CC BY
248
СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ СИСТЕМЫ ПРОМЕЖУТОЧНОЙ СЕПАРАЦИИ И ПЕРЕГРЕВА ВЛАЖНОПАРОВЫХ ТУРБИН АЭС:
АНАЛИЗ ТЕПЛОГИДРАВЛИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ В КОНСТРУКЦИЯХ СЕПАРАТОРОВ-ПАРОПЕРЕГРЕВАТЕЛЕЙ НА ОСНОВЕ ОПЫТА ЭКСПЛУАТАЦИИ
М.Ю. Егоров
(Санкт-Петербургский государственный политехнический университет) Научный руководитель - д.т.н., профессор Е.Д. Федорович (Научно-производственное объединение по исследованию и проектированию энергетического оборудования им И.И. Ползунова)
Рассмотрены теплогидравлические процессы в промежуточных сепараторах-пароперегревателях СПП-500 и СПП-500-1 на основе длительного опыта эксплуатации СПП на энергоблоках с реакторами РБМК. Даны рекомендации о перспективности использования конструктивных решений, заложенных в рассмотренные аппараты.
Введение
В ближайшие десятилетия намечено значительное развитие атомной энергетики в Российской Федерации [1]. Предполагается рост единичной мощности энергоблоков и сооружение новых АЭС. Все большее значение приобретает повышение эффективности и надежности работы оборудования. Для этого важно осмысление накопленного опыта разработки и эксплуатации существующего оборудования.
Производство электроэнергии осуществляется, в частности, на энергоблоках с ядерными реакторами большой мощности канального типа РБМК. Теплоноситель - вода - нагревается в активной зоне реактора до температуры насыщения и частично испаряется. Пароводяная смесь поступает в барабаны-сепараторы, где происходит разделение насыщенной воды и пара. Пар направляется в турбоустановку (ТУ). В ТУ тепловая энергия пара превращается в механическую работу и далее преобразуется в электрическую энергию.
Экономичность АЭС во многом определяется надежной работой оборудования ТУ в течение длительного времени. В ТУ насыщенного пара одной из важнейших является задача уменьшения влагосодержания в проточной части. Влияние влажности отрицательно сказывается на экономичности - увеличение средней влажности на 1 % приводит к уменьшению внутреннего относительного КПД ТУ на величину ~ 1 % [2]. Влажность пара снижает надежность работы вследствие эрозии лопаток ТУ, а, следовательно, и длительность межремонтного периода. Для поддержания необходимого уровня надежности в ТУ мощностью свыше 200 МВт АЭС сочетают промежуточную - между цилиндром высокого давления (ЦВД) и низкого давления (ЦНД) - сепарацию влаги из пара с двухступенчатым перегревом отборным и острым паром. В целях компактности, снижения стоимости и уменьшения потерь давления сепарация и перегрев осуществляются в единых двухфункциональных интегральных аппаратах-сепараторах-пароперегревателях (СПП).
В настоящее время на АЭС с РБМК-1000 для осушки и перегрева применяются аппараты типа СПП-500-1. Опыт эксплуатации этих аппаратов, рассмотренный, в частности в [3], показал недостаточный уровень надежности СПП-500-1 из-за возможного проноса влаги через сепаратор, последующего эрозионного износа, вибраций и нестационарных термических напряжений в элементах аппарата. Необходимость значительного восстановительного ремонта СПП-500-1 отмечена в [4]. Анализ экспериментальных данных [5] показывает, что в определенных условиях СПП-500-1 работают с частичным или полным выключением поверхности нагрева из-за подтопления перегрева-
телей, имеет место пульсационный перекос температур. В [5, 6] обсуждаются причины тепловой и гидравлической разверок, их проявления в виде подтопления перегревателей, пульсаций давлений, расходов и температур потоков и металла в трактах обеих сред. В работах [7, 8] отмечаются сложные условия пуска и прогрева СПП-500-1, невозможность ремонта перегревателя на работающей ТУ.
