроля отсутствия полного водяного заполнения нижней камеры. В придонной части камеры располагались сливные отверстия для водоотводящей трубы (7). После стабилизации уровня воды в верхней камере под трубой (7) на фиксированный промежуток времени т=(30-60) с, устанавливалась мерная мензурка требуемого объёма У=(25 мл - 2 л).

Риунок 2. Экспериментальная установка. Обозначения: 1 — исследуемая ДП; 2 - имитаторы теплообменных труб; 3 - верхняя камера; 4 - водоуказательная трубка; 5 - нижняя камера; 6 - водоотводящая труба; 7 - шаровой кран; 13 — мерная мензурка; 8 - отверстия для выравнивания с атмосферным давления в

При проведении опытов в стационарных условиях измерялись следующие параметры воды:

- уровень в верхней камере (Ь) относительно верхнего среза ДП с максимальной абсолютной погрешностью ДЬ = ± 1 мм;

нижней камере; 9 - трубопровод подвода конденсата.

- объёмный расход воды через установку определялся по темпу заполнения мерной мензурки С=У/т. Среднеквадратичная относительная погрешность (СКОП) определения 60 = 0,021;

- температура воды на сливе из установки 0„) замерялась лабораторным термометром с максимальной абсолютной погрешностью Л!в = ±0,2 °С.

Перед каждой серией опытов проводилась протирка и промывка конденсатом установки. Серия экспериментов с конкретным типоразмером ДП и материалом трубок состояла из 7-21 опытов, проведённых при различных значениях уровня воды (Ь) в верхней трубе. Для контроля отсутствия снижения расхода воды из-за засорения зазоров продуктами коррозии первый и последний опыт каждой серии дублировался при идентичных значениях (Ь). Лишь при получении значений расхода, отличающихся менее чем на 2%, проведённая серия опытов допускалась к дальнейшей обработке. Реально этому условию отвечали серии опытов продолжительностью не более 1,5 — 2,5 часов. Эта продолжительность снижалась с уменьшением величины зазора.

В главе 3 приведены результаты исследования по определению расхода воды через зазоры, незасорённые продуктами коррозии.

Сохранение натурными материала ДП и трубок, размеров отверстий в ДП и диаметра трубок, технологии сверления отверстий в ДП, то есть натурной шероховатости поверхности отверстий позволяло при конкретных размерах ДП проводить обобщение результатов экспериментов в удобных для практического использования размерных координатах Ьх/О2 =(Ь+Ндп)/02=Г(С/гв) вместо обычных при решении стационарных гидродинамических задач координат

где ЕС = 2йр, = _ суммарный коэффициент гидросопротивления ис-

Рви'2 с2

_ wd3 4С _ „ _ Щтв-<1™

следуемых зазоров; ке = — = ---число Реинольдса; г„р = пзазтс—---

V, 11 рвув 4

общее проходное сечение зазоров, м2; П=2п1авяс1Тр — суммарный периметр кольцевых зазоров, м; ув — кинематическая вязкость воды, м2/с.

Сопоставляемые координаты отличаются лишь геометрическими параметрами, а предлагаемая их замена позволяет избежать высоких погрешностей

определения проходного сечения зазоров /у,р = п1а]п ф, СКОП определения которого достигало величины 8(Р2пр)=0,56 и вызывало высокую СКОП определения значения ££ до 5(Еф=0,57. В то же время СКОП определения остальных рассмотренных комплексов весьма умеренны: бСЬ^/С2)=0,05; 5(0/ув)=5(Ке)=5(0)=0,02.

Для примера на рис. 3 в координатах Ь^/О =Г(0/ув) представлены результаты экспериментов с ДП №1. Они обобщаются при стандартном отклонении ст„_1=0,048 отношением:

кг

"VG2 = 19,65 G/v

О)

где Их, м; О, м3/с. Подобными отношениями обобщались и результатов экспериментов с остальными ДП. При этом значение показателя степени при возрастало с уменьшением диаметра отверстий. Кроме того, отмечается отсутствие влияния материала трубок на значения функции (рис. 3), то есть малые и близкие, величины шероховатости поверхности трубок из Стали 12Х18Н10Т или Латуни 68 (Д~0,005 мм) оказывали малое влияние на значение коэффициента гидросопротивления зазора, который, в основном, определяется шероховатостью поверхности отверстий. Трубки из Стали 12Х18Н10Т использовались в экспериментах со всеми шестью ДП, а трубки из Латуни 68 - лишь с ДП №1.

ю

т

С)

О

см"

сэ

•

Расчёт по (1)

л

ю 100 G/Vj м 1000

Рисунок. 3. Зависимость h2/G2=f(G/ve) дляДП№1. Материал труб <0- сталь 12Х18Н10Т; + -латунь 68. Используя соотношения типа (1) можно рассчитать расход конденсата через один из зазоров в ДП GMJ=G/nM,= f(hv; tB). Результаты таких расчетов приведены на рис. 4 для ДП №6 при пяти значениях температур конденсата ta=(50; 70; 100; 125 и 225)°С. При этом в качестве функции используется массовый расход G'3a3=G3ajpB. ДП №6 представляет типичную верхнюю грань выгородки OK вертикального ПСР ПТУ. Для неё рассмотрен больший диапазон значений Ь^<3 м и в качестве аргумента используется условная величина hj;=Ap/gpB характеризующая общий перепад давления на перегородке.

о

40

20

0 -

0 500 1000 1500 Ь1( 10-3Й)000

Рисунок 4. Зависимость массового расхода конденсата (С) через один зазор ДП№6 от полного перепада давления (И^Ар^рц) на перегородке. Сплошные линии —расчёт по соотношению (1), пунктир —расчёт по соотношениям (4-7).

Представляется некорректной экстраполяция расчётов по соотношениям типа (1) за пределы их применения, которые определяются диапазоном значений а\в, имевшим место в экспериментах с рассматриваемой ДП. Поэтому, представленные на рис. 4 сплошными линиями результаты расчётов по этим соотношениям выполнены лишь в указанных выше пределах. Вне этих пределов расчёты были выполнены по универсальной методике (рис. 4, пунктирные линии), описание которой приведёно ниже. Она применима для всего рассмотренного диапазона реальных размеров отверстий в ДП, но даёт более высокие погрешности в расчёте расхода по сравнению с соотношениями типа (1), применимыми лишь для конкретных размеров отверстий в ДП.

