Расчет вертикального парогенератора с витой поверхностью нагрева и естественной циркуляцией рабочего тела

расчет вертикального парогенератора с витой поверхностью нагрева и естественной циркуляцией рабочего тела

Содержание

ВВЕДЕНИЕ

1. тепловой расчет ПЛОЩАДИ ТЕПЛОПЕРЕДАЮЩЕЙ ПОВЕРХНОСТИ ВЕРТИКАЛЬНОГО ПАРОГЕНЕРАТОРА

.1 Уравнение теплового и материального баланса ПГ АЭС. Тепловая диаграмма

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

1.3     Расчет коэффициента теплоотдачи от стенки труб к рабочему телу на

испарительном участке

1.4     Расчет коэффициента теплоотдачи от стенки к рабочему телу на

экономайзерном участке

1.5 Расчет площади теплопередающей поверхности парогенератора

. КОНСТРУКЦИОННЫЙ РАСЧЕТ ПАРОГЕНЕРАТОРА

2.1 Расчет среднего угла навивки труб поверхности нагрева

2.2 Основные конструкционные характеристики пучка теплообменных труб.

Массовая скорость рабочего тела

2.3 Расчет режимных и конструктивных характеристик ступеней сепарации пара

2.4 Диаметры входных и выходных патрубков теплоносителя и рабочего тела

3. ПРОЧНОСТНОЙ РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ ПАРОГЕНЕРАТОРА

3.1 Расчет толщины камеры подвода теплоносителя к трубам поверхности нагрева

3.2 Расчет коллектора

3.3 Расчет толщины обечайки корпуса

. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ

ТАБЛИЦА РЕЗУЛЬТАТОВ

ВЫВОДЫ

ПЕРЕЧЕНЬ ССЫЛОК

ВВЕДЕНИЕ

Парогенераторы получили широкое применение на атомных и тепловых электростанциях. Парогенератор является важнейшим элементом в цепочке оборудования станции, парогенератор производит пар для работы станции. На данное время существуют различные конструкции и модификации парогенераторов. В данном курсовом проекте будет рассчитан вертикальный парогенератор с витой поверхностью нагрева и естественной циркуляцией рабочего тела. Основным достоинством этого аппарата является то, что он имеет сравнительно небольшие габариты и имеется возможность его удобного расположения при компоновке оборудования станции.

1. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ПЛОЩАДИ ТЕПЛОПЕРЕДАЮЩЕЙ ПОВЕРХНОСТИ ВЕРТИКАЛЬНОГО ПАРОГЕНЕРАТОРА

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

Тепловая мощность экономайзерного участка

Q_эк=(D+D_пр)·( ’_s -_пв )                                                  (1.1)

’_s=f (p’’₂,t_s)=f (6.58 МПа , 281.6 C)=1246.8 кДж/кг

_пв=f (p’’_2,t_пв)=f (6 МПа , 210 С)=899.4 кДж/кг

Паропроизводительность D=394 кг/с Величина продувки D_пр=0.01·D

Из (1.1) получаем Q_эк=138244 кВт=138.244 МВт

Тепловая мощность испарительного участка

Q_и = D· r                                                                         (1.2)

r=f (p’’₂,t_s)=f (6.58 МПа , 281.6 C)=1529.6 кДж/кг

Из (1.2) получаем Q_и=602662.4 кВт =602.662 МВт

Тепловая мощность парогенератора

Q_пг=Q_эк+Q_и                                                                                                  (1.3)

Из (1.3) получаем Q_пг=740906.4 кВт

Расход теплоносителя

G_тн=                                                               (1.4)

’₁= f (p’₁,t’₁)=f (17 МПа , 330 C)=1453 кДж/кг

’’₁=f (p’_1,t’’₁)=f (17 МПа , 300 С)=1280.3 кДж/кг

0.98 - КПД ПГ

Из (1.4) получаем G_тн=4377.7 кг/с

Кратность циркуляции К_ц=6

Энтальпия рабочего тела на входе в межтрубное пространство поверхности нагрева

                                                                                  (1.5)