Применение СПП связано с капитальными затратами и снижением термического КПД цикла тепловой схемы ТУ, что подчеркнуто в [9]. Там, в частности, предлагаются изменения тепловой схемы ТУ, но игнорируется рассмотрение вопросов, связанных с обеспечением необходимого для надежной работы ТУ уровня перегрева пара. Следует иметь в виду, что при правильно выбранных параметрах (разделительное давление, температура перегрева пара, потери давления в СПП и др.) все затраты окупаются за счет уменьшения потерь от влажности в проточных частях ТУ - применение СПП повышает тепловую экономичность ТУ мощностью 500 МВт на ~ 2,3 % [10].
Конечной целью данной работы, входящей в цикл исследований по тематике СПП, является разработка предложений по совершенствованию аппаратов СПП-500-1, направленному на повышение экономичности и увеличение эффективности работы ТУ и, следовательно, энергоблока с реактором РБМК-1000 в целом. При разработке новых, модернизации существующих систем сепарации и перегрева предлагается использование имеющегося положительного опыта разработки, изготовления и эксплуатации аппаратов подобного типа. В частности, проведенный в данной работе сравнительный анализ теплогидравлических процессов в конструкциях эксплуатирующихся сегодня СПП-500-1 и эксплуатируемых ранее С1111-500 позволяет дать рекомендации о перспективности использованных конструктивных решений.
Анализ теплогидравлических процессов в конструкциях СПП-500 и СПП-500-1
В ТУ АЭС с РБМК-1000 после ЦВД пароводяная смесь дисперсно-кольцевой структуры с влажностью у ~ 15 % при температуре Т ~ 137°С и давлении р ~ 0.34 МПа [11] по трубопроводам подводится в СПП-500 (СПП-500-1), 500 МВт -электрическая мощность каждой из двух ТУ энергоблока электрической мощностью 1000 МВт. На рис. 1 показана схема включения СПП-500-1 в ТУ. Для СПП-500 схема аналогична.
Конструкции СПП-500 (рис. 2) и СПП-500-1 (рис. 3) включают:
• входную камеру - для приема пароводяной смеси;
• жалюзийный сепаратор - для сепарации влаги из влажного пара;
• двухступенчатый теплообменник-пароперегреватель - для осушки и перегрева нагреваемого пара (НП) до температуры, которая должна обеспечивать надежную работу ЦНД. Для перегрева используется теплота конденсации греющего пара (ГП) - отборного (из ЦВД) и острого, отбираемого перед ЦВД, см. рис. 1.
Входные камеры и сепарационные части. Во входной камере каждого аппарата влажный пар взаимодействует с поверхностями конструкций. Возникают условия для первичного отделения крупнодисперсной влаги.
В СПП-500 отделенная влага стекает по стенке корпуса и металлоконструкциям из входной камеры в кольцевой клиновой коллектор, где под действием сил инерции при движении пароводяной смеси со скоростью V ~ 33 м/с и при повороте на 165° в блоке поворотных лопаток происходит отделение крупнодисперсной влаги [12]. Из коллектора СПП-500 сепарат отводится из аппарата, рис. 2. Пар с оставшейся мелкодисперсной влагой поступает в жалюзийный сепаратор.
В СПП-500-1 крупнодисперсная влага из входной камеры вместе с основным потоком влажного пара направляется в радиальные коллекторы (в виде объемных клиньев) без дренажей. Входная камера СПП-500-1 с наклонным плоским верхним днищем
не обеспечивает эффективного распределения влаги и пара по радиальным коллекторам. Эти коллекторы в силу своих конструктивных особенностей препятствуют выравниванию поступающего со скоростью V ~ 10 м/с из входной камеры потока влажного пара по сечению блоков жалюзийного сепаратора (даже при наличии поворотных лопаток, рис. 4). Крупнодисперсная влага из клиновых радиальных коллекторов СПП-500-1 также поступает в сепарационные блоки.
