Gőzgenerátor

A meleg gőzfejlesztők (GV) a hő- vagy atomerőművek , valamint egyes hőhálózatok alapvető elemei .

A gőzfejlesztő feladata a hőcsere a reaktor által fűtött primer áramkör (ásványolaj, szén, atomreaktor stb.) És a szekunder kör között, amely megforgatja a gőzturbinát - vagy pedig szállítja az adott esetben termelt hőt. fűtési hálózat. A mai legerősebb gőzfejlesztők körülbelül 1400 megawattot érnek el. Egy modern nyomás alatt álló vízreaktor 2-4 gőzfejlesztővel rendelkezik a tárolóban .

Az atomreaktor primer körében a víz 300 ° C-ra és 155 bar-ra emelkedik . Hála a gőzfejlesztők, a víz a szekunder áramkör hozta a forraljuk , nyomáson 50 hogy 80 bar: a gőz kiszökik nyomás alatt, és bekapcsolja a turbó-generátor csoport - vagyis a turbina kapcsoljuk a generátor - a gépházban található.

Szerkezet és geometria

A gőzfejlesztő (SG) körülbelül húsz méter magas henger , amely 3000–6000 csövet tartalmaz, fordított U alakban.

A hőcserét nagy mennyiségű vékony cső végzi, amelyek keringenek a forró folyadékkal, és amelyek körül kering a melegítendő folyadék.

A csövek átmérője körülbelül 2 cm , és a hengerben 10 m- ig felmennek . Az alaphoz egy úgynevezett cső alakú lemez rögzíti őket, és távtartó lemezek tartják őket egy méteres időközönként. A csövek tetején lévő ívelt részen, amelynek sugara legfeljebb 1,5 m lehet a külső csövekhez, a csöveket rezgéscsillapítók tartják.

N4 csapágyértékek: 5610 19,05 mm átmérőjű és 1,09 mm vastag csöveket 27,43 mm háromszögmagasságban osztunk el a csőlemezen.

A csőköteget egy fémlemez köpeny zárja le, amely elválasztja a külső vízvisszatéréstől, és elvezeti az emulziót egy elválasztási, majd szárítási szakaszba.

Művelet

U-csöves gőzgenerátorok, amelyek túlnyomásos vízreaktorokat látnak el

Funkcionális leírás - Forgalmi sebesség

Az SG-ben az elsődleges áramkör kering a csövekben. A csövekbe való belépés a csőlemez alatt, a forró ágban történik. A folyadék felemelkedik a forró láb felőli csövekben, hőjének egy részét továbbadja a szekunder körnek az emelkedés során, valamint az akasztókban, majd lemegy a hideg láb oldalán.

A szekunder áramkör a csőköteg tetejének tengerszint feletti magassága felett, általában a vízszint alatt lép be a fővitorlába. Nyomás alatt álló gőz formájában távozik az SG tetején.

A fővitorlába a szint alatt bevezetett tápvizet, hogy megakadályozzuk a kupolában lévő gőz lecsapódását, gyorsan a fővitorla aljára vezetik, ahol keveredik a szeparátorokból érkező telített vízzel. Ezután a keverék a köpeny alatt a csőkötegbe kerül, ahol először telítésig melegítjük, majd részben elpárologtatjuk. A "keringési sebesség" (megjegyzés ) a kétfázisú sugárkeverék áramlási sebességének és a keletkező gőz áramlási sebességének aránya. Minél nagyobb a keringési sebesség, annál magasabb a keverék hőmérséklete a vastag részekkel és a csőköteggel érintkezve, és annál jobban keveredik a víz a csőkötegben. $\ theta$

Példa:

Tipikus konfigurációban, ahol a keletkező telített gőz nyomása 55 bar (azaz 270 ° C hőmérséklet ), és ahol az étel hőmérséklete 170 ° C , a keverék hőmérséklete lényegében azonos. A 3 keringési sebesség T-hez vezet mel = 237 ° C ${\ displaystyle T_ {mel} = {270-szer (\ theta -1) +170 \ over \ theta}}$
Az emulzió tömegárama a kötegben megegyezik a gőz áramlási sebességének háromszorosával; az emulzió gőztartalma tehát 33% -kal egyenlő a szárítási elválasztási szakaszba lépés után. Vagyis 93% -os semmisségi arány . A sűrűsége ezt a keveréket körülbelül 524 kg / m 3 , a kiválasztott példa, szemben 822 kg / m 3 , a keverékre takarmány vízzel és telített víz a vízben előforduló visszatérő. ${\ displaystyle {1 \ over {rate ~ of ~ empty}} = 1+ \ left ({1 \ over title ~ mass} -1 \ right) \ times {\ rho _ {v} \ over \ rho _ {e }}}$
Az elválasztókban az emulziót centrifugáljuk, hogy elősegítsük a víz dinamikus és a gravitációs elválasztását.
Az elválasztási szakasz után egy terelőszárító elem lehetővé teszi a gőz teljes szárítását.

Elrendezzük az emulzió kötegben lévő nyomásesésének és a szétválasztási szakasz egyensúlyának megteremtését a szint magassága által biztosított termoszifon motorral. A víz felszínét (a folyadék- és gőzfázis közötti határ) állandó értéken tartja egy automatikus mechanizmus, amely a tápvíz-kör szabályozó szelepére hat, amely egyszerűen biztosítja az általános szabályozást.

