Parní generátor

Parogenerátory teplý (GV) jsou základními složkami elektráren tepelných nebo jaderných a některých tepelných sítí .

Funkcí parního generátoru je výměna tepla mezi primárním okruhem ohřátým reaktorem (ropa, uhlí, jaderný reaktor atd.) A sekundárním okruhem, který otáčí parní turbínu - nebo jinak přenáší teplo vyrobené v případě. topná síť. Dnešní nejvýkonnější parní generátory dosahují zhruba 1400 megawattů. Moderní tlakovodní reaktor má 2 až 4 parogenerátory v kontejnmentu .

V primárním okruhu jaderného reaktoru stoupne voda na 300 ° C a 155 barů . Díky parním generátorům je voda v sekundárním okruhu přivedena k varu pod tlakem 50 až 80 barů: pára poté uniká pod tlakem a otáčí skupinu turbo-alternátoru - to znamená turbínu připojenou k alternátor - umístěný ve strojovně.

Struktura a geometrie

Parní generátor (SG) je válec vysoký asi dvacet metrů, který obsahuje 3000 až 6000 trubek ve tvaru obráceného U.

Výměnu tepla provádí velké množství tenkých trubic, ve kterých cirkuluje horká tekutina a kolem kterých cirkuluje tekutina, která má být ohřívána.

Trubky mají průměr asi 2 cm a stoupají ve válci až do 10 m . Jsou připevněny k základně takzvanou trubkovou deskou a jsou udržovány v intervalech jednoho metru distančními deskami. V zakřivené části v horní části trubek, která může mít u vnějších trubek poloměr až 1,5 m , jsou trubky drženy antivibračními tyčemi.

Hodnoty ložiska N4: 5 610 trubek o průměru 19,05 mm a tloušťce 1,09 mm jsou rozloženy na trojúhelníkové rozteči 27,43 mm na desce trubek.

Svazek trubek je uzavřen pláštěm z plechu, který jej odděluje od vnějšího zpětného toku vody a vede emulzi do separačního a poté sušicího stupně.

Úkon

U-trubice parní generátory vybavené tlakovodní reaktory

Popis funkce - rychlost přenosu

V hlavní plachtě cirkuluje primární okruh v trubkách. Vstup do trubek se provádí pod trubkovou deskou, v horké větvi. Tekutina stoupá v trubkách, na straně horkého ramene, přenáší část svého tepla na sekundární okruh během vzestupu, stejně jako v závěsech, a poté klesá opět dolů na straně studeného ramene.

Sekundární okruh vstupuje do hlavní plachty v horní části nad nadmořskou výškou horní části trubkového svazku, obvykle pod hladinou vody. Uniká ve formě tlakové páry v horní části SG.

Napájecí voda přiváděná do hlavní plachty pod úrovní hladiny, aby se zabránilo kondenzaci páry přítomné v kupole, je rychle směrována na dno hlavní plachty, kde se mísí s nasycenou vodou přicházející z odlučovačů. Směs poté prochází pod pláštěm do svazku trubek, kde se nejprve zahřeje na nasycení a poté se částečně odpaří. „Rychlost cirkulace“ (uvedeno ) je poměr rychlosti toku směsi dvoufázového paprsku k rychlosti toku vyrobené páry. Čím vyšší je rychlost cirkulace, tím vyšší je teplota směsi přijaté do styku s tlustými částmi a svazkem trubek a tím lépe se míchá voda ve svazku trubek. $\ theta$

Příklad:

V typické konfiguraci, kde je tlak vyrobené nasycené páry 55 barů (tj. Teplota 270 ° C ) a kde teplota potravin je 170 ° C , je teplota směsi v podstatě stejná . Rychlost cirkulace 3 vede k T t.t. = 237 ° C ${\ displaystyle T_ {mel} = {270 \ krát (\ theta -1) +170 \ over \ theta}}$
Hmotnostní průtok emulze ve svazku se rovná trojnásobku hodnoty průtoku páry; obsah páry v emulzi je tedy roven 33% bezprostředně po vstupu do stupně sušení. To znamená míru neplatnosti 93% . Hustota této směsi je přibližně 524 kg / m 3 , v tomto příkladu zvolena, proti 822 kg / m 3, pro směs napájecí vody a nasyceným roztokem vody přítomné v vratné vody. ${\ displaystyle {1 \ over {rate ~ of ~ empty}} = 1+ \ left ({1 \ over title ~ mass} -1 \ right) \ times {\ rho _ {v} \ over \ rho _ {e }}}$
V separátorech je emulze odstředěna, aby se podpořilo dynamické oddělení vody a také gravitační oddělení.
Za fází oddělování umožňuje baterie sušičů přepážek úplně vysušit páru.

Jsou učiněna opatření k vyrovnání tlakového spádu emulze ve svazku a oddělovacího stupně s termosyfonovým motorem vyjádřeným nadmořskou výškou hladiny. Povrch vody (hranice mezi kapalnou a parní fází) je udržován na konstantní úrovni automatickým mechanismem působícím na regulační ventil okruhu napájecí vody, který jednoduše zajišťuje celkovou regulaci.

