Text
                    

Поверить книгу не п 1зн1ше Кнево-Святошинська друк. Зам. 5184—1 млн. 1975 у
СЕПАРАЦИОННЫЕ УСТРОЙСТВА /IX ЕЭ МОСКВА ЭНЕРГОИЗДАТ 1982
«Бк'..34^4*~ С 31 УДК 621.177:/621.311.25:621.039/• Рецензенты: В.В. Стекольников, В.Ф. Титов Сепарационные устройства АЭС/А.Г. Агеев, В.Б. Карасев, И.Т. Се- С 31 ров, В.Ф. Титов. — М.: Энергоиздат, 1982. -169 с. 65 к. Освещается современное состояние проблемы сепарации пара и воды на АЭС. Систематизируются и обобщаются имеющиеся материалы по конструк- циям и расчету основных сепарационных систем. Приводятся основные сведения об организации экспериментального иссле- дования сепарационных устройств, о типах экспериментальных установок и методах измерений. Рассчитана на специалистов, занимающихся проектированием и исследова- нием сепарационных устройств АЭС. Может быть полезна студентам теплотех- нических специальностей вузов и техникумов при выполнении курсовых и дипломных проектов. „ 2304000000-272 С -------------- 59-82 051 (011-82 Александр Григорьевич Агеев, Владимир Борисович Карасев Игорь Тимофеевич Серов, Валентин Филиппович Титов СЕПАРАЦИОННЫЕ УСТРОЙСТВА АЭС Редактор О.А. Степеннова Обложка художника В.Н. Вабайрова Художественный редактор А.Т. Кирьянов Технический редактор Л.В. Осипова Корректор С. В. Малышева Оператор Н.С. По тем ина ИБ №913 ББК 31.47 6П2.8 Rte - Набор выполнен в Энергоиздате на Композере ИБМ-82. Подписано в печать 24.12.81 Т-.30 886. Формат 60 х 90 1/16. Бумага офсетная № 2 Печать офсетная Усл. печ. л. 10,5.1 Уч.-изд.л. 12,83. Тираж 1300 экз. Заказ 1274. Цена 65 к Энергоиздат, 113114 Москва М-114, Шлюзовая наб., 10 Московская типография № 9 Союзполиграфпрома при Государственном ко- ми геге СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли 10Щ1.1.1 Москва Ж-33, Волочаевская ул., 40 ©Энергоиздат, 1982 1
ОГЛАВЛЕНИЕ Предисловие.......................................................... 4 Глава 1. Основные сепарационные системы АЭС ......................... 5 § 1.1. Принципиальные схемы производства и сепарации пара на АЭС 5 § 1.2. Сепарационные системы кипящих реакторов и ПГ............ § 1.3. Требования, предъявляемые к сепарационным системам АЭС .. . 16 Г пава 2. Гравитационная сепарация.................................... 19 § 2.1. Гидродинамика двухфазного слоя при барботаже.............. 19 § 2.2. Механизм капельного уноса влаги и основные расчетные формулы 25 § 2.3. Конструкция и расчет погруженного и пароприемного щитов 29 Глава 3. Центробежные сепараторы...................................... 34 § 3.1. Теоретические основы расчета центробежных сепараторов...... 34 § 3.2. Сепараторы с осевым подводом потока........................ 41 § 3.3. Сепараторы с радиальным подводом потока.................... 52 § 3.4. Другие перспективные конструкции центробежных сепараторов 59 Глава 4. Сепараторы-осушители........................................ 70 § 4.1. Применение сепараторов-осушителей в парогенерирующих установ- ках АЭС........................................................... 70 § 4.2. Горизонтальные жалюзийные сепараторы....................... 74 § 4.3. Вертикальные жалюзийные сепараторы^........................ 76 § 4.4. Центробежнопленочный сепаратор............................. 90 Глава 5. Захват пара в опускную систему циркуляционного контура...... 95 § 5.1. Захват пара в опускные трубы БС............................ 95 § 5.2. Захват пара с водой из тягового участка в опускной канал кипяще- го корпусного реактора............................................ 98 § 5.3. Устройства для уменьшения захвата пара.................... 104 Глава 6. Конструкции и разработка сепарационных систем АЭС........... 107 § 6.1. БС реакторов РБМК......................................... 107 § 6.2. Блок-cerieparop реактора типа РБМКП....................... 114 § 6.3. Горизонтальные ПГ реакторов типа ВВЭР..................... 122 § 6.4. Вертикальные ПГ реакторов типа ВВЭР....................... 127 §6.5. Промежуточные сепараторы-пароперегреватели турбоусгановок 129 Глава 7. Экспериментальные исследования сепарационных устройств...... 132 § 7.1. Методы исследования....................................... 132 § 7.2. Моделирование сепарационных устройств..................... 133 § 7.3. Экспериментальные установки............................... 137 § 7.4. Техника отбора проб пара и контурной воды................. 143 § 7.5. Методы измерения влажности пара........................... 149 § 7.6. Особенности измерения некоторых характерных параметров сепа- раторов ........................................................ 155 § 7.7. Применение 7-излучения......................'............. 161 Список литературы.....................................................16Б
ПРЕДИСЛОВИЕ Г л а в а 1 ОСНОВНЫЕ СЕПАРАЦИОННЫЕ СИСТЕМЫ АЭС Ядерная энергетика - отрасль техники, развивающаяся быстрыми темпами. С ней связываются перспективы решения проблемы энергоснабжения человечест- ва в будущем. В СССР наибольшее развитие получили одноконтурные АЭС с кипящими водо- графитовыми реакторами типа РБМК и двухконтурные АЭС сводо-водяными реак- торами типа ВВЭР. Быстрый рост мощностей АЭС с упомянутыми реакторами требует развития и усовершенстования всего комплекса оборудования станции и в том числе сепара- ционных устройств. в книге рассматриваются основные сепарационные системы АЭС и их особеннос- ти. При ее написании использованы отечественные и зарубежные материалы, а также результаты собственных работ авторов за последние 20 лет. Представлены подроб- ные данные по гравитационной схеме сепарации пара, и в частности описаны особен- ности гидродинамики двухфазного слоя при барботаже, механизм капельного уноса жидкости, основные расчетные зависимости и конструкции сепарационных устройств, присущие этой схеме. Одним из основных типов центробежных сепараторов являются сепараторы с осе- вым и радиальным подводом потока пароводяной смеси. Применительно к этому типу сепараторов приведены данные как по теоретическим основам их расчета, так и ло конструкциям первичных сепараторов и сепараторов глубокой осушки пара, а также гидродинамическим особенностям работы. С сепарационных системах часто встречаются в качестве второй ступени сепара- ции пара так называемые сепараторы-осушители, выполняемые чаще всего в виде го- ризонтальных или вертикальных жалюзийных сепараторов. По этому типу сепарато- ров также приведен обширный практический материал, касающийся их работы, ком- поновки и расчета. Значительное внимание уделено рассмотрению актуальной проблемы уменьшения захвата пара в опускную систему циркуляцонного контура. В связи с этим рассмот- рены конструкции устройств для уменьшения захвата пара и сформулированы усло- вия надежной работы опускной системы. Одна из глав книги посвящена сепарационным устройствам АЭС, которые полу- чили наибольшее распространение в нашей стране, т.е. барабанам-сепараторам (БС), парогенераторам (ПГ) и вертикальным блок-сепараторам, рассмотрена также кон- струкция межтурбинных сепараторов-перегревателей. Процессы, протекающие в сепарационном устройстве реактора или ПГ, весьма сложны и чрезвычайно трудно поддаются теоретическому исследованию. К настояще- му времени не существует теории, которая полностью описывала бы сепарационные процессы. Поэтому базой для проведения практического проектирования и частич- ных теоретических обобщений являются, главным образом экспериментальные ис- следования, описанию которых в книге уделено большое внимание. Изложенные в книге материалы могут быть также полезны для организации пра- вильной эксплуатации сепарационных систем и устройств АЭС. Книга содержит много иллюстраций, отражающих современное состояние пробле- мы сепарации на отечественных и зарубежных АЭС. Гл. 1 написана И.Т. Серовым, гл. 2 и 3 - А.Г. Агеевым, гл. 4 и 7 - В.Б. Карасе- вым, гл 6- В.Ф. Титовым, § 5.1 и 6.2 - В.Б. Карасевым, § 4.4 и 5.2 - А.Г. Аге- евым, 9 3.4 - И.Т. Серовым и В.Б. Карасевым, § 5.3 - А.Г. Агеевым и И.Т. Серо- вым, S 7.7 — А.Г. Агеевым и В.Б. Карасевым. Отдельные материалы § 7.3 и 7.5 представлены В.Ф. Титовым. 4 § 1.1. Принципиальные схемы производства и сепарации пара на АЭС Выбор технологической схемы выработки пара на АЭС зависит от типа реактора, его мощности, требований экономичности и безопасности при эксплуатации. Одним и тем же требованиям могут удовлетворять различ- ные технологические схемы, которые могут изменяться и совершенство- ваться по мере накопления опыта эксплуатации АЭС. С точки зрения организации сепарации пара можно выделить две основ- ные группы схем: выработка пара непосредственно в реакторе (кипящие ядерные реакторы) и выработка пара в ПГ, тепло в которые подается из ядерного реактора. Значительное место в ядерной энергетике занимают кипящие реакторы канального типа с графитовым или тяжеловодным замедлителем в связи с наличием у них определенных физических и технологических преиму- ществ по сравнению с корпусными реакторами. Реакторы этого типа ши- роко развиваются и применяются в Советском Союзе. Канальные уран- графитовые реакторы применены на Белоярской АЭС им. И.В. Курчатова для генерации перегретого пара высокого давления,на первых АЭС с бло- ками единичной электрической мощностью 1000 МВт (Ленинградская АЭС им. В.И. Ленина, Курская, Чернобыльская АЭС им. В.И. Ленина). Строятся и разрабатываются АЭС с канальными реакторами единичной электрической мощностью 1500 МВт и более, в том числе с производст- вом перегретого пара [1]. В рабочих каналах этих реакторов генериру- ется пароводяная смесь с массовым паросодержанием 14-17% и более. В зарубежной практике большое распространение получили корпус- ные кипящие реакторы, в которых теплоносителем и замедлителем яв- ляется обычная вода. Электрическая мощность наиболее совершенных реакторов такого типа равна 1000 МВт и более [АЭС "Браунз-Ферри-1 , "Энрико Ферми" и др. (США), "Крюммель" (ФРГ) ]. В кипящем реакторе канального или корпусного типа теплоноситель (вода) вскипает в парогенерирующих каналах активной зоны и выходит из нее в виде пароводяной смеси, которая поступает в сепаратор. В сепа- раторе пар и вода отделяются друг от друга и пар направляется либо не- посредственно на турбину, либо в пароперегревательные каналы. Вода же, после смещения с питательной водой, вновь поступает в активную зону реактора. Схемы АЭС, в которых пар из сепаратора реактора направляется непосредственно в турбину, называют одноконтурными. Принципиальная тепловая схема одноконтурной АЭС с кипящим уран-графитовым реакто- ром и ядерным перегревом пара показана на рис. 1.1. По такой схеме ра- ботает II блок Белоярской АЭС. Аналогичная тепловая схема, но без пе- регрева пара, применена на блоках Ленинградской,Чернобыльской и Кур- ской АЭС. Несомненным достоинством уран-графитовых канальных реак- торов является отсутствие прочного корпуса под давлением. Сепарация пара в таких реакторах осуществляется в специальных вынесенных бара- банах-сепараторах. 5
Рис. 1.1. Принципиальная теп- ловая схема одноконтурной АЭС с кипящим уран-графито- вым реактором с ядерным пе- регревом пара: 1 — циркуляционный насос; 2 — реактор; 3 — испаритель- ный канал; 4 — пароперегре- вательный канал; 5 — БС; 6 — барботер; 7 — деаэратор; 8 — турбогенератор; 9 - конденса- тор; 10 — конденсатный на- сос; 11 — подогреватель низ- кого давления; 12 — питатель- ный насос; 13 — подогрева- тель высокого давления Рис. 1.4. Схема включения сапаратора-пароперегревателя: 1,2- соответственно цилиндры высокого и низкого давления турбины; 3 - кон- денсатор; 4 - пароперегреватель; 5 - внешний турбинный сепаратор Рис. 1.5. /S-Диаграмма для турбины, работающей на насыщенном паре с промежуточ- ным сепаратором-пароперегревателем: / — процесс в сепараторе; // — процесс в пароперегревателе. Типичная тепловая схема мощной одноконтурной АЭС с корпусным кипящим реактором, принудительной циркуляцией и встроенными в кор- пус сепарационными устройствами показана на рис. 1.2. Достоинством одноконтурных схем с корпусными кипящими реакторами и встроенны- ми сепараторами является отсутствие специальных прочных корпусов для сепарационных устройств и трубопроводов для подвода к корпусам паро- водяной смеси и отвода отсепарированной воды, что позволяет свести к минимуму внешнюю часть контура многократной принудительной цирку- ляции воды или даже полностью заключить этот контур в корпус. Вместе с тем производство корпусов реакторов большого диаметра (более 7 м) представляет значительные технологические трудности. Достаточно слож- Рис. 1.2. Принципиальная тепловая схема одноконтурной АЭС с корпусным кипя- щим реактором и встроенным в корпус сепаратором: 1 - реактор; 2 - встроенный сепаратор; 3 - турбогенератор; 4 - конденсатор; 5 конденсатный насос; 6 - подогреватель низкого давления; 7 - деаэратор; 8 - подогреватель высокого давления; 9 — питательный насос; 10 — циркуляционный Рис. 1.3. Принципиальная тепловая схема двухконтурной АЭС с водой под давлением в качестве теплоносителя первого контура: 1 — реактор; 2 — компенсатор объема первого контура; 3— сепаратор; 4 — Пр b - циркуляционный насос первого контура; 6 - турбогенератор; 7 - конденсатор- ° конденсатный насос; 9 — подогреватель низкого давления; 10 — деаэратор; 11 — питательный насос; 12 — подогреватель среднего давления 6 но также осуществить транспортировку этих корпусов на строительную площадку АЭС. В двухконтурнах схемах АЭС теплоносителем первого контура могут быть недогретая до температуры насыщения вода, органичес- кий теплоноситель, газ, жидкий металл. В этом случае образование пара осуществляется в ПГ второго контура, а его сепарация производится либо непосредственно в ПГ, либо в вынесенных сепарационных устрой- ствах, в частности в БС. Применение схемы с отдельно выполненными П Г и БС характерно для первых АЭС, таких, например, как Шиппингпорт-1, Индиан-Пойнт (США) с огневым перегревом и др., введенных в эксплуа- тацию в 195В—1963 гг. В дальнейшем ПГ и сепарационные устройства стали совмещать в одном корпусе, что позволило исключить соединительные трубы, умень- шить число арматуры и снизить массу биологической защиты. На рис. 1.3 показана тепловая схема двухконтурной АЭС, где теплоносителем перво- го контура является недогретая до насыщения вода. По такой схеме работают в СССР Нововоронежская АЭС им. 50-летия СССР и Кольская АЭС [2]. Теплообменные поверхности, разделяющие первый и второй контуры, располагаются внутри корпуса ПГ. Для обеспечения высокого коэффициента теплопередачи первичный теплоноситель направлен внутрь труб теплообменной поверхности, а двухфазная смесь обтекает ее снару- жи Такое сочетание движения теплоносителей первого и второго конту- ров относительно теплообменной поверхности оказывается благоприят- ным для организации сепарации пара внутри корпуса ПГ, так как создает возможность получить необходимые для этого процесса паровой и водя- ной объемы. _ Большинство АЭС с водным теплоносителем имеет турбины насы- щенного пара. При этом все ступени турбины работают на влажном паре. Влага в паре отрицательно сказывается на тепловой экономич- ности установки и оказывает эрозионное воздействие на турбинные сопла и лопатки. Практикой эксплуатации турбин установлено, что влаж- ность пара на последней ступени турбины не должна превышать 13%. 7
Имеются различные методы предотвращения эрозии турбинных лопаток, в частности отвод влаги из проточной части турбины с помощью сепара- ционных устройств. Для этого используются внутритурбинные сепарато- ры, которые являются принадлежностью конструкции турбины, а также внешние сепараторы, устанавливаемые между цилиндрами высокого и низкого давления турбины. Дополнительно влажность пара на ступенях цилиндра низкого давления понижается введением промежуточного перегрева пара, осушенного во внешнем турбинном сепараторе. Схема включения такого сепаратора-пароперегревателя (СПП) при перегреве паром, подаваемым из реактора (ПГ), показана на рис. 1.4,а,/S-диаграм- ма цикла насыщенного пара в СПП — на рис. 1.5. Таким образом, в зависимости от типа реактора и места включения в тепловую схему АЭС сепараторы имеют различную компоновку и, как будет показано далее, разное конструкционное исполнение. § 1.2. Сепарационные системы кипящих реакторов и ПГ Сепарация пара на отечественных АЭС с уран-графитовыми кипя- щими реакторами первого поколения осуществляется в горизонтальных БС [3] за счет гравитационных сил с использованием погруженного и пароприемного щитов (рис. 1.6). Выбор такой системы сепарации опирал- ся на опыт котельной техники и обусловлен прежде всего требованием полной надежности ее работы, простоты конструкции, обеспечения необ- ходимых оперативных запасов воды, а также возможностью контроля за состоянием металла корпуса и внутрибарабанных устройств. Средняя приведенная скорость пара на зеркале испарения в БС реакторов типа РБМК-1000 составляет 0,19 м/с, в БС реактора РБМК-1500 эта скорость увеличена до 0,276 м/с. Для проекта более мощного реактора РБМК-2400 с блочной структу- рой циркуляционного контура перспективным является применение вертикальных блок-сепараторов (рис. 1.7),. соответствующих блочной структуре реактора [4]. Разделение пароводяной смеси в блок-сепарато- рах с помощью отечественных высокоэффективных инерционных сепара- торов позволяет интенсифицировать сепарационные процессы и увеличить нагрузку зеркала испарения до 150 т/(м2 -ч), что способствует повыше- нию конкурентоспособности реакторов данного типа. Сепарационные системы корпусных кипящих реакторов можно разде- лить на три группы: с гравитационной сепарацией в корпусе реактора, с сепарацией в вынесенных БС, с внутри корпусной сепарацией центробеж- ными сепараторами с подъемным или опускным движением пароводяного потока [5] (рис. 1.8). Перечень и основные параметры корпусных кипя- щих ядерных реакторов, характеризующие эффективность их сепара- ционных систем, разделенных на три группы в соответствии с принятой классификацией, приведены в табл. 1.1. Сравнение эффективности сепара- ционных систем названных групп проводят по удельной паровой нагрузке реактора, определяемой как отношение его паропроизводительности к площади поперечного сечения корпуса. Гравитационная сепарация в объеме корпуса реактора (рис. 1.8,а) применяется в небольших по мощности реакторах типа "Гумбольт-Бей" (США), "Додевард" (Нидерланды) и др. (группа I). Максимальное значе- ние удельных паровых нагрузок в этих реакторах не превышает 45 т/ (м2 ч). Максимальная нагрузка определена возможностями гра- 8 Рис. 1.6. Схема БС реактора РБМК-1000: ? — короба; 2 — погруженный дыр- чатый щит; 3 — корпус; 4 — паро- приемный дырчатый щит Рис. 1.7. Схема вертикального блок-сепаратора реактора РБМКП-2400: 1 — корпус; 2 — распределительная камера; 3 — центробежные сепараторы; 4— жалюзийный сепаратор; 5 — патрубки для соединения с соседним блок-сепара- тором витационнойсепарации. В частности, при давлении около 7 МПа подъемная скорость пара над зеркалом испарения не должна быть более 0,4 м/с, а скорость воды в опускном канале реактора для обеспечения малых захватов пара не должна превышать 0,25 м/с. Предел по мощности реактора при использовании внутрикорпусной гравитационной сепара- ции составляет около 100 МВт (эл.). К группе I можно отнести также реактор АЭС "Патфайндер" (США), особенностью которого является применение комбинации гравитационной и центробежной сепараций. В опускном канале этого реактора скорость теплоносителя составляет 0,61 м/с, что должно было бы приводить к большому захвату пара. Поэтому в опускном канале установлены центро- бежные сепараторы, в которые на расчетном режиме работы реактора поступает от 25 до 40% генерируемого пара. Остальной пар осушается с помощью гравитационной сепарации в объеме корпуса. Удельная паровая нагрузка реактора АЭС "Патфайндер" невелика и находится на уровне аналогичных нагрузок других реакторов группы I. В мощных кипящих реакторах используется принудительная цир- куляция теплоносителя, что способствует увеличению расхода пара на единицу объема активной зоны. С увеличением электрической мощности реактора более 100 МВт сепарация в объеме корпуса, как упоминалось, становится неэффективной. Дело в том, что мощность реактора увеличи- вается пропорционально кубу радиуса активной зоны, в то время как площадь зеркала испарения пропорциональна квадрату радиуса. В реакто- рах группы Н разделение пароводяной смеси осуществляется в вынесен- ных БС (рис. 1.В,б) с внутрибарабанными сепарационными устройствами. 9
Таблица 1.1 Параметры корпусных кипящих реакторов, характеризующие эф- ^активность сепарационных систем Название АЭС (реактор), страна Мощность электрическая, МВт Давление, МПа Количество гене- рируемого пара, i/ч Среднее массовое па- росодержание на выхо- де из активной зоны, % Внутренний диа- метр корпуса ре- актора, м Удельная паро- вая нагрузка, т/ (м2 ч) Группа 1 "Элк-Ривер", США 22 6,6 117 3,1 6 3 2,10 32,5 "Гумбольт-Бей", США 52 7,2 270 3,05 37,0 "Додевард", Нидерланды 54 7,2 265 220 2,79 43,4 В К-50, СССР 50 7,0 9 6 3,55 22,2 "Патфайндер", США 66 4,3 272 2,5 3,20 33,В Группа II "Биг-Рок-Пойнт", США 50 7,1 290 4,9 5 2 2,69 51,0 "Дрезден-1", США 1В0 6,9 640 3,72 59,0 "Гарильяно", Италия 162 7,0 700 7,2 3,45 74,9 Группа III а) Реакторы с сепарационной систе- мой компании "Дженерал электрик" * "Тарапур-1", Индия Два блока 7,2 870 7,7 3,66 В2,9 "Гундреминген" (КЛВ-1),ФРГ по 190 250 7,2 (на один блок) 1О?О 7 9 3,70 94,9 "Оскарсхамн-1", Швеция 400 7,0 21Q0 5,00 107 "Ойстер-Крик-1", США 640 7,0 2650 9 6 5,43 114 "Найн-Майл-Пойнт-1", США • 500 7,1 3000 5,41 130,5 "Браунз-Ферри-1,-2 и-3", США Три блока 7,0 6000 (на 7,28 144 "Дрезден-2 и -3", США по 1100 Два блока 7,0 один блок) ЗВ50 (на один 8,В 6,2 12В "Энрико Ферми-2", США по В00 1123 6,9 блок) 6000 7,28 144 б) Реакторы с сепарационной сис- темой фирмы "АЕГ—Телефункен", ФРГ "Линген" (KWL) 250 В 2 96,0 7,2 9В0 3,60 "Вюргассен" (KWW) 670 7,1 3515 4448 13,6 13,6 5,3 159 "Брунсбюттель" (ККВ) В05 7,1 5,58 1В2 "Филипсбург" (ККР-1) Два блока 7,1 5010 (на один 13,4 5,85 1В6 "Изар" (KKJ-1) по 900 907 7,2 блок) ЧЛ07 13,4 5,85 1В6 "Крюммель" (К К К) 1316 7,2 71В6 12,9 6,70 203 Например, в реакторе АЭС "Дрезден-1" (США) применен БС внутренним диаметром 2,44 и длиной 20,4 м. В верхней части барабана установлен шевронный осушитель, влажность пара после которого составляет менее 0,1 %. С увеличением мощности корпусных кипящих реакторов более 200.МВт применение БС становится нецелесообразным, так как при этом повышаются капитальные затраты, снижаются удельные показатели, и в частности мощность реактора на единицу объема парогенерирующей сис- темы. По этой причине во всех новых мощных АЭС применяется внутри- корпусная сепарационная система (группа III). Большая программа исследований по разработке внутрикорпусной се- парационной системы была осуществлена компанией "Дженерал элект- рик , успешная реализация программы явилась ^решающим фактором в ю создании усовершенствованных, конкурентоспособных кипящих реакто- ров. На рис. 1.8,в показана схема такой сепарационной системы. Парово- дяная смесь из активной зоны 7 поступает в распределительную камеру 4. Затем через подъемные трубы-стояки 5 она направляется в первичные се- параторы 6. Пар из сепараторов, двигаясь вертикально вверх, поступает в осушитель 7, где распределяется между его секциями, а затем из кор- пуса 2 реактора идет в турбину. Отсепарированная вода стекает в окру- жающий подъемные трубы водосборник, где смешивается с питательной водой и влагой, поступающей из осушителей, и по кольцевому опускно- му каналу, образованному стенками корпуса и активной зоной реактора, удаляется через выходные патрубки во внешнюю часть контура циркуляции. Исследования, выполненные компанией "Дженерал электрик", показа- ли важное значение равномерного распределения потока пароводяной 11
корпусных кипящих реакто- а гравитационная сепарация в объеме коппиг»- к , БС; в - внутрикорпусная сепарационная система компании "Дже™ электоик"“ г - внутрикорпусная сепареционная система фирмы АЕГ тЛ ₽ 7, Эер ' ми сепараторами, установленными между корпусом ^акт^нЛю’й- д ПерВИЧНЬ" корпусная сепарационная система Фирмы "АЕГ т<»™1 ' д ~ внутри- раторами, установленными над активной зоной: ТелефунКен с первичными сепа- тельная^амера-' —1Й *0; 4 - распредели- второй ступени^осущители ™ ' 6 ~ ПервИЧНЬ1е сеператоры; 7-сепараторы Выход пара Рис. 1.8. Развитие конструкций сепереционных систем ров при увеличении их мощности: ХСтелТнуПюРХоп1МппгпаРаТОРаМ- П°ТОК Смеси' "Окупающий в распре- делительную камеру после твэлов, неодинаков, так как центоальная чагтн мжног0*1 ЗОНЬ‘ ДЭеТ СМвСЬ С б°лее высоким паросодержанием Неравно- отдал“нь1хР^епа^еЛеНИЯ НаГрузки по сепараторам приводит к перегрузке отдельных сепараторов и увеличению влажности пара в целом Экгпяпи 6л,„о УСТ1„О„„.„О, ™ . о6ъемв ^идвлг:Го°“к щаственно сглаживается неравномерность потока, имеющая место на вы- ходе из активной зоны. В частности, при отношении диаметра распредели- тельной камеры к ее высоте, равном 4, отношение максимального расхо- да смеси через сепараторы к среднему составляет 1,2. Разность уровней воды между центральными и периферийными сепа- раторами относительно небольшая и при конструировании может не при- ниматься во внимание. Для реактора электрической мощностью 325 МВт, например, разность уровней составляет примерно 50 мм при высоком уровне воды и 150 мм при низком. Пульсаций потока смеси при проходе чарез параллельную систему первичных сепараторов, а также вторичного увлечения пара водой с уровня воды вследствие наличия волн и вихревых потоков не наблюдалось. При давлении в реакторе, равном 7,0 МПа, и среднем массовом паросодержании на выходе из активной зоны, состав- ляющем 9,6%, сепарационные устройства имеют следующие рабочие ха- рактеристики: Максимальная влажность пара: не выхода из первичного сепаратора............ на выходе из осушителя...................... Максимальный массовый захват пара водой........ Число первичных сепараторов при электрической мощности реакторе 325 МВт...................... Размеры первичных сепараторов, м длина......................................... неружный диаметр............................ Высота подъемной трубы......................... Средний массовый расход пароводяной смеси на каждый первичный сепаратор..................... Перепад давления на первичном сепараторе....... Допустимое колебание уровня воды............... 6-10% 0,1% 0,15-0,25% 102 1,397 0,324 1,83 213 т/ч 4,9 -104 Н/м2 0,5 м Применение внутри корпусной сепарационной системы, разработанной компанией "Дженерал электрик", позволило, например, для АЭС электри- ческой мощностью 200 МВт уменьшить общие габаритные размеры и уве- личить удельную мощность, отнесенную к единице объема парогенери- рующей системы, а 3,5 раза по сравнению с АЭС той же мощности, но снаб- женной вынесенными БС. При этом экономия капитальных затрат состав- ляет от 15 до 20 долл./кВт. Кроме указанных в табл. 1.1 АЭС сепарацион- ная система компании "Дженерал электрик" установлена в США в корпус- ных кипящих реакторах АЭС "Вермонт янки", Куод-Ситиз-1", Куод- ситиз-2", "Пич-Боттом-2", "Пич-Боттом-3", "Найн-Майл-Пойнт-2", "Цим- мер-1" и др. В ФРГ фирма "АЕГ—Телефункен" провела разработку внутрикорпус- ной сепарационной системы (рис. 1.8, г, д). В реакторах этой фирмы паро- водяная смесь после активной зоны 1 попадает в распределительную каме- ру 4, откуда направляется в первичные сепараторы 6, которые располага- ются либо между корпусом и активной зоной реактора, либо над актив- ной зоной в виде специальных сборок. Окончательная осушка пара прово- дится в осушителе 7. В основу сепарационной системы фирмы "АЕГ—Телефункен" положена конструкция первичного сепаратора с опускным потоком смеси. Впервые сепараторы такого типа были применены в реакторе АЭС "Линген" (ФРГ). В дальнейшем этот сепаратор был усовершенствован в целях применения в реакторах большой мощности. В реакторах KRB, ККР, KKJ и ККК сепа- раторы крепятся над активной зоной. В реакторах KWL, KWW сепараторы 13