A keletkező gőz egy nagy gőzgyűjtőbe érkezik, ahol megpróbálják korlátozni a cseppek jelenlétét, azonban 32 bar felett minden nyomásesés enyhe kondenzációt eredményez. Ezután a kollektor szűkül és a gőzsebesség növekszik, miközben a csövek mérete (amelyeket szintén le kell szigetelni) csökken.

Példa egy gőzfejlesztő egyszerűsített számítására

Ebben a bekezdésben megpróbálják egyszerű módon megkeresni egy hagyományos típusú gőzfejlesztő általános méretezését, amelynek jellemzői hasonlóak az N4 szakasz reaktorainak jellemzőivel. Először is, egy számítást úgy végeznek, hogy nem veszik figyelembe az ilyen típusú GV-t felszerelő axiális fűtőtest jelenlétét. Ezután felmérjük a gőznyomás vagy a cserefelület növekedését, amelyet ez a javulás biztosít.

A legördülő mezőben elvégzett becsült számítás azt mutatja, hogy a GV N4 és az EPR számára megtartott axiális gazdaságosító megtakarítás, minden egyéb tényező mellett, körülbelül 20% -ot takarít meg a cserefelületen, néhány ellenálló lap és belső áron csövek. nyomással. Egy adott cserefelületnél a hőcserélés nyeresége megnöveli a 2,8 bar-os gőznyomást , minden más tényező egyenlő, megnövekedett termodinamikai hatékonyságot biztosít, és így adott villamosenergia-termelésnél:

a hideg forrás hőterhelésének csökkenése (kevésbé érintett környezet).
jobb biztonság ( alacsonyabb maradékteljesítmény )

Egy gőzfejlesztő egyszerűsített számítása

Bevezető:

Először teljes körűen megvizsgáljuk azt az esetet, amikor a gőzfejlesztő normál típusú, egyszerű recirkulációval, gazdaságosító nélkül. Ezután a differenciálban értékelik a csomag hideg lábába integrált gazdaságosítóval ellátott gőzfejlesztő esetét. A modell, bár leegyszerűsítve, meglehetősen nagy mennyiségű unalmas adatot sorol fel. Az elsődleges áramkörre vonatkozó értékeket nagybetűvel, a másodlagosra kisbetűvel kell megjegyezni. Tehát elsődleges tömegáramot jelent, és másodlagos tömegáramot jelöl. ${\ displaystyle Q_ {mass}}$ ${\ displaystyle q_ {mass}}$

Az egyik 4 vagy 5 szignifikáns számhoz ad bizonyos számú közbenső számítást a pontosság illúziója nélkül, az egyszerű szempontból, hogy elkerüljük a számítási kerekítési hibák felhalmozódását, tudva, hogy az összes eredmény 5% -on belül van.

Általános vagy általános jellemzők

Elsődleges oldal

Elsődleges térfogatáram hurokenként = 24 500 m 3 / h = 6,806 m 3 / s a szivattyúkon áthaladó víz hőmérsékletén
Elsődleges tömegáram hurokenként = 5,051 kg / s
Elsődleges térfogatáram hurokonként a primer víz átlagos hőmérsékletén = 5051 / 704,2 = 7,173 m 3 / s
A primer víz sebessége a csövekben = = 7,173 / 1,255 = 5,716 m / s $V$
Reynolds primer víz száma közepes hőmérsékleten = ${\ displaystyle Re_ {elsődleges ~ közepes} = {\ rho _ {elsődleges ~ közepes} \ -szeres V-szeres D_ {hidraulikus} \ fölött \ mu _ {elsődleges ~ közepes}}}$

${\ displaystyle Re_ {elsődleges ~ középső}}$ = 770,400

Prandtl primer víz száma közepes hőmérsékleten = ${\ displaystyle Pr_ {elsődleges ~ közepes} = {\ mu _ {elsődleges ~ közepes} \ szorzat Cp_ {elsődleges ~ közepes} \ over \ lambda _ {elsődleges ~ közepes}}}$

${\ displaystyle Pr_ {elsődleges ~ középső}}$ = 0,975 2

Másodlagos oldal

A gőzfejlesztő hőteljesítménye = = 1067,5 MW $W$
Hőteljesítmény a tápvíz telítettségig történő melegítésére = = 175,5 MW ${\ displaystyle {h'-h_ {alim} \ over h '' - h_ {alim}} \ szorzat W}$
Párolgási hőteljesítmény = 1067,5 - 175,49 = 892,0 MW
A termékgőz tömegárama = a betáplált víz tömegárama = = 599,4 kg / s ${\ displaystyle {W \ over h '' - h_ {alim}}}$
Becsült forgalmi arány = ${\ displaystyle \ theta = 3}$
A csomagban újramelegített vízkeverék átlagos emelkedési sebessége = = 3 × 599,4 / 752,7 / 4,116 = 0,580 4 m / s ${\ displaystyle v = {{\ theta \ szorozza meg q_ {steam} \ over \ rho _ {medium ~ keverék}} \ over s_ {passage}}}$
$v$
Az újramelegítő keverék átlagos Reynolds-száma = = 110 500 ${\ displaystyle Re_ {medium ~ mix} = {\ rho _ {medium ~ mix} \ times v \ szorzat D_ {hydraulikus} \ over \ mu _ {medium ~ mix}}}$
Az újramelegítő keverék Prandlt átlagos száma = 0,8894

Hőcserélés, globális csere-együtthatók, átlagos logaritmikus eltérések és cserefelületek