Vyráběná pára přichází do velkého sběrače par, kde se pokouší omezit přítomnost kapiček, avšak nad 32 barů má jakýkoli pokles tlaku za následek mírnou kondenzaci. Poté se kolektor zužuje a rychlost páry se zvyšuje, zatímco velikost trubek (které musí být také izolované) se zmenšuje.

Příklad zjednodušeného výpočtu generátoru páry

V tomto odstavci je proveden pokus najít jednoduchým způsobem obecné dimenzování parního generátoru konvenčního typu s charakteristikami podobnými charakteristikám reaktorů stupně N4. Nejprve se provede výpočet bez zohlednění přítomnosti axiálního ohřívače, který tento typ GV vybavuje. Poté vyhodnotíme nárůst tlaku par nebo výměnný povrch poskytnutý tímto zlepšením.

Odhadovaný výpočet provedený v rozevíracím seznamu ukazuje, že konstrukce axiálního ekonomizéru zachovaná pro GV N4 a EPR šetří, za všech ostatních okolností, přibližně 20% na výměnném povrchu za cenu několika neodolných plechů a vnitřních potrubí. s tlakem. Na daném výměnném povrchu vede zisk na výměně tepla ke zvýšení tlaku par o 2,8 baru, přičemž všechny ostatní věci jsou stejné, což poskytuje zvýšenou termodynamickou účinnost, a proto při dané výrobě elektřiny:

snížení tepelného zatížení zdroje chladu (méně ovlivněné prostředí).
lepší bezpečnost ( nižší zbytkový výkon )

Zjednodušený výpočet parního generátoru

Úvodní:

Nejprve plně prozkoumáme případ, kdy je parní generátor běžného typu s jednoduchou recirkulací bez ekonomizéru. Případ generátoru páry s ekonomizérem integrovaným do studeného ramene svazku se poté vyhodnotí diferenciálně. Model, i když je zjednodušený, obsahuje poměrně velké množství zdlouhavých dat. Hodnoty týkající se primárního okruhu by měly být označeny velkým písmenem a hodnoty týkající se sekundárního malým písmem. Tak představuje primární hmotnostní průtok a označuje sekundární hmotnostní průtok. ${\ displaystyle Q_ {mass}}$ ${\ displaystyle q_ {mass}}$

Jeden dává 4 nebo 5 platných čísel určitý počet mezilehlých výpočtů bez iluze přesnosti v jednoduchém zájmu, aby se zabránilo hromadění chyb zaokrouhlování výpočtu s vědomím, že celkové výsledky jsou v rozmezí 5%.

Obecné nebo celkové vlastnosti

Primární strana

Primární objemový průtok na smyčku = 24 500 m 3 / h = 6 806 m 3 / s při teplotě vody procházející čerpadly
Primární hmotnostní průtok na smyčku = 5 051 kg / s
Primární objemový průtok na smyčku při průměrné teplotě primární vody = 5051 / 704,2 = 7,173 m 3 / s
Primární rychlost vody v trubkách = = 7,173 / 1,255 = 5 716 m / s $PROTI$
Reynoldsův počet primární vody při střední teplotě ${\ displaystyle Re_ {primární ~ médium} = {\ rho _ {primární ~ médium} \ krát V \ krát D_ {hydraulický} \ nad \ mu _ {primární ~ médium}}}$

${\ displaystyle Re_ {primární ~ střední}}$ = 770 400

Počet pramenů primární vody při střední teplotě = ${\ displaystyle Pr_ {primary ~ medium} = {\ mu _ {primary ~ medium} \ times Cp_ {primary ~ medium} \ over \ lambda _ {primary ~ medium}}}$

${\ displaystyle Pr_ {primární ~ střední}}$ = 0,975 2

Sekundární strana

Tepelný výkon parního generátoru = = 1067,5 MW $Ž$
Tepelný výkon pro ohřev napájecí vody na saturaci = = 175,5 MW ${\ displaystyle {h'-h_ {alim} \ nad h '- h_ {alim}} \ krát W}$
Odpařovací tepelný výkon = 1067,5 - 175,49 = 892,0 MW
Hmotnostní průtok páry produktu = Hmotnostní průtok napájecí vody = = 599,4 kg / s ${\ displaystyle {W \ přes h '- h_ {alim}}}$
Odhadovaná rychlost provozu = ${\ displaystyle \ theta = 3}$
Průměrná rychlost vzestupu vodní směsi, která se znovu ohřívá ve svazku = = 3 × 599,4 / 752,7 / 4,116 = 0,580 4 m / s ${\ displaystyle v = {{\ theta \ krát q_ {pára} \ nad \ rho _ {medium ~ směs}} \ nad s_ {průchod}}}$
$proti$
Průměrné Reynoldsovo číslo ohřívací směsi = = 110 500 ${\ displaystyle Re_ {medium ~ mix} = {\ rho _ {medium ~ mix} \ times v \ times D_ {hydraulický} \ over \ mu _ {medium ~ mix}}}$
Průměrný počet Prandltovy směsi pro opětovné zahřívání = 0,8894

Výměna tepla, globální směnné koeficienty, průměrné logaritmické odchylky a výměnné plochy