Из (1.5) получаем =1190 кДж/кг

Температура рабочего тела на входе в межтрубное пространство поверхности нагрева

t_ц=f( , p’’₂)=f(1190 кДж/кг, 6.58 МПа)=270 C

Энтальпия теплоносителя на выходе из испарительного участка

’’_1и =’₁-                                                          (1.6)

Из (1.6) получаем ’’_1и =1312.5 кДж/кг

Температура теплоносителя на выходе из испарительного участка

t’’_1и= f(’’_1и , p’₁)=f(1312.5 кДж/кг,16 МПа)=295.3 C

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

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

                                              (1.7)

где λ-коэф.теплопроводности воды, кВт/м ·К

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

Число Рейнольдса

                                                        (1.8)

где wρ-массовая скорость теплоносителя, кг/м²·с

μ-динамическая вязкость воды, Па· с

Рассмотрим 3 опорные точки тепловой диаграммы:

1) вход теплоносителя в испарительный участок ( вход в ПГ )

2) вход теплоносителя в экономайзерный участок ( выход из испарительного)

3) выход теплоносителя из экономайзерного участка (выход из ПГ )

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

1) вход теплоносителя в испарительный участок (p’₁=16 МПа, t’_1и=320 C)

υ = 1.4674 ·10^-3 м³/кг

          μ = 846·10^-7 Па·с

λ = 0.520 ·10^-3 кВт/м·К

Pr =1

2) вход теплоносителя в экономайзерный участок (p’₁=16 МПа, t’’_1и=295.3 C)

υ = 1.3572·10^-3 м³/кг

          μ = 933.6·10^-7 Па·с

λ = 0.569·10^-3 кВт/м·К

Pr =0.83

3) выход теплоносителя из экономайзерного участка (p’₁=16 МПа, t’’₁=287 C)

υ = 1.3286·10^-3 м³/кг

          μ = 960.2·10^-7 Па·с

λ = 0.583·10^-3 кВт/м·К

Pr =0.8

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

wρ =w’₁                                                            (1.9)

wρ==3339.2 кг/м²·с

Число Рейнольдса в расчетных сечениях по(1.8) :

вход теплоносителя в испарительный участок

==378916

вход теплоносителя в экономайзерный участок

===342770

выход теплоносителя из экономайзерного участка

===333264

Коэффициент теплоотдачи от теплоносителя к стенке трубы :

вход теплоносителя в испарительный участок

==

=33

’₁=33 кВт/м²·К

вход теплоносителя в экономайзерный участок

==

=30.8

’’_1и=30.8 кВт/м²·К

выход теплоносителя из экономайзерного участка

==

=31.3

’’₁=31.3 кВт/м²·К

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

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

Δt =310-281.6=28.4 C

t_ст=t₂+1/3 Δt =281.6+1/3*28.4 =291 C

где t₂- температура насыщения при известном давлении рабочего тела

на выходе теплоносителя из испарительного участка

Δt =305.4-281.6=23.8 C

t_ст=t₂+1/3 Δt =281.6+1/3*23.8=289.5 C

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

на входе теплоносителя в испарительный участок

λ_м=18.7·10^-3кВт/м·К

на выходе теплоносителя из испарительного участка

λ_м=18.6·10^-3кВт/м·К

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

                                     (1.10)

t_s-температура насыщения при давлении рабочего тела в испарителе

q-удельный тепловой поток , кВт/м²

q=K·Δt                                                                           (1.11)

K-коэффициент теплопередачи, кВт/м²·К

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

K=                                               (1.12)

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

Термическое сопротивление стенки трубы

R_ст=                                                                          (1.13)