Globális fűtési zóna hőcserélési együttható = ennélfogva ${\ displaystyle {1 \ over h_ {global ~ reheating}} = {1 \ over h_ {primary}} + {1 \ over h_ {tube}} + {1 \ over h_ {másodlagos ~ reheating}} + {1 \ h_ {dirt}}} felett$

${\ displaystyle h_ {global ~ reheating}}$ = 4,059 kW / (m 2 K)

Hőteljesítmény a fűtési zónában a forró primer oldalon = 140,4 MW
Elsődleges hőmérséklet a meleg oldalon lévő fűtési zóna határán = = 323,51 ° C $T_ {x}$
Elsődleges hőmérséklet a szélén a bepáriási zónát = - 36,16 × 892,0 / 1067,5 = 293,30 ° C ${\ displaystyle T_ {y} = T_ {x}}$
Hőteljesítmény a hideg oldali fűtési zónában = 35,12 MW
A fűtési zóna logaritmikus különbsége a csomag meleg oldalán = = 45,73 ° C ${\ displaystyle {(T_ {input ~ GV} -t_ {mix ~ input ~ beam}) - (T_ {x} -t_ {saturation}) \ over \ ln \ left ({(T_ {input ~ GV} -t_ {mix ~ input ~ beam}) \ over (T_ {x} -t_ {saturation})} \ right)}}$
Hőcserélő terület a meleg oldalon a fűtési zónában = = 756,4 m 2 ${\ displaystyle {\ frac {140 {,} 4 \ szor 1000} {4 {,} 059 \ 45 alkalommal {,} 73}}}$
A fűtési zóna logaritmikus eltérése a csomag hideg oldalán = = 11,44 ° C ${\ displaystyle {(T_ {output ~ GV} -t_ {mix ~ input ~ beam}) - (T_ {y} -t_ {saturation}) \ over \ ln \ left ({(T_ {output ~ GV} -t_ {mix ~ input ~ beam}) \ over (T_ {y} -t_ {saturation})} \ right)}}$
Hőcserélő terület a hideg oldali fűtési zónában = = 756,2 m 2 ${\ displaystyle {\ frac {35 {,} 12 \ -szer 1000} {4 {,} 059 \ -szer 11 {,} 44}}}$
A hőcserélő felületek, a köztes hőmérsékletek , a logaritmikus hőmérséklet-különbségek, a fűtési zónában a hideg és a meleg primer oldalon cserélt hőteljesítmény például: Tx{\ displaystyle T_ {x}} $T_ {x}$ Ty{\ displaystyle T_ {y}} ${\ displaystyle T_ {y}}$
- A hideg és a meleg oldalon lévő hőcserélő felületek megegyeznek
- A meleg oldali és a hideg oldali csőköteg újramelegítő zónájának végszintje megegyezik
- A kicserélt hőteljesítmények a logaritmikus hőmérséklet-különbségek arányában vannak

Globális hőcserélési együttható párolgási zóna = tehát ${\ displaystyle {1 \ over h_ {global ~ evaporation}} = {1 \ over h_ {primary}} + {1 \ over h_ {tube}} + {1 \ over h_ {párolgás}} + {1 \ over h_ {piszok}}}$

${\ displaystyle h_ {globális ~ párolgás}}$ = 6,785 kW / (m 2 K)

Hőteljesítmény a párolgási zónában = 892,0 MW
Párolgási zóna logaritmikus eltérése = = 15,27 ° C ${\ displaystyle {(T_ {x} -t_ {saturation}) - (T_ {y} -t_ {saturation}) \ over \ ln \ left ({(T_ {x} -t_ {saturation}) \ over (T_ {y} -t_ {saturation})} \ right)} = {(T_ {x} -T_ {y}) \ over \ ln \ left ({(T_ {x} -t_ {saturation}) \ over (T_ {y} -t_ {telítettség})} \ jobbra}}}$
Cserealap a párolgási zónában = = 8 611 m 2 ${\ displaystyle {\ frac {892 {,} 0 \ -szer 1000} {6 {,} 785 \ -szer 15 {,} 27}}}$
Számított külső csőcsere teljes területe = 10 123 m 2

Folyadék jellemzői

Ebbe a tételbe csoportosítjuk a folyadékok termodinamikai jellemzőit, többek között a Reynolds, Prandtl és Nusselt számok kiszámításához, hogy a tudományos irodalom összefüggéseit felhasználni lehessen.

Elsődleges víz

Az elsődleges bemeneti hőmérséklet a generátorban = 328,28 ° C
A gőzfejlesztőbe belépő primer víz entalpia = 1 506,8 kJ / kg
Az elsődleges gőzfejlesztő kimeneti hőmérséklete = 292,11 ° C
A primer víz entalpiája a gőzfejlesztő kimeneténél = 1295,6 kJ / kg
Az elsődleges gőzfejlesztő kimeneti hőmérséklete = 292,11 ° C
Az elsődleges víz átlagos sűrűsége = 703,9 kg / m 3
A primer víz sűrűsége a gőzfejlesztő kimeneténél = 742,23 kg / m 3 (Az elsődleges szivattyúkon áthaladó víz)
Az elsődleges víz dinamikus viszkozitása közepes hőmérsékleten = = 8,81E-5 kg / (m s) ${\ displaystyle \ mu _ {elsődleges ~ középső}}$
A primer víz sűrűsége közepes hőmérsékleten = = 704,2 kg / m 3 ${\ displaystyle \ rho _ {elsődleges ~ középső}}$
A primer víz hővezető képessége közepes hőmérsékleten = = 0,526 8 W / (m K) ${\ displaystyle \ lambda _ {elsődleges ~ közepes}}$
Az elsődleges víz hőteljesítménye közepes hőmérsékleten = = 5829 kJ / (kg K) ${\ displaystyle Cp_ {elsődleges ~ középső}}$