Koeficient tepelné výměny globální topné zóny = tedy ${\ displaystyle {1 \ nad h_ {globální ~ ohřev}} = {1 \ nad h_ {primární}} + {1 \ nad h_ {trubice}} + {1 \ nad h_ {sekundární ~ ohřev}} + {1 \ přes h_ {špína}}}$

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

Tepelný výkon v topné zóně na horké primární straně = 140,4 MW
Primární teplota na hranici topné zóny na horké straně = = 323,51 ° C $T_ {x}$
Primární teplota na okraji odpařovací zóny = - 36,16 × 892,0 / 1067,5 = 293,30 ° C ${\ displaystyle T_ {y} = T_ {x}}$
Tepelný výkon v topné zóně studené strany = 35,12 MW
Logaritmický rozdíl topné zóny na horké straně svazku = = 45,73 ° C ${\ displaystyle {(T_ {vstup ~ GV} -t_ {mix ~ vstup ~ paprsek}) - (T_ {x} -t_ {nasycení}) \ přes \ ln \ doleva ({(T_ {vstup ~ GV} -t_ {mix ~ input ~ beam}) \ over (T_ {x} -t_ {saturation})} \ right)}}$
Plocha pro výměnu tepla v topné zóně na horké straně = = 756,4 m 2 ${\ displaystyle {\ frac {140 {,} 4 \ krát 1000} {4 {,} 059 \ krát 45 {,} 73}}}$
Logaritmický rozdíl v topné zóně na studené straně svazku = = 11,44 ° C ${\ displaystyle {(T_ {výstup ~ GV} -t_ {mix ~ vstup ~ paprsek}) - (T_ {y} -t_ {sytost}) \ přes \ ln \ doleva ({(T_ {výstup ~ GV} -t_ {mix ~ input ~ beam}) \ over (T_ {y} -t_ {saturation})} \ right)}}$
Oblast výměny tepla v topné zóně studené strany = = 756,2 m 2 ${\ displaystyle {\ frac {35 {,} 12 \ krát 1000} {4 {,} 059 \ krát 11 {,} 44}}}$
Výměnné povrchy, mezilehlé teploty , logaritmické teplotní rozdíly, tepelný výkon vyměňovaný v topné zóně na studené a horké primární straně jsou například: TX{\ displaystyle T_ {x}} $T_ {x}$ Ty{\ displaystyle T_ {y}} ${\ displaystyle T_ {y}}$
- Výměníkové plochy topení na studené a horké straně jsou stejné
- Koncová úroveň ohřívací zóny ve svazku trubek teplé a studené strany je stejná
- Vyměňované tepelné výkony jsou v poměru logaritmických teplotních rozdílů

Zóna odpařování globálního koeficientu výměny tepla = tedy ${\ displaystyle {1 \ over h_ {global ~ vaporation}} = {1 \ over h_ {primary}} + {1 \ over h_ {tube}} + {1 \ over h_ {vaporation}} + {1 \ over h_ {špína}}}$

${\ displaystyle h_ {globální ~ odpařování}}$ = 6 785 kW / (m 2 K)

Tepelný výkon v odpařovací zóně = 892,0 MW
Logaritmická odchylka odpařovací zóny = = 15,27 ° C ${\ displaystyle {(T_ {x} -t_ {saturation}) - (T_ {y} -t_ {saturation}) \ over \ ln \ left ({(T_ {x} -t_ {saturation}) \ over (T_ {y} -t_ {saturation})} \ right)} = {(T_ {x} -T_ {y}) \ over \ ln \ left ({(T_ {x} -t_ {saturation}) \ over (T_ {y} -t_ {saturace})} \ doprava)}}$
Vyměňte povrch v odpařovací zóně = = 8 611 m 2 ${\ displaystyle {\ frac {892 {,} 0 \ krát 1000} {6 {,} 785 \ krát 15 {,} 27}}}$
Celková vypočítaná plocha výměny vnější trubice = 10 123 m 2

Charakteristiky tekutin

Do této položky seskupujeme termodynamické charakteristiky tekutin, mimo jiné nezbytné pro výpočet Reynoldsova, Prandtlova a Nusseltova čísla, abychom mohli používat korelace vědecké literatury.

Primární voda

Primární vstupní teplota v generátoru = 328,28 ° C
Entalpie primární vody vstupující do vyvíječe páry = 1 506,8 kJ / kg
Výstupní teplota primárního parního generátoru = 292,11 ° C
Entalpie primární vody na výstupu z parogenerátoru = 1295,6 kJ / kg
Výstupní teplota primárního parního generátoru = 292,11 ° C
Průměrná hustota primární vody = 703,9 kg / m 3
Hustota primární vody na výstupu z generátoru páry = 742,23 kg / m 3 (voda procházející primárními čerpadly)
Dynamická viskozita primární vody při střední teplotě = = 8,81E-5 kg / (m s) ${\ displaystyle \ mu _ {primární ~ střední}}$
Hustota primární vody při střední teplotě = = 704,2 kg / m 3 ${\ displaystyle \ rho _ {primární ~ střední}}$
Tepelná vodivost primární vody při teplotě média = = 0,526 8 W / (m K) ${\ displaystyle \ lambda _ {primární ~ střední}}$
Tepelná kapacita primární vody při střední teplotě = = 5 829 kJ / (kg K) ${\ displaystyle Cp_ {primární ~ střední}}$