1 Рис. 1.9. ПГ АЭС "Шиппингпорт" с прямыми (а) и с U-образными трубками (б) : 1 — сепарационный барабан; 2 — корпус испарителя; 3 — опускные трубы; 4 — подъемные трубы; 5 - штуцера уровнемера; 6 - выход пара установлены в кольцевом пространстве между корпусом и активной зо- ной. Высота несущей трубы, на которой крепятся сепараторы, выбирает- ся таким образом, чтобы количество воды, находящееся над активной зо- ной, испарилось в течение не менее 24 с при полной мощности реактора в случае отсутствия подачи питательной воды и одновременном отказе ава- рийного охлаждения. В реакторах ККВ, КНР, KKJ, ККК при перегрузке активной зоны сепа- рационные устройства удаляются из реактора. Это предъявляет к кон- струкции сепараторов особые требования: простоту сборки, точность сочленения и надежность крепления. Первичные сепараторы и осушители набираются в блоки для реакторов разной мощности из стандартных уз- лов, что позволяет, независимо от мощности реактора, иметь одинаковые детали для сепарационных устройств. Все элементы конструкций выполне- ны из нержавеющей стали и соединены с помощью сварки. Сопоставление значений удельных паровых нагрузок, приведенных в табл. 1.1 для всех трех групп сепарационных систем, свидетельствует о том, что наибольшие удельные нагрузки имеют место в реакторах фир- мы АЕГ—Телефункен". В частности, удельные паровые нагрузки в реак- торах ККВ, ККР, ККК достигают ~ 180-200 т/(м2 - ч), в то время как нагрузка реактора "Браунз-Ферри" (США) составляет 144т/(м -ч). Таким образом, для всех новых действующих и строящихся мощных АЭС с корпусными кипящими реакторами характерно применение внут- рикорпусной сепарационной системы с первичными центробежными сепараторами и вторичными сепараторами-осушителями. Применение внутрикорпусной сепарационной системы обеспечивает снижение капи- тальных затрат и увеличение паропроизводительности на единицу площа- ди поперечного сечения корпуса реактора. Для первой стадии развития двухконтурных АЭС с водо-водяными ре- акторами было характерно применение ПГ с отдельными теплообменни- ками и выносными сепарационными барабанами [6]. На рис. 1.9 в ка- честве примера показаны ПГ АЭС в Шиппингпорте (США). Сепарацион- ные барабаны имеют диаметр 1,5 и длину 7,2 — 8 м в зависимости от кон- струкции испарителя. Удельная паровая нагрузка поперечного сечения ба- рабана невелика и не превышает 14,4 т/ (м2 • ч). С повышением мощности АЭС были разработаны конструкции, совме- щающие в одном корпусе теплообменную поверхность и сепарационные 14 ' выход пара выход пара Вход тепло носи теля । б ПГ из реактора 7___Выход тепло- 1 носителя из ПГ 1’ии. 1.10. Схема горизонтального ПГ: 1 корпус; 2 - теплообменная поверхность; 3 - зона гравитационного разделе- пин пара и воды; 4 — жалюзийный сепаратор устройства (рис. 1.10). По такой схеме выполнены ПГ Нововоронежской АЭС. Сепарация пара в них осуществляется в паровом объеме за счет гра- витационных сил с последующей осушкой в горизонтальных или наклон- ных жалюзийных сепараторах. Серийные отечественные ПГ типа ПГВ-14-3 (первое поколение), ПГВ-4 (второе поколение) и ПГВ-1000 (третье поко- ление) полностью собираются в условиях завода-изготовителя и достав- ляются затем по железной дороге. Они технологичны, имеют надежные конструкционные, теплотехнические и сепарационные характеристики, отличаются простотой монтажа и эксплуатации. „ „ Особенностью горизонтального ПГ является наличие "горячей и "холодной" сторон теплообменного пучка, что обусловливает неравномер- ную нагрузку зеркала испарения. В целях выравнивания паровой нагрузки .юркала испарения и повышения эффективности сепарации в ПГ ПГВ-1000 применен погруженный дырчатый щит. Использование в горизонтальных ПГ инерционной сепарации затруднено из-за недостаточного движущего напора контура естественной циркуляции в корпусе ПГ, что определяется сравнительно малой высотой трубного пучка и относительно высоким гид- равлическим сопротивлением инерционных сепараторов. Горизонтальные ПГ чувствительны к повышению уровня в отношении влияния на влаж- ность отсепарированного пара. В зарубежной практике горизонтальные ПГ но получили широкого распространения и применяются лишь на несколь- ких АЭС. Доминирующими являются вертикальные ПГ, конструкция ко- сорых совершенствовалась, в частности, посред- ством применения высокоэффективных сепара- ционных систем (рис. 1.1 Г) Основное преиму- щество вертикального ПГ в отношении сепара- ции заключается в большем движущем напоре контура естественной циркуляции и, как след- ствие, в возможности применения инерционных первичных сепараторов, обладающих большей эффективностью по сравнению с гравитацион- ной сепарацией в паровом объеме. В ПГ данного типа используется двухступенчатая схема Рис. 1.11. Схема вертикального ПГ: 1 — паровой патрубок; 2 — осушитель; 3 — корпус сепарационной головки; 4 — первичный сепаратор; 5 - теплообменная поверхность 15
Таблица 1.2. Параметры современных ПГ АЭС с водо-водяными реакторами. Название АЭС (реактор), страна Тип ПГ Давление, МПа НВАЭС, СССР Горизонтальный ПГВ-1 3,1 НВАЭС, СССР Горизонтальный ПГВ-3 3,2 НВАЭС, СССР Горизонтальный ПГВ-4 4,6 НВАЭС, СССР Горизонтальный ПГВ-1000 6,3 Проект, СССР Вертикальный ПГВ-1000 6,3 "Обриггейм" Вертикальный 5,5 (KW0), ФРГ "Штаде" (КК5),ФРГ То же 5,2 "Библис" Б, ФРГ 5,2 "Сан-Онофре-1", США Вертикальный 5,0 "Индиан-Пойнт-3", США То же 5,2 "Сент-Льюси-1", США 5,6 "Пэлисейдс", США •• 5,4 аарактеризующие эффективность сеперационных систем Количество генерируе- мого поре, т/ч Внутренний диаметр корпуса, м Удельная паровая нагрузка, т/ (м2 ч) 230 3,0 10 325 3,01 11 452 3,21 17 1469 4,0 37 1460 3,90 152 1005 3,42 109 1005 3,42 109 1810 4,59 110 870 3,50 91 1490 4,25 105 2510 6,10’ 86 2400 6,10 82 сепарации (первичные инерционные сепараторы и вторичные сепараторы- осушители). Следует отметить, что как и в горизонтальных ПГ, в верти- кальном также существует неравномерность нагрузки первичных сепара- торов вследствие различной паровой нагрузки "холодной" и "горячей" сторон теплообменной поверхности. Однако применением дроссельных устройств в контуре естественной циркуляции и увеличением числа пер- вичных сепараторов этот нежелательный эффект можно существенно уменьшить. Характеристики отечественных и зарубежных ПГ АЭС с водо-водяными реакторами представлены в табл. 1.2, в которой расчетные значения удель- ных паровых нагрузок в горизонтальных ПГ отнесены к площади зеркала испарения, а в вертикальных ПГ — к поперечному сечению (по внутрен- нему диаметру) сепарационной головки. § 1.3. Требования, предъявляемые к сепарационным системам АЭС В зависимости от типа установки (одно- или двухконтурная) и кон- струкции реактора (корпусной или канальный) различны и требования, предъявляемые к работе и устройству сепараторов АЭС. Одно из основ- ных требований — обеспечение низкой влажности отсепарированного пара. Для одноконтурных установок чем выше влажность пара, тем больше вы- нос радиоактивных веществ из реактора и, следовательно, опасность их отложения в проточной части турбины. Повышенная влажность пара мо- жет вызвать, кроме того, эрозию проточного тракте турбины и понижение КПД установки. Опыт эксплуатации АЭС показывает, что при работе реактора происхо- дит загрязнение теплоносителя продуктами коррозии, вымываемыми по всему циркуляционному контуру. В отложениях первого контура можно обнаружить продукты коррозии конструкционных материалов, в част- ности коррозионно-стойкой стали (железо, хром, никель, марганец, ко- бальт) , а также соединения натрия, кальция, магния и др., поступающие с питательной водой. Продукты коррозии находятся в теплоносителе в грубодисперсном или коллоидном состоянии. (Эни являются носителем 16 радиоактивности, поэтому важным требованием к АЭС является обеспе- чение такого водного режима, при котором достигается наименьшая акти- вация воды. Это требование обеспечивается добавкой в контур питатель- ной или подпиточной воды высокого качества и периодической продув- кой реакторной воды. Выполнение различных мероприятий позволяет добиться таких пока- зателей качества воды, при которых обеспечивается отсутствие отложе- ний на поверхности твэлов и, следовательно, отсутствует возможность Пережога оболочек твэлов из-за ухудшения теплоотвода от них к тепло- носителю. Вследствие постепенного поступления в контур продуктов коррозии реакторная вода обладает радиоактивностью, а активность пара опреде- ляется в основном уносом капелек реакторной воды с содержащимися в них продуктами коррозии. Избирательный унос некоторых веществ насы- щенным паром имеет значение лишь при высоком и сверхвысоком дав- лении. При отсутствии перегрева использование насыщенного пара приводит к тому, что пар будет влажным по всей линии реактор—турбина. Высокая влажность приводит к потерям в располагаемом перепаде тепла и, следо- вательно, к потере экономичности. Так, при влажности пара на выходе из реактора, равном 1%, потеря тепла превышает 1% [11]. Эту влаж- ность можно считать предельно допустимой с точки зрения эконо- мичности. Как показывает опыт эксплуатации, для установок с кипящими реакто- рами и прямым циклом парообразования массовое содержание влаги в паре (влажность пара) не должно превышать 0,1 %, что обеспечивает вы- полнение требований, предъявляемых к эксплуатации и ремонту тур- бин АЭС. В ПГ двухконтурных установок первоначально стремились получить такую же осушку пара, как и в кипящих реакторах с прямым циклом парообразования. В настоящее время для двухконтурных АЭС допусти- мая влажность пара на выходе их ПГ принимается не более 0,25% [6]. Это обстоятельство позволило существенно повысить удельные паровые нагрузки сепарационных устройств ПГ. 17 I; ВЛУЧНАй БИ&йм
Другим важным требованием к сепарационным устройствам является малый захват пара отсепарированной водой в опускную систему контура естественной или принудительной циркуляции. Увеличение доли паровой фазы в активной зоне может привести к уменьшению запаса по величине критической тепловой нагрузки твэлов и к неустойчивости гидравлики и реактивности реактора. Захват каждых 0,1% массы пара требует увели- чения расхода теплоносителя через активную зону на 0,8% и соответ- ствующих затрат энергии на циркуляцию. В случае принудительной циркуляции захват пара может вызват!, также кавитацию в циркуляционных насосах. Масса захваченного пара не должна превышать 0,2-0,5% [5], что соответствует практическим возможностям сепарационных устройств. Сепараторы должны иметь высокие удельные паровые нагрузки, позво- ляющие уменьшить размеры сепарационной системы. Выполнение этого требования определяется конструкцией сепараторов. Необходимо стре- миться к тому, что диаметр корпуса реактора определялся главным обра- зом характеристиками активной зоны, а не сепарационными устройства- ми. Требование эффективности сепарационных устройств проистекает так- же из того факта, что они должны занимать вполне определенный ограни- ченный геометрический объем вследствие экономических и транспорт- ных соображений. Сепарационные устройства должны обладать невысокими значениями гидравлического сопротивления, позволяющими максимально умень- шить затраты энергии на прокачку теплоносителя. В парогенерирующем оборудовании отечественных АЭС широко ис- пользуется гравитационная сепарация влаги, что. связано в основном с применением ПГ и БС горизонтального типа, имеющих сравнительно не- большие удельные паровые нагрузки зеркала испарения. Однако при уве- личении мощности парогенерирующего оборудования организация грави- тационной сепарации затруднена ограниченными возможностями обеспе- чения необходимой высоты парового пространства при сохранении транс- портабельных габаритных размеров оборудования. В связи с этим воз- растают требования к правильности расчета высоты парового простран- ства как к одной из характеристик, определяющих влажность генериру- емого пара, так как при равномерной паровой нагрузке зеркала испаре- ния и постоянном давлении влажность пара зависит от высоты парового пространства и средней скорости пара, приведенной к зеркалу испаре- ния. Для реальных конструкций парогенерирующего оборудования харак- терна неравномерная паровая нагрузка зеракала испарения. В этом случае влажность пара за ПГ в значительной мере определяется приведенной ско- ростью пара в зоне максимальной тепловой нагрузки и соответствующей ей минимальной высотой парового пространства в этой зоне, обусловлен- ной повышенным набуханием уровня воды. В корпусных кипящих реакторах специфика работы сепарационных устройств АЭС определяется также наличием таких условий работы, как неравномерность энерговыделений по радиусу активной зоны реактора при высокой энергонапряженности активной зоны и относительно низких массовых паросодержаниях на выходе потока пароводяной смеси из кана- лов реактора. Все это накладывает свои ограничения на конструирование сепарационных систем для данных реакторов. БС пара являются неотъемлемой частью главного циркуляционного контура установки с реактором канального тира. В этой связи разработ- ка и изготовление сепараторов должны проводиться в полном соответ- 18 111 НИИ с "Правилами устройства и безопасной эксплуатации реакторов, нпрогенераторов и исследовательских реакторов", разработанными Гос- । оргехнадзором СССР. Внутрикорпусные сепарационные устройства долж- ны быть максимально простыми, чтобы обеспечивался доступ обслужива- ющего персонала для внутренней инспекции корпуса сепаратора. Если при том учесть, что при срабатывании аварийной защиты реактора именно в сепараторе предпочтительно иметь оперативный запас воды для компен- сации объема, занятого паром в циркуляционном контуре, то становятся приятными задачи, которые необходимо решать при разработке сепарато- ров большой паропроизводительности в транспортабельном исполнении. К требованиям, предъявляемым к сепарационным системам, следует |)1нести также обеспечение: работоспособности при различной мощности реактора или ПГ и в переходных режимах; надежности в течение всего примени эксплуатации реактора; простоту монтажа и демонтажа реактора, ипоример загрузку и выгрузку технологических каналов активной зоны дон корпусных аппаратов, в которых сепарационные устройства находят- ся над активной зоной; технологичность изготовления. I » а в а 2 ГРАВИТАЦИОННАЯ СЕПАРАЦИЯ «I 2.1. Гидродинамика двухфазного слоя при барботаже Барботаж пара через слой жидкости широко используется в сепарацион- ных схемах кипящих реакторов и ПГ, при работе испарителей, выпарных еооаратов и других устройств АЭС. При барботаже пара для выравнивания нагрузки по зеркалу испарения обычно применяется погруженный дырчатый щит. Характерное изменение истинного объемного паросодержания по высоте барботажного слоя в ци- линдрической колонке диаметром 242 мм показано на рис. 2.1 [7]. По пысоте барботажного слоя над щитом могут быть выделены три области. II первой из них происходит гашение кинетической энергии струй пара, вы- ходящих из отверстий щита; протяженность этой области невелика (не более 30-50 мм). Во второй области паросодержание стабилизируется и остается постоянным по высоте. В третьей области, так называемой пере- ходной зоне, происходит постепенное увеличение паросодержания от зна- чпния на стабилизированном участке до единицы. С увеличением паровой Ош рузки происходит соответствующий рост паросодержания на стабили- зированном участке и протяженности переходной зоны. Изменение массо- ного уровня воды над щитом приводит лишь к изменению высоты стаби- лизированного участка, протяженность переходной зоны при этом практи- чески не меняется. Описанная картина изменения паросодержания по высоте справедлива дно "толстых" барботажных слоев и подтверждена экспериментом в ин- юрвале изменения массового уровня воды, равного 150—1000 мм [8, 9]. При массовом уровне менее 150 мм участок с постоянным значением па- росодержания начинает вырождаться, протяженность переходной зоны сокращается, а вся эпюра паросодержания смещается в область более вы- соких значений (см. рис. 2.1). Увеличение доли легкой фазы над щитом ори понижении уровня воды отмечается также для воздуховодяных сме- сой и систем жидкость—жидкость с разной плотностью [10]. При низком уровне воды над щитом струи пара, выходящие из отвер- .19
Рис. 2.1. Зависимость изменения истинного объемного паросодержания по высоте барботажной колонки от положения массового уровня воды над погруженным щи- том при скорости пара в колонке 0,43 м/с (а) и от скорости пара в колонке при по- ложении массового уровня воды над щитом 100 мм (б) : 1 — погруженный щит; 2 — пароприемный щит стий, уже не встречают значительного гидравлического сопротивления. Поэтому с увеличением паровой нагрузки может наступить так называ- емый инжекционный режим истечения, когда струи пара не успевают рас- пасться на отдельные пузыри, достигают поверхности раздела фаз и ока- зывают непосредственное влияние на вынос влаги. Высота заброса инжек- тируемой влаги и конечная влажность зависят при этом от скорости выхо- да струй пара из отверстий щита и при низких давлениях, когда эти ско- рости велики, могут быть весьма значительными. Так, при исследовании на воздуховодяной смеси установлено, что понижение уровня воды от 100 до 20 мм и наступление инжекционного режима приводят к увели- чению влажности на отметке 950 мм выше щита более чем на порядок. С ростом давления скорость выхода пара из отверстий погруженного щита уменьшается, и поэтому высота заброса влаги при наступлении ин- фекционного режима также должна снижаться. Так, при скорости пара в отверстиях щита И/отв = 3 м/с, обычно рекомендуемой для давления 7,0 МПа, максимально возможная высота заброса влаги составит (в м) Н = Wo2tB/2«7 =0,46, (2.1) где д — ускорение свободного падения, м/с2. Расстояние между погру- женным и пароприемным щитами в парогенерирующих аппаратах обычно существенно больше этой высоты. Поэтому иногда может оказаться целе- сообразным поддерживать минимально низкий уровень воды над щитом, обеспечивающий максимальную высоту парового объема, на опасаясь при этом возможного наступления инжекционного^режима истечения пара. 20 Понижение массового уровня воды над погруженным щитом в БС про- мышленных котлов рекомендуется, в частности, в работе [11]. Минималь- ный уровень воды над щитом в этой работе поддерживался равным 20 — 10 мм, увеличения влажности при этом не наблюдалось. При барботаже пара через "толстый" слой воды происходит его набуха- ние, и высота парового объема при этом уменьшается. Если полагать, что ^вменение паросодержания от <р в двухфазном слое до единицы в паро- дом объеме происходит мгновенно, то высота набухшего слоя составит Ли.б =Лм/(1 где />м ~ массовый уровень воды над погруженным щитом, а высота паро- вого объема «п-«к-Л^/(1<2.3) где WK - конструкционная высота парового объема между погруженным и пароприемным щитами. В действительности, как упоминалось выше, переход от двухфазного 1лоя к паровому происходит не сразу, а на участке переходной зо- ны, где паросодержание от его значения на стабилизированном участке до единицы меняется приблизительно по линейному закону. В соответствии в етим действительная высота набухшего слоя составит л;""-чиI2-41 где — высота участка со стабилизированным паросодержанием по высоте*; hn3 — высота переходной зоны, а действительная высота парово- । о объема «пДвЙСТ = «к-ЙнДавбЙСТ- <2’5> Наличие участка переходной зоны было установлено только в послед- ние годы благодаря появлению и использованию при экспериментальных исследованиях методов проникающих радиоактивных излучений. Поэтому в литературе встрачается определение высоты парового объема как с уче- юм только набухания по уравнению (2.3), так и с учетом также переход- ной зоны по уравнению (2.5). Связь между высотами набухшего слоя с учетом переходной зоны и без учета ее может быть установлена на основа- нии рис. 2.2, где изменение паросодержания на участке переходной зоны принято линейным. Из условия равенства массы тяжелой фазы над щитом в обоих случаях дейст = t Лпз _ hn3 Р" "неб "наб 2 2 рсм' (2.6) где р" _ плотность пара; рсм — плотность пароводяной смеси на стабили- зированном участке. Пренебрегать последним членом уравнения (2.6), как »то обычно делается, можно не всегда и в определенных условиях его вклад достаточно велик. * Изменение паросодержания на коротком участке распада паровых струй после выхода из отверстий щита не учитывается. 21
Рис. 2.2. Расчетная схема изменения ис- тинного объемного паросодержания и плотности потока по высоте барботажной колонки В конце переходной зоны проис- ходит переход от системы "пузыру пара в воде" к системе "капли влаги в паре", где несущей средой стано- вится пар. С точки зрения сепарации здесь следует обратить внимание на то, что для давлений 3,0—7,0 МПа даже при объемном паросодержании = 0,95 массовое содержание влаги составляет 85 и 48% соответствен- но. Поэтому определение положения действительного (физического) уровня воды в барботажном аппарате является весьма важным. Для расчета положения действительного уровня воды необходимо знать среднее истинное паросодержание на стабилизированном участке двухфаз- ного слоя и протяженность переходной зоны. В настоящее время извест- но несколько зависимостей для расчета паросодержания при барботаже. В связи со сложностью гидродинамики двухфазных потоков эти зависи- мости получены, главным образом, на основе эксперимента и имеют оп- ределенную область применения. Для сосудов большого диаметра (d > 300 мм) может быть использо- вана зависимость [12] р = (0,576 + 0,00414/?) °’75, (2.7) гдеР — давление среды, кгс/см2. Влияние диаметра барботера d учтено в следующей зависимости [13]: (2.8) где И/Ом— приведенная скорость пара в барботере. При (2.9) зависимость (2.8) принимает вид: (2.10) В работе [14] на основании кинематической модели течения двухфаз- ного потока получена наиболее общая зависимость паросодержания в 22 ш|никильном канале, которая применительно к условиям барботажа «маш вид: V - <’/(<’ + и'). (2.11) дп и* “ и0 ф — групповая скорость всплытия пузырей; и0 — скорость (пнпытия одиночного пузыря в неподвижной жидкости; Ф — фактор ।мимодействия пузырей. Значение ф можно рассчитать по формуле: ф - 1,4 (р'/р")0’2 [1 -р"/р']5- (2.12) Дни определения скорости всплытия одиночного пузыря использу- «н:н формула Франк-Каменецкого: = 1f5>/^7ZHZr, (2.13) (р')2 । дп о — поверхностное натяжение; р — плотность воды. Указанная зависимость справедлива для диаметра канала, существен- на большего, чем размеры крупных пузырей, что соответствует значению числа Бонда (Во = gd2 (р' - р”)/о)В0 > 100. При давлении 7,0 МПа это условие выполняется для каналов диаметром d** 16 мм. Применимость «плисимости (2.11) ограничена авторами областью изменения паросо- дпржания потока р 0,7. Структура зависимости для расчета аналогичная рассмотренной вы- нш, получена также в работе [15]: =%"/(<’+а), (2-14) I ДО а = (0,65 - 0,0398 р) \/ d/63; р= (1,1........12,3) МПа; а = (0,33 — 0,0138/?) x/d/63; р= (12,3........1В,1) МПа. В более поздней работе [16] зависимость (2.14) рекомендуется ис- пользовать без учета поправки на диаметр барботера d, при этом отме- чается лучшее совпадение с опытными данными. Расчет паросодержаний по рассмотренным выше зависимостям дает в цопом достаточно близкие результаты, отличающиеся друг от друга не Полее чем на ± 10%. Для расчета сепарационных схем желательно исполь- 1онзть те зависимости, которые дают наибольшее значение паросодержа- ния, так как соответствующее занижение расчетной высоты парового объема создает определенный запас по паровым нагрузкам барботера. Для расчета протяженности переходной зоны также известен ряд эмпи- рических корреляционных формул. На основе обобщения опытных дан- ных в интервале давлений от 0,4 до 10,0 МПа в барботерах диаметром от 0,055 до 0,35 м в работе [17] предложены следующие зависимости: d при значении 20 < — — > 100 / о УР(р'-р'') 23
''пз _ 18 5 W" /р ~P" ( P" Y’”/ d / a v g° \ p ) I / о \4(p'-p") \\4(p'-p") при значении 100 < ——— - < 190 / ®' \4(p'-p") Расчетная зависимость, полученная на основе критериальной обоаботЯ*1” (,бь,чн0 не превышает 0,35 м/с. Если принять для грубой оценки сред- ки опытных данных в интервале давлений 0 6—9 0 МПа получена в пабовмй 1’0диУс пузырьков пара равным г 1,5 мм, то общая кинетическая те [18]: ' ' ' р ^Чцвр1ил пара при указанных давлениях оказывается меньше высвобож- шющойся поверхностной энергии соответственно в 15 и 4 раза. лпз 1 л ,пз/ Wo р" \ °’5 —- - = 1.4-103/ --------- —Д_________ х / о I / а р' - р" I VfHp'-p") ' \дуд(р’ -р") / ( / ° \ 0,25 Vg(p'-p") I • (2.17} d / При d> d„pea, рассчитанного по зависимости (2.9), формула (2.17) при водится к виду Ьпз / \°-7 р" \0-45 —== = с ~Г’--------------йГ • (2.18) / о \д(р -р ) / \р -Р / vp(p' -р") Непосредственно из преобразования уравнения (2.17) имеем значение коэффициента с = 345, из обобщающей обработки с = 320. Известны также простые расчетные формулы, полученные в рабо те [19]: Лпз = 0,15р°’52И/" (2.19) и в работе [17]: лпз = 2,68 И/d’ Vр'7р'.' (2.20) Уравнение (2.19) является обобщением опытных данных, полученные /частке подъема оторвавшиеся капли обычно имеют большую по сравне- на колонках диаметром 200 и 353 мм в интервале давлений 1,7—9,0 МПа, а уравнение (2.20) - на колонке диаметром 238 мм при давлениях от 0XI до 9,0 МПа. 1 « V.2. Механизм капельного уноса влаги (9 1» ивновные расчетные формулы Прохождение пара через слой воды сопровождается отрывом капель liai и от зеркала испарения и последующим забросом их в паровой объем. Аразование капель обусловлено как динамическим воздействием потока *ра нп массу жидкости, так и освобождением поверхностной энергии при аарыве оболочек всплывающих пузырей. Соотношение между кинетичес- нй анергией Ек пузырьков пара, подходящих к поверхности раздела аа и поверхностной энергией оболочек пузырьков £п может быть запи- ши следующим образом [10]: (2.11 1 _rp"wf 3</>2 4яг2а 6tp2 о При давлениях среды, равных 3,0 и 7,0 МПа, нагрузка зеркала испаре- При разрыве оболочки парового пузыря могут образовываться капли широкого спектра размеров. Это обусловлено переменной толщиной обо- (1чки, которая в момент разрыва имеет минимальное значение в верхней Milin купола и максимально увеличивается за счет стока влаги у основа- ми пузыря. Дополнительный выброс в основном крупнодисперсной вла- и происходит также за счет смыкания кольцевых волн, образующихся |ри заполнении жидкостью нижней полусферы лопнувшего пузыря. | Отрыв капель от зеркала испарения за счет динамического воздействия нруй пара сопровождается увеличением поверхности раздела фаз. Относи- яльная затрата энергии на ее увеличение особенно велика при этом для иялких капель, в связи с чем под динамическим воздействием потока па- )а от зеркала испарения не могут оторваться капли меньше определенно- [о размера. С ростом скорости и динамического воздействия потока пара иаличивается спектр и масса выносимых капель, а сам процесс каплеоб- азования начинает приближаться к процессу дробления жидкости в пото- й движущегося с большой скоростью газа. В конечном итоге рост скорос- и пара должен привести к выносу из барботажного аппарата всей массы ижопой фазы [10]. Высота заброса капель влаги за счет динамического воздействия потока Iярп и освобождения поверхностной энергии зависит от диаметра капель, 1ЯПИЧИНЫ и направления их начальной скорости, плотности пара, козффи- (ипнта поверхностного натяжения жидкости. Аналитические оценки и жспериментальные исследования свидетельЯствуют о том, что с ростом (явления высота заброса капель влаги при прочих равных условиях умень- шается. При атмосферном давлении, например, эта высота может дости- ягь более 1 м, при давлении 7,0 МПа она не превышает 150- НЮ мм [20]. Существенное влияние на высоту подъема оторвавшихся от барботаж- юго слоя капель влаги оказывает скорость легкой фазы. На начальном |ию с потоком пара скорость и поэтому тормозятся. В некоторый момент жорости сравниваются, и капли начинают испытывать увлекающее воз- шйствие потока пара. Если при этом скорость свободного падения капель 25 24
Рис. 2.3. Зависимость влажности пара от нагрузки зеркала испарения Рис. 2.4. Зависимость допустимой нагрузки парового объема от давления при ности пара 0,05 % и высоте парового объема до 500 мм оказывается меньше подъемной скорости потока, то такие капли стан! вятся "транспортируемыми" и увлекаются потоком на неограниченну высоту. , Экспериментальные исследования капельного уноса показали, что nji постоянной высоте парового объема зависимость коэффициента уноса <; нагрузки зеркала испарения может быть выражена степенной зависим! стью типа К = cWn (рис. 2.3). В области малых скоростей потока пар коэффициент уноса слабо зависит от скорости и степень п может бьп принята равной 0—1. В связи с малой кинетической энергией пара о< новное количество влаги генерируется здесь, по-видимому, за счет ра рывов оболочек пузырей. С повышением скорости пара увеличиваете генерация влаги вследствие динамического воздействия потока пара и п казатель степени п становится равным 3—4. Эта область уноса, обычно и зываемая кружилинской, была обоснована в работе [21]. В некоторых исследованиях обнаружено также наличие третьей обла ти, в которой унос зависит от нагруз'ки в степени 8—12, т.е. носит чрезве чайно крутой, кризисный характер [22]. Переход из второй области третью наблюдается в тот момент, когда физический уровень приближ ется к пароотборным устройствам. В связи со сложностью и недостаточной изученностью механизма к пельного уноса влаги определение влажности пара обычно осуществл ется посредством прямых экспериментов, а также с помощью эмпир ческих корреляционных зависимостей. Одной из первых работ, в кот рой была предложена модель механизма уноса влаги и на основе Teopv размерностей получены критериальные зависимости для влажности, явл ется работа Г.Н. Кружилина [21]. Основная критериальная зависимость для влажности пара при ной высоте парового объема имеет вид: р" \/р"!р 9С со = А (2.22 где D — нагрузка парового объема. Из формулы (2.22) можно получить зависимость допустимой нагрузи парового объема от давления, соответствующей заданной влажности па[ (рис. 2.4) [231. Высота парового объема при этом отсчитывается от пар приемных устройств до массового уровня воды (без учета набухания Количественная зависимость для расчета влажности предложена в раб< те [24] (методика МЭИ) : 26
R Л/2’3 w = 2,75 10s -------------------------- (G'a)14 [p"/(p'-p")]°'2S W Hn v2 (2.23) — высота парового объема с учетом набухания; v — кинематическая вязкость жидкости. Формула (2.23) действительна только до определен- ных значений нагрузки зеракала испарения. Предельные значения этих нагрузок могут быть установлены из соотношения Л/пр = 4,2 • 10"6 •Ga0’ss[p'7(p'-p")]0-35. (2.24) Зависимость (2.23) получена при изменении давления среды от 0,12 до 18,2 МПа, интервале изменения высоты парового объема 450—850 мм и изменении положения массового уровня воды от 150 до 190 мм. Высота парового объема отсчитывается здесь от пароотводящих устройств до у|ювня воды с учетом его набухания. Расчет влажности пара в зависимости от нагрузки и высоты парового объема, основанный на использовании результатов исследований пароге- нарирующего оборудования АЭС, предложен в работе [25] (методика UTH им. Ф.Э. Дзержинского) : ( кр\ " (2 ng) w/ - wKp (Wn). ) . (2-25) |до (Wn) — критическая высота парового пространства от уровня набу- хания до пароотводящих устройств, соответствующая началу резкого уве- личения влажности пара по сравнению с минимально контролируемым ее значением; сокр — влажность, соответствующая (Wn) кр сокр = *• 0,02-^0,04; п — показатель степени, характеризующий скорость увеличе- нии влажности с изменением высоты парового пространства. Значения по- казателя п в зависимости от отношения площадей зеркала испарения и па ронриемных устройств F3/ Fn: F3!F„ 1 1,6 2-2,5 п 6 9 12-16 Критическую высоту парового объема рассчитывают по формуле: («п)кр = 0,087 [И/o' ^(р)]1’3, (2.26) । да Wq — максимальная приведенная скорость пара с учетом неравномер- ности нагрузки зеркала испарения; F (р) — параметр, учитывающий влия- ние давления пара. Величину F (р) определяют по формуле: F(p) = 3,45 103 у/р" (р')2/(р'-р")6 . (2.27) Высота парового пространства Нп также отсчитывается от уровня воды и учетом его набухания, при этом для расчета истинного объемного паро- 27