Универсальная методика основана на обобщении результатов всех 174 проведённых экспериментов со всеми ДП, а так же на рекомендациях справочника И.Е. Идельчика. При её разработке результаты проведённых экспериментов обрабатывались в приведённых выше безразмерных координатах 2^=Г(Яе). Величина представляет собою сумму коэффициентов местных гидросопротивлений (вход конденсата в зазор <^„х и выход его из зазора Свш)> а также сопротивления трения потока конденсата о стенки зазора ¡Ц,НД1Д1,, Для рассматриваемого случая по нормативным рекомендациям ¡^вх=0,5; ^вых=1,0.

Используя эти значения С,, а также полученные из экспериментов величины Е£=((11е), определялись значения Хгр=(Х^-^вх-^вых)11э/НдП=((Ке). Результаты этих расчётов представлены на рис. 5 для всех рассматриваемых ДП.

Приступая к анализу этих результатов, прежде всего, укажем на весьма высокую погрешность определения величины V Так максимальные значения

--- ____

____

----

1- ии цч --- -- "

т= 22 54. ----

у **

у V т=1 50 С

\

СКОП 5(Атр)=0,69, что приводит к заметному расслоению данных по типоразмерам ДП. Отметим также, что для всех рассматриваемых ДП имеется весьма слабое изменение периметра зазоров (на 2,8%). При практически постоянной температуре воды в основной массе опытов идентичность значений периметра зазоров приводит к пропорциональности Яе=Г(0). С увеличением зазора возрастает как расход, так и значение Яе. В первом приближении Яс ~ 83 при (Ндп; Ь и 1в)=1(1ет. Приведённое позволило охватить в экспериментах широкий диапазон чисел Рейнольдса Яе=4,6-2400 при относительно узком диапазоне изменения эквивалентного диаметра зазора с1э=25=(0,14-0,6) мм.

Рисунок 5. Зависимость Хтр=/(Яе). Обобщение результатов всех экспериментов: И-ДП№1; 0-ДП№2 и№6; *-ДП№3; к-ДП№4; 0-ДП№5. Практически весь рассмотренный диапазон значений 11с формально можно отнести к ламинарному течению Ке<Кекр=2200-2300. Однако приведённые критические значения Яе для ламинарного потока относятся лишь к цилиндрическим гладким трубам. Изменение формы канала изменяет профиль скорости ламинарного потока и может изменить значение Яекр. Так, в работах ОАО «НПО ЦКТИ» и ОАО «НИКИЭТ» при исследовании теплообмена и гидродинамики в стержневых сборках (продольное течение при шероховатости стерж-

ней Д«0,005 мм) значение Яекр=700-1200. Наличие шероховатости поверхности должно вызвать более раннюю турбулизацию потока. На это обращено внимание в справочнике И.Е. Идельчика, где, основываясь на результатах экспериментов Л.А. Самойленко с канализационными трубами, имеющими иной профиль и твёрдость выступов шероховатости, предлагается соотношение Яекр=Г((1/Д) для цилиндрических труб при с!/А> 16,5

Иекр=754ехр(0,0065 с1/Д). (2)

Для рассмотренных в настоящей работе значений с1^А=10,7-24 расчёт по (2) даёт величину Кекр=770-820.

В учебнике М.А. Михеева приведены рекомендации Г.А. Мурина, полученные на основе экспериментов с металлическими трубами Х1р= ((Яс; (1/Д) при (1/А>30 и Яс>2200. В этом учебнике отсутствуют рекомендаций при меньших значениях Яе, а при Яе;=2200 и с1/Д=30-100 рекомендуемые значения >»ф превышают более чем в два раза значения на нанесённой на том же графике расчётной линии Хгр =64/Яе для ламинарного потока в трубах. Приведённое даёт основание считать, что М.А. Михеев и Г.А. Мурин также предполагали значение Кекр<2200 при высокой шероховатости труб.

В приведённых выше источниках, как и в настоящем исследовании, максимальное (критическое) число Рейнольдса для ламинарного потока Кекр связывается с отходом от пропорциональности потери давления Ар и скорости потока что при применении формулы А. Дарси Лр = ^тр эквивалентно

отходу от обратной пропорциональности:

Х^А/Яе, • (3)

где для цилиндрических труб А=64. Рассматриваемые здесь узкие кольцевые зазоры практически подходят под определение «плоская щель», для которой

длина большей грани (а=л 3 отв^тссЦ,) поперечного сечения намного превышает длину меньшей грани Ь=0,5(с1отв-с1тр). Для таких каналов, имеющих в ламинарной области иной профиль скорости по сравнению с трубами, предложено и иное значение А=96. Для сопоставления с результатами настоящей работы на рис. 5 представлена линия, рассчитанная по (3) при А=96, а также нанесена линия, обобщающая результаты настоящих экспериментов. Её отрезок при Яе=4,6-200 описывается соотношением:

Х,р=75/1*е. (4)

Соотношение (4) соответствует приведённому выше требованию для ламинарного потока и позволяет для рассматриваемых зазоров и шероховатости принять значение 11екр=200. Более низкое значение числителя в (4) по сравне-

нию с приведённым выше для «плоской щели», по мнению автора, связано с некорректностью расчета проходного сечения и эквивалентного диаметра зазора на основе измерений нутромером или микрометром, соответственно, диаметров отверстия (с10ТВ) и трубки (сЦ,). Так как на практике используются те же приборы для измерения диаметров трубок и отверстий в ДП, что и в настоящей работе, то для рассматриваемых здесь реальных зазоров в ламинарной области (Яе<200) рекомендуется для расчёта соотношение (4).