Voda a sekundární pára

Teplota vody v jídle = = 229,5 ° C ${\ displaystyle t_ {alim}}$
Entalpie napájecí vody = = 988,9 kJ / kg ${\ displaystyle h_ {alim}}$
Vyrobený tlak páry = 72,8 barů
Teplota vyrobené páry = = 288,45 ° C ${\ displaystyle t_ {steam}}$
Entalpie suché syté páry = = 2 769,9 kJ / kg ${\ displaystyle h ''}$
Entalpie vody při nasycení při 72,8 barech = = 1 281,7 kJ / kg $h '$
Hustota vody při nasycení při 72,8 bar = 735,0 kg / m 3
Entalpie napájecí vody + směsi vratné vody na vstupu do svazku = = 1 184,1 kJ / kg ${\ displaystyle {988,9 + 1281,7 \ krát (\ theta -1) \ nad \ theta}}$
Teplota směsi na vstupu do svazku = 269,88 ° C (hodnoceno z entalpie směsi)
Hustota směsi na vstupu do svazku = 770,3 kg / m 3
Průměrná hustota směsi během ohřevu ve svazku = (770,3 + 735,0) / 2 = 752,7 kg / m 3
Průměrná tepelná vodivost sekundární směsi během ohřevu = 0,572 1 W / (m K)
Průměrná dynamická viskozita sekundární směsi během opětovného ohřevu = 9,686 × 10 −5 kg / (m s)
Průměrná tepelná kapacita sekundární směsi během ohřevu = 5,253 kJ / (kg K)

Geometrie parního generátoru

Počet zkumavek = 5 614
Vnější průměr trubek = = 19,05 mm $Z}$
Tloušťka trubky = 1,09 mm
Vnitřní průměr trubek = = 16,87 mm $D_ {i}$
Rozteč implantace trojúhelníkové trubice = = 27,43 mm $na$
Primární hydraulický průměr = = 16,87 mm ${\ displaystyle D_ {hydraulické}}$
Sekundární hydraulický průměr = = 24,50 mm (uvažováním na úrovni elementárního rovnostranného trojúhelníku tvořeného třemi sousedícími trubkami, tj. 1/2 trubky) ${\ displaystyle d_ {hydraulický} = {4 \ krát s_ {průchod} \ nad {perimetre_ {c} řidič}} = {4 \ krát \ doleva ({a ^ {2} \ krát {\ sqrt {3}} \ nad 4} - {1 \ nad 2} \ krát {\ pi \ krát D_ {e} ^ {2} \ nad 4} \ vpravo) \ nad {\ pi \ krát D_ {e} \ nad 2}}}$
Průtok primárního média = = 1255 m 2 ${\ displaystyle S_ {průchod} = 5 ~ 614 \ krát {\ frac {\ pi \ D_ {i} ^ {2}} {4}}}$
Sekundární průchod kapaliny = = (Plocha obsazená svazkem na desce zkumavek) - (Průřez všech trubek ve svazku). Trubice má dva implantáty v trubičkové destičce, přičemž každý implantát zaujímá plochu rovnou kosočtverci tvořenou dvěma rovnostrannými trojúhelníky na straně, ze které ${\ displaystyle s_ {průchod}}$ $na$

${\ displaystyle s_ {průchod} = 5 ~ 614 \ krát \ vlevo (2 \ krát {a ^ {2} \ krát {\ sqrt {3}} \ přes 4} \ krát 2-2 \ krát {\ pi \ nad 4} \ krát D_ {e} ^ {2} \ vpravo)}$ = 4 116 m 2

Vodivost kovu trubek = = 18,65 W / (m K) při podmínkách průměrné provozní teploty svazku trubek. ${\ displaystyle \ lambda _ {metal}}$

Posouzení různých elementárních směnných koeficientů

Koeficient výměny mezi primární tekutinou a vnitřní stěnou trubek

Koeficient výměny mezi primární tekutinou a vnitřní stěnou trubek snížený k vnějšímu povrchu trubek ${\ displaystyle h_ {primární}}$
Použijeme korelaci : = 30,01 kW / (m 2 K) ${\ displaystyle h_ {primary} = 0 {,} 0214 \ krát Pr_ {primární ~ střední} ^ {0 {,} 4} \ krát Re_ {primární ~ střední} ^ {0 {,} 8} \ krát {\ lambda _ {primární ~ střední} \ přes D_ {e}}}$

Součinitel výměny tepla v kovu trubek

Používá se klasický vzorec: s ${\ displaystyle (T_ {i} -t_ {e}) = {w_ {l} \ více než 2 \ krát \ pi \ krát \ lambda} \ krát \ ln \ doleva ({D_ {e} \ nad D_ {i} } \ že jo)}$