Оценочная зависимость Рис. 2.5. Зависимость высоты парового объема d нагрузки зеркала испарения для различной влам ности пара и давления 7,0 МПа ] содержания у рекомендуется формула (2.1411 Формулы (2.25) — (2.27) следует применят! при (Л/п) КР<1 м. 1 необходимой высоты парового объема (с учи том набухания) от приведенной скорости пара как при установке жалк] зи, так и без них дается в работе [16]. При наличии жалюзи указанная за висимость имеет вид: 1 1д(«п/И/о) = 0,0072р -0,64, (2.281 где р — давление среды, кгс/см2. Соответствующая этой высоте влах! ность на отметке нижней кромки жалюзи составляют не более 5—10^1 Для определения необходимой высоты парового объема при отсу| ствии жалюзи и влажности пара менее 0,1% рекомендуется формул] lg(«n/Wo) = 0,006р-0,35. (2.291 Опытная зависимость между высотой парового объема (с учетом н] бухания) и приведенной скоростью пара, соответствующая перелому с] парационных характеристик и началу резкого увеличения влажности, 1 также зависимость для влажности 10% получена в работе [26]. Эта зави] симооть (рис. 2.5) свидетельствует о близкой к пропорциональной свл зи между высотой и допустимой нагрузкой парового объема, вплоть д! высоты 750 мм. При указанной высоте парового объема удалось дости! нуть на зеркале испарения скорости пара, равной 0,7 м/с (влажность 0,1 ?! давление 7,0 МПа), которая более чем в 2 раза превышает нагрузки, npil нятые в парогенераторостроении. Хотя опыты [26] проводились в усл<1 виях равномерной нагрузки зеркала испарения, что трудно в полной мер] реализовать в реальных ПГ и БС, тем не менее они свидетельствуют | больших потенциальных возможностях сепарационных схем с гравит] ционной сепарацией пара. | Рассмотренные выше расчетные зависимости относятся к случаю, когх] поперечное сечение парового объема ПГ постоянно по всей его высоте. 0,1 нако для горизонтально расположенных ПГ и БС реакторовРБМК, имен! щих цилиндрический корпус, поперечное сечение парового объема не пси тоянно по высоте и уменьшается к верхней части, что приводит к соо ветствующему росту местных значений скорости пара. Сепарационные х; рактеристики парового объема при этом ухудшаются и в каждом koi кретном случае должны уточняться особо. Например, сравнение опытнь< данных, полученных на барботажной колонке высотой 950 мм с постоя| ним поперечным сечением по высоте и профилированным применительм к условиям цилиндрического корпуса диаметром 2,6 м, показывает, что последнем случае допустимые паровые нагрузки уменьшились в 1,4 раз: Рассмотренные выше характеристики двухфазного слоя и расчетны рекомендации получены при незначительном солесодержании контурно воды, влияние которого на процесс барботажа пара практически исключ ется. Такое солесодержание характерно для теплоносителей АЭС и обесп чивается соответствующей системой водоподготовки и водоочистка 28 I 1.1 Конструкция и расчет погруженного N яароприемного щитов Эффективная работа сепарационных схем с гравитационной сепарацией обеспечивается только при равномерной нагрузке водяного и паро- и объемов БС. Поэтому патрубки, подвода пароводяной смеси и отвода МИДЫ и отсепарированного пара необходимо размещать возможно более |«ИН(>мврно по длине БС. Практика показала, что наиболее благоприят- ным является подвод пароводяной смеси в водяной объем барабана. Та- ной подвод хорошо компонуется с внутрибарабанными устройствами и нАвопечивает минимальный унос влаги с паром и захват пара в опускную пиотяму. Основными элементами сепарационной схемы с гравитационной сепара- цией пира являются погруженный под уровень воды дырчатый щит, служа- щий для выравнивания нагрузки зеркала испарения, а также пароприем- НЫЙ щит (см. рис. 1.6). Впервые паросепарационная схема с погруженным щиюм была разработана теоретически и экспериментально К.А. Блино- вым и Г.Н. Кружилиным в 1938 г. применительно к судовым паровым нпгпйм. Отвод пара по этой разработке проводился с помощью пароотбор- Нпй трубы, устанавливаемой вдоль барабана и рассчитанной на равномер- ный отбор пара по его длине. В дальнейшем погруженные щиты стали ши- роко применяться для сепарации пара также в стационарных барабанных иотлпх, причем вместо пароотборной трубы стали устанавливать паропри- миый щит. В таком виде сепарационная схема с погруженным щитом няшпп применение в БС и ПГ АЭС. Конструкционно погруженный дырчатый щит представляет собой гори- ынийльный лист с отверстиями диаметром 5—10 мм, обрамленный по периферии закраиной высокой не менее 150 мм. Между корпусом БС и «краиной предусматривается заполненный водой зазор, обеспечивающий I идранлический подпор для прохода пара через отверстия щита. Зазор слу- жи! также для слива воды, вынесенной через отверстия щита вместе с па- ром. В случаях возможного попадания в зазор пара из восходящего пото- ка и ого нижней части устанавливаются специальные защитные козырьки. Эффективность работы погруженного щита повышается при образова- нии под ним "паровой подушки" [27], в пределах которой собственно и происходит переток пара от более нагруженных зон к менее нагруженным. И общем случае, когда закраина дырчатого щита охватывает и трубный пу- чок парогене|ирующего устройства (рис. 2.6), высоту паровой подушки рйссчитывают по формуле [7]: А (Рэ - p")ff = ДРотв + 2а/Яп + ДР1 + ДРз - Wi X X (рзН2 (рз - р2)д, (2.3°) । де Дротв — гидравлическое сопротивление отверстий погруженного щи- 1й; Д01 —гидравлическое сопротивление трубного пучка в пределах «йкраины щита; Дрз — гидравлическое сопротивление опускного зазора; />i - p"<Pi + р П - 01) - средняя плотность двухфазного потока в труб- ном пучке; = р"<д2 + Р (1 -0г) - средняя плотность двухфазного пото- ки в слое между паровой подушкой и трубным пучком; Рз =Р + । р’ (1 - (р3) — средняя плотность потока в опускном зазоре; Яп ~ отрыв- ной радиус пузыря [27]. Если закраина не охватывает трубный пучок или таковой отсутствует, io зависимость (2.30) упрощается: 29
Рис. 2.6. Схема циркуляционного контура ПГ с погруженным дырчатым щитом: 1 ~ опускной зазор; 2 — трубный пучок; 3 — паровая подушка; 4 — дырчатый щит с закраиной; 5 — корпус ПГ 8(р3 - р")д = ДРотв + 25//?п + Дрз - Hi (р3 - р2)д. (2.31) Если предположить, что в погружённом щите высота закраины равна высоте паровой подушки и пренебречь захватом пара в опускной зазор между закраиной и корпусом Г)Г, то зависимость (2.31) примет вид [27] : 3(р' - р"}д = ДРотв +28/Яп. (2.32) Расчет погруженного щита в последнем случае достаточно прост, однако гарантировать при этом устойчивость паровой подушки и работоспособ- ность щита в целом трудно. Анализ общего уравнения (2.30) показывает, что высота паровой по- душки зависит как от гидравлических сопротивлений и гидродинами- ческих параметров двухфазного потока в отдельных элементах контура щита, так и от высоты закраины. Наибольшую трудность в расчетах щита представляет определение паросодержаний двухфазного потока в трубном пучке и его гидравлического сопротивления ДР1. Ввиду сложности гид- родинамики двухфазного потока в трубном пучке точные расчеты могут быть произведены, по-видимому, только с привлечением результатов ис- следований на полноразмерных моделях и реальных ПГ. Расчет среднего паросодержания <д2 в пределах закраины погруженного щита может быть осуществлен на основе экспериментальных исследова- ний [7]. Как показали опыты, паросодержание на этом участке меняется приблизительно линейно от его стабильного значения на отметке нижней кромки закраины, которое можно рассчитать, например, по зависимости [ 14], до значения, равного единице. Таким образом = (spct + D/2. ' (2.33 30
1.1. Зависимость относительного выноса влаги с ларом через отверстия погру- <«««» о щита (а) и истинного объемного перосодержания под щитом не отметке <И| мм (б) от нагрузки зеркала испарения для давления 7,0 МПа (G" — расход пара; >' рпсход влаги через отверстия щита) IIпросодержанием потока </>3 в опускном зазоре между закраиной щита 4 корпусом ПГ можно пренебречь, так как скорость воды здесь принима- Ш(1И достаточно низкой (ниже скорости всплытия пузырьков), чтобы исключить захват пара с водой. По этой же причине Др3 = 0. Для выбора размера опускного зазрра и обеспечения требуемой скорос- 1И необходимо знать количество воды, выносимой с паром через отвер- ч»ил погруженного щита, а также расход питательной воды, если она по- мкпс.н выше щита. Вынос влаги с паром зависит от геометрии щита, на- । ручки зеркала испарения и при среднем давлении может быть оценен на топе опытных данных, приведенных на рис. 2.7. Здесь представлены гра- фики относительного выноса влаги с паром через отверстия щита в зависи- мости от коэффициента его живого сечения ф и нагрузки зеркала испаре- тин, полученные при давлении 7,0 МПа на барботажной колонке внутрен- ним диаметром 740 мм. Из рис. 2.7 видно, что с ростом нагрузки зеркала книпрения относительная величина выносимой с паром влаги уменьшается, к нгому же приводит уменьшение живого сечения щита. Значения истинного объемного паросодержания под щитом (на отмет- ки 100 мм ниже перфорированного листа), полученные опытным путем, тпказывают, что уменьшение выноса влаги происходит при одновремен- ном росте паросодержания. После образования паровой подушки (<р = 1) нпосительный вынос влаги с паром имеет минимальные значения, не пре- вышающие единицы. Расчет гидравлического сопротивления отверстий погруженного щита в •Пщем случае необходимо проводить с учетам выносимой с паром влаги. I идравлическое сопротивление при проходе потока влажного пара через иперстия погруженного щита рассчитывается по формуле: ДРо ТВ “ % ^ОТВ Рсм/2, (2-34) до % - коэффициент сопротивления отверстий [29]; IVOTB — скорость ло- нжа в отверстиях щита; рсм — плотность смеси. Влияние высоты закраины и давления среды на скорость пара в отвер- ниях погруженного щита, при которой образуется паровая подушка 'Жлюстрируется на рис. 2.8. Графики построены по зависимости (2.31) 1лз учета выноса влаги с паром и соответствуют высоте паровой подушки, швной 50 мм. Коэффициент сопротивления отверстий принимался рав- ном 2,5. Из рисунка видно, что одновременное изменение давления и вы- соты закраины приводит к противоположным эффектам: при фиксиро- 31
Рис. 2.8. Зависимость скорости пар в отверстиях погруженного щит, необходимой для образования пар< ВОЙ ПОДУШКИ ВЫСОТОЙ 50 ММ ОТ ДЭ1 ления и высоты закраины ванном давлении с увеличение! высоты закраины скорость пе ра в отверстиях возрастает, при фиксированной высоте зг краины с ростом давления скорость пара в отверстиях снижается. В заву симости от сочетания этих параметров скорость пара в отверстиях потру женного щита при давлении, например, 7,0 МПа должна меняться приблм зительно от 2 до 6 м/с. Эксперименты показали, что изменение в указан ных пределах скорости пара в отверстиях не приводит к ухудшению сепа рационных характеристик парового объема. Погруженный дырчатый щит с паровой подушкой выравнивает нагруз! ку зеркала испарения и существенно улучшает работу ПГ и БС. Вместе i тем установка такого щита предполагает барботаж пара через слой вода, над щитом и его набухание, которое тем больше, чем выше уровень водь и нагрузка зеркала испарения. При этом, естественно, уменьшается высот! парового объема, что в ряде случаев ограничивает предельные значения па ровой нагрузки и положение массового уровня воды в аппарате. Кроме того,сам процесс барботажа при большой акватории зеркала испарения Е! определенных условиях может привести к неустойчивости водянок объема и его колебаниям в барботажном аппарате. Исключить барботаж пара через слой воды над щитом можно при ИС| пользовании погруженного щита с безбарботажными насадками, отводя; щими пар из паровой подушки непосредственно в паровой объем выш<| уровня воды [28]. Благодаря этому физический уровень воды над щиток! оказывается близким к массовому и практически не зависит от паровой нагрузки. Соответственно стабилизируется высота парового объема, что позволяет увеличить нагрузку зеркала испарения или поднять предельно! верхнее положение массового уровня воды. Конструкция погруженного щита с безбарботажными насадками пока зана на рис. 2.9. Каждый насадок определенным образом перфорироваЕ как в нижней части (под листом), так и в верхней части выше уровня во ды, внутри насадков установлены завихрители. Пар из двухфазного пото ка поступает под горизонтальный лист и образует в пределах закраины па ровую подушку, из которой влажный пар распределяется по отдельным насадкам. Переменная по высоте входная перфорация насадков, а также наличие определенного расстояния между ее верхней кромкой и горизон тальным листом щита обеспечивают саморегулируемость паровой подуш ки и ее гарантированную минимальную величину во всем диапазоне на грузок. Влажный пар в насадках закручивается на завихрителях, в ре зультате чего влага выделяется на стенках и через перфорацию насадкос в их верхней части отводится на уровень в барботажном аппарате, а пар поступает в его паровой объем, где окончательно осушивается. Расчет погруженного щита с безбарботажными насадками проводится на основе общего уравнения (2.30). Если закраина щита не охватываез теплообменный пучок или таковой отсутствует, расчетная формула высо- ты паровой подушки имеет вид: понке: 7 _ пароприемный щит; 2 — насадок; 3 — погруженный щит; 4 — барботажная колонка 3(рз — Р “ Арвх + А/?зав + ДРвых + 28/Нп - н2 (р3 - Рг}д - Ьм(р'-р”)9, (2-35) где Дрвх. ДРзав- ДРвых — соответственно гидравлическое сопротивление перфорации на входе в насадок, завихрителя, перфорации на выходе из насадка; йм — массовый уровень воды над горизонтальным листом. Из приведенного уравнения видно, что высота паровой подушки в рас- сматриваемом случае дополнительно зависит от положения массового уровня, причем с его уменьшением высота паровой подушки увеличивает- ся. Разность масс столбов воды и пара в пределах высоты насадка над щи- том создает дополнительный подпор, который может быть использован на преодоление сопротивления прохода пара через насадки. В тех случаях, когда возможно эксплуатационное понижение уровня воды до отметки горизонтального листа, располагаемый подпор, как и для обычного щита, необходимо принимать равным разности масс потоков в пределах закраи- ны. В противном случае может иметь место выбивание паровой подушки из-под закраины и нарушение гидродинамики щита. Гидравлическое сопротивление перфорации на входе в насадки и выхо- де из них, а также сопротивление завихрителя могут быть рассчитаны по известным в литературе зависимостям [29, 30]. На рис. 2.10 показаны результаты исследования погруженного щита с барботажными насадками (см. рис. 2.9), установленного в экспери- 33 32
Рис. 2.10. Зависимость конечной влажности от приведенной скорости пара в экспе- риментальной колонке для стандартного погруженного щита (сплошная линия) и погруженного щита с безбарботажными насадками (пунктирная линия) : © - массовый уровень воды 100 мм; Ф- то же 150 мм; ©- 250 мм; •- 360 мм Рис. 2.11. Рекомендуемые соотношения значений скорости потока в узле отво- да пара ментальной колонке диаметром 300 и высотой 950 мм. Здесь же для со- поставления приведены данные, полученные в аналогичных условиях при использовании обычного погруженного щита. Из рис. 2.10 видно, что щит с насадками позволил увеличить допустимую приведенную скорость пара на зеркале испарения до 0,9 м/с (давление 7,0 МПа), т.е. более чем в 2 ра- за по сравнению с обычным щитом. При этом благодаря отсутствию барбо- тажа пара и набухания слоя воды над щитом не наблюдается влияния по- ложения массового уровня на эффективность сепарации вплоть до отмет- ки выхода пара из насадков. Погруженный дырчатый щит обеспечивает равномерную нагрузку зер- кала испарения, т.е. выравнивает скорость пара на входе в паровой объем. Так как вблизи пароотводящих труб происходит местное увеличение ско- рости пара и концентрация паровых нагрузок, то для обеспечения равно- мерной нагрузки парового объема по всей его высоте и поперечному сече- нию применяется потолочный дырчатый щит. Выравнивающий эффект по- толочного щита тем больше, чем больше скорость пара в его отверстиях. Рекомендуемое соотношение скоростей в отверстиях щита и пароотводя- щих патрубках показано на рис. 2.11 [31]. Пароприемный щит обычно перфорируется отверстиями диаметром 6—10 мм, характерная скорость пара в отверстиях при среднем давлении составляет от 10 до 20 м/с. Глава 3 ЦЕНТРОБЕЖНЫЕ СЕПАРАТОРЫ § 3.1. Теоретические основы расчета центробежных сепараторов Ввиду сложности гидродинамики двухфазных потоков разработка точ- ной теории центробежных пароводяных сепараторов представляется весь-1 ма затруднительной. Вместе с тем в некоторых конкретных случаях впол-| не допустимо использование приближенных аналитических зависимостей, I 34 позволяющих существенно уменьшить объем дорогостоящего экспери- мента. При проектировании пароводяных сепараторов важно знать длину зоны репарации, на которой происходит выделение из двухфазного потока пу- зырьков легкой фазы и разделение потока на пристенный слой воды и центральный шнур легкой фазы. Для расчета длины зоны сепарации необ- ходимо прежде всего определить время сепарации пузырьков, которое может быть найдено из уравнения их движения. Дифференциальное урав- нение сепарационного движения к центру сепаратора пузырьков, находя- щихся во вращающемся слое воды и не проскальзывающих относительно Потока в тангенциальном направлении, записывается на основании второго закона Ньютона в виде .-„„-an. < <3.ii ат п л 'Z (де И/д, РУТ — сепарационная и тангенциальная скорости пузырька; v, s — объем и площадь миделевого сечения пузырька; R — текущий радиус пепяратора; т — время; % — коэффициент лобового сопротивления се- паряционному движению пузырька; А — коэффициент присоединенной массы, принимается, как для твердой сферы, равным 0,5. Тяк как масса жидкости в объеме движущегося пузырька велика по сравнению с его собственной массой, то в левой части уравнения (3.1) учтена присоединенная масса пузырька [32]. Первый член правой части уравнения представляет собой силу давления потока воды на пузырек, которая обусловлена градиентом давления в криволинейном потоке, агорой член характеризует центробежную силу, третий — лобовое сопро- гипление при сепарационном движении пузырька. Взаимодействие пу- зырьков друг с другом не учитывается. В соответствии с имеющимися в литературе опытными данными [33] закон распределения тангенциальной скорости по радиусу в реальном по- пже описывается уравнением WT/?0’5 = К = const. (3.2) С учетом (3.2) уравнение (3.1) может быть переписано в виде WWR/dR) И/д = -Ci • 1/Я2 + С2 W2R , (3.3) (дяС1 = 2(р’ - р")№/(2р" + р'); С2 = 3$p'/2d(2p''+р'); d- диаметр пу- зырька. С помощью подстановки Z(Я) = уравнение (3.3) преобразо- вывается к виду Z'-2C2Z=-2Ci/fl2. (3.4) Указанное уравнение является линейным и может быть проинтегриро- вано [34]. Его решение при граничном условии на стенке сепаратора Я - /?ст, РУд = 0 имеет вид: / р р С2 R И/д = /—!-------------- -------- . (3.5) ч/с2Я2 С2Я2т еС2Яст 35
Второе слагаемое подкоренного выражения характеризует вклад инегц ционного члена исходного уравнения (3.1). Для практически используй емых размеров сепараторов и параметров разделяемого двухфазного по- тока величина этого слагаемого с уменьшением текущего радиуса быстро падает и в приближенном расчете им можно пренебречь. Тогда время необходимое для выделения пузырька легкой фазы из потока воды может быть найдено из дифференциального уравнения Рис. 3.1. Схема движения потока в вихревой трубе осе- вого сепаратора: 1 — отводящее устройство; 2 — вихревая трубе; J - завихритель 7 | Выход | пара (3.6) В подкоренное выражение уравнения (3.6) входит коэффициент сопро- тивления, который, в свою очередь, является функцией скорости сепара- ционного движения. Если на участке сепарационного движения принять его значение постоянным, то решение уравнения (3.6) с учетом гранично- го условия при т = О, R = Яст имеет вид: Яст - я2 V с, 2 (3.7) где Яо — радиус шнура легкой фазы. Расчетная зависимость (3.7) может быть использована для режима сепарационного движения пузырьков, характеризуемого величиной не 7U0.800, когда форма пузырьков близка к сферической [35]. Этот режим соответствует слабой закрутке потока, когда центробежное поле сил соизмеримо с гравитационным. При Re > 700-5-800, что обычна имеет место в реальных сепарационных устройствах, происходит дефор- мация пузырьков, и они приобретают форму сплюснутых сфероидов. От- ношение объема пузырька к площади его миделя дается при этом соот- ношением [36] Для практического применения зависимостей (3.7) и (3.10) необходимо знать постоянную потока К. Она определяется характером распре- деления скоростей в потоке и конкретной гео- метрией сепарационного устройства. Для осе- вых сепараторов с завихрителем на входе значе- ние К может быть найдено из балансового соот- ношения, связывающего массовый расход по- тока через кольцевую щель завихрителя и попе- речное сечение сепараторов (рис. 3.1) : __ ^ст it{R2 - Л2) Wp = р J WyXga litRdR, Явр 2 2/?о Выход Воды д'" Выход Воды 2/tt Вход парово- дяной. смеси (3.11) и/s ~2о/(£р'иф . (3 8| Решение исходного дифференциального уравнения (3.1) без учета его инерционного члена с использованием уравнений (3.2) и (3.8) в этом слуг чае имеет вид: _ dR = /4а(р —р") Кг dT \/ t‘lp')3R2 (3.9) Из уравнения (3.9) следует, что скорость сепарационного движение сплюснутых пузырьков в инерционном поле сил не зависит от их размера Аналогичный результат получен для скорости всплытия сплюснутых пу . зырьков в гравитационном поле [36]. Так как коэффициент сопротивле- ния сплюснутых пузырьков является главным образом функций формы, то его величина может быть принята постоянной. Тогда время сепарации пузырьков легкой фазы, полученное из решения дифференциального урав нения (3.9) при граничном условии т = 0, R = Яст, записывается в вид< _ 2 (Яст \//?ст — Ro y/R0) т —z- --------------- ----- . и ini где Rz ~ Лет — РаДиУс сепаратора; R\ — радиус центральной вставки за- вихрителя; — минимальный радиус вращающегося потока в сепара- торе; я — угол закрутки потока, принимаемый равным углу наклона ло- пастей; И/ — средняя скорость потока. Используя закон распределения тангенциальной скорости по радиусу (3.2) после интегрирования, имеем к = 3<я2 ~ . (3.12) 4tga(/?2 Rz /?вр^/^вр) На рис. 3.2 показаны опытные [37] и рассчитанные с использованием уравнения (3.12) значения длин зоны сепарации, необходимой для выде- ления пузырьков легкой фазы из закрученного двухфазного потока. Опы- ты проведены на воздуховодяной смеси в вертикальных прозрачных тру- бах различного диаметра, в нижней части которых установлены завих- рители. Расчетным путем длину зоны сепарации находили как произведе- ние времени сепарации на осевую скорость легкой фазы. Так как осевые скорости потока в сепараторах обычно достаточно велики, проскальзы- вание пузырьков легкой фазы в пределах зоны сепарации не учитывали, т.о. скорость легкой фазы принимали здесь равной скорости смеси. Ра- диус воздушного шнура после разделения двухфазного потока определя- ли с учетом проскальзывания и рассчитывали по формуле: (3.13) VC И/о /И/о" + 1 V ?2(р')2 36 где С — коэффициент проскальзывания воздушного шнура (принимался 37
0,? 1,0 1,3 Wj, м/с f) Рис. 3.2. Зависимость длины зоны сепарации от приведенной скорости воды для при- веденной скорости воздуха 1 м/с (а) и 2 м/с (б) в вертикальных трубах различных диаметров: ---------опытные денные;---------расчетные данные по опытным данным [37]); Wq, Wo" — приведенные скорости тяжелой и легкой фаз. Величину /?вр, входящую в уравнение (3.12), принимали равной /?t, ве- личину fF рассчитывали как сумму приведенных скоростей фаз, коэффи- циент сопротивления % принимали по данным [38] такой же, как для сплющенного эллипсоида. Из рис. 3.2 видно, что расчет хорошо отражает качественную картину процесса, при этом количественная сходимость опыта и расчета ухудша- ется с уменьшением диаметра вихревой трубы. Это связано, по-видимо- му, с меньшей абсолютной длиной зоны сепарации в трубах малого диа- метра, в связи с чем определенный субъективизм при визуальной оценке зоны сепарации приводит в этом случае к большему расхождению между опытом и расчетом. Условие равенства тангенциальных скоростей пузырьков легкой фазы и потока жидкости, принятое при составлении дифференциального уравне- ния (3.1), справедливо для так называемого стационарного участка сепа- рационного движения пузырьков. На начальном же участке движения эти скорости в принципе могут различаться за счет проявления особенностей ввода потока в сепаратор. Однако для рассматриваемой задачи движения пузырьков легкой фазы в жидкости начальный участок очень мал и при- нятое допущение не вызывает большой погрешности. Действительно, тор- можение (ускорение) пузырька на начальном участке относительно пото- ка прямо пропорционально приложенной к нему силе сопротивления и об- ратно пропорционально его массе: W2p dW __ p nd2 ________________ dr 4 2 (vp" + vp/2} ’ (3.14) Решение уравнения (3.14) с учетом граничного условия т = 0 и W = И/о имеет вид: т = 4d(p" + р'/2) Л _ JL 'I И'о/ ’ (3.15) З^р' Оценка времени торможения (ускорения) пузырьков легкой фазы на начальном участке для характерных значений входящих в уравнение 38
(3.15) величин свидетельствует о его пренебрежи- мой малости по сравнению с полным временем се- парации. Практически ценность определения длины зоны сепарации заключается в возможности правильно выбрать место одного из основных узлов осевого сепаратора — узла отвода воды и отсепарированно- го пара. Как преждевременный, так и слишком поздний отвод воды и пара из вихревой трубы осе- вого сепаратора вызывает резкое увеличение захва- та пара с водой и уноса влаги с паром. В первом слу- чае это обусловлено незавершенностью процесса раз- деления фаз, во втором случае — вторичным переме- шиванием пара и воды за счет ослабления центро- бежного эффекта. Протяженность зоны сепарации тесно связана с геометрическими характеристиками завихрителя, устанавливаемого на входе в вихревую трубу осевого сепаратора. Чем эффективнее закрутка потока, тем короче зона сепарации, однако достигается это соответствую- щим увеличением гидравлического сопротивления завихрителя. Выбор контрукции и расчет гидравлического сопротивления завихрителя, внося- щего основной вклад в общее сопротивление центробежного сепаратора, также являются весьма важной задачей. Для закрутки потока в осевых центробежных сепараторах чаще всего применяются лопаточные завихрители с центральной вставкой (рис. 3.3). Угол закрутки лопатки по радиусу в таких завихрителях является пере- менным, он рассчитан на создание квазитвердого закрученного потока. Это обусловлено как технологической простотой изготовления подобных лопаток, так и тем обстоятельством, что квазитвердое распределение ок- ружных скоростей в завихрителе соответствует минимальным затратам кинетической энергии для получения заданного момента количества дви- жения потока. Отметим, что после выхода из завихрителя распределение тангенциальных скоростей в потоке реальной жидкости не остается посто- янным и за счет вязкостных сил приближается к закону, описываемому уравнением (3.2). Гидравлическое сопротивление завихрителя может быть рассчитано по формуле: /к ДРзав = е И^СМ Рсм 2 (3.16) где /к — длина винтового канала завихрителя; dK — гидравлический диа- метр винтового канала; — скорость потока смеси, отнесенная к по- перечному сечению винтового канала; рсм —плотность смеси; $ — коэф- фициент гидравлического сопротивления завихрителя. Винтовые каналы образованы поверхностью соседних лопаток, а также стенками сепаратора и центральной вставки завихрителя. Поперечное се- чение винтовых каналов, перпендикулярное к направлению движения по- тока, может быть рассчитано следующим образом: Я 2 $поп = J 2п R sin a-dR — 6 (R2 — Rt) п, «1 (3.17) 39
где /?i, R2 — соответственно радиус центральной вставки завихрителя и вихревой трубы сепаратора; 6 — толщина лопаток; п — число лопаток; а — угол наклона лопаток завихрителя к горизонту. Изменение угла наклона лопатки по радиусу из соображений геомет- рии записывается следующим образом: tga= Я2//?1 tga2, (3.18) где а2 — угол наклона наружной стороны лопатки. С учетом выражения (3.18) после интегрирования уравнения (3.17) имеем ^поп - 2я/?2 tga2 [ \/R2 + R2 ig &2 — у/Ri + R2 ^9 &2 3 - S (Я2 - Ri)n. (3.19) Гидравлический диаметр винтовых каналов, входящий в уравнение (3.16), рассчитывается по формуле: dK = 4Snon//>, (3.20) где Р — периметр поперечного сечения винтовых каналов, определяемый по формуле: Р = 2п (R2 — Ri) + 2я (R2 sin а2 + Ry sin at); (3.21) здесь aj — угол наклона внутренней стороны лопатки, прилегающей к центральной вставке завихрителя. Длина винтовых каналов рассчитывается по формуле: /K=W/sina2, (3.22) где Н — высота лопаточного аппаоата. В табл. 3.1 приведены геометрические характеристики и коэффици- енты сопротивлений завихрителей, выполненных по типу завихрителя, изображенного на рис. 3.3. Как видно из таблицы, значения коэффици- ента сопротивления £ всех испытанных завихрителей, рассчитанные по уравнению (3.16), приблизительно одинаковы. Указанное обстоятель- ство дает возможность определить параметры завихрителя, геометричес- ки подобного испытанным, по заранее заданному значению его гидрав- лического сопротивления. Для этого в уравнение (3.16) необходимо подставить соответствующее значение коэффициента сопротивления (£ « 0,55), выразить гидравлический диаметр и длину винтовых кана- лов по формулам (3.20) и (3.22), а скорость смеси отнести к попереч- ному сечению винтовых каналов, определенному по формуле (3.19). В Таблица 3.1. Параметры завихрителей 2R2, мм 2/?i, мм Н, мм L, мм «г, град 5 So 80 33 90 130 45 0,51 5 80 33 60 60 30 0,65 12 88 38 100 140 45 0,52 5 99 50 110 160 45 0,64 9 154 100 160 100 45 0,50 14 40