Рис. 1. Включение СПП-500-1 в схему турбины: СС - сепаратосборник, КС-1 - конден-сатосборник 1 ступени, КС-2 - конденсатосборник 2 ступени
Рис. 2. Сепаратор-пароперегреватель СПП-500: 1 - корпус, 2 - направляющие лопатки, 3 - входная камера, 4 (5) - трубный пучок 1 (2) ступени, 6 - сепарационные пакеты, А - вход влажного пара, Б - выход перегретого пара, В (Д) - вход греющего пара 1 (2) ступени, Г (Е) - выход конденсата греющего пара 1 (2) ступени, Ж - отвод сепарата
Рис. 3. Сепаратор-пароперегреватель СПП-500-1: 1 - опорная решетка модулей, 2 (3) - модули 2 (1) ступени, 4 - перегородка между модулями 1 и 2 ступеней, 5 - корпус, 6 -сепарационные пакеты, 7 - входная камера, I - вход влажного пара, II - отвод сепара-та, III - выход перегретого пара, IV (V) - вход греющего пара 2 (1) ступени, VI (VII) -выход конденсата греющего пара 2 (1) ступени
В СПП-500 равномерное распределение потока влажного пара по сечению сепаратора обеспечивается с помощью двух распределенных по фронту потока гидравлических сопротивлений - блока поворотных лопаток (до сепаратора) и теплообменного пучка пароперегревателя (после сепаратора). Благодаря такому размещению сепаратора достигается приемлемая скорость влажного пара на жалюзи v ~ 1.4 м/с, которая в условиях отсутствия прострельных течений в каналах сепаратора (рис. 5) обеспечивает эффективное отделение мелкодисперсной влаги. Далее пар с влажностью y < 1 % поступает в пароперегреватель [13].
В СПП-500-1 при приведенных выше входных условиях для сепарационных блоков даже при наличии двух распределенных по фронту потока гидравлических сопротивлений - блока поворотных лопаток (до сепаратора) и дырчатых листов (после сепаратора) и расчетной скорости потока v ~ 2.1 м/с [13] трудно прогнозировать достаточно низкую выходную влажность пара, а скорость потока влажного пара v ~ 29 м/с [12] в отверстиях дырчатых листов за сепараторами провоцирует концентрацию влаги на наклонных поверхностях клиновых выходных радиальных коллекторов (рис. 4) перед поступлением в пароперегреватель.
Эффективность сепарации влаги из влажного пара в сепараторах СПП-500 и СПП-500-1 оказывает значительное влияние на теплофизические процессы, протекающие в их пароперегревателях. В обоих аппаратах предусмотрен двухступенчатый перегрев пара.
Пароперегреватели. В СПП-500 нагреваемый пар последовательно перегревается в межтрубном пространстве при поперечном обтекании горизонтально расположенных коридорных пучков спиральных нержавеющих труб 0 18x1.4 мм (рис. 6).
При разработке СПП-500 и оценке интенсивности теплообмена со стороны нагреваемого пара не выполнялось оценок оптимизационного характера по влиянию геомет-
рических характеристик пучка на эффективность перегрева. На интенсивность теплообмена в коридорных пучках существенное влияние оказывает относительный продольный шаг расположения труб (по глубине пучка), составивший в данном случае а2 = ¿"2 / dнар =1.11. Имеющиеся рекомендации позволяют определять интенсивность
теплообмена с инженерной точностью при шагах а2 <2, а при а2 ^ 1 (рис. 7) погрешность может достигать ± 50 % [12]. Реализованные в конструкции другие геометрические характеристики - относительный поперечный шаг а}=1.14<1.5 и количество рядов труб п >15 в направлении потока нагреваемого пара - слабо влияют на интенсивность теплообмена [12].
Рис. 4. Схема сепарационного блока: 1 (2) - входной (выходной) коллектор, 3 - жалюзийные пластины, 4 - направляющие лопатки, 5 - дырчатый дроссельный
лист
Рис. 5. Профиль жалюзи
Рис. 6. Теплообменный змеевиковый спиральный пучок
Рис. 7. Схема течения в плотном коридорном пучке
Процесс теплообмена со стороны нагреваемого пара происходит при средней скорости в узком сечении Унп1 ~ 24 м/с для 1 ступени и Унп2 ~ 40 м/с для 2 ступени, что соответствует турбулентному режиму течения с числами Рейнольдса Кенп1 ~ 4.8х104 для 1 ступени и Кенп2 ~ 5.7х104 для 2 ступени; числами Прандтля Ргнп| ~ 0.96 для 1 ступени и Ргнп2 ~ 0.93 для 2 ступени [11]. При проектировании аппарата значения чисел Нуссельта Кинп нагреваемого пара вычислялись из зависимости [14]
Ш нп = 02К-енп Ргнп . Они составили Кинп1 ~ 200 для 1 ступени и Кинп2 ~ 220 для 2 ступени, расчетные значения коэффициентов теплоотдачи нагреваемого пара, соответственно, анп1 ~ 330 Вт/(м2°С) и анп2 ~ 440 Вт/(м2°С).