${\ displaystyle (T_ {i} -t_ {e})}$ = deltaT mezi stěnami trubice, vnitřní trubkou primární strany a vnější trubkou sekundární strany $T_ {i}$ $vy$
${\ displaystyle \ lambda _ {metal}}$ = kovová vodivost
${\ displaystyle w_ {l}}$ = lineární tepelný výkon vyměněn

Povrchový tepelný tok vnějším povrchem délky trubkového prvku se zapisuje jako: kde tam, kde se nahradí jeden, se získá tvar ukazující součinitel tepelné výměny kovové trubky identifikací, tam = 16,12 kW / (m 2 K) $l$ ${\ displaystyle w_ {s} = {w_ {l} \ krát l \ přes \ pi \ krát D_ {e} \ krát l} = {w_ {l} \ přes \ pi \ krát D_ {e}}}$ ${\ displaystyle w_ {l} = w_ {s} \ krát \ pi \ krát D_ {e}}$ ${\ displaystyle (T_ {i} -t_ {e}) = {w_ {s} \ krát \ pi \ krát D_ {e} \ více než 2 \ krát \ pi \ krát \ lambda _ {metal}} \ krát \ ln \ left ({D_ {e} \ over D_ {i}} \ right)}$ ${\ displaystyle h_ {tube}}$ ${\ displaystyle w_ {s} = h_ {tube} \ times (T_ {i} -t_ {e}) = {(T_ {i} -t_ {e}) \ times 2 \ times \ lambda _ {metal} \ přes D_ {e} \ times \ ln \ left ({D_ {e} \ over D_ {i}} \ right)}}$ ${\ displaystyle h_ {tube} = {2 \ times \ lambda _ {metal} \ over D_ {e} \ times \ ln \ left ({D_ {e} \ over D_ {i}} \ right)} = {2 \ krát 18 {,} 65 \ více než 19,05 \ krát \ ln \ vlevo ({19 {,} 05 \ více než 16 {,} 87} \ doprava)}}$

Součinitel výměny tepla mezi sekundární směsí během opětovného zahřívání a vnější stěnou trubek svazku

Používáme Colburnovu korelaci : = 7,195 kW / (m 2 K) ${\ displaystyle h_ {sekundární ~ ohřev} = 0 {,} 023 \ krát Pr_ {střední ~ směs} ^ {1/3} \ krát Re_ {střední ~ směs} ^ {0 {,} 8} \ krát {\ lambda _ {medium ~ melange} \ over D_ {e}}}$

Koeficient odpařovací výměny

Korelace v technické literatuře umožňující přístup k hodnotě koeficientu odpařovací výměny vyžadují iterativní výpočet, který zde nelze provést. Používáme standardní hodnotu 25 kW / (m 2 K)

Efekt znečištění potrubí

Je běžné vzít v úvahu paušálně v úvahu znečištění trubek na sekundární straně výměny. Vyjadřuje se tepelným odporem, který se přidává k ostatním prvkům celkového koeficientu výměny. V navrhovaném příkladu se používá standardní hodnota 0,012 (m 2 K) / kW, tj. Směnný koeficient 83,33 kW / (m 2 K)

Pokročilý parní generátor (typ N4)

Funkční konstrukční rozdíly

Parní generátor typu N4 se liší od běžných konstrukcí stručně diskutovaných výše hlavně v cirkulaci na sekundární straně.

Napájecí voda přiváděná do generátoru již není plně smíchána s nasycenou vodou opouštějící separátory, ale pouze s její částí. Směs se potom směruje na studené rameno svazku trubek. Svazek trubek je rozdělen na dvě části v době plochého listu integrálního s trubkovou deskou. Většina nasycené vody opouštějící odlučovače je směrována na horké rameno svazku. Sestupuje olizováním sekundární skořápky a chrání ji před tepelnými šoky.

Postupně zkoumáme dopad těchto změn na výpočet výměnných ploch prováděných v klasické konfiguraci.

Obecné nebo celkové vlastnosti

Primární strana

Beze změny

Sekundární strana

Odhadovaná rychlost provozu = ${\ displaystyle \ theta = 2}$
Průměrná rychlost vzestupu směsi vody, která se znovu ohřívá ve svazku = = 0,765 5 m / s ${\ displaystyle v = {{\ theta \ krát q_ {pára} \ nad \ rho _ {medium ~ směs}} \ nad s_ {průchod}}}$
${\ displaystyle v = {\ frac {2 \ krát 599 {,} 4} {760 {,} 9 \ krát 2 {,} 058}}}$
Průměrné Reynoldsovo číslo ohřívací směsi = = 144 800 ${\ displaystyle Re_ {medium ~ mix} = {\ rho _ {medium ~ mix} \ times v \ times D_ {hydraulický} \ over \ mu _ {medium ~ mix}}}$
Průměrný počet Prandltovy směsi pro opětovné zahřívání = 0,8776

Výměna tepla, globální směnné koeficienty, průměrné logaritmické odchylky a výměnné plochy

Koeficient tepelné výměny globální topné zóny = tedy ${\ displaystyle {1 \ nad h_ {globální ~ ohřev}} = {1 \ nad h_ {primární}} + {1 \ nad h_ {trubice}} + {1 \ nad h_ {sekundární ~ ohřev}} + {1 \ přes h_ {špína}}}$