преобразованное таким образом уравнение (3.16) войдут геометричес- кие параметры завихрителя п, R2, Rlt Н, а2, at. Число лопаток завихри- теля п зависит от диаметра сепаратора и обычно составляет от 4 до 8 шт, радиус вихревой трубы сепаратора R2 задан, высота лопаточного аппара- та Н принимается такой, чтобы исключить прямой прострел теплоноси- теля, и обеспечивается перекрытием лопаток относительно друг друга не менее 20—30°. Если задаться углом наклона наружной стороны лопат- ки а2 (или внутренней стороны nJ, то расчет по уравнению (3.16) по- зволит определить радиус центральной вставки завихрителя /?1г т.е. ши- рину кольцевой щели завихрителя. В том случае, если задаться шириной кольцевой щели, необходимое гидравлическое сопротивление завихри- теля может быть реализовано соответствующим выбором угла наклона лопаток. В практике коэффициент сопротивления завихрителей часто относят к поперечному сечению вихревой трубы сепаратора и рассчитывают по формуле: . к ^см Рем ДРзав = ----~2--. 0.23) где И<см — скорость смеси, отнесенная к вихревой трубе сепаратора. Рассчитанные таким образом значения коэффициента сопротивления £0 Для испытанных завихрителей (см. рис. 3.3) различаются между со- бой в несколько раз (см. табл. 3.1). Значения этого коэффициента могут быть использованы только для расчета сопротивлений данных конкрет- ных сепараторов. Влияние числа Re не сказывается на коэффициентах сопротивления испытанных завихрителей при значениях Re > 1 -10s (скорость отнесена к поперечному сечению вихревой трубы). § 3.2. Сепараторы с осевым подводом потока Центробежные сепараторы с осевым подводом потока пароводяной смеси (осевые сепараторы) удачно сочетаются с конструкционными осо- бенностями парогенерирующих установок АЭС и нашли широкое приме- нение в сепарационных схемах корпусных кипящих реакторов и верти- кальных ПГ. Конструкция и характеристики осевого сепаратора, разработанного фирмой "Дженерал электрик" и использующегося в корпусных кипящих реакторах, показаны на рис. 3.4, 3.5 [39, 40]. Основные узлы сепаратора: завихритель 8, вихревая труба 6, канал первичного отвода отсепарирован- ной воды 5, устройство с лопатками для ликвидации вращения потока 4, канал вторичного отвода отсепарированной воды 3, сепарационные лопат- ки вторичного отвода 2, предосушитель 1 и кольцевая диафрагма на сли- ве воды 7. Сепаратор работает следующим образом. Под действием центробежных сил пароводяная смесь после завихрителя разделяется на слой воды, дви- жущийся вдоль стенки сепаратора, и паровой шнур. Основное количество воды выходит из сепаратора через канал первичного отвода, в котором га- сится вращение потока, и далее через кольцевую диафрагму. Размеры диафрагмы, зависящие от паросодержания разделяемой смеси, выбирают- ся так, чтобы они обеспечивали допустимый захват пара. Вода, не попав- 41
Рис. 3.4. Схема первичного сепаратора фирмы "Дженерал электрик" Паросодержания на входе, % а) Рис. 3.5. Характеристики первичного сепаратора фирмы "Дженерал электрик" при расходе пароводяной смеси 213 т/ч для постоянного уровня воды, равного 638 мм (а), и постоянного массового паросодержания смеси на входе, ревного 14 % (б) шая в канал первичного отвода, удаляется через канал вторичного отвода, в верхней части которого установлены лопатки для дополнительной за- крутки потока и выделения захваченного пара. Отсепарированный пар поступает в предосушитель. В первом варианте сепаратора предосушитель изготовляли из проволочной сетки. Впоследствии сетка была заменена специальным центробежным устройством. Расход пароводяной смеси че- рез сепаратор в номинальном режиме составляет 213 т/ч при начальном массовом паросодержании, равном 14%. Гидравлическое сопротивление сепаратора достигает при этом 4,9 • 104 Н/м2, допустимое колебание уров- ня воды ~0,5 м. Из рассмотрения характеристик осевого сепаратора (рис. 3.5) видно, что оптимальные показатели по захвату пара и уносу влаги обеспечивают- ся только при номинальном паросодержании на входе. Влажность пара при этом составляет 5—6%, захват пара с водой составляет по массе 0,2%. Можно отметить, что захват пара после осевых сепараторов на действую- щем реакторе KRB (ФРГ) оказался выше, чем при стендовых испытаниях, и составил 0,6%. Применение осевых центробежных сепараторов на первой ступени сепарации позволило существенно интенсифицировать сепарацион- ные процессы и поднять скорость пара в корпусе кипящего реактора до 1,52 м/с (давление 7,0 МПа), что соответствует паровой нагрузке 195 т/ (м2 -ч). Осевые* центробежные сепараторы широко используются за рубежом также в сепарационных схемах вертикальных ПГ. Конструкция одного из таких сепараторов показана на рис. 3.6. Основными его элементами явля- ются: подводящая труба 7, лопаточные аппараты 3 и 5, гидрозатвор 6, от- 1 42
Рис. 3.6. Схема первичного сепаратора для вертикаль- ных ПГ бойные козырьки 2 и 4, отражатель 7. Парово- дяная смесь подводится по центральной подво- дящей трубе вверх, закручивается на лопаточ- ном аппарате и раздается в радиальном направ- лении на периферию, где происходит первич- ное разделение фаз. Вода по наружной стенке стекает вниз и отводится из сепаратора через гидрозатвор. Поток влажного пара движется вверх и дополнительно закручивается на вто- ром лопаточном аппарате. Влага, выносимая паром, концентрируется при этом на перифе- рии и отводится через кольцевые щели отбой- ных козырьков, расположенных до второго лопаточного аппарата и после него. На выходе из сепаратора установлен плоский отражатель, сепарирующий влагу из восходящего потока выход ♦ Выход боды 1 воды Вход пароводяной смеси пара. На гидравлическое сопротивление осевых сепараторов, включаемых в контур естественной циркуляции ПГ, накладываются определенные огра- ничения. Поэтому интенсивность закрутки и удельные нагрузки в этих се- параторах ниже по сравнению с применяемыми в кипящих реакторах. Приведенная скорость пара в паровом объеме вертикальных ПГ составля- ет обычно около 1 м/с. Интересно отметить, что в последних конструк- циях вертикальных ПГ пошли на существенное уменьшение диаметра се- параторов и увеличение их числа. Например, если на АЭС "Обриггейм" (ФРГ) в каждом ПГ было установлено всего по три сепаратора диамет- ром ~ 1100 мм, то на построенной позже станции "Библис" их число сос- тавило 52, а диаметр 490 мм [41]. Это объясняется, по-видимому, тем, что меньший диаметр сепаратора позволяет при прочих равных условиях реализовать больший центробежный эффект и повысить эффективность сепарации. Рассмотренные выше осевые сепараторы являются, как упоминалось, первой ступенью сепарации и требуют установки специальных вторичных осушителей пара. Двухступенчатая схема сепарации естественно приводит к определенным трудностям при компановке и увеличивает вертикаль- ный размер сепарационного узла в целом. Применение такой схемы сепа- рации объясняется сложностью одновременного обеспечения минималь- ных значений уноса влаги с паром и захвата пара с циркулирующей водой. В СССР в течение нескольких лет проводились исследования и отработ- ка осевых центробежных сепараторов, которые одновременно могут осу- ществлять как эффективное выделение пара из воды, так и высокую сте- пень его осушки [42]. Конструкция осевого сепаратора показана на рис. 3.7. Его основными элементами являются: перфорированный внут- ренний цилиндрический корпус 3, где последовательно установлены три неподвижных лопаточных завихрителя 2, внешний цилиндрический 43
Рис. 3.7. Осевой центробежный сепаратор глубокой осушки пара выход пара выход а л ' Воды Вход пара-1 Водяной Т смеси ’ моделей, данных о корпус 1 и противозахватное устройство (ПЗУ) 5, размещенное в кольцевом зазоре между внешним и внутренними корпусами. Пароводяная смесь, подводимая с нижнего торца сепаратора, закручивается на завихрителях, в ре- зультате чего вода под действием поля центробеж- ных сил отжимается к стенкам внутреннего кор- пуса и через перфорацию удаляется в кольцевой за- зор между корпусами, а отсепарированный пар от- водится в верхний торец. Поток воды, опускаясь в кольцевом зазоре, дополнительно закручивается на лопаточном аппарате ПЗУ. В результате захвачен- ный с водой пар выделяется и отводится в общий поток уже отсепарированного пара по специальной трубе 4, на которой крепятся завихрители. Базовая модель такого сепаратора с диаметром внутреннего корпуса, равным ВО мм, и диаметром наружного, равным 121 мм, была разработана на ос- нове многочисленных экспериментальных исследо- ваний, проведенных с полноразмерными моделями на воздуховодяной и пароводяной смесях, с исполь- зованием изложенных выше расчетных методик. На воздуховодяной смеси оптимизировались отдельные элементы сепаратора, в частности геометрия завих- рителей (угол наклона и количество лопаток, высо- та лопаточного аппарата, расстояние от верхней кромки лопатки завихрителя до начала перфора- ции) , количество завихрителей и расстояние между ними, степень и способ перфорации внутреннего корпуса, конструкция ПЗУ и т.п. Элементы сепара- тора выбирались на основании удельных нагрузок конечной влажности, гидравлических сопротивлениях и захвата пара водой. Исследования показали, что наиболее рациональным является завихритель с четырьмя лопатками, углом наклона их внешних образующих кромок 45° и высотой 90 мм. Для безударного ввода потока лопатки первого по ходу завихрителя имеют прямые направляющие участ- ки. Расстояние от верхней кромки завихрителя до начала перфорации сос- тавляет не менее 40 мм. На этой высоте при номинальном режиме, как показывают данные визуальных наблюдений и расчетов, в основном про- исходит разделение двухфазного потока на пристенный кольцевой слой воды и центральный шнур легкой фазы. При исследовании перфорации внутреннего корпуса сепаратора наи- лучшие результаты были получены для конструкции, выполненной с круг- лыми отверстиями диаметром 6, 8 и 10 мм, с живым сечением по ходу по- тока после первого завихрителя, составляющим 31 %, после второго и третьего завихрителей — 22%. Непосредственно после завихрителей пер- 44
форация осуществлена отверстиями диаметром 10 мм, далее — 8 мм (пос- ле первого завихрителя) и 6 мм (после второго и третьего). Длина перфорированной части сепаратора выбиралась на основе данных измерения радиальных перепадов давления после завихрителя (по высоте внутреннего корпуса), характеризующих центробежный эффект, и состав- ляла 230 мм. На этой высоте происходит постепенное уменьшение радиа- ального перепада давления приблизительно до 20% первоначального. Уве- личение числа завихрителей позволяет поддерживать необходимый центро- бежный эффект по всей высоте сепаратора и благоприятно сказывается на его работе. Оптимальной оказалась установка трех завихрителей. Дальней- шее увеличение их числа слабо влияет на эффективность сепарации. Необходимость в оснащении сепаратора ПЗУ вызывается значительной опускной скоростью воды в кольцевом зазоре между корпусами, превы- шающей скорость всплытия пузырей легкой фазы. Конструкция ПЗУ также была разработана на основе эксперимента с использованием анали- тических соотношений. Угол наклона внешних образующих лопаток ПЗУ составляет 45°, высота 60 мм, число лопаток 8. Сопротивление ПЗУ в этой конструкции сепаратора преодолевается за счет подпора, создаваемо- го столбом отсепарированной воды в кольцевом зазоре между корпусами. Поэтому расположение ПЗУ относительно начала перфорации и нижнего торца сепаратора выбрано таким, чтобы в расчетных режимах избежать как затопления перфорации, нарушающего процесс отвода влаги и ухуд- шающего сепарацию, так и предотвратить выход мениска вращения после лопаточного аппарата за пределы внешнего корпуса. Осевой сепаратор диаметром внутреннего корпуса 80 мм послужил прототипом для разработки геометрически подобных осевых сепараторов увеличенного диаметра (88 и 154 мм). В соответствии с требованиями геометрического подобия линейные размеры этих сепараторов были уве- личены по сравнению со сходственными размерами базового сепаратора (за исключением размеров и расположения завихрителя) соответственно в 1,1 и 1,92 раза, в площади живых сечений перфорации в 1,21 и 3,69 раза. При этом диаметр отверстий, а также степень и неравномерность перфора- ции по высоте осевых сепараторов оставлены неизменными. Завихрители указанных сепараторов были выполнены с одинаковым углом наклона внешних образующих, равным 45°. Кольцевой зазор между стенкой сепаратора и центральной вставкой завихрителя выбирался из условия обеспечения того же центробежного эффекта, что и для сепара- тора диаметром 80 мм: И<?о//?о = W^/Rf, (3.24) где И<то, И<т/ — тангенциальная скорость в базовом и геометрически подоб- ном сепараторах; Ro, Rj — радиус базового и геометрически подобного сепараторов. Принимая удельные нагрузки сепараторов одинаковыми, легко пока- зать, что для выполнения условия (3.24) площади кольцевых зазоров должны быть связаны соотношением So/S,- = (R0/Rf} \/R0/Ri‘. (3.25) Уравнение (3.25) позволяет определить диаметры центральных вста- вок завихрителей сепараторов диаметром 88 и 154 мм (соответственно 38 и 100 мм). 45
Рис. 3.8. Экспериментальная зависимость влажности пара после сепаратора диамет- ром 80 мм от паровых нагрузок при различных расходах воды Рис. 3.9. Экспериментальная зависимость массового расходного паросодержания (а) и количества захваченного пара (б) в потоке воды за сепаратором с диаметром внутреннего корпуса 80 мм от его паровой нагрузки при различных средних расхо- дах воды Расстояние от верхнего среза лопаток завихрителя до начала перфора- ции определялось аналитическим путем с использованием уравнения (3.10) и принималось равным длине, на которой происходит разделение двухфазного потока на пристенный слой воды и центральный шнур пара. Это расстояние для сепараторов диаметром 88 и 154 мм составило 45 и 100 мм соответственно. Окончательная отработка сепараторов проводилась на пароводяной экспериментальной установке при давлении 7,0 МПа и начальном массо- вом паросодержании смеси, равном 5—20%. На рис. 3.8 для сепаратора диаметром 80 мм в качестве примера приведены опытные данные влаж- ности отсепарированного пара в зависимости от паровых нагрузок (ско- рости пара) при различных расходах воды. Как следует из эксперимен- тальных зависимостей, в определенном интервале нагрузок конечная влажность пара ниже 0,1 %, т.е. сепаратор обеспечивает требуемую осуш- ку. При этом приведенная скорость пара в осевом сепараторе достигает 2 м/с, в то время как в обычных котельных сепараторах она не превы- шает 0,5—0,7 м/с [43]. С увеличением нагрузок влажность возрастает, причем это происходит тем раньше, чем больше расход воды. Опытные данные по массовому паросодержанию №ахв в потоке воды за сепарато- ром, полученные при поддержании внешнего уровня воды на отметке ПЗУ, приведены на рис. 3.9. Из них следует, что массовое паросодержа- ние зависит от водяной нагрузки и увеличивается с ее ростом. Паровая нагрузка слабо сказывается на захвате пара, который несколько умень- шается с увеличением расхода пара через сепаратор. Абсолютное значе- ние захвата пара относительно невелико и при паровой нагрузке 4 т/ч составляет около 200 кг/ч, т.е. не более 5% количества пара) При отсут- 46
Рис. 3.10. Экспериментальная зависимость паровой нагрузки (а) и приведенной ско- рости пара (б) для сепаратора с диаметром внутреннего корпуса 80 мм от величи- ны ф при различных расходах воды Рис. 3.11. Экспериментальная зависимость паровой нагрузки (а) и приведенной ско- рости пара (б) для сепаратора с диаметром внешнего корпуса 140 мм от величины ф при различных средних значениях массового паросодержания на входе ствйи ПЗУ захват пара значительно больше и с ростом паровой нагрузки имеет тенденцию к увеличению. Эффективность работы осевых сепараторов существенно зависит от размера кольцевого зазора между внешним и внутренним корпусами. На рис. 3.10, а показана зависимость паровой нагрузки сепаратора диа- метром 80 мм, соответствующая влажности 0,1%, от отношения площа- дей поперечного сечения упомянутого кольцевого зазора и внутреннего перфорированного корпуса ф. Из рисунков следует, что с ростом этого отношения паровые нагрузки увеличиваются, стремясь к некоторому постоянному значению, зависящему от нагрузки сепаратора по воде. Однако надо иметь в виду, что с увеличением кольцевого зазора между корпусами растет диаметр внешнего корпуса сепаратора. Поэтому выбор величины ф должен проводиться таким образом, чтобы удельные нагруз- ки сепаратора, зависящие от его паровой нагрузки и габаритных размеров, были максимальными. На рис. 3.10,6 показана зависимость скорости пара 1%, приведенной к суммарному живому сечению кольцевого зазора, и внутреннего корпуса сепаратора, от величины ф. Из графиков видно, что максимальная скорость пара имеет место при ф = 1,05, а это соответству- ет внутреннему диаметру внешнего корпуса, равному 121 мм. Данные рис. 3.10, а, б относятся к случаю, когда неизменным является диаметр внутреннего корпуса сепаратора. В практике встречаются обрат- ные задачи, когда задан габаритный размер внешнего корпуса сепаратора и необходимо найти оптимальный диаметр его внутреннего корпуса. На рис. 3.11 показаны, в частности, зависимости паровой нагрузки и приве- денной скорости пара от величины ф, которые получены для сепаратора с неизменным внутренним диаметром внешнего корпуса, равным 140 мм. Из рассмотрения этих зависимостей следует, что максимальная паровая нагрузка и осевая скорость пара имеют место для ф = 1,39, что соответ- ствует диаметру внутреннего корпуса, равному 88 мм. При ф = 1,05 и 47
Рис. 3.12. Экспериментальная зависимость гидравлического сопротивления сепарато- ра с диаметром внутреннего корпусе 80 мм от динамического напора Рис. 3.13. Экспериментальная зависимость влажности пара после сепаратора диа- метром внутреннего корпуса 88 мм от положения уровня воды относительно ПЗУ при различных расходах воды и пара 2,05, соответствующих диаметру внутреннего корпуса 80 и 99 мм, паро- вые нагрузки сепаратора оказались ниже. Важная характеристика сепараторов — гидравлическое сопротивление Др. Зависимость гидравлического сопротивления от динамического напо- ра двухфазного потока для сепаратора диаметром 80 мм показана на рис. 3.12. При расчете динамического напора скорость потока отнесена к диаметру внутреннего корпуса сепаратора. Из представленных данных следует, что гидравлическое сопротивление относительно невелико (не превышает 3-10’ Н/м2}. Гидравлическое сопротивление сепаратора диа- метром 88 мм имеет практически такое же значение, а сопротивление сепаратора диаметром 154 мм значительно выше и в сопоставимых усло- виях достигает 4,5• 104 Н/м2. Увеличение сопротивления связано с под- держанием в этом сепараторе того же центробежного эффекта, что и в се- параторах меньшего диаметра. Рассмотренные выше осевые сепараторы являются весьма эффективны- ми сепарационными устройствами. Благодаря наличию нескольких ступе- ней сепарации они обеспечивают глубокую осушку пара и могут рабо- тать в качестве единственной ступени сепарации. Использование вместо ограничительной диафрагмы противозахватного устройства, возвращаю- щего в основной поток пар, захваченный водой на переменных режимах, делает эти сепараторы в определенном интервале нагрузок также мало- чувствительными к изменению паросодержания на входе. Недостатком се- параторов является относительно узкий диапазон допустимого изменения внешнего уровня воды, обусловленный тем, что сопротивление ПЗУ пре- одолевается только за счет подпора столба отсепарированной воды в коль- цевом зазоре между внутренним и внешним корпусами. Характерный гра- фик зависимости влажности пара от положения внешнего уровня по отно- шению к отметке верхних кромок лопаток ПЗУ показан на рис. 3.13. Из этого графика, построенного по опытным данным для сепаратора диаметром 88 мм, видно, что увеличение уровня больше 100 мм приво- дит к скачкообразному росту влажности. Этот момент соответствует за- топлению перфорации слоем воды в кольцевом зазоре, что и вызывает увеличение выноса влаги. Повышение отметки начала перфорации отно- сительно ПЗУ оказывается при этом малоэффективным, так как из-за захвата пара двухфазный слой в кольцевом зазоре имеет значительно 48
Выход пара Выход -, боды м "Рис. 3.14. Осевой центробежный сепаратор глубо- кой осушки пара с модернизированной первой сту- пенью с диаметром внутреннего корпуса 88 мм: 7 — внешний корпус; 2 — завихритель; 3 — пер- форированный внутренний корпус; 4 — отводящее устройство; 5— ПЗУ Рис. 3.15. Зависимость влажности пара после сепа- ратора диаметром 88 мм с модернизированной пер- вой ступенью от положения уровня воды относи- тельно ПЗУ при различных значениях массового па- росодержания на входе и разных расходах пара Выход боды Вход пародо- дяной смеси 1 2 3 S меньшую плотность, чем внешний слой во- ды, и при подъеме последнего растет значи- тельно быстрее. Расширить диапазон изменения внеш- него уровня воды удалось для осе- вых сепараторов с модернизированной первой ступенью, в которой для от- вода отсепарированной влаги дополнительно используется динамический напор потока (рис. 3.14). Внутренний корпус сепаратора в пределах этой ступени не имеет перфорации, и здесь происходит только разделение двух- фазного потока на пристенный слой воды и центральный шнур пара. Да- лее вода с некоторым количеством захваченного пара отводится с по- мощью отводящего устройства по типу отбойного козырька в нижнюю часть кольцевого зазора между корпусами. Поток воды в кольцевом за- зоре дополнительно закручивается на лопатках ПЗУ, в результате чего захваченный пар'выделяется и, как и ранее, отводится по центральной трубке в основной поток пара. Паровой поток с каплями влаги поступает на последующие сепарационные ступени старой конструкции. Выделив- шаяся в этих ступенях и отведенная через перфорацию влага стекает по кольцевому зазору к специальным дренажным отверстиям во внешнем корпусе, расположенным выше первой ступени. Для предупреждения раз- брызгивания стекающей влаги вокруг дренажных отверстий установлен отражающий экран, направляющий влагу на внешний корпус и способ- 49
Рис. 3.16. Зависимость массового расходно- го паросодержания в потоке воды за сепа- ратором с диаметром внутреннего корпусе 88 мм от положения уровня воды относи- тельно ПЗУ при различных значениях мас- сового паросодержания на входе и разных расходах пара Рис. 3.17. Зависимость влажности пара после сепаратора с диаметром внутреннего корпуса 88 мм от расхода пароводяной смеси при различных средних значениях мас- сового паросодержания на входе ствующий ее стеканию в виде пленки. Расстояние между дренажными от- верстиями и ПЗУ выбирается в соответствии с заданным интервалом из- менения внешнего уровня воды: для сепаратора диаметром 88 мм, кон- струкция которого оказалась наиболее удачной, это расстояние было при- нято равным 600 мм. На рис. 3.15 для этого сепаратора показана зависимость влажности от- сепарированного пара от положения внешнего уровня при различных рас- ходах пара и воды. Как следует из рисунка, повышение внешнего уровня до 600 мм относительно верхних кромок лопаток ПЗУ приводит к моно- тонному росту конечной влажности, что облегчает условия регулирования уровня в парогенерирующей установке. В интервале нагрузок, где сепа- ратор работоспособен в качестве единственной ступени сепарации, влаж- ность не превышает 0,1%, а для увеличенных нагрузок влажность не пре- вышает 10%. Удовлетворительные данные для сепаратора диаметром 88 мм получе- ны также и по захвату пара, что обусловлено дальнейшим совершенство- ванием конструкции ПЗУ по сравнению с базовым сепаратором. Экспери- ментальные данные по захвату пара для различных расходов пара и воды представлены на рис. 3.16 в виде зависимости расходного массового паро- содержания в потоке отсепарированной воды от положения внешнего уровня. Из этих данных следует, что максимальный захват при положении уровня на отметке ПЗУ не превышает 0,6%, а с повышением уровня до 600 мм захват пара уменьшается до 0,1 —0,15%. Опытные данные для рассматриваемого сепаратора по зависимости уно- са влаги от расхода пароводяной смеси при различных входных паросо- держаниях потока показаны на рис. 3.17. Из графиков видно, что в опре- деленном интервале расходов пароводяной смеси конечная влажность не превышает допустимого значения, равного 0,1%. При влажности пара вы- ше 1 % сепарационные кривые достаточно пологи, что благоприятно с точ- ки зрения применения этого сепаратора также и для первичного разделе- ния пароводяной смеси. Анализ сепарационных характеристик рис. 3.17 показывает, что паровая нагрузка при наличии модернизированной первой ступени сепарации практически не зависит от входного массового паросо- 50
Рис. 3.18. Зависимость влажности пара после осевых сепараторов от приведенной скорости пара при по- стоянной скорости воды: 7 — сепаратор компании "Дженерал электрик" диаметром 324 мм, W'o = 0,85 м/с; 2 — отечествен- ный сепаратор диаметром 80 мм (121 мм), W'o = - 0,65 м/с; 3 — то же диаметром 88 мм (140 мм), И/о=О,75 м/с; 4 — то же диаметром 154 мм (232 мм), fV()=0,45 м/с держания потока. Так, при входном массовом паросодержании потока, равном 14 и 25%, и конечной влажности 0,1% приведенная скорость пара практически одинакова и равна ~2,2 м/с. Эффективность работы сепараторов с модернизированной первой сту- пенью существенным образом зависит от правильности выбора соотноше- ния сопротивлений по паровому Дрп и водяному Дрв трактам. Эти сопро- тивления связаны с положением внешнего уровня воды Н зависимостью н = (Дрп - Дрв)/рр- (3.26) При проектировании сепаратора гидравлические сопротивления паро- вого и водяного трактов выбирают таким образом, чтобы в номинальном режиме разность между ними соответствовала высоте поддерживаемого уровня. При изменении уровня или расходов фаз выполнение соотноше- ния (3.26) достигается посредством выброса влаги в паровой тракт или захвата пара в водяной тракт. Наличие в сепараторе ПЗУ, отводящего захваченный пар, и второй ступени сепарации, выделяющей вынесенную с паром влагу, обеспечивает работоспособность сепаратора в определенном, достаточно широком интервале изменения нагрузок и положения внешне- го уровня воды. Напомним, что в сепараторе фирмы "Дженерал электрик" вместо ПЗУ используется ограничительная диафрагма, рассчитанная на но- минальный режим. Поэтому отклонение расхода или паросодержания раз- деляемой смеси от расчетного значения приводит в этом сепараторе к су- щественному снижению эффективности сепарации. Представляет интерес сопоставить сепарационные характеристики оте- чественных сепараторов диаметром 80, 88 и 154 мм и сепаратора фирмы "Дженерал электрик". Характеристики упомянутых сепараторов, пере- строенные в виде зависимости влажности от приведенной скорости пара, показаны на рис. 3.18. Из характеристики американского сепаратора, осу- ществляюшего только первичное разделение пароводяной смеси, видно, что минимальная влажность пара, равная 5—6%, имеет место в расчетном режиме при скорости пара 2,8 м/с. Сепарационные характеристики оте- чественных паросепараторов свидетельствуют о том, что до скорости 2 — 2,2 м/с они обеспечивают глубокую осушку пара и могут быть исполь- зованы в качестве единственной ступени сепарации. Сепаратор диаметром 88 мм (140 мм) с модернизированной первой ступенью может быть, кро- ме того, использован и в качестве первой ступени сепарации. Действитель- но, хотя при увеличении скорости пара более 2 м/с влажность вначале рез- ко возрастает, далее ее рост стабилизируется и для максимально достигну- той скорости пара 3,5 м/с не превышает 4 — 6%. Таким образом, отечест- 51
венный осевой сепаратор диаметром 88 мм не уступает американскому аналогу не только по допустимому интервалу изменения уровня, показа- телям по захвату пара, но и по удельным нагрузкам. § 3.3. Сепараторы с радиальным подводом потока Центробежные сепараторы с радиальным подводом пароводяной смеси широко известны из котельной практики, где они применяются как в ка- честве внутрибарабанных, так и выносных сепараторов. Несмотря на это для ядерной энергетики потребовалось разработать новые, более совер- шенные конструкции центробежных сепараторов. Потребность в таких сепараторах обусловлена определенной спецификой ПГ АЭС и главным образом необходимостью обеспечить более высокие удельные нагрузки. Конструкция центробежного сепаратора с радиальным подводом па- роводяной смеси, разработанная фирмой "АЕГ—Телефункен" для кипя- щих корпусных реакторов, показана на рис. 3.19 [44]. Впервые такие се- параторы были применены в реакторе АЭС "Линген". В дальнейшем сепа- ратор был усовершенствован для применения в реакторах большей мощ- ности. Сепаратор состоит из завихрителя 3, сепарационной трубы 2, дрос- сельного конуса 7, пароотборной трубы 4, диффузора 5 и предосушите- ля 6. Сборка из четырех таких сепараторов крепится с помощью раздаю- щей головки 7 на несущей трубе 8. Высота несущей трубы выбирается такой, чтобы количество воды, находящееся над активной зоной, испа- рялось в течение требуемого времени в случае прекращения подачи пита- тельной воды. Поток пароводяной смеси после раздающей головки закручивается на лопаточном аппарате завихрителя, где ему сообщается центробежное уско- рение порядка 100 д. В сепарационной трубе * формируется паровой "язык", из которого пар отводится в пароотборную трубу. Вода через дроссельный конус направляется в опускную систему реактора. В отли- чие от первичного сепаратора фирмы "Дженерал электрик" здесь проис- ходит поворот на 180° не водяной, а паровой фазы. Поскольку водяной и паровой объемы сепаратора гидравлически связаны между собой, пере- пады давления по его паровой Дрп и водяной Дрв сторонам различаются на величину гидростатической составляющей, обусловленной внешним уровнем воды Н, т.е. Дрп = Дрв + Н (р'д). При номинальной нагрузке для поддержания уровня воды в требуемых пределах необходимое соотноше- ние сопротивлений по паровой и водяной сторонам достигается установ- кой по водяной стороне постоянного сопротивления. В случае иных паро- вых нагрузок в сепараторе происходит саморегулирование, заключаю- щееся в выбросе некоторого количества воды через его паровую сторону. Характеристики сепараторов фирмы "АЕГ—Телефункен", установлен- ных в реакторах KWW и ККР (ФРГ), приведены на рис. 3.20. В реакторе KWW сепараторы расположены в кольцевом пространстве между корпу- сом и активной зоной, в реакторе ККР — над активной зоной. Номиналь- ная паровая нагрузка сепараторов составляет 16 т/ч при начальном массо- вом паросодержании 13,6%, что соответствует расходу смеси через сепара- тор 118 т/ч. Эти данные показывают, что сепаратор на ККР, дополнитель- но снабженный предосушителем, обеспечивает более низкие значения ко- нечной влажности и захвата пара (по массе} по сравнению с сепаратором на KWW. Сопротивление сепараторов при номинальной нагрузке состав- ляет примерно 6,0-104 Н/м2 (0,06 МПа}. Следует отметить весьма высо- 52