Víz és másodlagos gőz

Az élelmiszer-víz hőmérséklete = = 229,5 ° C ${\ displaystyle t_ {alim}}$
Az ivóvíz entalpia = = 988,9 kJ / kg ${\ displaystyle h_ {alim}}$
Gőznyomás = 72,8 bar
A keletkező gőz hőmérséklete = = 288,45 ° C ${\ displaystyle t_ {steam}}$
Száraz telített gőz entalpia = = 2 769,9 kJ / kg ${\ displaystyle h ''}$
A víz entalpiája telítettség mellett 72,8 bar = = 1 281,7 kJ / kg $h '$
Sűrűség víz telítési át 72,8 bar = 735,0 kg / m 3
A betáplált víz + visszatérő víz keverék entalpiája a köteg bemeneténél = = 1 184,1 kJ / kg ${\ displaystyle {988.9 + 1281.7 \ szer (\ theta -1) \ over \ theta}}$
A keverék hőmérséklete a köteg bemeneténél = 269,88 ° C (a keverék entalpia alapján értékelve)
A keverék sűrűsége a köteg bemeneténél = 770,3 kg / m 3
A keverék átlagos sűrűsége a kötegben történő újramelegítés során = (770,3 + 735,0) / 2 = 752,7 kg / m 3
A másodlagos keverék átlagos hővezető képessége újramelegítés során = 0,572 1 W / (m K)
A másodlagos keverék átlagos dinamikus viszkozitása újramelegítés közben = 9,666 × 10 −5 kg / (m s)
A másodlagos keverék átlagos hőteljesítménye újramelegítéskor = 5,253 kJ / (kg K)

A gőzfejlesztő geometriája

A csövek száma = 5614
A csövek külső átmérője = = 19,05 mm $Nak,-nek}$
Csővastagság = 1,09 mm
A csövek belső átmérője = = 16,87 mm $D_ {i}$
Háromszög alakú cső beültetési lépés = = 27,43 mm $nál nél$
Elsődleges hidraulikus átmérő = = 16,87 mm ${\ displaystyle D_ {hydraulikus}}$
Másodlagos hidraulikus átmérő = = 24,50 mm (a három összefüggő cső által alkotott elemi egyenlő oldalú háromszög, azaz 1/2 cső szintjén történő érveléssel) ${\ displaystyle d_ {hydraulic} = {4 \ szor s_ {passage} \ over {perimetre_ {c} hauffant}} = {4 \ szor \ bal ({a ^ {2} \ szor {\ sqrt {3}} \ több mint 4} - {1 \ több mint 2} \ szer {\ pi \ alkalommal D_ {e} ^ {2} \ több mint 4} \ jobbra) \ több mint {\ pi \ alkalommal D_ {e} \ több mint 2}}}$
Elsődleges folyadékáram = = 1 255 m 2 ${\ displaystyle S_ {passage} = 5 ~ 614 \ szer {\ frac {\ pi \ D_ {i} ^ {2}} {4}}}$
Másodlagos folyadékjárat = = (A csőlemezen lévő köteg által elfoglalt terület) - (A csomagban lévő összes cső keresztmetszete). A cső két implantátumok a csőlap egyes implantátum foglal területe egyenlő a rombusz által alkotott két egyenlő oldalú háromszög oldalán , ahonnan ${\ displaystyle s_ {passzázs}}$ $nál nél$

${\ displaystyle s_ {passage} = 5 ~ 614 \ alkalommal \ bal (2 \ alkalommal {a ^ {2} \ szor {\ sqrt {3}} \ 4 felett} 2x 2x \ alkalommal \ \ pi \ over 4} \ szor D_ {e} ^ {2} \ jobbra)}$ = 4,116 m 2

A csövek fémének vezetőképessége = = 18,65 W / (m K) a csőköteg átlagos üzemi hőmérsékleti körülményei között. ${\ displaystyle \ lambda _ {metal}}$

A különböző elemi csere együtthatók értékelése

Cserélési együttható az elsődleges folyadék és a csövek belső fala között

Az elsődleges folyadék és a csövek belső falának a csövek külső felületére csökkentett cserearánya = ${\ displaystyle h_ {elsődleges}}$
A korrelációt használjuk : = 30,01 kW / (m 2 K) ${\ displaystyle h_ {primary} = 0 {,} 0214 \ szor Pr_ {elsődleges ~ közepes} ^ {0 {,} 4} \ szer Re_ {elsődleges ~ közepes} ^ {0 {,} 8} \ szer {\ lambda _ {elsődleges ~ közepes} \ felett D_ {e}}}$

Hőcserélési együttható a csövek fémében

A klasszikus képletet használjuk: with ${\ displaystyle (T_ {i} -t_ {e}) = {w_ {l} \ több mint 2-szer \ pi \ -szer \ lambda} \ -szer \ ln \ balra ({D_ {e} \ felett D_ {i} } \ jobb)}$