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

Иттерация 1

На первом иттерационном шаге полагают коэффициент теплоотдачи α₂=

K=9.5 кВт/м²·К

q=K·Δt=9.5 ·28.4=269.8 кВт/м²

α₂=53 кВт/м²·К

Иттерация 2

Полагаем α₂=53 кВт/м²·К

K=8.1 кВт/м²·К

q=K·Δt=8.1*28.4=230 кВт/м²

α₂=47 кВт/м²·К

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

Dq = (q’-q’’)/q’’                                                            (1.14)

Dq =(230-224.9)/224.9 = 0.02>0.05

ИТОГО принимаем α’_2и=47 кВт/м²·К

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

Иттерация 1

На первом иттерационном шаге полагают коэффициент теплоотдачи α₂= K=8.9 кВт/м²·К

q=K·Δt=8.9*23.8=211.8 кВт/м²

α₂=44.7 кВт/м²·К

Иттерация 2

Полагаем α₂=44.7 кВт/м²·К

K=7.85 кВт/м²·К

q=K·Δt=7.85*23.8=186.8 кВт/м²

α₂=41 кВт/м²·К

           Dq >0.05

Иттерация 3

Полагаем α₂=41 кВт/м²·К

K=7.7 кВт/м²·К

q=K·Δt=7.7*23.8=183.26 кВт/м²

α₂=40.4 кВт/м²·К

Dq =0.02<0.05

ИТОГО принимаем α’’_2и=40.4 кВт/м²·К

Результаты иттерационного расчета коэффициента теплоотдачи от стенки трубы к рабочему телу приведены в таблице 1

Таблица 1.

, м² ×К/кВт00

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

Коэффициент теплопроводности материала труб :

на выходе теплоносителя из испарительного участка (на входе в экономайзер)

λ_м=18.6·10^-3кВт/м·К

на выходе теплоносителя из экономайзерного участка

λ_м=18.7·10^-3кВт/м·К

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

На входе рабочего тела в экономайзерный участок

p’’₂ =6.58 МПа t_ц =270 С : l = 0.591·10^-3 кВт/м К

          m = 996.2·10^-7 Па с

          Pr = 0.992

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

                             (1.29)

В нашем случае для шахматного пучка С = 0.26 , n = 0.65

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

e_s - учитывает влияние на коэффициент теплоотдачи шагов труб в пучке

В нашем случае для шахматного пучка e_s=0.94

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

y = 90 - b_ср                                                                                                 (1.30)

b_ср - средний угол навивки змеевика

Число Рейнольдса в расчётных сечениях

На входе рабочего тела в экономайзер

Re =

На выходе рабочего тела из экономайзера

Re =

Нахождение b_ср проведено в конструкционном расчёте (пункт 2.1). Откуда берём b_ср= 32.5. Откуда по (1.30) и справочным данным принимаем e_y = 0.93.

Коэффициенты теплоотдачи по (1.29)

На входе рабочего тела в экономайзер

a_2эк’=

На выходе рабочего тела из экономайзера

a_2эк’’=

.5 Расчет площади теплопередающей поверхности ПГ

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

H_пг= H_пг^р ·К_зап                                                                 (1.25)

где H_пг- расчётная площадь поверхности нагрева ПГ , м²

H_пг^р= H_эк+ H_исп ; К_зап =1.125 - коэффициент запаса

Сначала рассчитаем испарительный участок.

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

Температура стенки трубы

на входе теплоносителя в испарительный участок

Δt =310-281.6=28.4 C

t_ст=t₂+1/3 Δt =281.6+1/3*28.4 =291 C

где t₂- температура насыщения при известном давлении рабочего тела

на выходе теплоносителя из испарительного участка

Δt =305.4-281.6=23.8 C

t_ст=t₂+1/3 Δt =281.6+1/3*23.8=289.5 C

Тогда коэффициент теплопроводности материала труб :

на входе теплоносителя в испарительный участок

λ_м=18.6·10^-3кВт/м·К

на выходе теплоносителя из испарительного участка

λ_м=18.7·10^-3кВт/м·К

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

К = 0.5·(К_вх+К_вых)                                                 (1.26)

Коэффициенты теплопередачи для испарительного участка были в своё время рассчитаны, и мы берём К_вх=7.9 кВт/м²·К К_вых=7.7 кВт/м²·К.