Выполненные нами расчеты, исходя из зависимостей А.А. Жукаускаса и др., рекомендуемых в литературе позднего периода [15, 16]
Ки нп = 0.27Кенп63РГн°Д
дали большие значения Кинп1 ~ 265 для 1 ступени и Кинп2 ~ 290 для 2 ступени. При этом коэффициенты теплоотдачи нагреваемого пара, соответственно, составили анп1 ~ 440 Вт/(м2°С) и анп2 ~ 590 Вт/(м2°С). Эти различия определяют целесообразность дополнительных исследований.
Процесс передачи тепла осуществляется при конденсации внутри горизонтальных спиральных змеевиков (рис. 6). В змеевики 1 ступени поступает греющий отборный (см. рис. 1) пар с влажностью не более у ~ 10 % при температуре Т ~ 210°С и давлении р ~ 1.9 МПа, а в змеевики 2 ступени поступает греющий острый (см. рис. 1) пар с влажностью не более у ~ 0.5 % при температуре Т ~ 278°С и давлении р ~ 6.30 МПа [13].
При движении внутри горизонтальных труб вектор ускорения силы тяжести ортогонален вектору осредненной скорости потока, что усложняет гидродинамику движения. Ввиду малости отношения внутреннего диаметра теплообменной трубы к радиусу гиба змеевика влияние кривизны труб на интенсивность теплообмена со стороны греющего пара в обеих ступенях незначительно. Это позволяет несколько упростить анализ, поскольку рассмотрение гидродинамики и теплообмена двухфазного потока в горизонтальных трубах, несмотря на свою сложность, является более простой задачей. При этом важнейшим моментом анализа является определение структуры двухфазного потока, чему в известной нам литературе уделено мало внимания. На различных участках горизонтальной трубы возможно существование различных режимов течения фаз.
Рекомендуемые различными авторами эмпирические формулы дают большие различия. Так, неоднозначна зависимость среднего по длине трубы коэффициента теплоотдачи от удельного теплового потока [17]. Экспериментальные данные по теплоотдаче в горизонтальных трубах значительно расходятся между собой, противоречат друг другу. Экспериментальные данные по теплоотдаче в змеевиках крайне ограничены.
Поэтому на данном этапе мы ограничиваемся лишь приведением расчетных коэффициентов теплоотдачи в приближении полной конденсации движущегося водяного пара внутри горизонтальной трубы, которые составили агп1 ~ 10 Вт/(м °С) для 1 ступени и агп2 ~ 1.5х104 Вт/(м2°С) для 2 ступени [11].
Анализ структуры коэффициента теплопередачи (
к =_d d d Г~, (1)
"нар + "нар ^нар ) + 1
агш^вн 2^ст/ dвн анп/ показал, что при высокой интенсивности теплообмена при конденсации агп и значениях тепловой проводимости тонкостенных труб ~ 1.1х104 Вт/(м2°С) даже при низких значениях теплопроводности нержавеющих сталей определяющее влияние на величину коэффициента теплопередачи ( оказывает коэффициент теплоотдачи со стороны нагреваемого пара анщ . При этом расчетные значения коэффициентов теплопередачи по ступеням составляют к1 ~ 350 Вт/(м2°С), к2 ~ 480 Вт/(м2°С) [13].
Анализ гидравлических процессов в С1111-500 показал:
• трубная система перегревателя, обеспечивающая равномерность распределения нагреваемого пара по каналам сепаратора, имеет сопротивление ~ 0.012 МПа [13];
• потери давления греющего пара значительны, в змеевиках 1 ступени длиной 90 м составили ~ 0.14 МПа [11], в змеевиках 2 ступени длиной 102 м — 0.23 МПа [11], что способствует устойчивости теплогидравлических процессов, в частности теплообмена, при конденсации греющего пара в длинных горизонтальных змеевиках.