-«—Рис. 3.19. Конструкция блока первичных сепараторов фирмы "АЕГ—Тепефункен" Рис. 3.20. Характеристики первичного се- паратора фирмы "АЕГ—Тепефункен" на АЭС с реакторами ККР (сплошная пи- ния) и KKW (пунктирная пиния) кую приведенную скорость пара в сепараторах, которая при номиналь- ной нагрузке составляет 5,6 м/с (р = 7,0 МПа). Отечественный центробежный сепаратор с радиальным подводом пото- ка показан на рис. 3.21 [45]. Этот сепаратор, как и ранее рассмотренный с осевым подводом потока, разрабатывался в качестве единственной сту- пени сепарации. Конструкционно он выполнен в виде тонкостенного ци- линдра длиной 2000 мм с вводом пароводяной смеси через тангенциаль- ный входной патрубок прямоугольного сечения. Такая форма входного патрубка, обеспечивающая плавный безударный ввод пароводяной смеси, оказалась наиболее рациональной. На выходе отсепарированного пара из сепаратора установлен перфорированный щит, а слив отделившейся воды осуществляется через специальное сливное донышко. Исследовалось несколько модификаций центробежных сепараторов, отличавшихся друг от друга различными геометрическими размерами входного патрубка, высотой парового пространства и конструкцией слив- ного донышка. Для отыскания рациональных геометрических размеров входных патрубков были проведены опыты при различной их высоте, ширине и длине. Эти опыты показали, что размеры входного патрубка оказывают существенное влияние на эффективность сепарации. На рис. 3.22, в частности, показано относительное изменение паровых нагрузок се- параторов диаметров 250 и 160 мм в зависимости от ширины входного патрубка (в сечении выхода) при высоте последнего 300 мм. Из представ- ленных данных следует, что существует оптимальная ширина входного патрубка, отклонение от которой приводит к уменьшению паровых на- грузок в несколько раз. Наличие оптимальной ширины входного патрубка обусловлено дейст- вием двух противоположно направленных эффектов, имеющих место при 53
Рис. 3.21. Центробежный сепаратор глубокой осушки пара с радиальным подводом потока: 1 — перфорированный щит; 2 — входной патрубок; 3 — цилиндрический корпус; 4 — сливное донышко работе центробежного сепаратора. С увеличением ширины входа при про- чих равных условиях за счет соответствующего снижения входной скорос- ти пароводяной смеси уменьшается дробление и разбрызгивание капель влаги, а следовательно, и возможность вторичного увлажнения пара. Вмес- те с тем снижение входной скорости уменьшает центробежный эффект, обусловливающий процесс разделения влаги и пара в сепараторе. Поэтому увеличение ширины входного патрубка благоприятно лишь до некоторого предела, пока уменьшение центробежного эффекта компенсируется мень- шим дроблением влаги после входного патрубка. Из рис. 3.22 видно, что оптимальная ширина входного патрубка при его высоте 300 мм для сепа- ратора диаметром 250 мм равна 60 мм, а для сепаратора диаметром 160 мм равна 30 мм. Исследования сепараторов с различной длиной входного патрубка пока- зали, что удлинение патрубка обеспечивает большие паровые нагрузки. Это можно объяснить тем, что в длинном входном патрубке лучше вырав- ниваются входные возмущения потока, атакже имеется большая возмож- ность для предварительного расслоения потока. Все это вместе взятое об- легчает дальнейшее отделение влаги в сепараторе. Максимальная длина входных патрубков сепараторов была ограничена условиями компоновки в рабочем участке экспериментальной установки и для сепаратора диамет- ром 250 мм составляла 150 мм, а для сепаратора диаметром 160 была рав- на 240 мм. Эти размеры не являются оптимальными, и их увеличение, осо- 54
Рис. 3.22. Зависимость относительного изменения паровых нагрузок от ширины входного патрубка для сепаратора диаметром 250 мм (а) и сепаратора диаметром 160 мм (б) при различном расходе воды через сепаратор бенно для сепаратора диаметром 250 мм, может оказаться целесооб- разным. В паровом пространстве центробежного сепаратора происходит оконча- тельная осушка пара. Она осуществляется за счет гравитационных и центробежных сил, причем высокая степень осушки в условиях значитель- ных осевых скоростей пара (до 2 м/с при давлении 7,0 МПа) достигается главным образом за счет центробежных сил. Исследования сепараторов с различной высотой парового пространства показали, что увеличение вы- соты парового пространства улучшает качество пара. Однако это имеет место лишь до определенной высоты, которая для сепаратора диаметром 250 мм равна 750 мм, а для сепаратора диаметром 160 мм — 400 мм. Дальнейшее увеличение высоты парового пространства оказывается неэф- фективным, что согласуется с исследованиями [46]. Большое внимание было уделено рациональной организации отвода от- делившейся воды из сепаратора. Исследовались варианты отвода воды через сливное донышко с закрытой центральной частью и наклонными лопатками на периферии, направленными по ходу вращения потока, через крестовину и эксцентрическую трубу на сливе. Проводились испытания и со свободным сливом, т.е. без донышка. Комплекс этих исследований по- казал, что конструкция донышка заметно влияет на захват пара отделив- шейся водой и в какой-то мере на паровые нагрузки сепаратора. Минимум захвата пара (истинное объемное паросодержание в опуске не превышало 3 — 5%) и максимальное значение паровой нагрузки получены для сепара- тора при наличии донышка с закрытой центральной частью и наклонными лопатками на периферии. Установка крестовины и эксцентрической трубы на сливе приводит к увеличению захвата пара в отпуск, а также к некото- рому снижению паровых нагрузок. Отсутствие донышка на сливе вызыва- ет значительный захват пара отделившейся водой. Для всех исследованных модификаций сепараторов были получены опытные данные по влажности при различных паровых и водяных нагруз- ках. Оказалось, что каждому расходу воды через сепаратор соответствует своя зависимость влажности отсепарированного пара от паровой нагрузки. При этом чем больше расход воды через сепаратор, тем при прочих равных условиях выше влажность отсепарированного пара. Обобщение опытных данных по влажности было проведено с использо- ванием метода анализа размерностей. Влажность пара для сепаратора опре- 55
Рис. 3.23. Зависимость влажности пара от комп- лекса К для сепаратора диаметром 250 мм (а) и диаметром 160 мм (б) деленной конструкции при постоянном дав- лении пропорциональна комплексу дйх/(1 -х)' (3.27) где W" — приведенная осевая скорость па- ра в сепараторе, м/с; D — диаметр сепара- тора, м; х — массовое паросодержание разделяемой смеси. На рис. 3.23 в качестве примера представлены обобщенные зависимос- ти влажности отсепарированного пара от комплекса К для сепараторов диаметров 250 и 160 мм, конструкционные размеры которых приведены в табл. 3.2. В пределах экспериментальных точек эти зависимости аппроксимиру- ются уравнением w = Ci /С7,1, (3.28) где со — влажность отсепарированного пара, %; Ci — постоянный коэффи- циент, для сепаратора диаметром 250 мм равный 2,69-10"6, а для сепара- тора диаметром 160 мм равный 5,65 10~9. В ядерной энергетике влажность пара нормируется значением 0,1%. На основании уравнения (3.28) соотношение между соответствующей этой влажности осевой скоростью пара в центробежных сепараторах с указан- ными выше конструкционными размерами и массовым паросодержанием разделяемой смеси имеет вид (в м/с): И/" = с2Ч/х/(1 -х)', (3.29) где с2 — постоянный коэффициент для сепаратора диаметром 250 мм, равный 3,28, а для сепаратора диаметром 160 мм - 4,05. Уравнение (3.29) справедливо для исследованного интервала паросодержаний 6<х< 20% и давления 7,0 МПа. При необходимости пересчета скорости пара на любое другое давление могут быть использованы известные в литературе пере- счетные формулы, например [47]. Таблица 3.2. Основные конструкционные размеры сепараторов диаметром 250 и Диаметр сепаратора, мм 8ходной патрубок, мм Ширина высота Длина 250 60 300 150 160 30 300 170 56
Из уравнения (3.29) видно, что осевые скорости пара в испытанных сепараторах существенно зависят от массового паросодержания смеси на входе и увеличиваются по мере его роста. Несколько более низкие скорос- ти в сепараторе диаметром 250 мм обусловлены его, по-видимому, срав- нительно более коротким входным патрубком. Сопоставление абсолют- ных значений осевых скоростей пара в этих сепараторах и применяемых в котельной технике приводит к заключению, что разработанные сепараторы обеспечивают увеличение скорости пара в 2 — 3 раза.. Центробежные сепараторы рассмотренного типа могут быть использова- ны и в качестве первичных сепараторов. Расвет допустимой скорости пара в этом случае для характерной конечной влажности 6% также может быть проведен по уравнению (3.29), но постоянный коэффициент с2 для сепа- раторов диаметром 250 и 160 мм следует принимать равным 4,4 и 5,4 со- ответственно. Максимальная скорость пара имеет место для сепаратора диаметром 160 мм и при массовом паросодержании разделяемой смеси, составляющем 20%, она равна 2,7 м/с. Это значение скорости меньше, чем для сепараторов с осевым подводом потока. Вместе с тем центробежные сепараторы с тангенциальным входным патрубком прямоугольного сече- ния имеют существенно меньшее гидравлическое сопротивление, не пре- вышающее 1,5-104 Н/м2. Это обстоятельство делает их перспективными для использования в вертикальных ПГ с естественной циркуляцией тепло- носителя, где на гидравлические сопротивления сепарационных устройств накладываются определенные ограничения. Эффективной оказалась также конструкция центробежного сепаратора с двойным корпусом, показанная на рис. 3.24 [48]. Сепаратор включает в себя цельный внешний корпус 7 и перфорированный в районе входного патрубка внутренний корпус 2, входной патрубок 3, выравнивающий пер- форированный щит 7 в верхней части внутреннего корпуса и сливное до- нышко 4 в нижней. Для отвода воды и пара из пространства между корпу- сами во внутреннем корпусе предусмотрены также сливные окна 5 и разгрузочные отверстия 6. Пароводяная смесь закручивается с помощью тангенциального входного патрубка, в результате чего вода отжимается к стенке, а пар — к центру внутреннего корпуса. Выделившаяся на стенке вода отводится через перфорацию в пространство между корпусами и час- тично, под действием силы тяжести, стекает в нижнюю часть внутреннего корпуса, где поддерживается уровень воды. Из пространства между кор- пусами вода через сливные окна поступает под уровень, и весь поток воды далее отводится через сливное донышко. Отсепарированный пар после окончательной осушки в паровом объеме сепаратора выходит через вы- равнивающий перфорированный щит. Эффективность этой конструкции обеспечивается посредством отвода части влаги со стенки внутреннего корпуса, что уменьшает нагрузку его периметра влагой и улучшает тем самым условия взаимодействия на гра- 160 мм высота парового про* странства, мм Живое сечение перфо- рированного щита, % Живое сечение сливного донышка (с закрытой центральной частью), % 750 24 42 400 28 52 57
-*—Рис. 3.24. Центробежный сепаратор с двойным корпусом О 0,25 0,50 0,75 1,00 7,25Нсеп,» Рис. 3.25. Зависимость влажности пара после центробежного сепаратора диа- метром 160 мм от положения внешнего уровня (а) и уровня воды в сепараторе (б) нице раздела жидкость—газ. Эксперимент на воздуховодяной смеси пока- зал, что удельная нагрузка сепаратора с двойным корпусом увеличилась по сравнению с обычной конструкцией приблизительно в 1,4 раза. На работу центробежных сепараторов с радиальным подводом потока существенное влияние оказывает положение внутреннего уровня воды. Визуальные наблюдения за работой полноразмерных сепараторов показа- ли, что уровень воды представляет собой слабо вращающуюся плоскую поверхность. Образование воронки вращения происходит лишь в случае подтопления входного патрубка или при отводе воды через центральное отверстие в днище сепаратора при низком положении уровня. Края ворон- ки, образующейся при затоплении входного патрубка, поднимаются в па- ровое пространство сепаратора, что приводит к нарушению процесса се- парации и резкому увеличению выноса влаги. Образование воронки ис- течения при понижении уровня сопровождается увеличением захвата лег- кой фазы водой. Положения внутреннего уровня воды в сепараторе Нсеп и внешнего в межсепараторном пространстве Нмсп связаны между собой. Проведенные опыты показали, что при фиксированном положении одного из уровней другой занимает также определенное положение в зависимости от кон- струкционных особенностей и нагрузок сепаратора. Связь между этими уровнями определяется соотношением «сел ~ Имел = 1ДРв - ДРл) /Ир' - р")д], (3.30) где Дрп и Дрв — гидравлические сопротивления сепараторов по паровой и водяной сторонам. 58 ; '
В практике эксплуатации возможны колебания внешнего уровня воды, поэтому важно знать, каким образом при этом изменяется уровень в са- мом сепараторе, поскольку его положения вблизи входного патрубка и сливного донышка являются недопустимыми. В связи с тем что сопротив- ление сепаратора по водяной стороне зависит от положения внутреннего уровня, при колебаниях внешнего уровня воды начальная разность уров- ней Нсеп — Нмсп не остатется постоянной. Опыты показали, что в зависи- мости от конструкционных особенностей сепараторов при изменении внешнего уровня внутренний уровень может следовать за ним со значи тельным отставанием или опережением. На рис. 3.25, а, б приведены данные по влажности для сепаратора диа- метром 160 мм в зависимости от положения внешнего и внутреннего уровней воды. Эти данные свидетельствуют о том, что влажность пара с ростом внешнего уровня вначале остается неизменной, а затем, когда уровень в самом сепараторе достигнет нижней кромки входного патруб- ка, резко увеличивается. Это наглядно видно из рис. 3.25, б, где пред- ставлены опытные зависимости влажности от положения внутреннего уровня. Для увеличения высоты внешнего уровня, при котором насту- пает ухудшение качества пара, необходимо, как это следует из уравне- ния (3.30), уменьшать сопротивление сепаратора по водяной стороне или увеличивать по паровой. Соотношение этих сопротивлений может уста- навливаться, например, выбором живого сечения сливного донышка. Ис- следования центробежных сепараторов, проведенные при разных живых сечениях донышка, показали, что в случае большего сечения донышка (меньшего сопротивления по воде) увеличение выноса влаги начинает ся при значительно более высоком положении внешнего уровня. Соотношение гидравлических сопротивлений сепаратора по паровой и водяной сторонам оказывает влияние и на захват пара с отделившейся водой. В частности, при поддержании постоянного внешнего уровня во- ды с ростом паровой нагрузки уровень воды в сепараторе будет снижать- ся и при некотором расходе пара достигнет сливного донышка, что приве- дет к захвату пара в опускной участок. Очевидно, этот момент наступи ч тем позже, чем больше сопротивление сепаратора по воде. Проведенные испытания показали, что, начиная с некоторой паровой нагрузки, истин- ное объемное паросодержание в опускном участке действительно резко увеличивается, причем увеличение захвата пара наступает позже для се- паратора с большим сопротивлением по воде. Таким образом, выбор соотношения сопротивлений сепаратора по паро- вой и водяной сторонам должен быть таким, чтобы во всем интервале из- менения режимных параметров можно было избежать как уноса влаги <: паром при повышении внешнего уровня воды, так и захвата пара в отпуск с ростом паровой нагрузки. § 3.4. Другие перспективные конструкции центробежных сепараторов В отечественной практике парогенераторостроения достаточно широкое распространение получили так называемые внутрибарабанные циклоны. На рис. 3.26 показана конструкция такого циклона, установленного внут- ри корпуса горизонтального БС. Согласно работе [43] при проектирова- нии внутрибарабанных циклонов высоту корпуса следует принимать рав- ной 450 — 500 мм. Отметку ввода пароводяной смеси в циклон необходи- 59
езоь Рис. 3.26. Внутрибарабанный циклон: 1 — поддон; 2 — наклонные лопатки; 3— днище; 4 — корпус циклона; 5 — вход ной патрубок; 6 — отбойный воротник мо выбирать так, чтобы смесь входила в паровое пространство циклона т.е. выше массового уровня воды в барабане. Вследствие вращения поток; в циклоне, как показывают визуальные наблюдения, по внутренней стен- ке корпуса происходит подъем пленки влаги. Для того чтобы предотвра- тить унос ее вместе с паром, в верхней части циклона предусматривается установка так называемого отбойного воротника, который имеет кольце- вую щель для отвода пленки влаги с направлением ее на внешнюю стенку циклона и с последующим отводом в водяное пространство БС. Как пока- зывают исследования, выполненные на воздуховодяной смеси, в выход- ном сечении таких циклонов наблюдается неравномерное распределение потока отсепарированного воздуха с большими скоростями на перифе- рии, которые уменьшаются к центру корпуса. Причем в центральной части циклона имеют место обратные скорости. Неравномерность поля скоростей воздуха в выходном сечении такова, что локальные периферий- ные скорости воздуха отличаются от средней по сечению циклона в 2 — 5 раз. Указанная неравномерность вызывает унос влаги с воздухом в паровой объем при меньших нагрузках циклона, существенно снижая его эффективность. Для повышения нагрузок на выходе отсепарированного пара из циклона ОРГРЭС* рекомендует установку дроссельных дырчатых листов, а ЦКТИ** — установку жалюзийного сепаратора или специальных крестовин для раскручивания потока. Установка дырчатого листа с жи- вым сечением 20% (диаметр отверстий 10 мм) позволяет практически полностью выровнять поле скоростей газовой фазы на выходе из циклона. * Государственный трест по организации и рационализации районных элек.ро- станций и сетей. ** Центральный котлотурбинный институт им. И.И. Ползунова. 60
Важным обстоятельством, характеризующим эффективную работу циклона, является уменьшение захвата пара из него вместе с отсепариро- ванной водой, что достигается соответствующими конструкционными и эксплуатационными мероприятиями. По этой причине глубина погруже- ния циклона в водяной объем и конструкция его сливного устройства должны исключать возможность прорыва пара в опуск при самом низ- ком эксплуатационном уровне воды в барабане, а также при аварийных режимах, когда происходит падение уровня в барабане. Практически это- му соответствует заглубление циклона до отметки не менее 200 мм от наинизшего эксплуатационного массового уровня воды в барабане. Внут- ри циклона при его работе происходит образование вихревых воронок, которые также способствуют захвату пара в опускную систему БС. Ука- занная особенность гидродинамики работы циклона потребовала разра- ботки соответствующих устройств, препятствующих захвату пара с водой. Такими устройствами являются днища с кольцевой периферийной щелью, в которой установлены наклонные Лопатки (10 — 12 шт) под углом 45° с перекрытием в плане друг относительно друга, имеющие направление, ко- торое совпадает с направлением вращения воды в циклоне. В работе [43] рекомендуется для предотвращения прорывов пара через кольцевую щель днища, например при работе с пониженным уровнем воды, устанав- ливать индивидуальные или групповые поддоны, которые создают подъ- емное движение выходящей из циклона воды, что облегчает выход пара из водяного объема в паровой. Рекомендуемые диаметры внутрибарабанных циклонов составляют 200 —300 мм, что обусловлено наибольшей эффективностью сепарации, оптимальностью компоновки, наименьшей металлоемкостью и возмож- ностями монтажа через лазы барабанов. Сборка циклонов диаметров более 300 мм внутри барабана при монтаже и ремонтные работы явля- ются сложными операциями, в особенности для условий работы АЭС, т.е. при наличии повышенной радиационной обстановки оборудования. Нормальная работа циклона обусловлена правильным выбором его паровой нагрузки, от которой зависит влажность отсепарированного па- ра и потребное для данного барабана количество циклонов. При этом необходимо учитывать то обстоятельство, что в циклоне происходит двухступенчатая сепарация. В первой, центробежной ступени, наиболь- ший эффект получается при плавном подводе пароводяной смеси через тангенциальный входной патрубок со скоростью 5—10 м/с для среднего давления [31]. Вторая ступень сепарации в циклоне — осадительная. На рис. 3.27 по- казаны зависимости рекомендуемых паровых нагрузок единичного внутрибарабанного циклона диаметром 290 мм от давления. Указанные на рис. 3.27 нагрузки циклона обеспечивают пар низкой влажности. Одна- ко если циклоны должны выдавать пар повышенной влажности, то их па- ровые нагрузки можно несколько повысить. Циклоны могут быть использованы в контурах естественной и прину- дительной циркуляции. Установка циклонов в различных контурах цир- куляции определяет их допустимую паровую нагрузку и гидравлическое сопротивление, которое может быть определено по формуле: АРц = UPcmIVcm/2, (3.31) где £ц — коэффициент гидравлического сопротивления циклона; рсм — 61
Рис. 3.27 Рекомендуемые нагрузки еди- ничного внугрибарабанного циклона диа- метром 290 мм в зависимости от дав- ления. 7 - нормальные значения; 2 — мини- мальные значения Рис. 3.23. Вариант компоновки цикло- нов внутри !5С: 7 — жалюзийный сепаратор; 2 — цик- 3 - корпус БС Выгод пара Выход воды плотность пароводяной смеси, поступающей в циклон, определяемая по объемному расходному паросодержанию; WCM — скорость пароводя- ной смеат ио входном патрубке циклона, определяемая как сумма при- веденных скоростей пара и воды. i-i.i основании данных работы [43] коэффициент гидравлического соп- ротивления внутрибарабанного циклона равен = 4,5-г 5,5. Необходимо обратить внимание на тот факт, что гидравлическое сопротивление центро- бежных сепараторов с тангенциальным вводом потока определяется главным образом сопротивлением входного патрубка. В связи с этим гидравлическое сопротивление циклона можно понизить, совершенствуя конструкцию входного патрубка. Внутрибарабанные циклоны обеспечи- вают равномерную раздачу пара по длине парового объема БС и являются проверенными и надежными сепарационными устройствами. Так как цик- лоны располагаются внутри корпуса БС, они могут быть изготовлены из тонкого стального листа толщиной около 2 мм. На рис. 3.28 показан один из вариантов компоновки циклонов внутри БС. Циклоны, подобные описанным здесь, установлены в БС Белоярской АЭС им. И.В. Курчатова и Билибинской АЭС. Внутрибарабанный циклон типа "Бабкок" (США) показан на рис. 3.29. В отличие от циклона, изображенного на рис. 3.26, этот циклон имеет корпус конической формы, а отвод воды осуществляется через днище с кольцевой периферийной щелью и наклонными лопатками. За днищем по ходу движения потока располагается короб переменного жи- вого сечения, через который отсепарированная вода горизонтально выхо- дит из циклона в корпус БС, что благоприятно для сепарации захвачен- ного паса. На выходе отсепарированного пара установлен отбойник, кото- рый препятствует движению пленки влаги по стенке циклона в паровое пространство барабана. Перспективной для применения в корпусных кипящих реакторах и вертикальных ПГ является конструкция циклона, изображенная на риг 3.30. Как указывается в работе [49], по характеру работы этот циклон является промежуточным между выносным и' внутрибарабан- 62
Рис. 3.29. Конструкционная схема циклона фирмы "Бабкок": 7 — отбойник; 2 — входной патрубок; 3 — короб для горизонтального выхода отсепарированной воды; 4 — наклонные лопатки; 5 — корпус Рис. 3.30. Циклонный сепаратор: 1 — дырчатый щит; 2 — корпус циклона; 3 — донышко циклона; 4 — входной патрубок ным. По конструкционному оформлению он аналогичен выносному цик- лону, а по схеме его включения в контур — внутрибарабанному. Парово- дяная смесь по спиральному входному патрубку поступает в корпус цик- лона, в верхней части которого установлен дырчатый щит с живым сечени- ем, составляющим 20%. В нижней части циклона на расстоянии 320 мм от входного патрубка установлен гидравлический затвор, предназначенный для предотвращения проскока пара в опускной участок, который выпол- нен по типу аналогичных устройств внутрибарабанных циклонов. На осно- вании экспериментов, проведенных авторами работы [49] в широком диапазоне паровых нагрузок циклона при давлениях 0,9—3,3 МПа, получе- на зависимость для определения влажности отсепарированного пара от параметров (в %) ш = 0,0185 (И'"7")1,73/р1’32, (3.32) где k/'y" — массовая нагрузка циклона, кг/(м2 • с); р — давление, кгс/см . При этом массовый уровень воды снаружи циклона находился на 0,4 —0,7 м ниже входного патрубка. При повышении внешнего уровня до отметки, соответствующей нижней кромки входного патрубка, влаж- ность пара изменяется незначительно. При дальнейшем повышении уровня влажность пара резко возрастает. Значительное снижение уровня вне цик- 63
Выход пара Вход па) Водяной смеси Рис 3.31. Компоновка сепарационных устройств в реакторе "Патфайндер" (США) : 1 — блок для вывода импульсных линий; 2 — крышка корпуса реактора; 3 — па- ровой экран; 4 — узел для измерения уровня воды; 5 — корпус реактора; 6 — сепа- раторы пара; 7 — опорная плита для твэлов в испарительной зоне; 8 — распредели- тельное кольцо питательной воды; 9 — опорное устройство корпусе; 10 — опорная плита пароперегревателя; 11 — главный паропровод; 12 — выходной патрубок для циркулирующей воды; 13 — регулирующие стержни; 14 — зона перегрева; 15 — на- правляющие регулирующих стержней; 16 — осушитель пара; 17 — крепеж фланце- вого соединения; 18 — тепловая изоляция; 19 — привод регулирующего стержня Рис. 3.32. Сепаратор реактора "Патфайндер": 1 — положение уровня; 2 — пероотводная труба; 3 — корпус; 4 — входной пат- рубок; 5 — сливной патрубок лона, как показали эксперименты [49], не ухудшая влажности пара, нару- шает нормальную работу контура естественной циркуляции, в котором ис- следовался данный циклон, так как происходит захват пара из циклона в опускной участок контура. Авторы считают, что оптимальным является положение уровня вне циклона ниже нижней кромки входного патрубка. Центробежные сепараторы с тангенциальным входным патрубком при- меняются для уменьшения захвата пара в опускную систему циркуляцион- ного контура корпусного кипящего реактора. Такая схема использована в реакторе "Патфайндер" (США). Она показана на рис. 3.31. Сепараторы 64
расположены в два ряда в кольцевом пространстве между корпусом и ак- тивной зоной. Конструкция сепаратора показана на рис. 3.32. Она разрабо- тана в лаборатории фирмы "Аллис—Чалмерс" [50] и состоит из цилиндри- ческого корпуса диаметром 254 и длиной 2590 мм. Пароводяная смесь поступает в цилиндр сепаратора через тангенциальный входной патрубок шириной 46 и высотой 1370 мм. Через конический сливной патрубок уда- ляется влага, а через трубу диаметром 100 мм отсепарированный пар по- дается в осушитель. Для реактора "Патфайндер" было предусмотрено ус- тановить в опускном канале 45 таких сепараторов. Укажем, что в данном реакторе при электрической мощности 66 МВт давление равно 4,3 МПа, паропроизводительность 278 т/ч и расход теплоносителя на рециркуля- цию 11 080 т/ч. При таком расходе теплоносителя скорость воды в опуск- ном участке между корпусом реактора и активной зоной превышает 0,61 м/с. Большой захват пара, который имеет место при этой скорости воды, является причиной понижения подпора на всасе циркуляционных насосов. Высокие скорости в опускном участке могут быть уменьшены путем, например, применения корпуса большого диаметра. Однако стоимость корпуса большого диаметра будет выше, чем стоимость создания схемы внутрикорпусной сепарации пара в случае неизменного диаметра корпуса. В результате экспериментов было установлено, что для номинальных расходов пара и воды данный центробежный сепаратор имеет объемный захват пара в опускную систему, составляющий 0,1%, причем от 25 до 40% пара из тягового участка поступает в опускную систему, т.е. в сепара- тор. Гидравлическое сопротивление сепаратора равно 1,10• 104 Н/м2, что соответствует поставленному требованию при разработке этой кон- струкции. Конструкционные особенности реактора ограничили высоту входного патрубка до 1370 мм; ширина входного патрубка выбиралась из условий оптимального центробежного эффекта и ограничением по перепаду дав- ления. В результате экспериментов было установлено, что наименьший захват пара имеет сливной патрубок конической формы с продольными проре- зями треугольной формы. Длина конусообразного сливного патрубка рав- на 610 мм при диаметре днища 102 мм. Живое сечение сливного патрубка слагается из сечений восьми вертикальных прорезей, ширина которых в нижней части равна 38 мм. При исследованиях этого сепаратора был изу- чен вопрос о влиянии уровня на захват пара в опускную систему. Оказа- лось, что эффективность работы сепаратора в отношении захвата остава- лась практически неизменной до уровня 305 мм над входным патрубком сепаратора, причем объемный захват составлял не более 0,2%. Максималь- ный уровень составлял 1220 мм. При уровне над входным патрубком ме- нее 305 мм объемный захват возрастал до 4 — 5%. Во всем указанном диапазоне изменения уровня количество легкой фазы, поступающей в се- паратор, оставалось практически неизменным. Экспериментальная отра- ботка сепаратора реактора "Патфайндер" была выполнена на воздухово- дяной смеси с полномасштабной моделью. Как указывалось выше, весьма перспективными для применения в реакторостроении являются сепараторы с осевым подводом потока паро- водяной смеси. Рассмотрим некоторые конструкции. На рис. 3.33, а показана конструкция осевого сепаратора по данным исследований [37]. Завихритель имеет шесть лопаток, наружный выход- ной угол которых составляет 35°. Диаметр центральной вставки равен 65