${\ displaystyle (T_ {i} -t_ {e})}$ = deltaT a cső falai között, a cső belső oldala és a cső külső oldala $T_ {i}$ $Ön$
${\ displaystyle \ lambda _ {metal}}$ = fém vezetőképesség
${\ displaystyle w_ {l}}$ = lineáris hőcsere

A csőelem hosszúságának külső felületén átmenő felületi hőáram a következőképpen írható: ahol az egyik cseréje a fémcső hőcserélési együtthatóját azonosító formában mutatja be , akkor = 16,12 kW / (m 2 K) $l$ ${\ displaystyle w_ {s} = {w_ {l} \ szorozva \ \ \ pi \ szorozva D_ {e} \ szorozva l} = {w_ {l} \ felett \ pi \ szorozva D_ {e}}}$ ${\ displaystyle w_ {l} = w_ {s} \ szor \ pi \ szorzat D_ {e}}$ ${\ displaystyle (T_ {i} -t_ {e}) = {w_ {s} \ szor \ pi \ szorzat D_ {e} \ 2-szer \ pi \ szor \ lambda _ {metal}} \ szor \ ln \ balra ({D_ {e} \ D_ fölött {i}} \ jobbra)}$ ${\ displaystyle h_ {tube}}$ ${\ displaystyle w_ {s} = h_ {tube} \ szor (T_ {i} -t_ {e}) = {(T_ {i} -t_ {e}) \ szor 2-szer \ lambda _ {metal} \ több mint D_ {e} \ -szer \ ln \ balra ({D_ {e} \ D_ fölött {i}} \ jobbra)}}$ ${\ displaystyle h_ {tube} = {2 \ szer \ lambda _ {metal} \ D_ felett {e} \ szer \ ln \ balra ({D_ {e} \ D_ {i}} \ jobbra)} = {2 \ szor 18 {,} 65 \ 19,05 felett \ szor \ ln \ bal ({19 {,} 05 \ 16 felett {,} 87} \ jobb)}}$

Hőcserélési együttható az újramelegítés során a másodlagos keverék és a köteg csövének külső fala között

Colburn korrelációját használjuk : = 7,195 kW / (m 2 K) ${\ displaystyle h_ {másodlagos ~ újrafűtés} = 0 {,} 023 \ szor Pr_ {közepes ~ keverék} ^ {1/3} \ szer Re_ {közepes ~ keverék} ^ {0 {,} 8} \ szer {\ lambda _ {közepes ~ melange} \ D_ {e}}} felett$

Párolgási csere együttható

A műszaki szakirodalomban szereplő összefüggések, amelyek lehetővé teszik az elpárolgási tényező értékének elérését, iteratív számítást igényelnek, amelyet itt nem lehet végrehajtani. 25 kW / (m 2 K) normál értéket használunk

Csőszennyeződés

A tervezés során szokásos módon a csövek szennyezettségét a cső másodlagos oldalán a síkban figyelembe kell venni. Hőellenállással fejezik ki, amelyet hozzáadnak a teljes cserearány együtthatójának többi alkotóeleméhez. A javasolt példában 0,012 (m 2 K) / kW standard értéket használunk, azaz 83,33 kW / (m 2 K) cserearánytényezőt alkalmazunk .

Fejlett gőzfejlesztő (N4 típus)

Funkcionális tervezési különbségek

Az N4 típusú gőzfejlesztő elsősorban a másodlagos oldali cirkulációban különbözik a fent röviden tárgyalt szokásos kiviteltől.

A generátorba bevezetett tápvizet már nem teljesen keverik a szeparátorokból távozó telített vízzel, hanem csak egy részét. Ezután a keveréket a csőköteg hideg lábához irányítjuk. A csőköteget két részre választják el, amikor a csőlemezzel integrált lapos lap van. A szétválasztókat elhagyó telített víz nagy részét a köteg forró lábára irányítják. A másodlagos héj megnyalásával ereszkedik le, megvédve a hősokktól.

Lépésről lépésre megvizsgáljuk, hogy ezek a változások milyen hatással vannak a klasszikus konfigurációban végrehajtott cserefelületek számítására.

Általános vagy általános jellemzők

Elsődleges oldal

Változás nélkül

Másodlagos oldal

Becsült forgalmi arány = ${\ displaystyle \ theta = 2}$
A kötegben újramelegített vízkeverék átlagos emelkedési sebessége = = 0,765 5 m / s ${\ displaystyle v = {{\ theta \ szorozza meg q_ {steam} \ over \ rho _ {medium ~ keverék}} \ over s_ {passage}}}$
${\ displaystyle v = {\ frac {2 \ alkalommal 599 {,} 4} {760 {,} 9 \ alkalommal 2 {,} 058}}}$
Az újramelegítő keverék átlagos Reynolds-száma = = 144 800 ${\ displaystyle Re_ {medium ~ mix} = {\ rho _ {medium ~ mix} \ times v \ szorzat D_ {hydraulikus} \ over \ mu _ {medium ~ mix}}}$
Az újramelegítő keverék Prandlt átlagos száma = 0,8776

Hőcserélés, globális csere-együtthatók, átlagos logaritmikus eltérések és cserefelületek

Globális fűtési zóna hőcserélési együttható = ennélfogva ${\ displaystyle {1 \ over h_ {global ~ reheating}} = {1 \ over h_ {primary}} + {1 \ over h_ {tube}} + {1 \ over h_ {másodlagos ~ reheating}} + {1 \ h_ {dirt}}} felett$

${\ displaystyle h_ {global ~ reheating}}$ = 4,974 kW / (m 2 K)