Значит

 кВт/м²·К

Средний температурный напор на участке

                                                         (1.27)

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

Температурный напор на испарительном участке

С

Расчётная площадь поверхности нагрева испарительного участка

H_исп^р =                                                   (1.28)

H_исп^р = м²

Теперь рассмотрим экономайзерный участок.

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

Температура стенки трубы

на выходе теплоносителя из экономайзерного участка

Δt =310-281.6=28.4 C

t_ст=t₂+1/3 Δt =281.6+1/3*28.4 =291 C

где t₂- температура насыщения при известном давлении рабочего тела

на выходе теплоносителя из испарительного участка

Δt =305.4-281.6=23.8 C

t_ст=t₂+1/3 Δt =281.6+1/3*23.8=289.5 C

Коэффициенты теплопередачи по (1.12)

На входе рабочего тела в экономайзер

На выходе рабочего тела из экономайзера

Среднее значение коэффициента теплопередачи на экономайзерном участке

 кВт/м²·К

Средний температурный напор на участке по (1.27)

С

Расчётная площадь поверхности нагрева экономайзерного участка по (1.28)

H_эк^р = м²

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

H_пг= 1.125· (1570+2229.8) =4275 м²

2. КОНСТРУКЦИОННЫЙ РАСЧЁТ ПАРОГЕНЕРАТОРА

.1 Расчет среднего угла навивки труб поверхности нагрева

Учитывая то, что нам неизвестен средний угол навивки змеевика b_ср, который можно найти зная среднюю длину труб в пучке, которую в свою очередь находят по известной площади теплопередающей поверхности, то нахождение b_ср ,а значит и поправки e_y будет носить иттерационный характер. Изначально полагаем b_ср = 50. Откуда по (1.30) и справочным данным принимаем e_y = 0.78.

Коэффициенты теплоотдачи, с учётом вышесказанного по (1.29)

На входе рабочего тела в экономайзер

a_2эк’=

На выходе рабочего тела из экономайзера

a_2эк’’=

Коэффициенты теплопередачи по (1.12) на входе рабочего тела в экономайзер:

На выходе рабочего тела из экономайзера

Среднее значение коэффициента теплопередачи на экономайзерном участке

 кВт/м²·К

Средний температурный напор на участке по (1.27)

 С

Расчётная площадь поверхности нагрева экономайзерного участка по (1.28)

H_эк^р = м²

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

H_пг= 1.125·(1147+2229.8) =3798 м²

Длина труб ПГ

                                                 (2.1)

м

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

l = 112022 / 18121 = 6.2 м

Зная l найдём b_ср

Из пункта 1.3 берём

Число отверстий (труб) по периметру коллектора в одном поперечном ряде

отверстий n_1k = 174 шт

Число слоёв навивки в каждой из 3-х групп навивки n_I = 1/6 n_2k = 29 шт

Число слоёв навивки N_сл = 53

Диаметр первого слоя навивки       d_1сл =1.56 м

Диаметр последнего слоя навивки при поперечном шаге слоёв S_2сл=1.5·d_н=0.018 м

d_mсл =3.43 м

Средний диаметр бухты труб межтрубного пространства теплообменной поверхности нагрева

d_cр=2.49 м

Площадь проходного сечения межтрубного пространства

F_мп = 2.48 м²

Для первого слоя навивки рассчитывают шаг навивки

S_1сл^н = n_1k ·S_2сл                                                    (2.2)

S_1сл^н =174·0.018=3.132 м

Угол навивки

                              (2.3)

Длину одного витка

                            (2.4)

Длину изогнутой части трубы

                                          (2.5)

 м

Число витков

                                             (2.6)

z_1сл = 6.04 / 5.8 = 1.04

Высоту первого слоя навивки

H_1сл = z_1сл ·S_1сл^н                         (2.7)

H_1сл =1.04·3.132 =3.26 м

Угол последнего слоя навивки

Находим средний угол навивки змеевика

b_ср = 0.5· (b_1сл +)                         (2.8)

b_ср = 23.5

В следующем принимаем b_ср = 23.5. Откуда по (1.30) и справочным данным принимаем

e_y = 0.886.