В настоящей работе максимальные значения Яе=2400 имели место в экспериментах с ДП №1 и ДП №4, для которых отношение <1/Д= 18-24. В справочника И.Е. Идельчика для трубы с близким значением с1/Д=22 представлена линия ХТр=Г(Яе), которая нанесена на рис. 5. В области Яе=2500-6000 эта линия имеет слабое снижение значения /Ц, с ростом Яе и описывается соотношением Хтр= 0,01411е"с'092. (5)

При Яе>6000 описываемая линия практически выходит на автомодельное значение относительно числа Рейнольдса

Хп, = 0,061. (6)

Слабая зависимость функции от значения аргумента при Яе=2500-6000 и её автомодельность при Яе>6000 даёт основание полагать, что для каналов, имеющих такую же относительную неравномерную шероховатость, образованную при механической обработке металлических поверхностей, область значений Яе>2500 является турбулентной, где значение слабо зависит от формы канала и допустимо применение рекомендаций И.Е. Идельчика к рассматриваемым "плоским каналам" при идентичных значениях ¿/Д. Кроме того, на рис. 5 наблюдается плавный переход от результатов настоящих экспериментов, к линии >Чр= ((Яе) по рекомендации И.Е. Идельчика. Приведённое даёт основание использовать для расчёта значений в рассматриваемых зазорах при Яе>2500 соотношения (5; 6).

В промежуточной зоне (Яе=200-2500) отрезок линии, обобщающей результаты настоящих экспериментов, описывается соотношением:

>чр=14,4/(18Ке)4-4 . (7)

Таким образом, используя соотношения (4 - 7) можно определить величину >Чр=Г(Ке) для всех условий, интересующих практику.

Располагая соотношениями (4-7) при известном общем перепаде давления на рассматриваемой ДП Др=црЬь может быть рассчитан массовый расход конденсата через один из зазоров в ней 0',а:1=Г(1к; (в ), рассматривая совместно как соотношения (4-7) для определения значения так и приведённые ниже уравнения:

заз — ^прРв

(8) (9)

Таким образом были выполнены расчёты для ДП №6, включая и области значений С/уЕ, неохваченной в экспериментах. Результаты этих расчётов представлены на рис. 4 пунктирными линиями и удовлетворительно согласуются со сплошными линиями, построенными на основании соотношений типа (1), предложенных непосредственно из результатов экспериментов с этой ДП.

В главе 4 приведена разработанная автором методика теплового расчёта вертикального пароводяного подогревателя, учитывающая ограничения расхода конденсата при его проходе через зазоры между теплопередающими трубками и отверстиями в ДП. Рассматриваются лишь незагрязнённые продуктами коррозии зазоры при применении труб из Стали 12Х18Н9Т или Латуни 68 и отверстий в ДП, просверлённых со средней шероховатостью Д=(25-30)10"3 мм. Методика основывается на общих уравнениях гидродинамики (соотношения 8 и 9) и теплообмена, нормативных рекомендациях по определению коэффициентов гидросопротивления входа потока в зазор и выхода его из зазора, нормативных реаомендациях по расчёту коэффициентов теплоотдачи и по расчёту толщины плёнки конденсата (8^) на поверхности вертикальных труб.

При расчёте допускалось концентричное расположение трубок и отверстий в ДП, а также наличие свободного стенания плёнки конденсата через зазоры, без касания поверхности отверстий в ДП, если значение бщ, составляет менее 80% от величины зазора (8заз). При этом 20% приходится на волновой характер поверхности плёнки конденсата, так как реальному значению 8пл=0,8бзаз>0,12 мм соответствует значение Кепл>100, что характеризует волновой характер поверхности плёнки. При З^О^О^ принималось полное заполнение зазора конденсатом и использование предложенных здесь соотношения (4-7) при расчёте в зазоре А,ф. Непрошедшая через зазоры часть конденсата образует над ДП слой, расчётная высота которого определяется соотношениями для лоткового течения конденсата по ДП, а также равномерной скорости его слива через края ДП и через свободные от трубок отверстия в среденй части ДП. Значительная перфорация этими отверстиями серединной части ДП, а также большое отличие в теплосъёме подъёмной и опускной для воды ветвей теп-лообменных П-образных труб позволило предложить отдельное рассмотрение этих ветвей не только в тепловом расчёте, но и при расчёте уровня конденсата над соответствующими «половинами» перегородки при ограничении его расхода.

Приведён пример выполненного автором расчёта по предложенной методике конкретного ПВД, который показал, что на подъёмной ветви П-образных труб ограничение расхода конденсата через перегородки происходит на пятой сверху ДП, а на опускной ветви лишь на последней десятой ДП.

В главе 5 приведены результаты ресурсных испытаний по динамике засорения рассматриваемых зазоров продуктами коррозии.

Наличие контакта конденсата с поверхностью отверстий в ДП, изготовленной из Стали 20, приводило к образованию коррозионных отложений на поверхности в ДП, которые локально уменьшали сечение зазоров и прямолинейность движения конденсата через них, тем самым снижая расход конденсата через зазоры. Их влияние было заметно уже через 1,5-2,5 часовой продолжительности испытаний с протоком недегазированного конденсата (содержание растворённого в воде кислорода до С„=6 нсм3/кг). При большей продолжительности испытаний, проводимых при сохранении условия (h, t„)=idem наблюдалось монотонное снижение расхода конденсата. Для оценки интенсивности этого процесса были проведены 38 и 51 часовые испытания с протоком при постоянной температуре недегазированного конденсата, соответственно, через ДП №1 и ДП №6 с периодическим измерением значений G и h. В конце испытаний, как и перед их началом, снималась характеристика G=f(h) в широком диапазоне изменения значения аргумента.

Нормальная эксплуатация ПВД и ПНД проходит со средой, имеюшей на несколько порядков меньшее кислородосодержание, и результаты приведённых испытаний имеют малый практический выход. Поэтому второй вид «ресурсных» испытаний был выполнен, как имитация стояночного режима при сливе конденсата из остывшего подогревателя с последующим соединением с атмосферным воздухом его "парового объёма", и проводился в следующей последовательности:

- снятие начальной расходной характеристики G=f(h);

- слив конденсата из модели;

- пребывание модели в осушенном состоянии в течение 14 суток;

- повторное заполнение модели конденсатом и снятие текущей характеристики G=f(h);

- троекратное повторение этих операций при общей продолжительности опыта 42 суток;

- имитация вибрации трубок в перегородке лёгким боковым постукиванием по верхним торцам трубок, расположенных выше ДП на 250 мм при отсутствие осевого смещения трубок относительно ДП;

— снятие заключительной характеристики в= 1(Ь).