Hőteljesítmény a fűtési zónában a hideg primer oldalon = 175,5 MW
Elsődleges hőmérséklet a párolgási zóna szélén = 328,27 - 36,16 × 892,0 / 1067,5 = 298,05 ° C ${\ displaystyle T_ {z}}$
A fűtési zóna logaritmikus eltérése a csomag hideg oldalán = = 18,59 ° C ${\ displaystyle {(T_ {output ~ GV} -t_ {mix ~ input ~ beam}) - (T_ {z} -t_ {saturation}) \ over \ ln \ left ({(T_ {output ~ GV} -t_ {mix ~ input ~ beam}) \ over (T_ {z} -t_ {saturation})} \ right)}}$
Hőcserélő terület a hideg oldali fűtési zónában = = 1 897,5 m 2 ${\ displaystyle {\ frac {175 {,} 5 \ -szer 1000} {4 {,} 974 \ -szer 18 {,} 59}}}$
Párolgási zóna logaritmikus eltérése = = 21,24 ° C ${\ displaystyle {(T_ {input ~ GV} -t_ {saturation}) - (T_ {z} -t_ {saturation}) \ over \ ln \ left ({(T_ {input ~ GV} -t_ {saturation}) \ over (T_ {z} -t_ {saturation})} \ right]} = {(T_ {input ~ GV} -T_ {z}) \ over \ ln \ left ({(T_ {input ~ GV} -t_ {saturation}) \ over (T_ {z} -t_ {saturation})} \ right)}}$
Cserealap a párolgási zónában = = 6 189 m 2 ${\ displaystyle {\ frac {892 {,} 0 \ szor 1000} {6 {,} 785 \ szor 21 {,} 24}}}$
Számított teljes külső csőcsere-felület = 8,087 m 2, azaz 20% -kal kevesebb, mint a klasszikus kialakításban, teljes visszavezetéssel

Az egyszerűsített számítással kapott érték csak mérsékelten tér el a tényleges értéktől , amely a francia atomerőművek cikkben 7960 m 2 -nek felel meg , ami hitelessé teszi az összehasonlító eredményt.

Az elért nyereséget két különböző módon fejezhetjük ki:

20% megtakarítás a hőcserélő felületen és a gőzfejlesztő méretén, amelynek jelentős közvetett következményei vannak, például a tároló kamrák méreteire vagy az elsődleges szivattyúk hidraulikus teljesítményére nézve
20% -os csökkenés a gőzfejlesztő globális logaritmikus eltérésének értékénél, ami adott gőzhőmérséklet 2,65 ° C - os elsődleges hőmérsékleti növekedését eredményezi , azaz 2,8 bar nyomásnövekedés, minden egyéb esetben egyenlő

Folyadék jellemzői

Elsődleges víz:

Változás nélkül

Víz és másodlagos gőz:

A tápvíz + visszatérő víz keverék entalpiája a köteg bemeneténél = = 1 135,3 kJ / kg ${\ displaystyle {988 {,} 9 + 1 \, 281 {,} 7 \ szer (\ theta -1) \ over \ theta}}$
A keverék hőmérséklete a köteg bemeneténél = 260,14 ° C (a keverék entalpia alapján értékelve)
A keverék sűrűsége a köteg bemeneténél = 786,8 kg / m 3
A keverék átlagos sűrűsége a köteg újramelegítése közben = (786,8 + 735,0) / 2 = 760,9 kg / m 3
A szekunder keverék átlagos hővezető képessége újramelegítés során = 0,581 1 W / (m K)
A másodlagos keverék átlagos dinamikai viszkozitása újramelegítés közben = 9,858 × 10 −5 kg / (m s)
A másodlagos keverék átlagos hőteljesítménye újramelegítéskor = 5,173 kJ / (kg K)

A gőzfejlesztő geometriája

Ez megegyezik, azonban a szekunder keverék áthaladásának szakasza a felére csökken, amelyet figyelembe kell venni a keverék emelkedési sebességének becsléséhez.

Elemi cserearányok

Csak a másodlagos keveréknek az újramelegítés és a köteg csöveinek külső fala közötti cserearányt érinti. Ugyanezen korreláció alkalmazása a keverék termodinamikai jellemzőinek módosított értékeivel az újrafűtés során, beleértve a megnövekedett áramlási sebességet is: = 10,68 kW / (m 2 K) ${\ displaystyle h_ {másodlagos ~ újramelegítés}}$

Egyéb technológiák

A Babcock típusú gőzfejlesztők egyenes csövekkel , egy járatúak . Az orosz VVER üzemek generátorainak vízszintes tengelye kedvező elrendezésű a földrengésekkel szembeni ellenállás szempontjából.

Egyes kis teljesítményű reaktorok egyutas járatú spirálcsövekkel ellátott gőzfejlesztőkkel is fel vannak szerelve.

A nem nukleáris gőzfejlesztők 450 ° C hőmérsékletet és 45 bar nyomást (45,10 5 Pa) érnek el .

Karbantartás

A gőzfejlesztőket a gőzkészülékekre vonatkozó előírásoknak megfelelően tízéves kötelező ellenőrzésnek vetik alá

Cső vezérlés

A gőzfejlesztők csövei alkotják az atomerőművek második gátját, elkülönítve az üzemanyag-rudakkal érintkező primer folyadékot és a vízgőz-kör szekunder folyadékát.