выход пара Рис. 3.33. Осевой сепаратор: а — продольный разрез: 1 — завихритель; 2 - труба сепаратора; 3 — короб квадратного семенил; 4 — нор- мальное положение уровня; 5 — кожух сепаратора;' 6 — направляющая лопатка; 7 — крышка; б — схема расположения Направляющих лопаток в кольцевом опускном участке: 1 — кожух сепаратора; 2 — труба сепа- ратора; 3 — переливное окно; 4 — меж- лопаточный канал; 5 — направляющая лопатка а) Вход паро- водяной смеси 28 мм. Внутренний диаметр трубы се- паратора, в которой установлен завих- ритель, равен 98 мм. Отвод отсепари- рованной жидкости проводится через четыре переливных окна высотой 700 мм. Отношение эквивалент- ного проходного сечения перелив- ных окон к сечению трубы сепаратора составляет 6,6. Внутренний диаметр цилиндрической части кожуха равен 192 мм. Квадратный короб размером 200 x 200 мм в сочетании с кожу- хом сепаратора имитировал одну ячейку сепарационной системы. Труба сепаратора в пределах переливных окон выполнена конусной с неболь- шим уменьшением диаметра в соответствии с расходными характеристи- ками. Для упорядоченного движения потока в кольцевом опускном участ- ке на выходе из переливных окон по всей их длине установлены верти- кальные направляющие лопатки. При этом достигается вторичное рас- слоение отсепарированной воды и захваченного с ней пара (рис. 3.33, б). Вода оттесняется на стенку кожуха, а пар концентрируется вокруг трубы сепаратора и отводится в паровое пространство через специальные межло- паточные каналы, так как остальная площадь кольцевого зазора между кожухом и трубой сепаратора (на рис. 3.33, б заштрихована) сверху гер- метично закрыта. По результатам экспериментальных исследований это приводит к заметному снижению выноса влаги в пространство над се- паратором и уменьшению захвата пара вместе с отсепарированной водой. Сепарационная характеристика данной конструкции описывается урав- нением (в %) : ш = 0,147 ехр (3,35 • 10"37См W'c2M/2ff), (3.33) где 7смИ*см/2& —динамический напор потока в трубе сепаратора. Уравнение справедливо только для рассматриваемой конструкции се- паратора в следующем диапазоне параметров: давление 1,1 —3,6 МПа, рас- ход пара 0,3 —8,5 т/ч и расход воды 20—70 т/ч. Проба отсепарированного пара отбиралась из объема внутри кожуха в месте, расположенном на 450 мм выше верхнего обреза трубы сепаратора. Массовый уровень ре- комендуется поддерживать в кольцевом опускном участке ниже перелив- 66
Рис. 3.34. Центробежный сепаратор для вертикального ПГ: 1 — крышка; 2 — отражатель; 3 — перфорированный корпус; 4 — танген- циальные расширяющиеся каналы; 5 — криволинейные лопатки; 6 — направ- ляющая пластина; 7 — кольцевая опор- ная плите; 8 — входной патрубок; 9, 10 — нижняя и вархняя перфорация корпусе ных окон. Если уровень в кольце- вом участке возрастал настолько, что нижняя часть переливных окон была залита, это вызывало замет- ный рост влажности отсепариро- ванного пара вследствие наруше- ния, как показали исследования на смеси воздух—вода, работы наибо- лее активной части перелива и коль- цевого участка, формирующего опускной ток воды. Захват пара в опускную систему контура циркуляции почти отсут- ствовал в области малых и умеренных нагрузок по пару и воде, а при максимальных нагрузках составлял 4 — 5%. Испытанная конструкция сепаратора рекомендуется ее авторами в ка- честве первой ступени сепарации при достаточно высоких удельных на- грузках. В зарубежной литературе и, в частности, в патентной приводится весь- ма большое количество разнообразных центробежных сепараторов и их компоновок в реакторах и ПГ. На рис. 3.34 показана конструкция центробежного сепаратора по па- тенту США [51], который рекомендуется для применения в вертикаль- ных ПГ с естественной циркуляцией. Этот сепаратор имеет вертикальный перфорированный корпус и кольцевую опорную плиту с центральным от- верстием. К плите посредством сварки присоединяется входной патрубок. На плите крепится сборка, посредством которой создается закрутка по- ступающего в корпус сепаратора потока двухфазной смеси. Сборка сос- тоит из нескольких, расположенных по периметру окружности, криволи- нейных лопаток, приваренных к кольцевой опорной плите. Верхние кром- ки лопаток прикреплены к глухой пластине, направляющей поток в ра- диальном направлении. Периферийная кромка пластины расположена кон- центрично корпусу. Лопатки образуют тангенциальные расширяющиеся каналы, при прохождении через которые осуществляется разделение паро- водяной смеси благодаря сравнительно большой скорости вращения пото- ка. Согласно изобретению корпус сепаратора имеет перфорацию круглы- ми отверстиями, предназначенными для отвода жидкости. Причем корпус сепаратора по высоте имеет перфорацию двух различных видов. Нижняя часть корпуса имеет перфорацию, диаметр и шаг которой выбраны так, чтобы живое сечение отверстий было достаточным для обеспечения выхо- да большей части жидкости, но в то же время не должно быть так велико, чтобы существенно уменьшить вращение потока и допустить утечку значи- тельного количества пара через стенку, ибо последнее может вызвать боль- шой захват пара в отпуск вместе с отсепарированной водой. 67
Рис. 3.35. Сепаратор для рабочего канала реактора t Диаметр и шаг отверстий перфорации верхней части корпуса выбраны так, чтобы отвести всю ос- тавшуюся часть жидкости, но в то же время сохра- нить вихревой характер потока с тем, чтобы на кап- лю жидкости продолжала действовать центробеж- ная сила, отделяющая ее от пара. Оптимальные сепарационные характеристики (в патенте они не указаны) получены на сепараторах, когда нижняя часть корпуса перфорирована отвер- стиями диаметром около 8 мм с шагом 19 мм. Жи- вое сечение этой части перфорации составляет 10% всей цилиндрической поверхности данного участка. Коэффициент живого сечения верхней части перфо- рации составляет 24% при отверстиях диаметром 3,2 мм, расположенных с шагом 6,3 мм. Верхняя часть корпуса имеет крышку с круглым отверстием,* к которому приварен отражатель, пре- пятствующий уносу жидкости с паром. Этот сепара- тор имеет высокую паровую нагрузку и уменьшен- ное гидравлическое сопротивление (в патенте их значения также не указаны). Повышенная эффек- тивность сепарации достигается тем, что отсепари- рованная жидкость удаляется в виде отдельных струй, а пар, захваченный жидкостью, имеет возможность возвратиться внутрь корпуса. Сепараторы с осевым подводом потока, вследствие их цилиндрической формы без выступающих частей, позволяют разработать более компакт- ную конструкцию, например сепаратор с диаметром равным или близким диаметру тепловыделяющей сборки. Применение таких сепараторов, ус- тановленных непосредственно на тепловыделяющей сборке, позволит от- казаться от раздаточного коллектора, упростить технологию монтажа ре- актора и загрузки—выгрузки каналов активной зоны. На рис. 3.35 представлена тепловыделяющая сборка 2 с осевым сепара- тором 7, разработанная фирмой "Франс-Атом" (Франция) для кипящего реактора [52, 53]. В активной зоне реактора установлено 88 таких кана- лов, работающих при давлении 5,5 МПа и генерирующих 97,7 т/ч насыщен- ного пара при кратности циркуляции теплоносителя 24,5. При внутреннем диаметре сборки, равном 150 мм, сепаратор имеет внутренний диаметр 134 и высоту 456 мм. Сепаратор выполнен с одним завихрителем. Корпус сепаратора, перфорированный круглыми отверстиями, конусообразный, сужающийся по ходу потока, что должно обеспечивать постоянство цент- робежного эффекта по ходу движения вращающегося потока и равномер- ный слив отсепарированной воды по всей высоте сепаратора. В патенте [54] предложен сепаратор, который размещается непосред- ственно в активной зоне кипящего ядерного реактора (рис. 3.36). Ак- тивная зона состоит из стержневых твэлов 2, между которыми размеща- ются каналы-сепараторы 7 для теплоносителя. В результате действия вин- товой направляющей вода оттесняется на периферию трубы, а пар выходит 68
Рис. 3.36. Сепаратор, установленный в активной зоне реактора Вход осушенного пара Рис. 3.27. Сепаратор для рабочего канела реактора с ндерным перегревом пара: 1,2 — пластина и отбойное кольцо; 3 — плита с отверстиями для отвода воды; 4 — водоотводные каналы; 5, 8 — верхняя и нижняя трубные доски; 6 — твэлы; 7 — канал пароводяной смеси; 9 — кольцевой канал; 10 — положение уровня воды; 11 — сепарационная камера; 12 — опускная труба; 13 — жалюзийный сепаратор; 14 — входное окно; 15 — лопатки для закрутки потока наружу через направляющие в центральную трубу и далее в паровой объем. На рис. 3.37 представлен сепаратор по патенту [55]. Он предназначен для установки на рабочем канале кипящего реактора с ядерным перегре- вом пара. Канал имеет трубчатые тепловыделяющие элементы, закреп- ленные в верхней и нижней трубных досках. Центробежный сепаратор расположен над сборкой твэлой, охлаждаю- щихся снаружи потоком воды. Образующаяся при этом пароводяная смесь по кольцевому каналу поступает на лопасти, предназначенные для закрутки потока и обеспечения его тангенциального входа через вход- ные прямоугольные окна в сепарационную камеру, где происходит раз- 69
деление фаз. В нижней части упомянутой камеры установлена плита с отверстиями, обеспечивающими на расчетном режиме работы реактора минимальный захват пара вместе с отсепарированной водой, которая затем через водоотводные каналы поступает в опускную ветвь контура циркуляции реактора. Пар, дополнительно осушенный в жалюзийном сепараторе, поступает в опускную трубу и направляется внутрь сборки твэлов для перегрева. В верхней части сепарационной камеры установле- но отбойное кольцо для отвода влаги с ее стенок, а на выходе — отбойная пластина для понижения влажности пара перед жалюзийным сепаратором. Г л а в а 4 СЕПАРАТОРЫ-ОСУШИТЕЛИ §4.1. Применение сепараторов-осушителей в парогенерирующих установках АЭС В современных парогенерирующих установках АЭС применяется, как правило, двухступенчатая система сепарации. В качестве второй ступени сепарации используются горизонтальные и вертикальные осушители жа- люзийного типа (рис. 4.1). Принципиальное различие этих осушителей заключается в организации разных направлений движения потоков влаж- ного пара и отсепарированной воды. При горизонтальном расположении осушителя (рис. 4.1, а) упомянутые потоки имеют встречное направле- ние, тогда как при вертикальном или близком к вертикальному его рас- положению поток отсепарированной воды стекает вниз, а поток влажно- го пара движется приблизительно горизонтально, что повышает эффектив- ность сепарации (рис. 4.1, б). Профиль жалюзи показан на рис. 4.2. Для горизонтальных ПГ АЭС с водо-водяными реакторами характерно, как известно, использование гравитационной сепарации (первая ступень) в совокупности с горизонтальными жалюзийными осушителями. Такая Рис. 4.1. Схема расположения горизонтального (а) и вертикального (6) жалюзий- ных сепараторов в БС 70
Рис. 4.2. Профиль жалюзи, разра- ботанных ЦКТИ им. И.И. Ползунова Рис. 4.3. Поперечный разрез парогенератора ПГВ-1: 1 ~ пароприемный дырчатый щит; 2 — жалюзийный сепаратор; 3 — поверхность теплообмена; 4 — корпус Рис. 4.4. Схематический поперечный раз- рез парогенератора ПГВ-440: 1 — наклонный жалюзийный сепара- тор; 2 — пароприемный дырчатый щит; 3 — корпус; 4 — поверхность теплооб- мена 2280 Б-Б Рис. 4.5. Схема сепарационных устройств ПГ АЭС "Обриггейм" (ФРГ) : 1 — первичные сепараторы центро- бежного типа; 2 — осушитель 71
Рис. 4.6. Зависимость влажности пара СО] 2. кратности циркуляции количество циркуляр, воды К = ----------------------------- и расход пара влажности пара после первичных сепараторов от расхода пара 6И (Wj, О>2 — влажность пара при уровне воды в го значения; давление 5,5 МПа) ПГ соответственно 70% и 90% макси мапьно- Рис. 4.7. Схематический разрез реактора SGHWR II в Уинфрите (Великобритания) : 1 — первичный сепаратор; 2 — горизонтальный осушитель; 3 — патрубки ввода пароводяной смеси система сепарационных устройств представлена на рис. 4.3, где дан по- перечный разрез парогенератора ПГВ-1 Нововоронежской АЭС. Наряду с горизонтальными осушителями в более современных ПГ, например в ПГВ-4 (рис. 4.4), применяются наклонные жалюзийные сепараторы, позволяющие форсировать их допустимую паровую нагрузку. В современ- ных зарубежных АЭС с водо-водяными реакторами, как известно, харак- терно применение ПГ вертикального типа. На рис. 4.5 показана схема се- парационных устройств вертикального ПГ на примере АЭС "Обриггейм" (ФРГ) [56]. Основные характеристики сепарационных устройств ПГ АЭС "Обриггейм" показаны на рис. 4.6. Влажность пара после первичных сепа- раторов не превышает 25%. Во вторичных сепараторах пар осушается до влажности, не превышающей 0,1%. Вторичные сепараторы установлены вертикально и в плане образуют квадратный короб. Влажный пар поступа- ет в них с периферии, проходит через их рабочие каналы шевронного про- филя в радиальном направлении к центру аппарата, осушается и отводится вверх через дырчатый щит, предназначенный для выравнивания потока пара. Осушители установлены также в БС реактора канального типа SGHWR в Уинфрите [57] (рис. 4.7). В мощных корпусных кипящих реакторах используются различные конструкции вторичных сепараторов: вертикальные жалюзи, сетчатые осу- шители, центробежные сепараторы лопаточного типа, шевронные осушите- ли и другие устройства. Характерным в их компоновке (см. рис. 1.8) яв- ляется выполнение входных и выходных каналов равной скорости до и после собственно осушителя. Осушители жалюзийного типа обладают многими достоинствами, среди которых необходимо отметить следующие: достаточная эффективность 72
при наличии существенной неравномерности зеркала испарения (в особен- ности в горизонтальных ПГ ВВЭР); высокая надёжность эксплуатации; малое гидравлическое сопротивление; достаточная простота конструкции и несложность изготовления. К числу недостатков жалюзийных осушителей можно отнести значи- тельную металлоемкость, а для горизонтальных жалюзи — неблагоприят- ные условия дренажа отсепарированной воды. Подобно корпусным кипящим реакторам компонуется осушитель в вертикальном сепараторе реактора РБМКП-2400 (см. рис. 1.7). Наличие парового объема между первичными и вторичными сепараторами со срав- нительно низкими скоростями пара в нем позволяет на входе в жалюзий- ные пакеты не делать каналы равной скорости. Допустимая влажность пара после первичных сепараторов определяется требованием эффективной работы осушителей. Она не должна превышать 10—20%. В совместной работе первичных и вторичных сепараторов боль- шое значение имеет также сепарационная эффективность парового объема, расположенного между ними. В указанном пространстве может выпадать некоторое количество влаги, которое выносится из первичных сепарато- ров. Однако в настоящее время не имеется данных по характеристикам осадительной сепарации в этом объеме. По этой причине расчет сепара- ционной схемы ведется без учета выпадения влаги между ступенями, т.е. поверхность осушителя выбирается с некоторым запасом. Наиболее эффективным сепаратором-осушителем является вертикаль- ный. Для него в диапазоне нагрузок ниже критических или, что то же са- мое, предельно допустимых (использование этих терминов проводится да- лее в соответствии с оригиналами рассматриваемых работ) влажность от- сепарированного пара не превышает по экспериментальным данным 0,05%. Даже при небольшом угле наклона жалюзи к горизонтали (~ 10°) критическая нагрузка их существенно возрастает. По данным работы [58] нагрузка таких жалюзи увеличивается в 1,8 раза. При вертикальной установке жалюзи она может быть в 3—4 раза больше, чем при горизон- тальном расположении в зависимости от давления и начальной влажности пара. Указанный эффект может быть достигнут только при рациональном выполнении узла отвода отсепарированной воды, равномерном поле ско- ростей на входе в жалюзи и наличии дренажных труб, которые должны от- вечать определенным требованиям. Уместно отметить, что равномерность поля скоростей на входе в вертикальные жалюзи может оказывать на- столько большое влияние на величину критической нагрузки, что при не- удачной компоновке осушителя эта нагрузка будет одного порядка или даже меньше, чем у горизонтального жалюзийного сепаратора. Дренажные трубы должны гарантированно (с учетом возможного понижения уровня воды в сепараторе или реакторе) находиться в водяном объеме и иметь гидрозатвор. При оголении торцов дренажных труб через них начнется движение пара вверх, что воспрепятствует стоку воды, отсепарированной в жалюзи, и, как следствие, приведет к увеличению влажности отсепари- рованного пара. Меньшие по сравнению с вертикальными жалюзи нагрузки горизон- тальных жалюзийных сепараторов вовсе не исключают их применения в парогенерирующих устройствах АЭС. Горизонтальное расположение и ог- раниченные габаритные размеры (в первую очередь диаметр) БС и ПГ за- частую требуют использования жалюзийного сепаратора этого типа. 73
§ 4.2. Горизонтальные жалюзийные сепараторы Экспериментальными исследованиями, выполненными в ЦКТИ [59], было показано, что наиболее рациональным профилем жалюзи является волнообразный глубиной 80 мм с шагом пластин, равным 10 мм (см. рис. 4.2). Наличие заостренных углов в профиле приводит к прежде- временному срыву пленки с них. Уменьшение шага пластин вызывает забивание отдельных каналов влагой, увеличение фактических скорос- тей газа и, следовательно, снижение допустимых нагрузок сепаратора. При выборе шага пластин должно обеспечиваться такое их взаимное располо- жение, при котором луч света от источника, расположенного перед сепа- ратором, не проникал бы между жалюзи. Для эффективной работы жалю- зи обязательным является обеспечение размера В = 2 -г 3 мм. Как показывают визуальные наблюдения [59], при горизонтальном расположении сепаратора капли жидкости выпадают на поверхности пластин, образуя тонкую стекающую пленку. Осаждение капель происхо- дит в основном под действием сил инерции. На нижних кромках пластин из пленки образуются крупные капли жидкости, периодически стекающие вниз. При некотором значении скорости динамическое воздействие потока воздуха на капли снизу становится значительным и препятствует их стека- нию. Происходит накопление жидкости в каналах сепаратора, на нижних кромках пластин образуются пульсирующие валики. Стекание жидкости в этих условиях осуществляется периодически отдельными струйками. При дальнейшем увеличении скорости воздуха наблюдается увлечение пленки вверх и срыв ее с поверхности пластин. Влажность воздуха за сепаратором при этом резко возрастает. По-существу, первопричиной снижения эффек- та действия сепаратора является нарушение условий отвода сепарата. Выражение для критической скорости пара (воздуха) получено в ра- боте [59] на основании рассмотрения уравнения равновесия сил, действу- ющих на каплю: 4 И'кр „ , ——р + AdKa =— (р - р ), 4 О (4.1) Где dK — диаметр капли; кУкр — критическая скорость газовой фазы; р' — плотность пара на линии насыщения; А — постоянный коэффици- ент; а — коэффициент поверхностного натяжения. Это уравнение дает два первичных критерия подобия: Fr- -Р------ и We =------------- д{р' —p")dK (p'-p'^d^g (4.2) По наблюдениям диаметр стекающих капель слабо зависит от началь- ной влажности или гидравлической нагрузки нижних кромок пластин. Поэтому автор работы [59] допускает, что диаметр капли не является определяющим параметром процесса и зависит от физических свойств жидкости и газа. Таким образом, критерии должны находиться в такой связи, чтобы возможно было исключить диаметр капли. Этому условию удовлетворяет тождество И'кр Р .glp' — p")dK lp'~ р") d*g р”2 а ~ да (р’ - р") (4.3) 74
Полученный критерий является единственным для принятой схемы взаимодействия жидкости и газа и поэтому для подобных процессов должен иметь постоянное значение ^кр VP7’''\/до{р’-р")’ = const, (4.4) или И'кр = Вх/до(р' — р"}'!\/ртг'. (4.5) Безразмерный комплекс (4.4) характеризует соотношение сил инер- ции, тяжести и поверхностного натяжения в потоке. Данный критерий имеет физический смысл лишь в кризисной точке, т.е. для принятой схе- мы процесса он характеризует момент, когда капля уже не может отор- ваться от кромки пластины, или момент равновесия сил поверхностного натяжения, динамического воздействия потока и тяжести. В закритичес- кой и докритической областях процесс подчиняется более сложным за- кономерностям и критерий (4.4) является лишь одним из определяющих критериев. Процесс в жалюзийном сепараторе носит статистический характер и кризис не имеет резких границ. В таких условиях целесообразно говорить о некоторой кризисной области. Для определения кризисной области экспериментальные данные обрабатываются в виде со = f(W"\/pl /\/до(р' — р")), где со — влажность отсепарированного пара. Из такой обработки экспериментальных данных получается, что В = 0,3-г 0,4. В некоторых конструкциях барабанов паровых котлов применяются барботажные паропромывочные устройства, устанавливаемые в непо- средственной близости от жалюзийных пакетов. В этом случае условия работы жалюзи изменяются: перез жалюзи влажность пара будет иметь повышенное значение. Для конструкций с барботажной промывкой па- ра В = 0,2 -г 0,3. Для АЭС БС с промывкой пара могут найти применение при давлении в барабане более 10,0 МПа, когда имеет место повышенное 1 растворение некоторых солей в паре. Кроме рассмотренных выше работ определению критической скорости пара в горизонтальном жалюзийном сепараторе были посвящены работы [47] и [60], где подход к определению этой величины был иным. В рабо- те [47] применен метод исследования двухфазного потока, описанный в работе [61], который заключается в составлении системы критериев по- добия на основании уравнений движения произвольных дифференциаль- ных объемов каждой из фаз и граничных условий с учетом ряда допуще- ний (см. § 7.2). В результате автор работы [47] получил для критической скорости уравнение JV” р = К у/а/др" (р'д/р')1/э. (4.6) Проверка уравнения (4.6) по опытным данным [62], полученным при исследовании работы горизонтального жалюзийного сепаратора для раз- личных давлений, показала хорошую сходимость расчетных данных с опытными. По опытным данным критические скорости пара на входе в се- паратор составляют: для 3,5 МПа — 0,55 м/с; для 8,9 МПа — 0,25 м/с. При пересчете по формуле (4.6) с давления 3,5 МПа на давление 8,9 МПа полу- чается значение критической скорости пара, равное 0,258 м/с. 75
Как справедливо указывает автор работы [47], полученное уравнение для скорости, вызывающей срыв влаги, будет верно для пленочного, центробежного и жалюзийного сепараторов, ибо во всех этих конструк- циях наступление критической нагрузки связано со срывом пленки с сепа- рирующей поверхности. Авторы работы [60] проанализировали применимость различных фор- мул для расчета критической скорости в сепараторах и дали свои рекомен- дации по расчету этих скоростей для наиболее известных типов сепарато- ров. Они показали, что влияние давления хорошо учитывается ком- плексом Го(р' - р”)]0’27 L д(р"}г .1 Для расчета критической скорости пара в горизонтальном жалюзийном сепараторе они предлагают следующую эмпирическую зависимость: L р(р")2 J где А = 1,76 при влажности пара на входе не более 5%; А = 1,35 при влаж- ности пара на входе более 5%. Значения критических скоростей пара на входе в горизонтальные жа- люзи представлены на рис. 4.18. § 4.3. Вертикальные жалюзийные сепараторы Специфические условия взаимодействия потока пара с пленкой отсепа- рированной влаги в горизонтальных жалюзийных сепараторах ограничи- вают их предельную паровую нагрузку. Более совершенной конструкци- ей осушителя является вертикальный жалюзийный сепаратор. Профиль жалюзи в этом сепараторе аналогичен таковому в горизонтальном жалю- зийном сепараторе (см. рис. 4.2), однако взаимодействие потоков пара и водяной пленки здесь иное. Визуальные наблюдения на воздуховодяном стенде, проведенные в ЦКТИ [63], показали, что процесс сепарации в вер- тикальном сепараторе протекает следующим образом. Капли жидкости при движении в криволинейных каналах сепаратора между пластинами выпадают на их поверхности, образуя тонкую пленку. Под действием си- лы тяжести пленка стекает по пластинам непосредственно в водяной объем либо отводится с помощью дренирующего устройства. При некото- рых скоростях воздуха пленка жидкости увлекается потоком воздуха в горизонтальном направлении. В нижней части жалюзийных пластин, у вы- ходных кромок, толщина пленки значительно растет с образованием ка- пель. Капли срываются потоком воздуха, влажность которого начинает резко возрастать. Этот режим работы соответствует началу кризиса сепа- рации (первая критическая скорость газа). При дальнейшем увеличении скорости воздуха (пара) высота области срыва капель с жалюзийных пластин начинает возрастать, и при некото- ром значении скорости срыв влаги происходит по всей высоте пакета. В этом режиме эффективность действия сепаратора практически равна ну- лю, ибо вся пленка увлекается в направлении движения газа и срывается с выходных кромок жалюзи. Скорость воздуха (пара), соответствующая 76
(4.9) этому режиму, не зависит от высоты и ширины жалюзийного пакета (так называемая вторая критическая скорость). В работе [64], где рассматривается общая форма зависимостей, опреде- ляющих процессы "захлебывания", образования паровых подушек под дырчатым листом, начало резкого вторичного увлажнения в различного рода сепараторах и т.п., показано, что все эти разнообразные процессы объединяет общая природа кризисов, заключающаяся в нарушении устой- чивости потока жидкости при достижении газом некоторой критической скорости. На основании этого была предложена следующая единая форма критериальной зависимости, определяющей условия устойчивости сис- темы жидкость — газ: И'крх/р’’ L, р'-р" У. ----------- = г (Re ; Ga; We; ---—> ~h I4.o) v'да(р'~ р") Р v ) где Re' = Qm!v'; Qm — объемный расход на погонный метр смоченного пе- риметра, м2/(м-с); Ga — критерий Галилея; We — критерий Вебера; / — линейный размер. На основании уравнения (4.8) в работе [64] было получено выражение для .расчета критической нагрузки вертикального жалюзийного сепа- ратора: Wk'p \4а(р'-р") От = И<кр Htp" (1 — х)/(2/р'х), (4.10) где Н — высота жалюзийного пакета, м; t — шаг пластин, м; / — глубина пакета жалюзи, м; (1 — х) — начальная влажность пара. Диапазон изменения начальной влажности потока в работе [64] не ого варивается. Уравнение (4.9) служит для определения скорости, соответ ствующей началу выноса влаги из жалюзи. Поскольку вторая критическая скорость не зависит от высоты и шири- ны жалюзийного пакета, то она не является функцией параметра Qm. По- этому вторая критическая нагрузка определяется однозначно крите- рием В, как и в горизонтальном жалюзийном сепараторе [см. формулу (4.5) ]. Для вертикального жалюзийного сепаратора критерий. B rjpn ре- жиме второй критической скорости равен ^,0—2,2. Сопоставление чис- ленных значений критерия В для горизонтального* и вертикального жа- люзийных сепараторов показывает, что вертикальные сепараторы допус- кают скорости воздуха (пара) и, следовательно, нагрузки в 4—5 раз больше, чем горизонтальные. Столь большое различие нагрузок возмож- но лишь при малой начальной влажности пара на входе в жалюзи и не- большой высоте жалюзийных пакетов. В ядерных реакторах и ПГ ВВЭР паровые нагрузки весьма велики и жа- люзи имеют большую высоту. Кроме того, следует ориентироваться на первую критическую скорость, ибо по достижении ее начинается вынос влаги из реактора. Различие в конструкции и геометрии вертикальных жалюзийных сепа- раторов существенно влияет на их предельные нагрузки и определяет не- обходимость рассмотрения наиболее характерных данных, представляю- щих интерес для специалистов. 77
Рис. 4.8. Зависимость влажности пара за жа- люзийным сепаратором от скорости входа в жалюзи , начальной влажности (1 — х) и давления р В работе [65] приведены результаты исследования жалюзийного сепаратора с малым углом наклона входной кромки к вертикали (14°) при различ- ных давлениях (1,7; 3,9; 9,8 и 14,7 МПа) , нагрузках и начальных влажностях. Высота жалюзи в этих ис- следованиях составляла 150, шаг — 5, глубина пластин — 80 мм. За жалюзи был установлен дырчатый лист с коэффициентом живого сечения, равным 4%, диаметром отверстий 5 мм и равномерной перфорацией. Результаты исследования приведены на рис. 4.8, из которого следует, что критическая скорость зависит от на- чальной влажности и давления. Следует отметить, что вид сепарационных характеристик для горизонтальных и вертикальных жалюзи одинаков: при достижении критических скоростей наступает резкое увеличение влажности. В работе [65] получена эмпирическая формула для расче- та критической скорости пара на входе в ждлюзи: lg И^кр = !дЬ - 0,0572р; b = 1,4-0,018(1 — х). (4.11) (4.12) гдер — давление, МПа; (1 — х) — начальная влажность, %. Существенное влияние на критическую нагрузку сепаратора оказы- вает степень неравномерности распределения скоростей по высоте паке- та жалюзи. При восходящем движении потока пара его поворот на входе в сепаратор приводит к образованию в нижней части жалюзи теневого участка и к тому, что зона максимальных локальных скоростей пара рас- полагается в верхней части пакета. При прочих равных условиях для ис- пользования экспериментальных данных по критическим нагрузкам жа- люзи при проектировании промышленных аппаратов надо быть уверен- ным в идентичности поля скоростей в экспериментальной установке и реальном аппарате. Поскольку во всех опубликованных до сего време- ни работах поля скоростей не фиксировались, использование этих дан- ных для проектирования реальных аппаратов должно, по мнению автора работы [66], проводиться с введением коэффициентов неравномерности на неизвестные различия в распределении местных скоростей. Для оценки коэффициентов неравномерности распределения скорости пара на входе в жалюзи для моделей сепараторов Ю.В. Козловым в ВТИ были проведены специальные аэродинамические испытания. При этом было показано, что одним из способов уменьшения неравномерности яв- ляется выбор оптимальной перфорации дырчатого листа, установленного до жалюзи и после него. В работе [66] были исследованы вертикальные и наклонные пакеты жалюзи на воздуховодяном (при атмосферном давлении) и на пароводя- ном стендах при давлениях 0,29 и 6,85 МПа. На рис. 4.9 показана исследо- 78
Рис. 4.10. Зависимость влажности пара за сепарато- ром при давлении 6,85 МПа от средней скорости вхо- да пара в жалюзи W" при разной начальной влажнос- ти (1 — х) Рис. 4.9. Модель жалюзийного сепаратора с распределительным устройством на входе: 1 — жалюзийный сепаратор; 2 — устройство отбора пробы пара до сепаратора; 3 — дренажная система; 4 — подводящее устройство; 5 — распределительное уст- ройство; 6 — дырчатый лист на выхода из жалюзи ванная модель жалюзийного сепаратора. На воздуховодяном стенде воз- дух перед сепаратором увлажнялся посредством барботажа через слой воды- На паровом стенде низкого давления вода распылялась в сопле эжектора потоком пара, а на стенде высокого давления использовался как барботаж, так и распыл эжектором. На рис. 4.10 представлены сепа- рационные характеристики со = f{W') для различных значений начальной влажности при давлении 6,85 МПа, где W" — средняя скорость пара на входе в жалюзи. В табл. 4.1 даны экспериментальные и расчетные значения предельно допустимых скоростей пара по данным работы [66]. За предельно до- пустимую скорость пара принята скорость, отнесенная к входному сече- нию жалюзи и соответствующая началу интенсивного уноса влаги за сепаратор. Для расчета предельно допустимой скорости автором работы [66] предложена следующая формула: X Гб,9 + 3,3 lg f—-----'И , К 'J ' (4.13) L к 360 - а / J * V где Кр = ^'К'акс — коэффициент неравномерности скорости на вхо- де в жалюзи, определеляемый отношением средней расчетной скорости пара W" к максимальной местной скорости JVM'aKC; [х/(1-х)]0,1 — па- раметр, учитывающий влияние начальной влажности при ее значении 79