Используя текущие значения (в; Ь)=Г(т), решалась приведённая выше система уравнений относительно усредненной величины зазора 5 для оценки её деградации во времени. При этом допускалось сохранение корректности применения соотношений (4-7) для расчёта Х^ДДе), что неочевидно из-за разного характера гидросопротивления, создаваемого на поверхности отверстия продуктами коррозии и при механической обработке. Результаты такого определения приведены в таблице 2.

Таблица 2.

42

т, суток 0 14 28 До "вибрации" После "вибрации"

5, мм 0,265 0,16 0,064 0,022 0,214

Во всех проведённых опытах продолжительностью не менее 1 суток имело место снижение расхода конденсата в 1,6-1400 раз, что эквивалентно снижению величины зазора в 1,17-11,2 раза. Снижение перепада давления на ДП и уменьшение начального диаметра отверстий в ДП, то есть уменьшение скорости протока конденсата через зазоры, интенсифицировало снижение протечек через зазоры. Имитация вибрации трубок вызывала значительное освобождение зазоров от продуктов коррозии. При этом, как следует из таблицы 2, условная ширина зазора 5 увеличивалась на порядок и лишь на 24% была ниже её начального значения.

После проведения каждого «ресурсного опыта» установка разбиралась и осматривалась. Результаты осмотра показали следующее:

— наличие поясков ржавчины на трубках в районе входного (верхнего) сечения зазора;

— наличие "локального ручейка" ржавчины на поверхности трубок под ДП;

— наличие бугорков ржавчины в верхнем сечении отверстий. Высота этих бугорков была неравномерна по периметру отверстий.

Приведенное характеризовало следующее:

— Расположение трубок в отверстиях эксцентричное с точечным взаимным касанием по периметру. В районе этого касания скорость воды минимальна, что способствует накоплению коррозионных отложений как принесенных с поверхности верхней трубы - имитатора корпуса ПСР ПТУ, так и образовавшихся на поверхности отверстий отложений в результате реакций 2Fe+02=2Fe0 и Fe+H20=Fe0+H2; судя по рыжему цвету и рыхлости, образуется именно вюстит FeO. При консультации д.т.н. Никитин В.И. назвал воз-

можность образования и более сложных соединений окислов железа и группы ОН.

- Отложения, хотя и менее интенсивно, образуются и на остальной части периметра зазора. Со временем они перекрывают сечение для прохода воды. В первую очередь это происходит в районе взаимного касания поверхностей трубки и отверстия, и постепенно распространяется по периметру зазора от «района взаимного касания».

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. Выполнен обзор литературных источников по конструкциям ПСР ПТУ АЭС России и Западной Европы. Описаны методы взаимного дистанциониро-вания их теплопередающих труб и, в частности, конструкции их проходов через отверстия в верней грани выгородки ОК, встроенного в единый корпус вертикального пароводяного подогревателя. Описаны методы снижения протечек среды через зазоры между теплопередающими трубками и отверстиями в перегородках.

2. Проведено экспериментальное исследование по определению расхода однофазной среды (конденсат) через приведённые выше зазоры.

3. Предложен ряд соотношений по расчёту коэффициента гидросопротивления трения Х^ДДе) однофазного потока в кольцевых зазорах, имеющих высокую относительную шероховатость. При разработке соотношений также использованы рекомендации справочника И.Е. Идельчика по гидросопротивлениям. Предложенные соотношения совместно с вышеупомянутыми рекомендациями охватывают всю интересующую практику зону значений Яе для потока в каналах с высокой шероховатостью.

4. Разработана методика теплового расчёта вертикального пароводяного подогревателя, учитывающая ограничения расхода конденсата при проходе через зазоры между теплопередающими трубками и отверстиями в ДП.

5. При разных условиях проведён ряд ресурсных испытаний продолжительностью 38-1008 часов по динамике засорения рассматриваемых зазоров продуктами коррозии, образовывавшимися на поверхности отверстий ДП из Стали 20, что резко снижало протечки конденсата через зазоры. Показана высокая интенсивность этого процесса в стояночном режиме при имитации соединения парового объёма подогревателя с атмосферным воздухом

6. На основе проведённых экспериментов и данных справочника Е.И. Идельчика показано, что высокая относительная шероховатость каналов (Д/(1э=0,042-0,214) вызывает дополнительную турбулизацию однофазного пото-

ка и понижает до Re=200 максимальное значение числа Рейнольдса для ламинарного потока и до Re=6000 минимальное значение для выхода на автомо-дельность зависимости А,ф= f(Rc).

Основные положения диссертации изложены в следующих публикациях:

1. Валунов, Б.Ф. Расходы конденсата через кольцевые зазоры в перегородках пароводяных подогревателей / Б.Ф. Валунов, М.П. Белоусов, В.А. Ильин, E.H. Сайкова, A.A. Щеглов, Ю.Г. Сухорукое // Теплоэнергетика. - 2011. - № 8. - С. 42-46. (Перечень ВАК)

2. Валунов, Б.Ф. Гидросопротивление зазоров в перегородках регенеративных подогревателей / Б.Ф. Валунов, E.H. Сайкова, Ю.Г. Сухоруков // НТВ СПбГПУ. - 2013. - Вып. 4. (Перечень ВАК)

3. Валунов, Б.Ф. Исследование теплогидравлических характеристик кожухот-рубного подогревателя с интенсификацией теплообмена путём использования теплообменных трубок с лунками / Б.Ф. Валунов, В.А. Ильин, М.А. Готовский, В.А. Пермяков, К.В. Пермяков, E.H. Сайкова, В.В. Сальников, А.А Щеглов // Теплоэнергетика. - 2008. - № 1. - С. 56-60. (Перечень ВАК)

4. Сайкова, E.H. Коэффициент гидросопротивления трением в каналах с высокой относительной шероховатостью / E.H. Сайкова, A.A. Щеглов // Труды XVI Школы-семинара молодых учёных и специалистов под руководством академика РАН И.А. Леонтьева. Проблемы газодинамики и тепломасообмена в энергетических установках. - М.: Издательский дом МЭИ, 2007. - Т. 2. - С. 424-427.