Ennek eredményeként különös figyelmet fordítanak a csövek tömítettségének ellenőrzésére az egység leállása során.

A csövek roncsolásmentes vizsgálatát az előzményeknek megfelelően, és egy „mintavételi terv” szerint végzik, amely lehetővé teszi az összes cső ellenőrzését 3 vagy 4 látogatás során.

Különböző eljárásokat használnak a csövek ellenőrzésére: a "másodlagos" rész héliummal történő megtöltését a tömörség ellenőrzésére; örvényáramok használata a csövek mechanikai állapotának mérésére.

A csöveket (az inconel 690-ben), amelyek hibákat mutatnak, például korrózió vagy repedések , szivárgási források miatt, be vannak dugva (a bemenetüknél és a kimenetüknél), hogy megakadályozzák az elsődleges körfolyadék szennyezését a szekunder körben. A dugó szilárd fémből készült, és úgy van kialakítva, hogy a csőhöz rögzítse azokat a fogakon vagy barázdákon keresztül, amelyek beágyazódnak az utóbbi falába, de 2008 óta az EDF legalább öt rendellenességet észlelt a dugók beépítésében a leállító reaktorok karbantartása során olyan rendellenességek, amelyek már a „csövekben lévő dugók elmozdulásához” vezettek, amelyek potenciálisan befolyásolhatják a gőzfejlesztőt. Ezek az anomáliák „megkérdőjelezték ezen műveletek ellenőrzését” . Azóta ezeket korrigálták az EDF és az ASN szerint.

Ez egy sokkal bonyolultabb művelet, de a cső is javítható (a hüvelynek nevezett művelet , amelynek során a hüvelyeket nem a sérült csövön kívül, hanem belül helyezzük be, a tömörséget robot és távolról vezérelt, több " hidraulikus " " váltással " szerezzük. bővítés "egymás után (bővítő által) beszámoltak róla, hogy a munkadarab acélbevonatú 18MND5 inconel 690 (csak az elsődleges áramkör oldala).
Így míg a Gravelines atomerőmű 5. szeletében szereplő projekt három gőzfejlesztő cseréjére szólt, az EDF 2016-ban javasolta a folytatást az egység működtetése eredeti gőzfejlesztőivel az elsődleges áramkör hidraulikus tesztje és az úgynevezett „hüvelyes” javítások után a generátor csöveinek „a második korlát integritásának fenntartása érdekében”). Első volt Franciaországban, de a Westinghouse csoport (amely ezt a műveletet 2017-ben hajtotta végre) már más országok több erőművében is gyakorolta (15 év alatt már 19 000 hüvely volt). Franciaországban "potenciálisan érintett az EDF 1300 MWe tartományban lévő összes nukleáris termelőközpontja"; Az EDF a hüvelyek világpiacát indította el. Egy másik eljárást 1985-ben szabadalmaztattak, amelynek célja egy szűk fémhüvely létrehozása a szivárgási zónában, nikkel nedves galvanizálásával.

A csöveket (mindegyik fővitorlában néhány kilométer) távtartó lemezek tartják, hogy korlátozzák rezgésüket. A közelmúltban bebizonyosodott a csövek és a lemezek közötti korlátozott tér eltömődésének jelensége: a szekunder vízben szállított fémoxidok általában a zárt területeken rakódnak le, amikor a víz elpárolog a vízzel érintkezve. Az esetleges eltömődés hosszú távon hátrányosan befolyásolja a gőzfejlesztő működését; ezért most kezelik (vegyi tisztítással és / vagy nyomás alatti vízzel).

Események

A gőzfejlesztővel kapcsolatos események meglehetősen gyakoriak az atomiparban:

A 2000. február 15volt egy nagy szivárgás radioaktív gőz miatt a törés egy cső az egyik gőzfejlesztő a reaktor n o 2 az Indian Point atomerőmű (US).
2004 és 2007 között az EDF erőműveinek néhány reaktorában eltömődtek a gőzfejlesztők, amelyeket meg kellett oldani az erőművek biztonságos működésének biztosítása érdekében.
A megrepedt gőzfejlesztő csövek radioaktív szivárgáshoz vezethetnek, mint a 2012. januára San Onofre atomerőműben (USA).
A 2016. március 31, EDF tájékoztatta ASN a borravaló egy gőzfejlesztő kezelt 2 reaktorban épület a Paluel atomerőmű (76).

Előnyök és hátrányok

A vízgőz a hőenergia elmozdulásának módja nagyon nagy teljesítmény esetén (nagyon jó a gőz fajlagos teljesítménye és a berendezés korlátlan mérete bizonyos felhasználások esetén).

A nedves gőznek azonban vannak hátrányai: a turbinákban növeli a penge kopását , a hőtranszportban pedig növeli a hőveszteséget a kondenzátumoknak a falakkal való érintkezése / hővezető képessége révén. A száraz gőz áramkörök (más néven túlhevítettek) bonyolultabban működnek (magasabb nyomás és hőmérséklet), de nem rendelkeznek ezekkel a hátrányokkal.