В СПП-500-1 теплообменная поверхность пароперегревателя выполнена из труб 0 14^1.2 мм, объединенных в отдельные однотипные вертикальные кожухотрубные теплообменники - модули - двух диаметров: 325 мм и 273 мм. 1 ступень пароперегревателя состоит из 56 модулей диаметром 325 мм и 4 модулей диаметром 273 мм, 2 ступень - только из 70 модулей диаметром 325 мм, расположенных в центральной части СПП. Каждый модуль (рис. 8) представляет собой трубу большого диаметра с вваренными в нее трубными досками.
Перегреваемый пар после сепарационного устройства движется сверху вниз по трубкам модулей 1 ступени и между модулей. У днища аппарата перегреваемый пар направляется к центру, проходит вверх по трубкам модулей 2 ступени и покидает СПП-500-1 через центральную трубу.
Рис. 8. Модуль пароперегревателя СПП-500-1
Греющий пар движется в межтрубном пространстве. Греющий пар подводится к центру верхней трубной доски каждого модуля через 4 камеры (по 2 на каждую ступень), расположенные между нижней частью сепаратора и верхними трубными досками модулей. Далее греющий пар 1 ступени омывает трубки, по которым течет нагреваемый пар. Здесь осуществляется прямоточное (сверху вниз) течение греющего и нагреваемого пара, так как здесь нагреваемый пар поступает сверху. Во второй ступени греющий и нагреваемый пар движутся в противоположных направлениях, так как нагреваемый пар поступает в модули снизу, а греющий - сверху. Отвод конденсата греющего пара осуществляется в нижней части СПП-500-1.
Основной поток нагреваемого пара движется внутри теплообменных труб модулей 1 и 2 ступеней пароперегревателя со скоростью ~ 45 м/с. При этом устанавливается турбулентный режим течения с числами Рейнольдса Яенп1 ~ 6х104 для 1 ступени и Яенп2 ~ 4х104 для 2 ступени, который сопровождается теплообменом со стенками труб, интенсивность которого характеризуется коэффициентами теплоотдачи анп ~ 350 ^ 400 Вт/(м2°С) [18]. Наличие ограниченной с помощью вытеснителей протечки на уровне ~5 % [18] от общего расхода нагреваемого пара в относительно большом пространстве между модулями с низкими скоростями сопровождается теплообменом с интенсивностью почти на порядок меньшей, чем в модулях.
Конденсация греющего пара, протекающего с низкими скоростями в межтрубном пространстве внутри модулей 1 и 2 ступеней, сопровождается теплообменом с интенсивностью, которая по рекомендациям [12] оценивается агп > 104 Вт/(м2°С). При анализе влияния коэффициентов теплоотдачи на коэффициент теплопередачи на основе зависимости (1) можно также констатировать преимущественное влияние на этот параметр коэффициентов теплоотдачи со стороны нагреваемого пара анп, в том числе и для протечки в межмодульном пространстве.
Как было указано выше, трудно прогнозировать величину влажности пара у на входе в пароперегреватель СПП-500-1. Были выполнены оценки интенсивности теплообмена со стороны нагреваемого пара при входной влажности пара у = 1 %.
При наличии 1 %, вместо принятых 0.2 % в [18], равномерно распределенной влаги на входе в 1 ступень при оцененных интенсивностях теплообмена и теплопередачи конструктивной поверхности теплообмена в модулях 1 ступени оказывается не достаточно для обеспечения заданного уровня перегрева пара. В межмодульном пространстве 1 ступени подводимая теплота в основном расходуется на испарение влаги. В общее пространство после модулей 1 ступени поступает пар из модулей с уровнем перегрева меньше заданного и пар из межмодульного пространства насыщенный (при температуре входа) или слабо перегретый. Далее в пространстве между модулями 1 и 2 ступени должно произойти трудно прогнозируемое перемешивание вышеупомянутых потоков при повороте их для входа во 2 ступень. Процессы, происходящие во 2 ступени, имеют аналогичный характер и могут усложняться при неравномерном распределении влаги на входе в 1 ступень пароперегревателя. В самом неблагоприятном случае при сильной концентрации влаги оказывается возможен ее пронос через обе ступени на вход в ЦНД.