По специальности «Ядерные энергетические установки, включая проектирование, эксплуатацию и вывод из эксплуатации» автором также опубликованы следующие работы:

1. Валунов, Б.Ф. Метастабильность воды низкого давления в турбулентном потоке / Б.Ф. Валунов, A.A. Щеглов, К.А. Шляхтин, В.А. Ильин, E.H. Сайкова // ТВТ. - 2007. - Т. 45. - №2. - С. 217-225. (Перечень ВАК)

2. Валунов, Б.Ф. Теплогидравлические характеристики и парогазораспределе-ние в наклонном термосифоне / Б.Ф. Валунов, A.A. Белов, В.А. Ильин, А.А Щеглов, E.H. Сайкова // Теплоэнергетика. - 2007. - № 5. - С. 39—43. (Перечень ВАК)

3. Валунов, Б.Ф. Теплогидравлические процессы в тепловой трубе с центральной циркуляционной вставкой при низком давлении / Б.Ф. Валунов, A.A. Белов, В.А. Ильин, A.A. Щеглов, E.H. Сайкова // ТВТ. - 2008. - №3. - Т. 46. - С. 1-8. (Перечень ВАК)

4. Balunov B.F. The Metastability of Low Pressure Water in Turbulent Flow / B.F. Balunov, A.A. Shcheglov, K.A. Shlyakhtin, V.A. Il'in, E.N. Saikova // High Temperature, 2007, Vol. 45, No. 2, pp. 187-195. (Перечень ВАК)

5. Валунов, Б.Ф. Максимальная мощность и условия ухудшения охлаждения слабоотклонённого от горизонтали термосифона / Б.Ф. Валунов, А.А. Белов,

B.А. Ильин, А.А. Щеглов, Е.Н. Сайкова // Энергомашиностроение. - 2006. - № 2. - С. 25-27.

6. Сайкова, Е.Н. Метастабильность турбулентного потока воды низкого давления в циркуляционных контурах различной высоты / Е.Н. Сайкова, Б.Ф. Валунов // Фундаментальные исследования в технических университетах: Материалы X Всероссийской конференции по проблемам науки высшей школы. 18-19 Мая 2006 года, Санкт-Петербург. - СПб.: Изд-во Политехи, ун-та, 2006. - С. 121-122.

7. Сайкова, Е.Н. Метастабильность турбулентного потока воды низкого давления / Е.Н. Сайкова, Б.Ф. Валунов, А.А. Щеглов // Девятая Международная студенческая научная конференция «Полярное сияние - 2006. Ядерное будущее: безопасность, экономика и право»: Сб. тезисов докладов. - М.: МИФИ, 2006. -

C. 199-201.

8. Валунов, Б.Ф. Условия ухудшения охлаждения зоны нагрева слабоотклонённого от горизонтали / Б.Ф. Валунов, Е.Н. Сайкова, В.А. Ильин, А.А. Щеглов // Десятая Международная молодёжная научная конференция «Полярное сияние - 2007. Ядерное будущее: безопасность, экономика и право»: Сб. тезисов докладов. - М.: МИФИ, 2007. - С. 232-234.

9. Валунов, Б.Ф. Экспериментальные исследования перемешивания потока засыпки имитаторов шаровых микротвэлов / Б.Ф. Валунов, В.А. Ильин, Е.Н. Сайкова, А.А. Щеглов // Одиннадцатая Международная молодёжная научная конференция «Полярное сияние - 2008. Ядерное будущее: безопасность, экономика и право»: Сб. тезисов докладов. - М.: МИФИ, 2008. - С.115-116.

10. Balunov В. F., Ilyin V. A., Saykova Е. N. Experimental investigation of flow heat exchange and hydrodynamics in pebble bed consisting of simulators of spherical micro fuel elements. The 5th annular Conference of Young Scientists on Energy Issues CYSENI 2008, Kaunas, Lithuania, 2008, Vol. 1, pp. 1-10.

11. Balunov B.F. Thermohydraulic Characteristics and Steam and Gas Distribution in an Inclined Thermosiphon / B.F. Balunov, A.A. Belov, V.A. Il'in, E.N. Saikova, A.A. Shcheglov // Thermal Engineering (English translation of Teploenergetika), 2007, Vol. 54, No. 5, pp. 375-379.

12. Balunov B.F. Maximum heat power rate and conditions of deterioration of cooling in thermosyphons slightly tildet about the horizontal / B.F. Balunov, V.A. Ilyin, E.N. Sajkova, A.A. Shcheglov // Advances in Heat Transfer: Proceedings of the Baltic Heat Transfer Conference, Saint-Petersburg, 2007, Vol. 1, pp. 435-438.

13. Balunov B.F. Studying the thermal and hydraulic characteristics of a shell-and-tube water equipped with dimpled heat transfer tubes to enhance heat transfer / B.F. Balunov, M.A. Gotovskii, V.A. Permykov, K.V. Permyakov, A.A. Shcheglov, V.A. Il'in, E.N. Saikova, V.V. Sal'nikov // Thermal Engineering (English translation of Teploenergetika), 2008, Vol. 55, No. 1, pp. 67-71.

Сокращения.

АЭС и ТЭС - атомная и тепловая электростанция, соответственно; ВВЭР - во-до-водяной энергетический реактор; ДП - дистанционирующая перегородка; ОК - охладитель конденсата; ПВД и ПНД - подогреватель высокого и низкого давления, соответственно; ПСР ПТУ - подогреватель системы регенерации паротурбинных установок; СКОП - среднеквадратичная относительная погрешность; PWR - pressurized water reactor (реактор с водой под давлением).