Расчёт подобен 1-ой иттерации

На входе рабочего тела в экономайзер

a_2эк’=

На выходе рабочего тела из экономайзера

a_2эк’’=

Коэффициенты теплопередачи по (1.12)

На входе рабочего тела в экономайзер:

На выходе рабочего тела из экономайзера :

Среднее значение коэффициента теплопередачи на экономайзерном участке

 кВт/м²·К

Средний температурный напор на участке по (1.27)

С

Расчётная площадь поверхности нагрева экономайзерного участка по (1.28)

H_эк^р = м²

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

H_пг= 1.125· (989.9+2229.8) =3622.16 м²

Длина труб ПГ по (1.31)

 м

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

l =  / 18121 = 5.89 м

Результат, полученный в последней иттерации по b_ср можно считать почти идеальным, поскольку разность между принятым b_ср = 38 и полученным b_ср = 39 является незначительной. Кроме того, результаты последней иттерации принимаем за расчёт площади теплопередающей поверхности

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

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

wr =                                                                    (2.9)

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

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

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

                                       (2.10)

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

d_ср=0.5·(d_1сл+d_mсл)                                                 (2.11)

N_сл- число слоёв навивки

N_сл=0.5·n_2к                                                            (2.12)

S_1сл- шаг между слоями навивки S_1сл=1.5·d_н =1.5·12·10^-3 = 0.018 м

Имеем внутрикорпусной коллектор для ввода поверхности нагрева. Принимаем внутренний диаметр коллектора d=1 м

Для выполнения расчетов берём : расположение отверстий в камере теплоносителя - шахматное; расположение труб в пучке - шахматное; (S₁)=1.5·d_н =1.5·12·10^-3=0.018 м - шаг труб (отверстий) по периметру коллектора в поперечном ряде отверстий, отнесенный к внутренней поверхности коллектора;

Число труб поверхности нагрева n рассчитывается по формуле

                                               (2.13)

шт

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

                                                            (2.14)         

шт

С учётом дистанционирующих пластин = n_1k-3 =174-3 =171 шт

Число рядов отверстий вдоль образующей коллектора

                                                                (2.15)

шт

Учитывая то, что чило слоёв навивки трубногопучка должно быть кратно 3, N_сл = 45 шт; хотя по формуле

N_сл=0.5n_2k= 53 шт;

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

                                      (2.16)

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

                                                        (2.17)

Толщина стенки коллектора принимается d = 0.241 м .Расчет толщины стенки коллектора сделан в прочностном расчете (пункт 3.1).

Итого получаем

d_1сл = 1.4+2*(0.04+3.5·12·10^-3) = 1.56 м

Диаметр последнего слоя навивки змеевиков при поперечном шаге слоёв S_1сл=1.5·d_н=0.018 м

                                       (2.18)

d_mсл =1.56 + 2·(53-1)·0.018= 3.43 м

Средний диаметр бухты труб межтрубного пространства теплообменной поверхности нагрева из (1.17)

d_cр=0.5·(1.56+3.43) =2.49 м

Площадь проходного сечения межтрубного пространства из (1.16)

F_мп = м²

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

wr = кг/м² с

.3 Расчет режимных и конструктивных характеристик ступеней сепарации пара

В данном ПГ в качестве второй ступени сепарации пара используют вертикальные жалюзийные сепараторы .Ширина собственно жалюзей b_ж=80мм

Массовое паросодержание на входе в сепаратор х=0.9

Примем коєффициент неравномерности К_р=0.7

Определим критическую скорость пара на входе в сепаратор :