Но и при равномерном распределении 1 % влаги в потоке пара на входе в 1 ступень и самых благоприятных условиях перемешивания основного потока нагреваемого пара с протечкой между модулями при оцененных для заданных условий интенсивно-стях теплообмена и теплопередачи поверхности теплообмена 2 ступени также оказывается не достаточно для обеспечения необходимого уровня перегрева (Т ~ 263°С [13]) основного потока. С учетом еще более низкой степени перегрева протечки пара в межмодульном пространстве после полного ее перемешивания с основным потоком необходимый уровень перегрева пара достигнут не будет.
Гидравлические потери, сопровождающие процесс в СПП-500-1:
• со стороны нагреваемого пара при оценке по гомогенной модели потока (за счет большей плотности влажного пара по сравнению с проектной) потери оказываются выше проектных ~ 0.023 МПа [13, 18];
• со стороны греющего пара незначительны в имеющих малую длину (в зоне теплообмена 1.9 м [18]) модулях 1 и 2 ступени и не гарантируют устойчивость теплогид-равлических процессов, в частности теплообмена, при конденсации пара в межтрубном пространстве модулей.
Опыт эксплуатации СПП-500 и СПП-500-1
По проекту СПП-500 устанавливались так, что их днища находились на одном уровне с днищами конденсаторов ТУ, над верхней отметкой сепаратосборника, что способствовало забросу сепарата на днище СПП-500, возникновению пульсаций расхода сепарата. Заброс сепарата на днище вызывал термоциклические разрушения вертикальных участков трубок 2 ступени. На основе экспериментальных исследований была проведена модернизация обвязки, которая обеспечила эффективную работу СПП-500. Был произведен восстановительный ремонт поврежденных вертикальных трубок 2 ступени. После указанных мероприятий СПП-500 работали безаварийно, но были сняты с эксплуатации и заменены на СПП-500-1 по требованию завода-изготовителя, автора конструкции СПП-500-1.
Первый выход из строя элементов СПП-500-1 на АЭС произошел через 1000 часов эксплуатации [13] и напрямую связан с невозможностью примененных в этом аппарате конструктивных решений обеспечить собственную надежность. В частности, осмотрами мест повреждений был обнаружен обрыв трубок 0 25*2 мм подвода греющего пара и отвода конденсата в месте приварки труб к трубной доске модулей. Разрушения имели усталостный характер. На СПП-500-1 был произведен восстановительный ремонт подводящих и отводящих трубок модулей.
Промышленные испытания аппаратов СПП-500-1 ведутся на протяжении многих лет. Предпосылками для проведения испытаний явилась неудовлетворительная работа СПП-500-1 на АЭС, выразившаяся в снижении температуры перегреваемого пара на выходе из аппарата, необходимости проведения ремонта в течение межремонтного периода. Меры, направленные на устранение данных явлений, применялись многократно, но имели кратковременный эффект. Аппараты СПП-500-1 работают в различных условиях из-за особенностей компоновки, но все СПП-500-1 имеют собственную недостаточную надежность и эффективность, не обеспечивают необходимые условия для надежной работы ЦНД ТУ даже на расчетном уровне.
Достоинства конструкции СПП-500
Основные элементы СПП-500 были исследованы и отработаны до оптимальных решений на специальных экспериментальных стендах; испытания проводились как на моделях, так и на натурных элементах. Один из аппаратов СПП-500 был испытан при натурных параметрах нагреваемого и греющего пара. Испытания подтвердили надежность работы аппарата и получение заданной температуры перегрева Т ~ 263°С при гидравлическом сопротивлении ниже расчетного [19].
Установлено, что превышение нагрузки на жалюзи сепаратора до 30 % сверх номинальной не вызывает уменьшения эффективности влагоудаления [19]. Высококачественная сепарация является важным преимуществом СПП-500. Фактор влияния эффективности сепарации влаги из влажного пара в сепараторах на теплофизические процессы, протекающие в пароперегревателях, полностью проявился на примере СПП-500
и СПП-500-1. Оказалось, что результаты процесса сепарации (отсутствие концентрации влаги) влияют на процесс теплообмена в СПП-500 так, что необходимый уровень перегрева Т ~ 263°С обеспечивается при заданных условиях. Управление процессом сепарации в С1111-500 осуществляется, в частности, с помощью конструкции пароперегре-вательного пучка через его распределенное по фронту потока пара гидравлическое сопротивление. В СПП-500-1 в реализованной конструкции сепаратора и пароперегревателя теплогидравлические процессы осуществляются таким образом, что в итоге не достигается необходимая температура перегрева пара даже при самых благоприятных прогнозах в отношении эффективности сепарации и при отсутствии концентрации влаги на входе в пароперегреватель.