Условные обозначения

doTB и drp - диаметр отверстия и трубы, соответственно, м; d, -эквивалентный диаметр зазора, м; Fnp - площадь проходного сечение канала, м2; G и G'- объёмный и массовый расход, соответственно, м3/с и кг/с; G3a3 и G'iai - объёмный и массовый расход через один зазор в ДП, соответственно, кг/с; g - ускорение свободного падения, м/с2; HOT - высота ДП, м; h - высота уровня воды, над ДП, м; hj - суммарная высота ДР и уровня воды над ней, м; Др - перепад давления, Па; Re - число Рейнольдса; ReKp - критическое значение числа Рейнольдса для ламинарного потока; tB - температура воды, °С; V - объём воды, м3; w - скорость воды, м/с; 5 - величина зазора между отверстиями в ДП и теплообменны-ми трубами, м; Д и 5 - абсолютная и относительная погрешность определения какой-то величины, соответственно; Д - средняя абсолютная шероховатость поверхности отверстий в ДП, м; Хтр - коэффициент гидросопротивления трения; va - кинематическая вязкость воды, м2/с; II и П^ - периметр и общий периметр зазоров ДП; рв - плотность воды, кг/м3; ££ - суммарный коэффициент гидросопротивления зазоров в ДП; и ¡¡вых - коэффициент гидросопротивления входа конденсата в зазор и выхода из него, соответственно; т - время, с.

Подписано в печать 21.11.13 Формат 60х84'/і6 Цифровая Печ. л. 1.0 Тираж 100 Заказ 46/11 печать

Типография «Фалкон Принт» (197101, г. Санкт-Петербург, ул. Большая Пушкарская, д. 54, офис 2)

ОАО «НАУЧНО-ПРОИЗВОДСТВЕННОЕ ОБЪЕДИНЕНИЕ ПО ИССЛЕДОВАНИЮ И ПРОЕКТИРОВАНИЮ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОГО ОБОРУДОВАНИЯ им. И.И.ПОЛЗУНОВА» (ОАО "НПО ЦКТИ")

на правах рукописи 04201 455205 УДК 621.039.634

Сайкова Елена Николаевна

РАСХОД КОНДЕНСАТА ЧЕРЕЗ КОЛЬЦЕВЫЕ ЗАЗОРЫ В ПЕРЕГОРОДКАХ ПОДОГРЕВАТЕЛЕЙ СИСТЕМЫ РЕГЕНЕРАЦИИ ПАРОТУРБИННЫХ УСТАНОВОК АЭС

Специальность 05.14.03 - Ядерные энергетические установки, включая проектирование, эксплуатацию и вывод из эксплуатации

Диссертация на соискание учёной степени кандидата технических наук

Научный руководитель: доктор технических наук, профессор Балунов Борис Фёдорович

Санкт-Петербург 2013 г.

ВВЕДЕНИЕ..................................................................................................................3

1. Системы регенеративного подогрева питательной воды паротурбинных установок АЭС России и Западной Европы..............................................................10

Выводы по главе:..........................................................................................................32

2. Описание экспериментальной установки и методики измерений. Методика проведения опытов.......................................................................................................33

2.1. Описание экспериментальной модели................................................................33

2.2. Методика и погрешности измерений..................................................................40

2.3. Методика проведения опытов..............................................................................41

Выводы по главе...........................................................................................................43

3. Результаты испытаний по определению расхода конденсата через "чистые" зазоры............................................................................................................................44

Выводы по главе...........................................................................................................84

4. Методика теплового расчёта вертикального пароводяного подогревателя с учётом ограничения расхода конденсата при его проходе через зазоры между теплопередающими трубками и отверстиями в дистанционирующих перегородках.................................................................................................................85

Выводы по главе...........................................................................................................94

5. Результаты ресурсных испытаний..........................................................................95

Выводы по главе.........................................................................................................114

ЗАКЛЮЧЕНИЕ..........................................................................................................115

СПИСОК СОКРАЩЕНИЙ И УСЛОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ.............................117

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ..........................................................................................120

СПИСОК ИЛЛЮСТРАТИВНОГО МАТЕРИАЛА................................................128

ВВЕДЕНИЕ

Преобладающие в мировой практике ядерные энергетические установки (ЯЭУ) с водо-водяными реакторами под давлением (ВВЭР или PWR по классификации МАГАТЭ) [1] при отсутствии перегрева пара и умеренном значении его давления на входе в турбину (6-7 МПа) имеют более низкий термический коэффициент полезного действия (КПД) цикла по сравнению с тепловыми электростанциями (ТЭС), работающими на высоких параметрах перегретого пара. Для ЯЭУ с реактором типа ВВЭР перспективным в плане увеличения КПД является эволюционный переход с третьего поколения на четвёртое, то есть к сверхкритическим параметрам теплоносителя первого контура при расположении в пределах активной зоны области псевдофазового перехода от воды к перегретому пару [2; 3]. Исследования для разработки и создания референтного блока ВВЭР четвёртого поколения уже не первое десятилетие ведутся отдельными странами [6-10], а с 2001 года совместными усилиями под игидой международной организации «Generation IV International Forum» [4; 5]. Однако, учёные и конструкторы всё ещё сталкиваются со множеством сложностей, не позволяющих представить коммерческий ввод в эксплуатацию реактора четвёртого поколения ранее 2030-2040 гг. Поэтому на сегодняшний день с целью повышения значения термического КПД АЭС (КПД нетто для действующих блоков около 28 - 32%) и удержания их на конкурентоспособном по сравнению с ТЭС (для крупной установки КПД нетто составляет около 38 - 40%) уровне повышается роль максимально эффективного устройства регенеративного подогрева питательной воды на пути от конденсатора к парогенератору - системы регенерации паротурбинной установки.

В мировой практике проектирования и строительства АЭС известно множество разнообразных схем исполнения систем регенерации [11-23]. В основном они включают в себя пять-девять подогревателей, осуществляющих

ступенчатый подогрев питательной воды до 165 - 240 °С [24; 25], что позволяет увеличить экономичность установки на 14 - 16 %.