${\ displaystyle h_ {globální ~ ohřev}}$ = 4 974 kW / (m 2 K)

Tepelný výkon v topné zóně na studené primární straně = 175,5 MW
Primární teplota na okraji odpařovací zóny = 328,27 - 36,16 × 892,0 / 1067,5 = 298,05 ° C ${\ displaystyle T_ {z}}$
Logaritmická odchylka topné zóny na studené straně svazku = = 18,59 ° C ${\ displaystyle {(T_ {výstup ~ GV} -t_ {mix ~ vstup ~ paprsek}) - (T_ {z} -t_ {nasycení}) \ přes \ ln \ doleva ({(T_ {výstup ~ GV} -t_ {mix ~ input ~ beam}) \ over (T_ {z} -t_ {saturation})} \ right)}}$
Oblast výměny tepla v topné zóně studené strany = = 1 897,5 m 2 ${\ displaystyle {\ frac {175 {,} 5 \ krát 1000} {4 {,} 974 \ krát 18 {,} 59}}}$
Logaritmická odchylka odpařovací zóny = = 21,24 ° C ${\ displaystyle {(T_ {input ~ GV} -t_ {saturation}) - (T_ {z} -t_ {saturation}) \ over \ ln \ left ({(T_ {input ~ GV} -t_ {saturation}) \ over (T_ {z} -t_ {saturation})} \ right)} = {(T_ {input ~ GV} -T_ {z}) \ over \ ln \ left ({(T_ {input ~ GV} -t_ {saturation}) \ over (T_ {z} -t_ {saturation})} \ right)}}$
Vyměňte povrch v odpařovací zóně = = 6 189 m 2 ${\ displaystyle {\ frac {892 {,} 0 \ krát 1000} {6 {,} 785 \ krát 21 {,} 24}}}$
Celková vnější plocha pro výměnu trubek počítána = 8 087 m 2, tj. O 20% méně než v klasickém provedení s plnou recirkulací

Hodnota zjištěná zjednodušujícím výpočtem se odchyluje pouze mírně od skutečné hodnoty uvedené na 7 960 m 2 v článku Jaderné elektrárny ve Francii , což dává důvěryhodnost srovnávacímu výsledku.

Dosažený zisk můžeme vyjádřit dvěma různými způsoby:

úspora 20% na teplosměnné ploše a velikosti parního generátoru, což má významné nepřímé důsledky, například na rozměry uzavíracích komor nebo hydraulický výkon primárních čerpadel
snížení o 20% na hodnotě globální logaritmické odchylky parního generátoru, což má za následek zvýšení teploty páry při daných primárních teplotách o 2,65 ° C , tj. zvýšení tlaku o 2,8 baru, všechny ostatní věci jsou stejné

Charakteristiky tekutin

Primární voda:

Beze změny

Voda a sekundární pára:

Entalpie napájecí vody + směsi vratné vody na vstupu do svazku = = 1 135,3 kJ / kg ${\ displaystyle {988 {,} 9 + 1 \, 281 {,} 7 \ krát (\ theta -1) \ nad \ theta}}$
Teplota směsi na vstupu do svazku = 260,14 ° C (hodnoceno z entalpie směsi)
Hustota směsi na vstupu do svazku = 786,8 kg / m 3
Průměrná hustota směsi během ohřevu ve svazku = (786,8 + 735,0) / 2 = 760,9 kg / m 3
Průměrná tepelná vodivost sekundární směsi během ohřevu = 0,581 1 W / (m K)
Průměrná dynamická viskozita sekundární směsi během opětovného ohřevu = 9,858 × 10 −5 kg / (m s)
Průměrná tepelná kapacita sekundární směsi během ohřevu = 5,173 kJ / (kg K)

Geometrie parního generátoru

Je identický, avšak průchod sekundární směsi při zahřívání se sníží na polovinu, což je třeba vzít v úvahu pro odhad rychlosti vzestupu směsi.

Elementární směnné koeficienty

Je ovlivněn pouze součinitel výměny tepla mezi sekundární směsí během opětovného ohřevu a vnější stěnou trubek svazku. Použití stejné korelace s upravenými hodnotami termodynamických charakteristik směsi během opětovného ohřevu, včetně zvýšené rychlosti proudění, dává: = 10,68 kW / (m 2 K) ${\ displaystyle h_ {sekundární ~ ohřev}}$

Další technologie

Parní generátory typu Babcock jsou přímé, jednoprůchodové. Generátory ruských závodů VVER mají z hlediska odolnosti proti zemětřesení příznivou dispozici horizontální osy.

Některé nízkoenergetické reaktory jsou také vybaveny parogenerátory s jednoprůchodovými spirálovými trubkami.

Nejaderné parní generátory dosahují teploty 450 ° C a tlaku 45 barů (45,10 5 Pa).

Údržba

Parní generátory podléhají povinné desetileté kontrole v souladu s předpisy o parních spotřebičích

Ovládání trubek

Trubky parogenerátorů tvoří druhou bariéru jaderných elektráren, které izolují primární tekutinu v kontaktu s palivovými tyčemi a sekundární tekutinu v okruhu vodní páry.