Как показали специальные исследования охлаждения поверхности нагрева влажным паром, рассмотренные в [20], для надежной работы поверхности нагрева и труб подвода греющего пара необходимо обеспечить влажность за сепаратором у < 2 %. Это условие выполнено в аппаратах СПП-500 (у < 1 %), чего нельзя сказать об СПП-500-1.
К числу дополнительных достоинств, обусловленных конструкцией аппаратов СПП-500, относятся:
• малое относительное аэродинамическое сопротивление по нагреваемому пару, составляющее ~3.5 % от начального давления [19];
• значительно меньшие габариты (высота СПП-500-1 на ~ 35 % превышает высоту СПП-500 при одинаковом диаметре [11, 18]) по сравнению с другими СПП равной мощности, что облегчает компоновку СПП-500.
Другие достоинства СПП-500 рассмотрены нами в [21].
Выводы
1. Процессы теплообмена в сепараторах-пароперегревателях СПП-500 и СПП-500-1 на энергоблоках с реакторами РБМК-1000 оказывают большое влияние на достижение необходимой температуры перегрева пара на входе ЦНД и необходимого уровня надежности ТУ.
2. Процессы теплообмена в этих аппаратах характеризуются низкими тепловыми нагрузками ~ (9-14)х103 Вт/м2 [11, 18] и в условиях различных интенсивностей теплообмена со стороны нагреваемой и греющей сред требуют специальной организации с помощью конструктивных решений.
3. Примером конструктивного решения, позволяющего рационально и эффективно обеспечить низкую влажность ( у < 1 %) и отсутствие ее концентрации в потоке нагреваемого пара, а также относительно интенсивный теплообмен со стороны нагреваемого пара при устойчивом протекании теплогидравлических процессов, является СПП-500.
4. Необходимо дальнейшее изучение теплогидравлических процессов в СПП.
Заключение
Обсуждение необходимых дополнительных мер для выполнения СПП-500-1 своих функций, а также негативный опыт эксплуатации и результаты промышленных испытаний СПП-500-1 продолжаются, но и так ясно, что недостатки конструкции предопределяют аппараты СПП-500-1 как непригодные для дальнейшего использования даже в проектных разработках, не говоря уже об их эксплуатации. Необходима теоретическая, экспериментальная и расчетная разработка конструктивно-новых аппаратов. При выборе конструктивных решений для нового аппарата возможно использование ряда решений, заложенных в аппараты СПП-500, так как основные конструктивные
принципы, заложенные в эти аппараты, достаточно продуктивны, а опыт, полученный
при разработке данной конструкции, в том числе и в части организации процессов теплообмена, заслуживает внимания и должен быть использован при разработке СПП для
АЭС.
Литература
1. Федеральная целевая программа «Развитие атомного энергопромышленного комплекса России на 2007-2010 годы и на перспективу до 2015 года». Утверждена постановлением Правительства Российской Федерации от 6 октября 2006 г. № 605.
2. Маргулова Т.Х. Атомные электрические станции: Учебник для вузов. 5-е изд., пере-раб. и доп. М.: Изд. АТ, 1994. 296 с.
3. Петкевич И.Л., Судаков А.В. Исследование надежности сепаратора-пароперегревателя для РБМК-1000. / XXXIII Неделя науки СПбГПУ: Материалы межвузовской научно-технической конференции. СПб: Изд-во СПбГПУ, 2005. Ч. II, с. 154-155.
4. Лебедев В.И., Орешкин Б.М., Судаков А.В. Продление ресурса оборудования энергоблоков АЭС. / Труды ЦКТИ. СПб: НПО ЦКТИ, 2002. Вып. 282, с. 28-44.