По принципу работы подогреватели системы регенерации разделяются на смешивающие и поверхностные. В подогревателях смешивающего типа греющий пар непосредственно контактирует с питательной водой, нагревая её практически до температуры насыщения греющего пара. В поверхностном подогревателе, из-за реально меньшей поверхности теплообмена и более высокого термического сопротивления передачи тепла от греющей среды к нагреваемой, температура подогретой воды ниже температуры насыщения греющего пара на 1,5 - 3 °С, согласно ГОСТу [26], что обуславливает энергетическую потерю в установке. Таким образом, регенеративная схема со смешивающими подогревателями в термодинамическом отношении является наиболее совершенной. Однако, через цепочку смешивающих подогревателей сложнее организовать ступенчатый подогрев питательной воды с соответствующим ступенчатым повышением давления. Кроме того, существует вероятность заброса воды в турбину при снижении давления в данном отборе, например, при аварийном прекращении подачи пара на турбину.

Наибольшее распространение в настоящее время получили схемы с поверхностными подогревателями, причем, единственный подогреватель смешивающего типа — деаэратор — используется, в основном, для дегазации питательной воды.

Для совершенства схемы с поверхностными подогревателями в тепловом отношении в современных установках находят широкое распространение пароохладители и охладители конденсата греющего пара. В последнем случае, конденсат греющего пара прогоняется через охладитель конденсата перед направлением его в подогреватель с более низким давлением греющего пара. Для дальнейшего повышения эффективности системы регенерации в охладителе конденсата организуется противоточное движение теплообменивающих сред.

Подогреватели системы регенерации паротурбинных установок (ПСР ПТУ) могут иметь горизонтальное или вертикальное исполнение, где последнее обладает определёнными преимуществами:

- меньшая занимаемая площадь машинного зала,

- более удобная разборка/сборка при ремонте непосредственно в машинном зале.

Недостатком их является более низкие значения коэффициента теплоотдачи при конденсации пара на внешней поверхности теплообменных труб. Эти трубы, обычно, имеют диаметр (16 или 20) мм при толщине стенки 1-2 мм. Для взаимного дистанционирования трубы пропускаются через сверления в перегородках, имеющие несколько больший диаметр по сравнению с внешним диаметром труб. Уменьшение диаметра сверления затрудняет сборку трубного пучка, но позволяет снять часть конденсата, стекающего по внешней поверхности труб и повысить интенсивность теплоотдачи при конденсации пара на этой поверхности.

Отверстия в перегородках просверливаются без чистовой обработки поверхности и имеют шероховатость А-(25-30)10" мм, которая лишь на порядок отличается от эквивалентного диаметра рассматриваемого зазора ёэ=:::4РПр/П=((1отв-(Л-ф). При столь высоких значениях А/ёэ отсутствуют рекомендации по расчёту коэффициента гидросопротивления трения, что не позволяет определить расход однофазного потока (конденсат или пар) через зазоры в перегородках и оценить эффективность работы подогревателя.

Кроме того, необходима разработка мер по снижению упомянутых выше протечек.

Перечисленное выше обуславливает актуальность выбранной темы и позволяет сформулировать цели диссертационной работы:

- разработка на основе имеющихся рекомендаций и дополнительно проведённого экспериментального исследования методики расчёта расхода

однофазной среды через зазоры между отверстиями в перегородках и трубками вертикальных ПСР ПТУ; - разработка мер по снижению упомянутого выше расхода.

Степень разработанности темы исследования. Все имеющиеся в настоящее время рекомендации по расчёту коэффициента гидросопротивления трения (А,тр) в каналах с высокой относительной шероховатостью (Д/сЬ) поверхностей (справочник И.Е. Идельчика [27], монография Г. Шлихтинга [28], учебник М.А. Михеева [29] и др.) рассматривают лишь цилиндрические каналы при ДМЭ<0,06.

Методический подход, принятый в работе:

- Эксперименты проведены с фрагментами перегородок и теплообменных труб, выполненных из' натурных материалов и имеющих натурные поперечные размеры и высоту перегородок. При этом использовано шесть сочетаний материала труб, диаметра и высоты перегородки. В экспериментах охвачен широкий диапазон перепада давления среды на перегородках.

- Разработанная методика измерений фиксирует с требуемой точностью характеристики процессов.

- Предложенные физические модели и замыкающие соотношения основаны на современных достижениях в области гидродинамики.

Автор защищает:

- Экспериментальные данные по гидросопротивлению потока воды в узких кольцевых зазорах, имеющих высокую относительную шероховатость Д/с1э=0,042-0,214.

- Рекомендации по расчёту коэффициента гидросопротивления трением (А,^) однофазного потока (вода или пар) в узких кольцевых зазорах, имеющих высокую относительную шероховатость их поверхностей. При этом рассматривается широкий диапазон режимов течения от ламинарного до области автомодельности зависимости А^^Яе).

- Методику расчёта протечек однофазной среды через узкие кольцевые зазоры, имеющие высокую относительную шероховатость их поверхностей.

- Методику расчёта среднего значения коэффициента теплоотдачи со стороны конденсирующегося пара на участке между соседними перегородками вертикального подогревателя, учитывающую частичную протечку конденсата через зазоры в верхней перегородке исследуемого участка.

- Результаты ресурсных испытаний с имитацией стояночного режима вертикального подогревателя с засорением рассматриваемых зазоров продуктами коррозии.

Научная новизна работы состоит в следующем:

- на основе анализа результатов проведённых экспериментов предложен ряд соотношений для расчёта коэффициента гидросопротивления трением однофазного потока в узких кольцевых зазорах, имеющих высокую относительную шероховатость;

- определено критическое значение числа Рейнольдса для ламинарного потока в кольцевых зазорах перегородок реальных подогревателей;

- разработана методика расчёта протечек однофазной среды через узкие кольцевые зазоры с высокой относительной шероховатостью поверхностей;

- разработана методика расчёта среднего значения коэффициентов теплоотдачи при конденсации пара на участке между соседними перегородками вертикального подогревателя, учитывающая ограничение протечки конденсата через зазоры в верней перегородке рассматриваемого участка.