Таблица 4.1. Опытные и расчетные значения предельно допустимых скоростей Давление, МПа Угол наклона к горизонту, град Начальная влаж- ность, % Предельная с ко- По опытным данным 0,29 73 15 5 0,29 90 10 8,2 0,29 90 20 7,4 0,29 90 30 6,7 0,29 90 40 6,1 0,29 90 10 8,3 0,29 90 20 7,7 6,85 85 40 0,54 6.85 85 60 0,45 6,85 85 75 0,4 * Под скоростью подхода понимается скорость пара на уровне нижних кромок Таблица 4.2. Характеристики распределительных дырчатых листов перед жалю- зийным сепаратором Предельно допустимая Относительное сечение отвер- стий, % Форма и размеры отверстий скорость в жалюзи [р =0,29 МПа, (1-х) =15%], м/с 30 Вертикальные щели, 210x5 мм 5,0 25 Вертикальные щепи, 40x6 мм 7,8 5,7 Круглые отверстия, d = 5 мм 4,3 16,6 Круглые отверстия, d = 6,5 мм 7,0 25 Круглые отверстия, d = 8 мм 8,1 25 То же (две секции жалюзи высотой 7,0 250 мм) 1% < (1 — х) <30%; { 6,9 + 3,3lg[a/(360 — а) ]} — параметр, учитываю- щий влияние угла наклона пакета жалюзи; a — угол установки жалюзий- ного сепаратора к горизонтали. Зависимость (4.13) справедлива при a = 10^90°. При расчетах двух- ступенчатых сепарационных схем следует ориентироваться на начальную влажность пара перед жалюзи, не превышающую 30%. В целях приближения коэффициента Кр к единице в ВТИ были иссле- дованы распределительные дросселирующие устройства в виде щелевых и дырчатых листов, устанавливаемых перед жалюзийным сепаратором на некотором расстоянии. Это расстояние равно 70 мм при отношении ско- рости в отверстиях дырчатого листа к средней скорости на входе в жалю- зи около 5. Пар подводился к дырчатому листу в перпендикулярном направлении через канал постоянной скорости. В табл. 4.2 приведены ха- рактеристики распределительных дырчатых листов. Из таблицы следует, что наилучший результат дает дырчатый лист с круглыми отверстиями. Лист, перфорированный вертикальными продоль- 80
пара на входе в жалюзийный сепаратор рость пара, м/с Коэффициент не- равномерности Кр Условия подвода пара к сепаратору Расчет по форму- ле (4.13) при Кр = 1 Угол поворота потока, град Отношение скорости подхода* к скорости в жапюзи 7,1 0,7 107 2 7,9 1,04 Распредели- 4 7,3 0,97 тепьные уст- 4 6,9 1,01 ройства на вхо- 4 6,1 1,04 де в сепаратор 4 7,9 1,05 4 7,3 1,05 То же 4 0,8 0,67 95 1,7 0,63 0,71 95 1,7 0,52 0,76 95 1,7 жапюзи ипи скорость в отверстиях дырчатого листа. ными щелями, работает хуже. Кроме того, при коэффициенте живого се- чения дырчатого листа менее 25% происходит снижение предельно допус- тимой скорости пара. Если сопоставить приведенные в табл. 4.1. расчетные значения предель- но допустимой скорости пара с экспериментальными, достигнутыми в опытах с выравнивающим устройством, то можно убедиться в их хоро- шем совпадении. Это позволяет считать вполне надежной оценку предель- ной нагрузки для сепаратора по формуле (4.13), если значение Кр для проектируемой схемы экспериментально проверено на модели^ Автор работы [66] рекомендует эту формулу для применения при наличии на входе канала постоянной скорости и дырчатого листа с коэффициентом живого сечения, равным 25%, установленного на расстоянии^70_мм от входных кромок жалюзи. За пакетом жалюзи на расстоянии 25 —30 мм можно рекомендовать установку дырчатого листа с коэффициентом жи- вого сечения 12%, имеющем отверстия диаметром 8 мм. В этом случае расчетное значение Кр может быть принято равным приблизительно 0,95 при высоте пакета 500—600 мм и 0,85 при высоте пакета 1 м. При отсутствии дырчатого листа значения Кр должны приниматься не более 0,65 и 0,5 для соответствующих высот и соотношений скорос- тей (см. табл. 4.1). По данным экспериментов при установке дырчатого листа примерно 50— 60% всей влаги, поступающей в осушитель, отделяется в камере перед жалюзийным пакетом, которая должна быть снабжена отдельным дренажным коллектором и отводящими трубами. Второй коллектор ус- танавливается непосредственно под пакетом жалюзи и имеет свои отво- дящие трубы. Сепаратор следует располагать на достаточном расстоянии от уровня воды с тем, чтобы при любых эксплуатационных и аварийных режимах вода в отводящих дренажных трубах не затопляла коллектор. Весьма широкое распространение имеет, как известно, сепарационная схема, состоящая из свободного парового объема с жалюзийным сепара- тором вертикального типа. При исследовании модели такой схемы (рис. 4,11) для давления 3,2 МПа и массового уровня воды 75 мм, счи- 81
Отбод пара |. ЖЖ Продубка Вариант сепаратора 80 60 60 1 2_ 3 Отбор проб боды Ю 10 Подбод блаж- ного пара Рис. 4.11. Рабочий участок для исследования сепарационной схемы, состоящей из свободного парового объема и вертикального жалюзийного сепаратора: 1 — жалюзи; 2 — паровой объем; 3 — дырчатый распределительный щит; 4 — бар- ботажная колонка; 5— корпус высокого давления тая от горизонтального дырчатого распределительного щита, была полу- чена предельно допустимая скорость пара на входе в жалюзи высотой 147 мм, равная 0,9 м/с [67]. При этом влажность отсепарированного пара составляла 0,05%. На рис. 4.12 показан жалюзийный насадок с радиальным расположе- нием жалюзи и осевым подводом влажного пара. Это обстоятельство отразилось на выборе собственно профиля жалюзи. Такой насадок рас- полагается на верхнем торце центробежного сепаратора (см. рис. 3.21). Он снабжен выравнивающими дырчатыми цилиндрами. Входной дыр- чатый цилиндр имеет коэффициент живого сечения 23,6% (936 отвер- стий диаметром 5 мм), выходной - 6,3% (960 отверстий диаметром 5 мм). По результатам исследования в табл. 4.3 представлены скорос- ти пара на входе в жалюзи насадка, которые соответствуют конечной влажности отсепарированного пара, равной 0,05%. Указанные значения скорости пара на входе в жалюзи получены при подаче в центробежный сепаратор пароводяной смеси с массовым паро- содержанием х = 16%. Влажность пара перед жалюзийным насадком спе- циально не измерялась, однако по результатам исследований центробеж- ного сепаратора без насадка при тех же х и расходе пара она не превы- шает 10%. 82
1,2 — элементы профиля жалюзи; 3, 4 — соответственно входной и выходной дырчатые цилиндры Представляют интерес вертикальные жалюзи с большой высотой паке- та, которые характерны для части сепарационных устройств АЭС. В работе [26] имеются экспериментальные данные по характеристи- кам жалюзийного сепаратора, который состоит из пакета параллельных вертикальных жалюзи стандартного профиля высотой 750 мм, ограничен- ных на выходе выравнивающим дырчатым листом. Были испытаны кон- струкции жалюзийных сепараторов, отличающиеся расстоянием (шагом) между пластинами жалюзи (5 и 10 мм) и глубиной жалюзи (ВО, 115 и 150 мм). Дырчатый лист имел коэффициент живого сечения 15%. Жалю- зийный сепаратор размещался подобно изображенному на рис. 4.11 в корпусе высокого давления над барботажной колонкой диаметром 334 мм, в которой на расстоянии 1130 мм ниже сепаратора был установ- лен распределительный дырчатый щит. Влажный пар подводился в ниж- нюю часть колонки с помощью специального парораздаточного устрой- ства. Пробы пара перед жалюзийным сепаратором отбирались на отмет- ке 1130 мм выше распределительного щита с помощью пробоотборника типа "колокольчик", пробы пара после жалюзийного сепаратора отбира- лись из трубопровода отсепарированного пара с помощью пробоотборни- ка, разработанного ЦКТИ (см. рис. 7.11). Пробы котловой воды отбира- лись из барботажного объема на отметке погруженного щита через специ- альную пробоотборную трубку, низкие скорости воды в которой исключа- ли захват пара с отбираемой пробой. Опыты проводились при давлении Таблица 4.3. Зависимость скорости пара на входа в жалюзи от давления Давление, МПа 3,05 4,95 6,90 Скорость пара на входе в жалюзи, м/с 1,39 0,84 0,55 83
0,25 O/rO 0,60 0,60 Ufi,м/с Рис. 4.13. Экспериментальная зависимость влажности пара после жалюзийного сепаратора от скорости входа пара в жалюзи при различных значениях начальной влажности (1 — х) (давление равно 6,85 МПа) 6,85 МПа, концентрация соли Na3PO4,B котло- вой воде при этом составляла 70 — 80 мг/л, что ниже критического ее значения при данном давлении. Результаты исследований приведены на рис. 4.13. Опытные данные представлены в виде зависимости конечной влажности от скорости пара на входе в жалюзи при различных значениях начальной влажности. Каждая из кривых рис. 4.13 объединяет точки, относящиеся ко всем исследованным вариантам жалюзийных сепараторов, что свидетельствует об их практичес- ки равноценной эффективности. Некоторый разброс опытных точек обус- ловлен, по-видимому, трудностью поддержания режима с заданной началь- ной влажностью в связи с нестабильным характером барботажного про- цесса. Предельная скорость пара на входе в жалюзи для рассматриваемого сепаратора при начальной влажности 20—30% составляет 0,42 м/с, в то время как критическая скорость пара при этой влажности равна 0,8 м/с [66]. Полученное значение предельной скорости является характерным для жалюзийных пакетов без выравнивающих устройств на входе. Так, в работе [66] для жалюзийного пакета высотой 500 мм предельная ско- рость пара на входе в аналогичных условиях составила 0,54 м/с. Более низкое значение скорости пара в настоящей работе обусловлено, по-види- мому, большей высотой жалюзийного сепаратора, а также дополнитель- ным искажением поля скоростей на входе в связи с сосредоточенным от- водом отсепарированного пара из рабочего участка. Относительно короткая протяженность участка, в пределах которого происходит интенсивное снижение влажности над барботажным слоем, накладывает определенную специфику на работу жалюзийного сепарато- ра в сочетании со свободным паровым объемом. В указанных условиях по высоте жалюзи, как правило, наблюдается значительный градиент на- чальной влажности. При этом ухудшение работы жалюзийного сепарато- ра может происходить при скоростях пара на входе в жалюзи значитель- но ниже их предельных значений, если двухфазный слой оказывается вблизи нижней кромки жалюзи сепаратора. В зарубежной литературе исследованию и выбору оптимальных соотно- шений вертикальных осушителей для АЭС уделяется большое внимание. Типичный осушитель компании "Дженерал электрик" для АЭС с корпус- ными кипящими реакторами представлен на рис. 4.14. Он состоит из гоф- рированных пластин из нержавеющей стали, установленных параллельно одна другой. К каждому гибу пластины прикреплена полоса, образующая вертикальный лоток, по которому отсепарированная вода попадает в об- щий дренажный желоб, расположенный горизонтально под нижними тор- цами группы пластин. На конце желоба имеется вертикальная дренажная труба, которая подведена к нижней точке водяного объема, окружающего первичные сепараторы. Обычно глубина пластин составляет 203 мм, а пол- ная глубина секции осушителя (с каналами постоянной скорости) — от 84
Рис. 4.14. Конструкция осушителя, разработанного компанией "Дженерал элект- рик": 1.2 — дырчатые листы; 3 — шевронный профиль; 6 — полоса; 4, 5 — каналы пос- тоянной скорости; 7 — дренажная труба; 8 — горизонтальный желоб 660 до 890 мм. Полная высота менялась от 915 мм в ранних конструк- циях до 2130 мм в последующих. Ширина осушителя изменялась в зави- симости от диаметра корпуса реактора, и максимальное ее значение сос- тавляло 6,1 м для установки мощностью 1100 МВт. Гофрированные пластины с вертикальными лотками представляют собой так называе- мый шевронный профиль. Эволюция форм и размеров осушителей компании "Дженерал элект- рик" иллюстрируется рис. 4.15. Так как требуемая нагрузка на единицу площади горизонтального сечения реактора непрерывно увеличивается, то осушители компонуют таким образом, чтобы уменьшить площадь входного и выходного каналов, увеличить высоту пластин и посредст- вом экранирования входного и выходного каналов исключить застой- ные области. В процессе создания компанией "Дженерал электрик" эффективных осушителей имели место значительные трудности. Для получения качест- венных характеристик стремились направить паровой поток перпенди- кулярно к пластинам и равномерно распределить его по входному сече- нию осушителя. В этом отношении зарубежные и отечественные исследо- вания велись в одном направлении. Поскольку входные и выходные ско- рости повышались, а пластины удлинялись, достичь требуемых скоростей оказалось весьма трудно. Первые попытки добиться удовлетворительной работы осушителя высотой 1800 мм или двухсекционного осушителя вы- сотой 2400 мм оказались неудачными. 85
Таблица 4.5. Коэффициент живого сечения дырчатых листов Участок Входной лист, % Выходной лист, % Верх а 32 15 Верх б 30 17,5 Верх в 28 20 Верх г 25 22,5 Верх д 23 24 Низ е 20 30 устройствах, чтобы поток пара направлялся только через отверстия. Вход- ной лист отстоит от шевронных пластин на расстоянии 6,35 <Л <19 мм, а выходной — 6,35 < /0 < 12,7 мм. В табл. 4.5 приведены коэффициенты живого сечения для входного и выходного дырчатых листов, необходи- мые для осушителя высотой 1800 мм при расходе пароводяной смеси, равной 1700 м3/ч и сечениях: входа потока на пластины около 50 дм2; входного канала около 10,5 дм2; выходного канала около 10,5 дм2. Такая комбинация позволяет получить пар влажностью 0,1% при вход- ном массовом влагосодержании около 10%. Перепад давления на осушите- ле составляет около 2000 Н/м2. При отсутствии дырчатых листов влаж- ность пара на выходе составляет, по крайней мере, 2% при том же влаго- содержании на входе. Скорость входа пара на пластины для давления 6,85 МПа равна 0,94 м/с. Сопоставление геометрических размеров данно- го осушителя и осушителя реактора "Браунз-Ферри" показывает, что они Рис. 4.16. Конструкция осушителя фирмы "АЕГ—Телефункен": 1 — несущая металлоконструкция; 2— пластина специального профиля с ловуш- ками 88
Рис. 4.17. Зависимости скоростей входа пара в жа- люзи от давлении р и начальной влажности пара (1 — х) по данным разных авторов: горизонтальные жалюзи: 1 — данные работы [59] при 5% < (1-х) <50%; 2 - [60], (1-х) < <5%; 3- [62], (1-х) <1%: вертикальные жалюзи: 4 — [64], высота жалю- зи №150 мм, (1-х) =5%; Б- [65], №150мм, (1-х) = 5%; 6 - [66], Н = 500 мм, (1 -х) = = 5%, коэффициент неравномерности Кр = 0,95; 7 — [67], Н = 147 мм; 8 — жалюзийный насадок высотой 500 мм; 9— [26], Н • 750 мм, (1—х) = = 1 -5-5%; 10 - [68], Н = 760 мм, (1 -х) <5%; 11 - [5], № 1220 мм, (1-х) <5%; 12- [б], Н = 1830 мм, (1-х) <5%; 13- [70], № = 1800 мм, (1-х) =5%; 14- [71], Н = 1670 мм, (1-х) <5%; 15 — [56], №1650 мм, (1 -х) « -^20% конструкционно идентичны. Однако скорость входа пара на шевронные пластины патентуемого сепаратора выше, чем для сепаратора реактора АЭС "Браунз-Ферри" (соответственно 0,94 м/с и 0,7 м/с). Разработкой осушителей пара занимается также фирма "АЕГ—Телефун- кен" в ФРГ [71]. Конструкция рабочего элемента осушителя, разработан- ного этой фирмой, показана на рис. 4.16. Элемент осушителя состоит из камеры, образованной боковыми стенками, верхним покрытием и про- фильными связями. Общее количество таких элементов в осушителе АЭС "Брунсбюттель" (ФРГ) составляет 20 шт. Вода отводится в нижней части осушителя по трубкам под уровень теплоносителя в реакторе. Площадь осушителя равна 37 м2. При паропроизводительности реактора 4448 т/ч и диаметре его корпуса 5580 мм максимальная влажность на вы- ходе из пароосушителя составляет 0,1 %. Скорость входа пара на пластины осушителя, рассчитанная по данным, представленным в работах [71, 72], оказалась равной 0,935 м/с. Из рассмотрения конструкций осушителей "Дженерал электрик" и "АЕГ—Телефункен" следует, что, несмотря на значительную высоту осу- шителей, достигающую почти 2 м, не применяется секционирование осу- шителей по высоте. Последнее оказалось возможным, по-видимому, из-за осуществления конструкционных мероприятий, обеспечивающих равномерную нагрузку осушителя. На рис. 4.17 представлено сопоставление описанных выше данных по различным осушителям, которое может быть полезно при выборе на- грузки осушителя для конкретной конструкции, близкой к одной из числа рассмотренных. Различие предельных скоростей входа пара на жа- люзи осушителей можно объяснить условиями исследований, конструк- цией осушителя и выбором влажности пара, по которой определяется предельно допустимая скорость входа пара. В одних работах предельно допустимой считают скорость, соответствующую началу резкого увеличе- ния влажности пара за осушителем (увеличение влажности иногда опреде- ляется визуально), в других этот параметр принимается соответствую- щим перегибу сепарационной характеристики со = а в третьих предельно допустимую скорость принимают по конкретной конечной влажности отсепарированного пара со. Как правило, выбирается со не бо- лее 0,1%. 89
На рис. 4.17 кривая 1 построена по формуле (4.5) для коэффициен- та В = 0,3. Предельная скорость определена по перегибу сепарационной характеристики. При этом начальная влажность пара может быть оцене- на менее 50%, но, по крайней мере, более 5%. Кривая 2 соответствует формуле (4.7) для коэффициента А = 1,76. При А = 1,35 кривая 2 совпа- дает с кривой 1, что подтверждает мнение о том, что начальная влажность пара в работе [59] была более 5%. Согласно работе [60] в качестве пре- дельной скорости пара принята скорость, соответствующая точке пере- сечения докритической и закритической ветвей сепарационной характе- ристики Кривая 3 отражает данные работы [62] при влаж- ности отсепарированного пара, равной 0,01 %. Предельные скорости пара по данным этой же работы превышают рекомендации [60] вследствие того, что влажность пара на входе в опытах, описанных в работе [62], не превышала, по-видимому, 1%. При выборе размеров горизонтального осушителя предпочтительнее использовать данные работы [60]. На выходе из горизонтального жалю- зийного сепаратора в БС или ПГ на расстоянии 20—30 мм от жалюзи ус- танавливается дырчатый лист с коэффициентом живого сечения 3 — 5% и диаметром отверстий 8 — 10 мм. Кривая 4 иллюстрирует формулу (4.9), которая получена для жалюзи высотой 150 мм с шагом пластин 10 мм. Предельно допустимая нагрузка определялась визуально при испытаниях на воздуховодяной смеси. Расчет по формуле (4.9) выполнен для глубины жалюзи 80 мм. Кривая 5 построена по формуле (4.11), в которой предельная скорость соответствует началу интенсивного уноса влаги за сепаратор (см. рис. 4.8). Формуле (4.13) для вертикальных жалюзи (а =90°) и коэффици- енту неравномерности нагрузки Кр = 0,95 отвечает кривая 6 (данные работы [66]). Формула (4.13) дает наиболее высокие значения предель- ной скорости. Практически величину Кр следует, по-видимому, принимать меньше с тем, чтобы предельная скорость входа на жалюзи была 0,7 — 0,8 м/с при давлении 6,85 МПа. Данные работы [66] соответствуют наи- более оптимальным характеристикам отечественных вертикальных жалю- зийных сепараторов. Они являются предпочтительными при выполнении конструкторских расчетов. Другими данными по И'р'р, показанными на рис. 4.17, следует пользоваться для конкретных конструкций, близких к изложенным здесь. § 4.4. Центробежнопленочный сепаратор Жалюзийные сепараторы обеспечивают глубокую осушку влажного пара. Однако недостатком сепараторов этого типа являются их относи- тельно невысокие удельные нагрузки, уменьшающиеся с понижением давления. Поэтому работающие при низком давлении межтурбинные се- параторы и сепараторы-пароперегреватели, в которых основным сепари- рующим элементом являются жалюзи, имеют весьма значительные раз- меры, зачастую превышающие габаритные размеры последних ступеней турбины. В связи с этим представляет интерес конструкция так называемого центробежнопленочного сепаратора, имеющего более высокие удельные нагрузки [73]. Этот сепаратор представляет собой ряд вертикальных криволинейных пустотелых лопаток с перфорированной вогнутой по- верхностью, образующих криволинейные каналы для прохода влажного 90
пара. В нижней части каналов имеется перфорированное днище. Внутрен- ние полости лопаток разделены перегородками на секции для предотвра- щения перетоков. При движении влажного пара в криволинейных каналах влага выделяется на вогнутых поверхностях лопаток и через перфорацию отводится в их внутреннюю полость. Некоторое количество влаги выде- ляется в нижней части каналов и отводится через перфорированное днище. Преимущество этого сепаратора обеспечивается выполнением основного сепарационного элемента — лопатки — в виде части цилиндрической по- верхности постоянного радиуса, вследствие чего сепарационная скорость тяжелой фазы всегда направлена к стенке и не меняет своего направления, как это имеет место в криволинейных каналах между жалюзи. Кроме то- го, отвод части влаги непосредственно с сепарирующих поверхностей ло- паток в их внутреннюю полость уменьшает толщину водяной пленки, улучшает условия взаимодействия на границе раздела жидкость—газ и позволяет существенно интенсифицировать сепарационные процессы. Отработка элементов центробежнопленочного сепаратора проводилась на воздуховодяной смеси [74], окончательные испытания проводились на пароводяной смеси при давлении 0,3 МПа. На воздуховодяной смеси исследовалась полномасштабная модель сек- ции центробежнопленочного сепаратора (рис. 4.18), криволинейный ка- нал которой образован вогнутой перфорированной стенкой лопатки, вы- пуклой глухой стенкой, имитирующей стенку соседней пустотелой лопат- ки, и перфорированным днищем. Ширина пустотелой лопатки составляла 10 мм, радиус кривизны канала 300 мм, высота 1000 мм, длина канала по внешней образующей 470 мм. Перфорация вогнутой стенки лопатки вы- полнена по всей высоте вертикальными щелями шириной 1,5 мм (рис. 4.19,а) в двух вариантах: в первом коэффициент живого сечения щелей составлял 3%, во втором — 5,5%. Перфорация днища канала осу- ществлялась круглыми отверстиями и поперечными щелями (рис. 4.19,6). В процессе опытов ширина межлопаточного канала изменялась от 50 до 10 мм и число секций внутренней полости лопатки от 8 до 1. Модель сепа- ратора (за исключением перфорированной стенки лопатки и каркаса) бы- ла выполнена из оргстекла, что позволило осуществлять визуальные на- блюдения. При проведении исследований модели измеряли расходы воды и воздуха, перепад давления на сепараторе, количество воды, выделив- шееся через перфорированное днище и отдельные секции лопатки, коли- чество воды, вынесенное воздухом (влажность). Увлажнение воздуха на входе в модель проводилось тремя форсунками, рассчитанными на созда- ние спектра капель, характерного для межтурбинных сепараторов. Опытные данные свидетельствуют о том, что работа модели сепаратора существенно зависит как от скорости воздуха в канале, так и от его на- чальной влажности. С ростом скорости воздуха наблюдается плавное уве- личение конечной влажности без явлений кризисного характера, причем при прочих равных условиях конечная влажность оказывается тем выше, чем больше начальная влажность. Уменьшение ширины межлопаточного канала от 50 до 20 мм заметно улучшает работу модели сепаратора и при начальной влажности около 6%, например, конечная влажность, равная 1%, достигается при скорости воздуха в канале соответственно 17 и 40 м/с. Дальнейшее уменьшение ширины канала от 20 до 10 мм не ока- зывает существенного влияния на конечную влажность и, следовательно, эти каналы при прочих равных условиях являются равноценными. Вместе с тем уменьшение ширины межлопаточных каналов при равной произво- дительности сепаратора приводит к увеличению числа лопаток и росту 91
Рис. 4.18. Секция центробежнопленочного сепаратора: 1 — перфорированная станка лопатки; 2 — гпухая стенка; 3 — внутренняя по- лость лопатки; 4 — днище Рис. 4.19. Перфорации вогнутой стенки попатки (а) и днища (б) : 1 — 4 — типы перфорации днища металлоемкости сепаратора. Поэтому для дальнейших исследований моде- ли сепаратора был выбран канал шириной 20 мм. Существенное значение для работы центробежнопленочного сепаратора имеет организация отвода пленки сепаратора с вогнутой перфорированной стенки лопатки. Опыты показали, что более рациональной является пер- форация лопатки второго варианта с коэффициентом живого сечения 5,5%. Соответствующая зависимость влажности пара после модели сепа- ратора от скорости и начальной влажности воздуха показана на рис. 4.20. Для режимов с начальной влажностью 12 и конечной 1%, характерных для работы межтурбинных сепараторов, удалось достичь скорости воздуха в межлопаточном канале около 50 м/с. Результаты исследований модели центробежнопленочного сепаратора с различными вариантами перфорации днища показали, что лучшей явля- ется перфорация по типу, изображенному на рис. 4.19,5, конструкция 1. В этом случае количество отводимой через днище влаги оказалось при прочих равных условиях максимальным. При увеличении живого сечения перфорации днища до 40% количество отводимой влаги увеличивается. 92
Рис. 4.20. Экспериментальная зависимость -> & % влажности воздуха после модели секции центробежнопленочного сепаратора от ско- рости воздуха в канале при различных зна- / чениях начальной влажности 0 20 30 40 50 Ыв, м/с *- Рис. 4.21. Экспериментальная зависи- мость распределения выделяющейся вла- ги по секциям лопатки от скорости воз- духа в канале: 1 — 4 — номера секций (отсчет от входного торца лопатки) Дальнейшее увеличение живого сечения перфорации никакого влияния на отвод влаги не оказывает. Для определения рационального секционирования внутренней полости лопатки центробежнопленочного сепаратора были проведены исследова- ния несекционированной лопатки, а также лопатки, разделенной на две, четыре и восемь секций. Было установлено, что максимальное количество влаги при прочих равных условиях отводится во внутреннюю полость ло- патки, разделенную на четыре секции; минимальное количество влаги от- водится в несекционированную лопатку. Визуальные наблюдения при этом показали, что во внутренней полости такой лопатки имеет место цир- куляция воздуха, в результате чего крайние щели по ходу потока продува- ются из внутренней полости лопатки в канал и влага в эти щели не постиг пает. Характер распределения выделяющейся влаги по секциям четырехсек- ционной лопатки с перфорацией второго типа показан на рис. 4.21. Здесь в зависимости от скорости воздуха в межлопаточном канале приведено отношение количества влаги, выделяющейся по отдельным секциям, к суммарному количеству влаги, выделившейся во внутреннюю полость ло- патки и вынесенной из сепаратора с потоком воздуха. Из опытных данных следует, что при скорости воздуха более 45 м/с основная часть влаги дос- тигает вогнутой стенки лопатки и отводится через перфорацию второй секции. При скоростях воздуха менее 45 м/с более нагруженной оказалась первая секция. Наименьшее количество влаги по всем диапазонам скорос- тей воздуха выделяется в четвертой секции. Указанное обстоятельство свидетельствует о том, что выбранная длина криволинейного канала, рав- ная 1/4 окружности, по-существу, достаточна для сепарации основного количества влаги. Специфическая особенность центробежнопленочного сепаратора по сравнению с обычным вертикальным жалюзийным сепаратором заключа- ется в возможности отвода влаги не только в нижнюю часть межлопаточ- ного канала, но и во внутреннюю полость лопатки. На рис. 4.22 в зависи- мости от скорости воздуха в межлопаточном канале показано количество влаги, выделяющейся через перфорацию лопатки, а также через перфора- цию днища к суммарному количеству влаги на входе в канал. Опытные данные свидетельствуют о том, что в исследованном интервале нагрузок основная масса влаги отводится во внутреннею полость лопатки и значи- 93
Рис. 4.22. Зависимость эффективности отделения впаги в элементах сепаратора от скорости воздуха в канале: 1 — доля впаги, отводимой через днище; 2— доля впаги, отводимой в секции ло- патки; 3 — суммарная доля влаги, отделившейся в сепараторе Рис. 4.23. Зависимость влажности пара после модели центробежнопленочного сепаратора от скорости пара в канале и начальной влаж- ности 7&п1-дгь 25 75 Ш,,М/с 50 -10-12 ° а-в-10 о тельно меньшая часть — через днище. При этом по мере роста скорости воздуха количество влаги, отводимой через днище, снижается, а количест- во влаги, отводимой через перфорацию лопатки, непрерывно возрастает. Так, при скорости воздуха 60 м/с доля влаги, отводимой через днище, составляет всего 7%. Эти данные объясняют возможность реализации вы- соких скоростей легкой фазы в межлопаточном канале, которые превы- шают в 5 — 7 раз скорости в сепараторах жалюзийного типа [63]. На пароводяной смеси при давлении 0,3 МПа исследовалась модель центробежнопленочного сепаратора оптимального варианта, но с меньшей высотой межлопаточного канала, равной 250 мм. Эти исследования пол- ностью подтвердили преимущества конструкции и высокую эффектив- ность центробежнопленочного сепаратора. Зависимость конечной влажнос- ти от скорости пара в канале (рис. 4.23) свидетельствует об отсутствии кризисных явлений в пройденном интервале нагрузок и даже некотором снижении влажности с ростом скорости. Указанное обстоятельство связа- но, по-видимому, с уменьшением высоты лопаток и, следовательно, с луч- шими условиями сепарации на поверхности лопаток. Высокая эффективность центробежнопленочного сепаратора открывает принципиально иные варианты его компоновки, и в частности непосред- ственно в паропроводе между цилиндрами высокого и низкого давлений турбины, что существенно уменьшит габаритные размеры и стоимость всей турбинной установки. Большее по сравнению с жалюзийным сепара- тором гидравлическое сопротивление центробежнопленочного сепаратора, составляющее при скорости пара 60 м/с около 0,5-104 Н/м2, позволяет при этом отказаться от специальных устройств, выравнивающих нагрузку по входному сечению лопаток, и упростить конструкцию сепаратора в целом.