Névjegyek

A "gőzfejlesztő" kifejezést a következők jelölésére is használják:

az az eszköz, amely lehetővé teszi a modern hammam működését.
Egy egyszerű gőz kazán
Minden eszköz, amely lehetővé teszi a gőz hozzáadását a gőzkemencében
egy párásító légkondicionáló

Megjegyzések

Az ipari gőzöknek két típusa van: forró és hideg gőzök. Ez a cikk az energia területén használt forró gőzfejlesztőkkel foglalkozik. A hideggőz- generátorról lásd a ködgenerátort
Lásd az európai nyomás alatti reaktorról szóló cikket
Az elválasztó oszlopokban emelkedő vízgőz-keverék vákuumsebessége magas. Fontos az a motoros kifejezés, amelyet a vízoszlop súlyának különbsége jelent a visszatérő víz és a csomagban lévő emulzió között, és a kétfázisú emulzió áramlása a szeparátorokban hasonlóan gejzírhez emelkedik
A különféle gyártók U-csöves gőzfejlesztőinek legújabb modelljei összességében növelték a gőz elválasztására és szárítására szánt mennyiséget
Az elsődleges tömegáramot a szivattyú által generált térfogatáram megegyezik a szivattyún áthaladó áramlási hőmérséklet hőmérsékletén vett víz sűrűségével.
A tápvíz hőmérséklete meglehetősen magas, mivel a turbina oldalán optimalizálták a gőzciklust, amely több betáplált víz újramelegítését is magában foglalja. A kiválasztott keringési sebesség elegendő kiegészítő újramelegítést biztosít ahhoz, hogy megvédje a nagy részeket a hősokkok kovácsolásától, mint például a csőlemez és a nehéz - az SG szolgálati falai
A közönséges típusú párologtatóban nincs a gerenda belső megoszlása a szekunder oldalon, a kétfázisú keverék szabadon kering és homogenizálódik hőmérsékleten, tudva, hogy egy nagyon kicsi helyi hőmérséklet-különbséget azonnal kompenzál a kondenzáció vagy a folyadék forrása a közelben
Az elsődleges szivattyúk által biztosított hőteljesítmény (4 szivattyúnál kb. 20 MWth) magyarázza ennek az értéknek a különbségét a tartály belépő hőmérséklete között. A szivattyú által felhasznált villamos energia 40% -át az elsődleges folyadékkal kommunikálják, amikor áthalad a szivattyún, a másik 60% -ot az elsődleges folyadékkal továbbítják az áramkörön, a nyomáseséstől függően
A pontosabb számítás szükségessé teszi az alacsony víztartalom figyelembevételét a generátor kijáratánál: jellemzően 0,3% - A kazángyártók szakzsargonjában azt mondjuk a kazánról, hogy "feltölt", ha a keletkező gőz nedvesség megrakott. A gőzfejlesztők legújabb modelljeit megerősítették az elválasztási és szárítási szakaszokban, amelyek kiküszöbölik ezt a hibát.
Az előző modellel megegyező csőpont
A csövek közötti távolság és az anyag szorzata megegyezik az előző modellel, de a magasság háromszög alakú és már nem négyzet alakú, ami növeli a nyaláb tömörségét
Emlékeztetünk a Thermal flux cikkre
A CHEN korreláció jelenik meg, hogy széles körét ölelik nyomások és hőmérsékletek egy meglehetősen stabil átlagos eredménye azok között a szakirodalom
Ne feledje, hogy furcsa módon a lerakódások hatása a csövek szekunder falára nem feltétlenül negatív, mert az elpárologtatási zónában elősegíthetik a maggáz forralását és javíthatják a cserét legalább a gépek első fázisában

Hivatkozások

[PDF] 5980 cső az EPR GV- jéhez (17. oldal) EPR reaktor , Jacques Gollion, 2007. május 23.
" United States: NuScale mozog előre építeni a spirális gőzfejlesztő | a Revue Générale Nucléaire összes információja SFEN ” , a www.sfen.org oldalon (hozzáférés : 2018. március 20. )
1926.02.04-i rendelet a gőzkészülékek szabályozásáról AIDA
Anomáliák a nukleáris reaktor gőzfejlesztőinek csőidugóinak beépítésében: az ASN további vizsgálatokat kér az EDF-től ; 2009. 06. 29
Dhers J Hegesztetlen egységek az atomreaktorokban . AREVA
EDF? CLi de Gravelines (2017) Koncentráljon egy 2017-es fő tevékenységre, a gőzfejlesztő csövek hüvelyezésére
Piaci közlemény (EDF): Az EDF atomerőmű gőzfejlesztő csövének hüvelye - 1300 MWe fokozat. A szerződés magában foglalja a következők minősítésének és helyszíni műveletek elvégzésének lehetőségét: - A gőzfejlesztő csövek hüvelyezése, ideértve a hüvely roncsolásmentes tesztelését a beépítés után - NDT a hüvely-cső szerelvények szolgálatában . CPV: 42151000.2011 / S 32-053357 (Forrás TED)
Gőzfejlesztő csöveinek javítására szolgáló eljárás szabadalma (1985)
ASN - 2010. január 11 .: Az EDF atomerőművei gőzfejlesztőin végzett nagyszabású karbantartási műveletek története
Általános anomália az EDF erőművek egyes reaktorainak gőzfejlesztőinek magas eltömődési sebességével kapcsolatban - ASN 2007. július 18-i tájékoztató
Gen4 - 2012/03/03: Technika: San Onofre-ban valami "nem stimmel" a GV "Archivált másolatának" csöveiben (2018. június 24-i verzió az internetes archívumban )
" Gőzfejlesztő leesése a palueli erőmű 2. reaktor épületében (76): az ASN azonnali ellenőrzést rendelt el " , az ASN-en ,1 st április 2016(megközelíthető 1 -jén május 2018 ) .

Külső linkek