Достоверность научных положений и предложенных расчётных соотношений основывается на результатах экспериментального исследования, проведённого с фрагментами перегородок и теплообменных труб, выполненных из натурных материалов и имеющих натурные поперечные размеры. Использовано шесть сочетаний материала труб, диаметра и высоты перегородки.

Сверления отверстий в перегородках выполнены по технологии, принятой на заводах отрасли.

В экспериментах охвачен широкий диапазон перепада давления среды на перегородке, включающий его действительные значения на промежуточных перегородках и верхней грани выгородки охладителя конденсата вертикальных ПСР ПТУ.

Предложенные замыкающие соотношения, базируются на результатах экспериментов, проведённых автором на ряде моделей и на рекомендациях других исследователей.

Практическая ценность. Результаты работы используются в ОАО «НПО ЦКТИ» при теплогидравлическом расчёте вертикальных ПСР ПТУ АЭС и ТЭС, а также на заводах отрасли.

Личный вклад автора. В диссертации представлены результаты экспериментальных и расчётных разработок, выполненных автором самостоятельно и совместно с сотрудниками лаборатории оборудования АЭС с водоохлаждаемыми энергетическими ядерными реакторами (лаборатории 106) ОАО «НПО ЦКТИ». При этом автору принадлежит проведение экспериментов, анализ результатов экспериментов и разработка предлагаемых соотношений.

Апробация результатов работы. Результаты работы представлялись на XVI Школе-семинаре молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН А.И. Леонтьева «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках» СПбГПУ 21-25.05.2007 [30], СПб; на НТС ОАО "НПО ЦКТИ" 20.11.2006, СПб; на «Неделе науки 2007» в СПбГПУ, 30.11.2007, СПб; на АЭС Некарвестхайм компании EnBW Kernkraft GmbH, 14.11.2013, Некарвестхайм (Германия); в филиале ОАО «Головной институт «ВНИПИЭТ» «СПбАЭП», 06.12.2013, СПб, а также на ЛМЗ, декабрь 2013, СПб.

Публикации. Результаты диссертации изложены в четырёх печатных работах [30-34], включая три статьи в изданиях рекомендованных ВАК.

Структура и объём работы. Диссертация содержит 115 страниц

основного текста (введение, пять глав с выводами, заключение), 33 рисунка, 10 таблиц. Список литературных источников содержит 71 наименование (без трудов автора). Общий объем диссертации 130 страниц.

1. Системы регенеративного подогрева питательной воды паротурбинных установок АЭС России и Западной Европы

Тепловые схемы системы регенеративного подогрева питательной воды паротурбинных установок АЭС с водоохлаждаемыми реакторами России и Западной Европы, в основном, однотипны. Они однотипны как для одноконтурных (РБМК, ЭГП-6, ВК, В\УЯ, АВ\УЯ, Е8В\УЯ), так и для двухконтурных блоков (ВВЭР, Р\¥Я, АР\¥Я, АСЯ, РН\УЫ, АР, ЕРЯ) и повторяют тепловые схемы крупных ТЭС с высокими и сверхкритическими параметрами перегретого пара. Так, по ходу питательной воды от конденсатора до парогенератора (или барабан - сепаратора) тепловая схема включает (см. рис. 1.1), где в качестве примера приведена принципиальная тепловая схема третьего и четвёртого блока Калининской АЭС с реактором ВВЭР-1000 [34]):

- конденсатный насос (КН);

- 5 подогревателей низкого давления (П1-П5);

- деаэратор (Д);

- бустерный насос (БН);

- питательный насос (ПН);

- 2 подогревателя высокого давления (П6-П7).

Деаэратор (Д) по принятой терминологии разделяет собой конденсатный тракт и тракт питательной воды.

Для представленной на рис. 1.1 схемы блока Калининской АЭС подогреватели низкого давления (П1) и (П2) смешивающего типа. Выбор смешивающего типа подогревателей позволяет повысить КПД ТПУ за счёт практического отсутствия разности температур между теплообменивающими средами. Подогреватели низкого давления (П1) и (П2) включены по гравитационной схеме, то есть конденсат из (П1) сливается в (П2), расположенный существенно ниже подогревателя (П1). Давление столба нагреваемого конденсата в соединительной линии позволяет поднять давление в (П2) до уровня, соответствующего давлению в предпоследнем отборе турбины,

откуда поступает греющий пар в (П2). За (П2) установлен второй конденсатный насос (КН-П), который прогоняет нагреваемый конденсат через поверхностные подогреватели вертикального типа (ПЗ) - (П5) до деаэратора (Д).

из парогенератора

Рисунок 1.1. Принципиальная тепловая схема ПТУ К-1000-60/3000. Обозначения: ЦНД - цилиндра низкого давления; СПП - сепаратор-пароперегреватель; ЦВД -цилиндра высокого давления; БОУ - блочная очистная установка; К -конденсатор; КН-1 и КН-П - конденсатные насосы; П1 - П2 - смешивающие подогреватели низкого давления №1 - №2; ПЗ - П5 - поверхностные подогреватели низкого давления №3 - №5; СН - насос сетевой воды; БН -бустерный насос; ПН - питательный насос.

Для ряда отечественных одноконтурных блоков РБМК-1000 после конденсатного насоса (КН) устанавливается система очистки конденсата. Это связано с повышенными требованиями к воде первого контура при низкой надёжности вальцовки латунных теплопередающих труб в трубных досках

конденсатора и отрицательном перепаде давления между паровым объёмом конденсатора и охлаждающей водой в его теплопередающих трубах. Приведённое создаёт вероятность подсоса сырой охлаждающей воды в первый контур ЯЭУ и требует непосредственного включения в циркуляционный контур системы глубокой очистки воды. В первом контуре блоков с реакторами ВВЭР эта очистка осуществляется лишь при частичном отборе циркулирующей воды из контура, её очистки и возвращении в циркуляционный контур.

В ряде проектов [15; 35; 36] имеются попытки перехода к бездеаэраторной схеме с переносом функции газоочищения питательной воды и создания её запаса на смешивающие подогреватели низкого давления, имеющие значительный объём питательной воды. Это п