Výsledkem je, že je věnována zvláštní pozornost kontrole těsnosti trubek během odstávek jednotky.

Nedestruktivní zkoumání zkumavek se provádí podle historie a podle „plánu odběru vzorků“, který umožňuje zkontrolovat všechny zkumavky při 3 nebo 4 návštěvách.

Ke kontrole trubek se používají různé procesy: plnění „sekundární“ části heliem pro kontrolu jejich těsnosti; použití vířivých proudů k měření mechanického stavu trubek.

Trubky (inconel 690) vykazující vady, například v důsledku koroze nebo prasklin , zdrojů netěsností, jsou ucpané (na svém vstupu a výstupu), aby se zabránilo kontaminaci kapaliny primárního okruhu sekundárním okruhem. Zástrčka je vyrobena z pevného kovu a je navržena k připevnění k trubce pomocí zubů nebo drážek, které jsou zapuštěny do její stěny, ale od roku 2008 zjistila společnost EDF nejméně pět anomálií v instalaci zátek během údržby odstavovacích reaktorů anomálie, které již vedly k „posunutí zátek v trubkách“, což může potenciálně ovlivnit parní generátor. Tyto anomálie „zpochybnily kontrolu nad těmito operacemi“ . Od té doby byly opraveny podle EDF a ASN.

Jedná se o mnohem složitější operaci, ale trubice může být také opravena (operace zvaná objímka, během níž jsou návleky zaváděny ne vně poškozené trubky, ale uvnitř, těsnost je získávána „ kýváním “ robotickým a dálkově ovládaným, několika „ hydraulickými “ expanze "po sobě (podle expandéru) uvádí, že obrobek je potažen ocelovým povlakem 18MND5 inconel 690 (pouze na straně primárního okruhu).
Zatímco projekt zahrnutý do plátu 5 jaderné elektrárny Gravelines, který má nahradit tři parní generátory, v roce 2016 EDF navrhl pokračovat provozování jednotky s původními parními generátory po hydraulických zkouškách primárního okruhu a tzv. „objímkových“ opravách trubek generátoru pro zachování „integrity druhé bariéry“). Jednalo se o první ve Francii, ale skupina Westinghouse (která tuto operaci provedla v roce 2017) ji již praktikovala v několika závodech v jiných zemích (s 19 000 rukávy již nainstalovanými za 15 let). Ve Francii „se to potenciálně týká všech jaderných výrobních center v rozsahu EDF 1300 MWe“; EDF zahájila globální trh pro rukávy. Další proces byl patentován v roce 1985, jehož cílem bylo vytvořit těsnou kovovou objímku v zóně úniku mokrou galvanickou úpravou niklu.

Trubky (několik kilometrů v každé hlavní plachtě) jsou drženy distančními deskami, které omezují jejich vibrace. Nedávno byl prokázán fenomén ucpání omezeného prostoru mezi trubkami a deskami: oxidy kovů nesené v sekundární vodě mají tendenci se ukládat v uzavřených oblastech, když se voda odpařuje při kontaktu s vodou. Horkým kovem. Jakékoli ucpání dlouhodobě nepříznivě ovlivňuje činnost parního generátoru; nyní je tedy upravován (chemickým čištěním a / nebo tlakovou vodou).

Incidenty

Incidenty spojené s parním generátorem jsou v jaderném průmyslu poměrně časté:

The 15. února 2000byl velký únik radioaktivní páry v důsledku prasknutí trubky na jednom z parogenerátorů reaktoru n o 2 v jaderné elektrárny Indian Point (USA).
V letech 2004 až 2007 došlo u některých reaktorů elektráren EDF k ucpání parogenerátorů, které bylo nutné vyřešit, aby byl zajištěn bezpečný provoz těchto elektráren.
Prasklé trubky generátoru páry mohou vést k úniku radioaktivity, jako při nehodě ledna 2012v jaderné elektrárně San Onofre (USA).
The 31. března 2016„Společnost EDF informovala společnost ASN o ukončení činnosti generátoru páry v budově reaktoru 2 jaderné elektrárny Paluel (76).

Výhody a nevýhody

Vodní pára je způsob přeměny par excellence tepelné energie pro velmi vysoké výkony (velmi dobrý měrný výkon páry a neomezená velikost zařízení pro určitá použití).

Mokrá pára má však nevýhody: v turbínách zvyšuje opotřebení lopatek a při přenosu tepla zvyšuje tepelné ztráty kontaktem / tepelnou vodivostí kondenzátů se stěnami. Obvody suché páry (nazývané také přehřáté) jsou provozně složitější (vyšší tlak a teplota), ale nemají tyto nevýhody.