 ;

Коєффициент поверхностного натяжения :

Н/м;

Плотности воды и пара на линии насыщения

кг/м³;

кг/м³;

Угол наклона жалюзи ;

С учетом коєффициента запаса

Площадь проходного сечения ,обеспечивающая требуемую скорость пара

Число окружностей, по которым располагаются блоки жалюзи

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

Внутренний диаметр корпуса

В результате округления ,тогда шаг их расположения

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

 ,

Где С=N_okp-1=8-1=7

Высота жалюзийного сепаратора

Циклоная сепорация:

N_c=

тогда число шестиугольников

m=

принимаем m=5

тогда ширина циклоного сепоратора h=0,24^.15=3,6м

D_вн^вер.об.=h+2^.0.3=3.6+0.6=4.2м

2.4     Диаметры входных и выходных патрубков теплоносителя и рабочего тела

Расчитаем диаметр входного отверстия коллектора для входа теплоносителя

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

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

Внутренний диаметр патрубков входа ивыхода теплоносителя принемается d_в^’= d_в^’’=0,9м.

Удельный обьем воды при t₁^’ и t₁^’’ равны соответственно

 м³/кг

 м³/кг.

Скорость теплоносителя:

во входном патрубке

W_{1 вх} =

в выходном патрубке

W_{1 вых}= W_{1 вх}

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

 м³/кг;

скорость воды в патрубке

W₂^’’=

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

 м³/кг W₂^’’=.

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

3. ПРОЧНОСТНОЙ РАСЧЁТ ЭЛЕМЕНТОВ ПГ

.1 Расчет толщины камеры подвода теплоносителя к трубам поверхности нагрева

Принимаем внутренний диаметр коллектора d=1 м

Материал камеры - Сталь 10ГН2МФА

Расположение отверстий под трубы в камере - шахматное

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

(S₁)=1.5·d_н =1.5·12·10^-3=0.018 м

S_2k = 2·d_н = 2·12·10^-3=0.024 м

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

Диаметр отверстий под трубы d₀ = d_н + 0.2мм = 12 + 0.2 = 12.2мм

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

Число труб поверхности нагрева n = 18121шт

Число труб в одном поперечном ряду n_1к = 174 шт

Число поперечных рядов n_2к =104 шт

Коллектор должен быть расчитан на давление Р₁’=16 МПа, что соответствует

Р_р=1.25×0.9×0.102 Р₁’= 1.836 кгс/мм² и температуру t₁’=320 C, которой отвечает номинальное допустимое напряжение [s_н] =21.5 кгс/мм²

Коэффициенты прочности для ослабляющих рядов отверстий

Поперечного направления

                                                        (3.1)

Продольного направления

                                                        (3.2)

Косого направления

                                          (3.3)

где m = S₁ / S₂ - отношение шагов отверстий соответственно в поперечном и продольном направлении

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

Иттерация 1

S_1k= (S₁)=1.5·d_н =1.5·12·10^-3=0.018 м

По (3.1) находим

По (3.2) находим

По (3.3) находим

m = S_1k / S_2k =1.5 / 2 = 0.75

Значит j_min = 0.25

Толщина стенки камеры

                                              (3.4)

По (3.4) находим

мм

Для следующей иттерации

                                                 (3.5)