5. Мухачев В.Л., Десятун В.Ф., Назаров О.И. Оптимизация работы системы промпе-регрева турбины К-500-60/3000 на основе продувки тракта греющего пара второй ступени перегрева СПП-500-1. / Труды ЦКТИ. СПб: НПО ЦКТИ, 1992. Вып. 269, с. 87-93.
6. Мухачев В.Л., Симкин Б.П. Разработка системы промперегрева турбоустановки с исключением дефицита расхода греющего пара в СПП. / Труды ЦКТИ / СПб: НПО ЦКТИ, 1992. Вып. 269, с. 94-98.
7. Гольдштейн А. Д., Кругликов П. А., Федер Е. В. и др. Некоторые аспекты повышения надежности тепломеханического оборудования АЭС. / Труды ЦКТИ / СПб.: НПО ЦКТИ, 2002. Вып. 282, с. 75-83.
8. Самусев Л.Е., Гасанов И.К., Ананьев А.Н. и др. Повышение надежности работы СПП-500-1 в пусковых и ремонтных режимах. / Труды ЦКТИ / СПб.: НПО ЦКТИ,
2002. Вып. 285, с. 191-197.
9. Лахтионов А.Е., Боровков В.М. Повышение эффективности работы сепараторов-промперегревателей в тепловых схемах ПТУ АЭС // XXXII Неделя науки СПбГПУ: Материалы межвузовской научно-технической конференции / СПб.: Изд-во СПбГПУ, 2004. Ч. II, с. 159-160.
10. Кунегин Е.П., Крамеров А.Я. К вопросу о параметрах пара АЭС с водоохлаждае-мыми реакторами. // Теплоэнергетика, 1972. № 3. С. 2-4.
11. Рабочий проект промежуточного сепаратора-пароперегревателя для турбины К-500-65/3000. Работа № 1009088/0-5841. Л.: ЦКТИ, 1969. 34 с.
12. Сепараторы-пароперегреватели турбин АЭС. Расчет и проектирование. Руководящий технический материал 108.020.107-84. Л.: НПО ЦКТИ, 1986.
13. Шишкин А. А., Федорович Е.Д. Опыт эксплуатации промежуточных сепараторов-пароперегревателей турбин Ленинградской АЭС // Труды ЦКТИ. СПб.: НПО ЦКТИ, 1981. Вып. 189, с. 3-9.
14. Маргулова Т.Х. Расчет и проектирование парогенераторов атомных электростанций. М.-Л.: Государственное энергетическое издательство, 1962. 144 с.
15. Петухов Б.С., Генин Л.Г., Ковалев С.А. и др. Теплообмен в ядерных энергетических установках: Учебное пособие для вузов. 3-е изд., перераб. и доп. М.: Изд-во МЭИ,
2003. 548 с.
16. Цветков Ф. Ф., Григорьев Б. А. Тепломассообмен: Учебное пособие для вузов. - 2-е изд., испр. и доп. М.: Изд-во МЭИ, 2005. 550 с.
17. Кректунов О.П., Савус А.С. Процессы конденсации и конденсаторы масложирового производства. СПб: Изд-во АООТ «НПО ЦКТИ», 1998. 496 с.
18. Рабочий проект ФР-00170 (взамен ФР-00120). Расчет промежуточного сепаратора-пароперегревателя турбины К-500-65/3000 (тепловой и гидравлический). Подольск, 1972. 14 с.
19. Андреев П.А., Гершевич Б.А., Парамонов П.М. и др. Промежуточный сепаратор-пароперегреватель для турбин Ленинградской АЭС. // Энергомашиностроение, 1974. № 10. С. 1-4.
20. Судаков А.В., Трофимов А.С. Пульсации температур и долговечность элементов энергооборудования. Л.: Энергоатомиздат. Ленингр. отд-е, 1989. 176 с.
21. Егоров М.Ю., Федорович Е.Д., Прохоров В.А. Промежуточные сепараторы-пароперегреватели турбин Ленинградской АЭС: модернизация конструкций на основе опыта эксплуатации. / Фундаментальные исследования в технических университетах: Материалы X Всероссийской конференции по проблемам науки и высшей школы. СПб.: Изд-во Политехн. ун-та, 2006. С. 272.