Jmenovec

Termín „parní generátor“ se také používá k označení:

zařízení, které umožňuje modernímu Hammamu fungovat.
jednoduchý parní kotel
Všechna zařízení, která umožňují přidávání páry do parní trouby
zvlhčovač vzduchu pro klimatizaci

Poznámky

Existují dva typy průmyslových par: horké a studené. Tento článek se zabývá generátory horké páry používanými v energetickém poli. Generátor studených par viz generátor mlhy
Viz článek o Evropském tlakovém reaktoru
Rychlost vakua směsi vodních par stoupající v separačních kolonách je vysoká. Motorický člen vytvořený rozdílem v hmotnosti vodního sloupce mezi návratem vody a emulzí ve svazku je důležitý a tok dvoufázové emulze stoupá v odlučovačích podobně jako gejzír
Nejnovější modely generátorů páry U-trubek od různých výrobců celkově zvýšily objem věnovaný oddělování a sušení páry
Primární hmotnostní průtok je roven objemovému průtoku generovanému čerpadlem vynásobenému hustotou vody odebrané při teplotě průtoku procházejícího čerpadlem
Teplota napájecí vody je poměrně vysoká díky optimalizaci parního cyklu na straně turbíny, která zahrnuje několik ohřevů napájecí vody, zvolená cirkulační rychlost zajišťuje dostatečné dodatečné ohřívání k ochraně velkých dílů před kováním z tepelných šoků, jako je trubkový plech a těžké - pracovní stěny SG
U výparníku běžného typu nedochází k vnitřnímu dělení paprsku na sekundární straně a dvoufázová směs volně cirkuluje a je homogenizována při teplotě s vědomím, že velmi malý místní teplotní rozdíl je okamžitě kompenzován kondenzací nebo varem z kapaliny v okolí
Tepelný výkon dodávaný primárními čerpadly (přibližně 20 MWth pro 4 čerpadla) vysvětluje rozdíl mezi touto hodnotou a teplotou na vstupu do nádrže. 40% elektrické energie spotřebované čerpadlem je přenášeno do primární tekutiny, když prochází čerpadlem, dalších 60% je přenášeno do primární tekutiny v celém obvodu v závislosti na poklesech tlaku
Přesnější výpočet by vyžadoval vzít v úvahu nízký obsah vody na výstupu z generátoru: obvykle 0,3% - V žargonu výrobců kotlů říkáme o kotli, že „začíná“, pokud je vyráběná pára naložené vlhkostí. Nedávné modely parních generátorů byly posíleny fázemi oddělování a sušení, které tuto vadu eliminují.
potrubí bod identický s předchozím modelem
Vzdálenost mezi trubkami a šíje materiálu jsou stejné jako u předchozího modelu, ale rozteč je trojúhelníková a již není čtvercová, což zvyšuje kompaktnost paprsku
Připomenuto v článku Tepelný tok
Zdá se, že korelace CHEN pokrývá širokou škálu tlaků a teplot s poměrně stabilním průměrným výsledkem mezi těmi z technické literatury
Všimněte si, že zvědavý účinek usazenin na sekundární stěně trubek nemusí být nutně negativní, protože v odpařovací zóně mohou podporovat jaderné vaření a zlepšovat výměnu alespoň v první fázi provozních strojů

Reference

[PDF] 5 980 trubek pro GV reaktoru EPR (strana 17) EPR reaktor , Jacques Gollion, 23. května 2007
" USA: NuScale postupuje vpřed a buduje spirálové parní generátory | všechny informace z Revue Générale Nucléaire | SFEN ” , na www.sfen.org (přístup 20. března 2018 )
Vyhláška ze dne 4. 2. 1926 o regulaci parních spotřebičů | AIDA
Anomálie při instalaci zátek trubek pro parní generátory jaderných reaktorů: ASN požaduje od EDF další šetření ; 29/06/2009
Dhers J Nevarené sestavy v jaderných reaktorech . AREVA
EDF? CLi de Gravelines (2017) Zaměřte se na hlavní aktivitu roku 2017, objímku trubek parního generátoru
Oznámení o trhu (EDF): Rukávy trubek parogenerátoru jaderné elektrárny EDF - stupeň 1300 MWe. Smlouva zahrnuje možnost kvalifikace a provádění operací na místě: - objímek trubek parního generátoru, včetně nedestruktivního testování objímky po její instalaci, - NDT v provozu sestav objímkových trubek . CPV: 42151000.2011 / S 32-053357 (zdroj TED)
Patent (1985) Procesu pro opravy trubek parního generátoru
ASN - 11. ledna 2010: Historie rozsáhlých údržbových operací prováděných společností EDF na parních generátorech jejích jaderných elektráren
Obecná anomálie týkající se vysoké rychlosti ucpávání parních generátorů určitých reaktorů v elektrárnách EDF - informační poznámka ASN ze dne 18. července 2007
Gen4 - 3. 3. 2012: Technika: v San Onofre něco „není v pořádku“ ve zkumavkách GV „Archived copy“ (verze z 24. června 2018 v internetovém archivu )
„ Pád parního generátoru v budově reaktoru 2 v elektrárně Paluel (76): ASN objednal okamžitou kontrolu “ , na ASN ,1 st 04. 2016(zobrazena 1 st května je 2018 ) .

externí odkazy

Jak fungují parní generátory - IRSN
Parní generátory: radioaktivní úniky v perspektivě! - Opuštění jaderné sítě ,Červenec 2012
Sada pro výměnu parního generátoru - EDF