Из (3.5) находим

мм 

Иттерация 2

S_1k= 21.7 мм

По (3.1) находим

По (3.2) находим

По (3.3) находим

m = S_1k / S_2k =21.7 / 24 = 0.904

Значит j_min = 0.29

По (3.4) находим

мм

Из (3.5) находим S_1k для следующей иттерации

мм

Иттерация 3

S_1k= 21.1 мм

По (3.1) находим

По (3.2) находим

По (3.3) находим

m = S_1k / S_2k =21.1 / 24 = 0.88

Значит j_min = 0.358

По (3.4) находим

мм

Из (3.5) находим S_1k для следующей иттерации

мм         

Иттерация 4

S_1k= 20.43 мм

По (3.1) находим

По (3.2) находим

По (3.3) находим

m = S_1k / S_2k =20.43 / 24 = 0.85

Значит j_min = 0.267

По (3.4) находим

мм

Из (3.5) находим S_1k для следующей иттерации

мм

Иттерация 5

S_1k= 21.43 мм

По (3.1) находим

По (3.2) находим

По (3.3) находим

m = S_1k / S_2k =21.43 / 24 = 0.892

Значит j_min = 0.263

По (3.4) находим

мм

Из (3.5) находим S_1k для следующей иттерации

мм

Иттерация 5

S_1k= 21.48 мм

По (3.1) находим

По (3.2) находим

По (3.3) находим

m = S_1k / S_2k =21.48 / 24 = 0.895

Значит j_min = 0.264

По (3.4) находим

мм

По результатам расчетов принимаю d_кол = 135 мм = 0.135 м

3.2     Расчет коллектора

Материал коллектора Сталь-10ГН2МФА, плакированная со стороны, омываемой ТН , сталью 12Х18Н10Т.

Коллектор должен быть расчитан на давление Р₁’=16 МПа, что соответствует

Р_р=1.25×0.9×0.102 Р₁’= 1.836 кгс/мм² и температуру t₁’=320C, которой отвечает номинальное допустимое напряжение [s_н] =21.5 кгс/мм²

Внутренний диаметр коллектора d=1 м

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

мм

Камера теплоносителя. Материал - ст.10ГН2МФА.

Наружный и внутренний диаметр камер:

d_н.к.=1.4 м, d_в.к.=1 м.

Высота камер:

h_k=h_k,111p+2^.0.35=1.246+0.7=1.946.

Соединительная обечайка.

мм

Наружный диаметр:

d_{н СО} = d_{в СО}+2^.d_СО =1+2^.0.044= 1.088 м

Высота обечайки:

h_CO=h₁₁^н-2^.0.35=3.125-0.7=2.425

Наружная обечайка колектора.

d_в.НО =d_в.к.=1 м

мм

h_НO=3.5 м

3.3     Расчет толщины обечайки корпуса

Материал - ст. 22К

Площадь опускного участка кольцевого канала:

F_ОП=м²

Внутрений диаметр обечайки корпуса:

м

В верхней обечайке корпуса имеется два ослабляющих отверстия

d₁=0.3 м и d₂=0.1 м

Выберем наибольший диаметр и уточним для него толщину стенки:

А=

При 0.2<А<1.0

j=

мм

мм

мм

Принимаю толщину всей обечайки 167 мм.

d_н.кор^н= d_в.кор+2^.d_кор=3.7+2^.0.182=4.064 м

d_н.кор^в= d_в.кор+2^.d_кор=4.2+2^.0.182=4.5 м

4. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ

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

Расчет начинается с определения необходимых геометрических характеристик четырех участков тракта теплоносителя:

.Разделительная обечайка

.Соединительная обечайка с раздающей камерой

.Трубы теплообменного пучка

.Собирающая камера с кольцевым каналом

Определим длину камеры теплоносителя

Длина камеры теплоносителя ,не занятой полем отверстий 0.7 м

Длина первого участка :

Длину кольцевого канала примем 3 м

Длина второго участка

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

Длина третьего участка

Длина четвертого участка

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

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

Тогда гидравлический диаметр четвертого расчетного участка

Коэффициенты трения на расчетных участках:

Шероховатость на всех учатсках , кроме третьего(

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

На втором участке местные сопротивления отсутствуют

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

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

Массовые скорости теплоносителя на участках

Гидравлические сопротивления расчетных участков

Гидравлическое сопротивление ПГ по тракту теплоносителя

Мощность ГЦН ,затрачиваемая на прокачку теплоносителя через ПГ

Таблица рузультатов