Глава 5 ЗАХВАТ ПАРА В ОПУСКНУЮ СИСТЕМУ ЦИРКУЛЯЦИОННОГО КОНТУРА § 5.1. Захват пара в опускные трубы БС Захват паровой фазы в опускную систему контура циркуляции кипя- щих реакторов канального и корпусного типов нежелателен, так как мо- жет привести к увеличению доли паровой фазы в активной зоне и, как следствие, к уменьшению запаса по критической тепловой нагрузке твэ- лов, а также к неустойчивости гидравлики и реактивности реактора. Воз- можно также явление кавитации циркуляционных насосов. Попадание пара в опускную систему циркуляционного контура может происходить как непосредственно из парового объема БС, так и из его водяного объема. В первом случае пар проникает в опускные трубы через образующиеся над входом в них вихревые воронки, во втором случае сносится в виде пузырей с потоком воды. Пар в опускных трубах может появиться также из-за вскипания воды во входных патрубках этих труб,, если давление вследствие потерь на входе окажется ниже давления на- сыщения. Вихревые воронки имеют различную интенсивность и устойчивость в за виси мости от способа подвода воды к опускным трубам и их диаметра, скорости воды в БС и опускных трубах, конструкции внутрибарабанных устройств. Затягивание вихревой воронки в опускные трубы, как прави- ло, сопровождается резким возрастанием в них объемного паросодержа- ния и соответствующим снижением подачи воды, что нарушает нормаль- ную циркуляцию. Анализ накопления опытных данных позволил выявить зависимость высоты минимального уровня над опускными трубами, начи- ная с которых вихревая воронка попадает в опускные трубы [75]. Соот- ветствующая номограмма для незавихренного л од вод а воды к опускным трубам диаметром от 30 до 250 мм приведена на рис. 5.1. Минимальная высота уровня воды в БС определяется в зависимости от скорости воды в опускных трубах и условной скорости воды в БС. Условная скорость во- ды в БС определяется по наименьшему сечению на пути поступления воды к опускным трубам по формуле (в м/с): И/б = бц/(3,6р7-10”3), (5.1) где бц — расход циркулирующей воды, кг/ч; f — сечение набегающего по- тока циркулирующей воды, поступающей к опускным трубам, м2. При продольном токе воды в БС и отсутствии устройств, суживающих движение потока, Рис. 5.1. Минимальная высо- та массового уровня воды в барабане по условию пре- дотвращения захвата пара в опускные трубы в зависи- мости от скорости воды в опускных трубах и условий скорости воды в барабане 95
f = 0,39<7£ ± &hd6, Рис. 5.2. Зависимость среднего объемного паро- содержанин в опускных трубах от различных ус- ловий входа (5.2) где d$ — диаметр барабана, м; ДЛ — расстояние уровня воды от оси бара- бана, м. При наличии сужений расчет скорости ведется по фактическому сечению потока. При поперечном токе воды в БС f = hl, (5.3) где Л — средняя высота от нижней образующей БС или перегородки до среднего уровня воды, м; / — длина той части БС, в которой расположены рассматриваемые опускные трубы, м. При установке над опускными трубами жалюзийных решеток (см. § 5.3) высота минимального уровня воды может быть уменьшена в 2 раза. Значительной сложностью отличаются закономерности захвата пара из водяного объема БС. Здесь решающее влияние на снос пара в опускные трубы оказывает способ ввода пароводяной смеси в БС и скорость пото- ков, движущихся в направлении к опускным трубам, а также организа- ция потоков внутрибарабанными устройствами. На рис. 5.2 приведены зависимости среднего объемного паросодержа- ния в опускных трубах от Давления среды и скорости воды в БС, получен- ные на основе обобщения опыта работы котельных агрегатов [76]. Ско- рость воды в БС отнесена здесь к наименьшему сечению на пути поступ- ления воды к опускным трубам. Кривая 1 соответствует наличию внутри- барабанных циклонов и перегородок в водяном объеме БС, разделяющих подъемные и опускные трубы; скорость воды в определяющем сечении барабана И/б равна 0,1 м/с. Кривая 2 характерна для стояков большого диаметра, размещению над опускными трубами коробов с затопленными входными сечениями, при наличии в водяном объеме БС перегородок, разделяющих подъемные и опускные трубы, и скорости воды в определя- ющем сечении, равной 0,2 м/с. При размещении над опускными трубами коробов с незатопленными входными сечениями, перед опускными тру- бами перегородок, меняющих направление потока, в водяном объеме пе- регородок, разделяющих подъемные и опускные трубы, и при скорости воды в определяющем сечении, составляющей 0,3 м/с, паросодержание можно найти по кривой 3. Попадание в опускные трубы пара эквивалентно увеличению энтальпии в них на величину (5.4) А/ = -------------- 1 + — 4 ¥> Р Для опускных труб энтальпию воды, недогретой до температуры насы- щения на величину Д/н, находят с учетом сноса пара в трубы по формуле: 'on = /' - Д'н + Д'- (5.5) 96
•*-Рис. 5.3. Эпюра изменении давления в опускном участ- ке контура циркуляции Рис. 5.4. Зависимость максимально допустимых значений скорости входа воды в опускные трубы по условиям вскипания от массового уровня воды над их устьем: 7 ~ входная кромка скругленная (£вх = 0>1)! 2 ~ входная кромка прямоуголь- ная (£вх=0,5) Определим условия работы опускных труб по фактору вскипания. На рис. 5.3 показана эпюра изменения давления в опускном участке контура циркуляции. При отсутствии захвата пара в опускные трубы поступает вода,, которая имеет температуру насыщения, соответствующую давлению в паровом пространстве БС. Поскольку в водяном объеме БС скорость воды не превышает 0,2 —0,4 м/с, то изменением динамического напора можно пренебречь и считать, что давление меняется главным образом за счет увеличения гидростатического столба жидкости. Тогда у входа в опускные трубы БС давление возрастает на величину ДРур = hMp'g, (5.6) где hM — массовый уровень воды, считая от нижней образующей БС. При входе в вертикальные опускные трубы давление уменьшается из-за местного сопротивления (£вх) и увеличения динамического напо- ра на величину ДРвх = (1 +?вх)р'И'оп/2, (5.7) где £вх — коэффициент сопротивления на входе в трубу. В случае скруг- ленных входных кромок опускного патрубка £вх = 0,1, а при прямо- угольных входных кромках £вх = 0,5. При движении потока далее по опускным трубам давление в послед- них возрастает вследствие увеличения нивелирного напора и одновре- менно уменьшается за счет гидравлических сопротивлений. Падение дав- ления из-за гидравлических сопротивлений обычно значительно меньше, чем рост давления за счет гидростатической составляющей hM. При выхо- де воды из опускных труб в коллектор скорость потока значительно уменьшается и снижение динамического напора (так как коэффици- ент гидравлического сопротивления выхода близок к 1) практически идет на преодоление упомянутого сопротивления. Поэтому в целом при движении воды в вертикальных опускных трубах давление повышает- ся. Таким образом, возможным местом вскипания являются входные участки опускных труб. Если падение давления при входе в эти участки больше, чем увеличение давления за счет hM, то насыщенная вода частич- 97
но испарится. Условие отсутствия вскипания следует из уравнений (5.6) и (5.7): ^оп < V2/»Mff/(1+?вх)'- (5.8) На рис. 5.4 показана зависимость максимально допустимого значения скоростей входа воды в опускные трубы от высоты столба воды над их устьем при различных £вх по данным работы [27]. § 5.2. Захват пара с водой из тягового участка в опускной канал кипящего корпусного реактора Большое практическое значение имеет изучение захвата пара с водой при переливе потока из тягового участка в опускной канал в корпусных кипящих реакторах с гравитационной сепарацией и естестенной циркуля- цией теплоносителя. Интерес к этим реакторам особенно возрос в послед- нее время в связи с возможностью увеличения единичной мощности по- средством создания железобетонных корпусов большого диаметра, а так- же с возможностью их использования для теплофикационных целей. Опыт эксплуатации корпусных кипящих реакторов с естественной цир- куляцией теплоносителя показал, что захват пара может достигать 20% и более по отношению к количеству генерируемого пара [77, 78]. Такой захват, естественно, приводит к ухудшению гидродинамики и физики реактора в целом. В этой связи представляются полезными расчетные за- висимости, которые позволили бы оценить ожидаемый захват пара еще на стадии проектирования реактора. Наиболее известными являются расчетные зависимости А.Я. Крамерова [79] и М. Петрика [80]. Зависимость, предложенная в работе [79], полу- чена на основании приближенной гомогенной модели движения смеси при переливе потока из тягового участка в опускной канал с учетом проскаль- зывания пара вверх. Соответствующая расчетная зависимость для опреде- ления доли пара, увлекаемой в опуск, в его общем расходе имеет вид: ^оТ/а+ (R^R.Y W'^!a + (W’0<on/a}(R}IR} - 1) +1 Ф = 1 - < (v"T/a 1 1+---------------------------- \ 1+c (И'о, on/a)(ffj/ffj — 1 )j , (5.9) где И/qt — скорость пара в тяговом участке, м/с; И/д оп — скорость воды в опускном участке, м/с; /?2//?1 — отношение внешнего и внутреннего ра- диусов опускного участка; а = (0,65 — 0,0398р) — фактор проскальзыва- ния, м/с; с — полуэмпирическая константа, 0 < с < 1; р — давление в ре- акторе, МПа. В работе [80] с учетом рассмотрения траекторий движения воды и пу- зырьков газа на повороте из тягового участка в опускной канал дана сле- дующая полуэмпирическая зависимость: ф =-0,04 log [0,093 (И^т/И^'т) X х (ст2/3/и/Д д') (р'/р")1/2 (VD//7+ у/нТд)}, 98 (5.10)
Рис. 5.5. Схема действующих сил в зо- не перелива из тягового участка в опуск- ной канал где D — диаметр тягового участка, м; Н — высота уровня, м; PV0'|, И/оТ — соответственно скорость лег- ‘Z кой и тяжелой фаз в тяговом умает- ке; о — коэффициент поверхност- Xz' ного натяжения, Н/м; Wm — массо- ц> *X вая скорость жидкости, кг/ (м2 • с); о ц — вязкость жидкости, кг/(м с); Р , р — соответственно плотность легкой и тяжелой фаз, кг/м3. Полуэмпирический характер зависимости (5.9) и (5.10) определенным образом ограничивает их применимость. Ниже рассмотрена более общая методика расчета захвата пара, основанная на анализе сил, действующих на пузырьки легкой фазы при переливе потока теплоносителя из тягового участка в опускной канал (рис. 5.5). Основной особенностью этой мето- дики является учет возникающего на переливе центробежного поля сил, величина которого в определенных зонах вполне соизмерима с гравита- ционным полем сил. Дифференциальное уравнение относительного дви- жения пузырьков пара может быть записано при этом на основании второ- го закона Ньютона в виде mdWQ1/dt “ + FCp + FKop + FnoR + Fa3p + ^conp- (5.11) Первые три члена правой части уравнения обусловлены участием пу- зырьков пара в переносном вращательном движении среды на переливе и последовательно характеризуют центробежную силу, касательную силу (реакцию среды), возникающую при движении пузырьков через слои, вра- щающиеся с разной угловой скоростью, и силу Кориолиса. Остальные чле- ны последовательно характеризуют подъемную силу Архимеда, аэродина- мическую силу, обусловленную градиентом давления в криволинейном потоке, и силу сопротивления при относительном движении пузырьков. Взаимодействие пузырьков друг с другом не учитывается. В проекциях на оси подвижных координат хоу, начало которых совпа- дает с центром вращения потока и которые вращаются с угловой скоро- стью сс относительно неподвижных координат х0оу0, уравнение (5.11) за- писывается в следующем виде: 1 гУИЛ.тх .IV2 „ осьх (vp" + -^-vp)----------- = vp'----- + vp (2ссИ/от)л.+ * dt x (V2 w2 + v[p' — p")gsina - vp'----± p —°T * (5.12a) x 2 i dWnr v ,, dco n ___— ОСЬ/ {vp" +J_ vp'} ___2LT = +Vp"^x± i/p''(2w(4'OT)z + w2 + vg {p — p”) cos a — i-Sp —- , (5.126) 99
где W0T, WT — соответственно относительная и тангенциальная скорости пузырька; v, S — соответственно объем и площадь миделевого сечения пузырька; х — текущий радиус вращения потока; t — время; а = cot — угол поворота подвижных координат относительно неподвижных; £ — ко- эффициент сопротивления при относительном движении пузырька. Так как масса жидкости в объеме движущегося пузырька велика по сравнению с его собственной массой, в левой части уравнений (5.12а), (5.126) учтена присоединенная масса пузырька [32]. Выбор переменных знаков перед членами правой части уравнений зависит от направления от- носительной скорости пузырьков. Из уравнений (5.12а) видно, что влияние отдельных сил на относитель- ное движение пузырьков неравнозначно. Определяющими силами явля- ются подъемная, аэродинамическая и сила сопротивления, так как центро- бежная и касательные силы, а также сила Кориолиса меньше их на величи- ну отношения плотностей фаз. В соответствии с имеющимися в литературе опытными данными [33] закон распределения тангенциальной скорости по радиусу в реальном кри- волинейном потоке описывается уравнением IVTx0,s = К = const. (5.13) Учитывая (5.13), а также пренебрегая для простоты касательной и ко- риолисовой силами, уравнения (5.12а), (5.126) можно представить в виде осьх d2x/dt2 = Ci sin (/Ct/x1,5) - с2 (1/х2) ± c3(dx!dt)2-, (5.14а) ось у = Ci cos (Kt/x1,5) — с3 (dy/dt)2, dt2 (5.146) где . {р-р")9 . с (р'-р")К2. с 31р С1 р"+(1/2)р" 2 р"+(1/2)р' ' 3 " 4d[p"+(1/2)р']' d — диаметр пузырька. Уравнения (5.14а), (5.146) представляют собой дифференциальные уравнения движения пузырьков легкой фазы в потоке реальной жидкос- ти на переливе. Последовательное решение этих уравнений применительно к условиях перелива над тяговым и опускным участками позволит уста- новить траектории пузырьков легкой фазы и определить тем самым ее долю, увлекаемую в опуск. Интегрирование уравнений (5.14а), (5.146) достаточно сложно и для их решения в каждом конкретном случае необходимо использовать чис- ленные методы. Поэтому полезна приближенная оценка количества увле- каемой в опуск легкой фазы, которая основана на частном решении ука- занных уравнений и общем анализе движения потока на переливе. В зави- симости от соотношения действующих на пузырьки сил в зоне перелива над опускным участком могут существовать две области, причем из пер- вой области пузырьки легкой фазы эвакуируются, а из второй — увлека- 100
Рис. 5.6. Граница областей в зоне перелива над опускным каналом, соответствующая зависанию пузырьков ются в опуск. На границе этих областей, соответ- ствующей зависанию пузырьков, должно выпол- няться условие (рис. 5.6) dy/dx = ctg (а/2), (5.15а) где а — угол поворота потока; dy, dx — соответ- ственно проекции на оси у и х относительного пе- ремещения пузырька при повороте потока на угол а. Подставив в уравнение (5.15а) значение dy/dx, определенное из совместного решения урав- нений (5.14а), (5.14,6) без учета их инерционных членов, для границы областей получим К ХГР = \/p(cos a/ctg2 (а/2) + sin а ) Из уравнения (5.156) видно, что минимальная высота хгр имеет мес- то при значении угла поворота потока а = 90 , которое соответствует вер- тикальному сечению непосредственно над верхней кромкой обреза тяго- вого участка. Физически зто объясняется тем, что основные силы, дейст- вующие на пузырек пара, — аэродинамическая и подъемная — расположе- ны здесь в одной плоскости и направлены одна относительно другой в про- тивоположные стороны. При других значениях угла поворота потока про- екция подъемной силы на ось х уменьшается, в то время как проекция аэ- родинамической силы остается неизменной, в связи с чем координата хгр рассматриваемых областей увеличивается. Очевидно, что пузырьки легкой фазы, которые оказались над обрезом тягового участка в преде- лах области хгр, заведомо будут увлечены в опускной канал. Расход лег- кой фазы, увлеченной в опускной канал, может быть при этом рассчита» по уравнению хгр Gn « Х-2тг/?тРсм J W'dx, (5.16) о гДе Рем г X ~ соответственно плотность (в кг/м3) и массовое паросодержа- ние потока в вертикальном сечении над обрезом тягового участка; /?т — радиус тягового участ.са, м. Постоянная потока К, необходимая для расчета хгр, определяется из выражения для массового расхода смеси над обрезом тягового участка, который практически может быть принят равным расходу тяжелой фазы GB: GB 2я/7тРсм J"6” WTdx, (5.17) о где /7Пер ~ высота зоны перелива над обрезом тягового участка, м. 101
Используя закон распределения тангенциальной скорости (5.13), после интегрирования получаем GB К =------------------- , . (5.18) 4тт/?тРсм V^nep Используя уравнения (5.13), (5.156), (5.18), после интегрирования уравнения (5.16) окончательно имеем 0,084 _ /ёГ ; GB /------------ \ /?, V Рсм и 0,75 "пер (5.19) где Gn, GB — расход пара и воды соответственно, т/ч. В уравнение (5.19) входят неизвестные параметры потока в сечении над обрезом тягового участка Wnep, X, рсм. Под зоной перелива /7пер здесь понимается та часть высоты двухфазного слоя над обрезом тягового участка, в пределах которой собственно и происходит перелив. Граница этой зоны, по-видимому, размыта и не обязательно совпадает с физичес- ким уровнем воды, особенно при высоких его положениях. В первом приближении величина /7пер может быть оценена из условия постоянства количества движения потока в вертикальном сечении над обрезом тяго- вого участка и на входе в опускной канал, так как равнодействующая внешних сил на этих границах потока, если пренебречь силой трения на от- носительно короткой его длине, равна нулю. Учитывая, что количество движения потока в основном определяется массой и истинной скоростью тяжелой фазы, соотношение между высотой зоны перелива Нпер и шири- ной опускного канала Son записывается в виде ^пер 1 - <Л)П 1 ~ /’пер (5.20) где «/’пер и «/’оп — среднее истинное объемное паросодержание над обрезом тягового участка и на входе в опускной канал соответственно. Поскольку радиус тягового участка в реальных парогенерирующих ап- паратах, как правило, в несколько раз больше ширины опускного канала, то радиус линий тока в зоне перелива над тяговым участком также су- щественно больше, чем над опускным каналом, а поле центробежных сил соответственно меньше. Поэтому эпюра паросодержания непосредственно над тяговым участком не должна претерпевать значительных изменений из-за воздействия центробежного поля, т.е. параметры двухфазного пото- ка в вертикальном сечении над обрезом тягового участка рсм и X, входя- щие в уравнение (5.19), можно определять по выходным параметрам тя- гового участка. Приведенное выше соображение о том, что протяженность зоны, в кото- рой собственно происходит перелив, не обязательно совпадает с физичес- ким уровнем воды, подтверждается экспериментом. На рис. 5.7 показаны, в частности, результаты опытов ЭНИН им. Г.М. Кржижановского по изме- рению поля скоростей в вертикальном сечении над кромкой перелива, проведенные на холодной воде. Из рисунка видно, что при различающихся почти в 2 раза уровнях воды над переливом (330 и 600 мм) собственно зона перелива практически одинакова. При поддержании высокого уровня 102
Рис. 5.7. Зависимость распределения ско- рости в вертикальном сечении над кром- кой перелива (скорость воды в опуске 0,45 м/с; /?т = 0,43 м ; Son =0,19 м) : 7 — уровень воды над переливом 600 мм; 2 — то же 330 мм; 3 — теорети- ческая кривая, соответствующая распреде- лению И7пер =с/На'5 EBWR Rr~ 0,62 м; (5вп-а,¥5м-, р = ^,2 МПа Типа В К-50 RT- 1Л6 м $ = 0,265м-, р = 7,0МПа Г 0,3 0,2 0,1 0 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25Хт а) fl 0,50м/с 0,65 0,35-^ Rr-0,076M; ~0^031м j р = 7to мПа 0,3 0,2 0 0,05 0,10 0,75 0,20 0,25Хг _ Wg = 0,35 м/с 9 9 Рис. 5.8. Расчетные (пинии) и экспериментальные (символы) зависимости опытных и расчетных значений коэффициента захвата пара от расходного массового паро- содержания на выходе из тягового участка и скорости воды в опускном канапе для кипящих реакторов (а) и для экспериментальной установки [81] (б) : • — скорость воды в опускном канапе 0,50 м/с; Ф — скорость воды в опускном канапе 0,35 м/с воды при этом в верхней части перелива образуется вторичный вихрь, нап- равление вращения которого обратно по отношению к направлению пере- лива, при низком уровне таких явлений не наблюдается. На рис. 5.8, а приведены опытные и расчетные значения коэффициентов захвата пара для реактора EBWR [78] и ожидаемые расчетные значения коэффициента захвата пара для реактора типа ВК-50. Сопоставление опытных и расчетных данных для реактора EBWR свидетельствует о доста- точной близости данных опыта и расчета. Опытные и расчетные значения коэффициента захвата пара, полученные на экспериментальной установке [81], приведены на рис. 5.8,6. Здесь сходимость результатов опыта и рас- чета хуже, однако при этом опытные данные имеют значительный разброс. Расчетное определение значений коэффициента захвата пара производи- лось с использованием уравнений (5.19) и (5.20). При расчете высоты зо- ны перелива по уравнению (5.20) среднее истинное паросодержание над обрезом тягового участка и на входе в опуск принималось одинаковым, что соответствует результатам экспериментов на модели кипящего реак- тора. Высота зоны перелива при этом во всех случаях была меньше высо- ты физического уровня воды, поддерживаемого над тяговым участком. Определение массового паросодержания и плотности пароводяной смеси на выходе из тягового участка проводилось с использованием зависи- мости из работы [14]. При рассмотрении опытных данных по захвату пара, полученных на полномасштабных парогенерирующих аппаратах и моделирующих их экспериментальных установках, следует обратить внимание на то, что ли- нейные размеры тягового участка и опускного канала в моделях обычно существенно меньше. Так как в эксперименте стараются выдерживать 103
одинаковые с натурой приведенные скорости легкой и тяжелой фаз, то соотношение между величиной центробежного и гравитационного полей на переливе оказывается в модели всегда большим, чем в натурном аппа- рате. В соответствии с этим существенно увеличивается высота зоны, из которой пар может быть увлечен в опускной канал, изменяется влияние отдельных факторов на захват, поэтому прямой перенос полученных дан- ных с модели на натурный аппарат неправомерен. В заключение отметим, что из-за наличия неравномерного поля скорос- тей на входе в опускной канал захват пара может иметь место и в тех слу- чаях, когда средняя скорость воды в опуске ниже скорости всплытия пу- зырей. В опускном канале при этом образуется так называемая зона за- висания пара, из которой пар может частично или полностью сепариро- ваться. Расчетная зависимость (5.19) не учитывает такой возможности и по существу характеризует захват пара на входе в опускной канал. В практически важных случаях необходимо знать именно это количество захваченного пара, так как для обеспечения максимального движущего напора контура циркуляции конденсацию захваченного пара обычно на- чинают в непосредственной близости от кромки перелива. § 5.3. Устройства для уменьшения захвата пара Конструкция устройств для уменьшения захвата пара обусловлена фи- зической природой самого процесса захвата и конкретным типом пароге- нерирующего аппарата. Для предотвращения затягивания воронок в опускные трубы БС ока- зывается полезной установка над трубами жалюзийных решеток. Решетки могут быть набраны из прямых ребер высотой не менее 20 мм и шагом не более 20 мм и установлены на некоторой высоте над опускными трубами. При размещении решеток непосредственно над входом в трубы ребра надо делать большей высоты (~0,7d) и располагать их веером (рис. 5.9). При Рис. 5.9. Схема установки решеток над опускными трубами для одиночной трубы (/= 2d, но не менее 200 мм; 5= 0,17 d, но не менее 20 мм) (а) и для группы труб (б) 104
Рис. 5.10. Сепаратор с радиальными лопастями низких ребрах, располагаемых в виде крестовин, вихреобразование непрекраща- ется. Не достигают цели также и уста- новкой над входными сечениями опус- кных труб экранов ограниченных разме- ров [82]. Борьба с захватом пара из водяного объема БС наиболее сложна. Пар попада- ет в водяной объем в местах ввода паро- водяных струй, из парового объема при волнообразовании на поверхности уровня и перелива потока из отсека в отсек. По- этому основным способом уменьшения захвата пара из водяного объема барабана является рациональная организация ввода пароводяной смеси и отвода разделенных фаз, выбор скоростей, обеспечивающих се- парацию пара из части водяного объема, прилегающей к опускным трубам. Наибо- лее часто применяется разделение внут- реннего объема барабана на отсеки, как, например, это сделано в БС РБМК-1000. Борьба с захватом пара в корпусных кипящих реакторах при переливе потока из тягового участка в опускной канал осуществляется посред- ством использования гравитационных сил, а также с помощью соответ- ствующих сепарационных устройств. Первый способ применяется для реакторов относительно малой мощности (до 50 — 70 МВт), таких, как "Гумбольт-Бей", ВК-50 и т.п. При гравитационной сепарации пара ограни- чивается скорость воды в опускном канале. С увеличением мощности реакторов и скорости воды в опуске для предотвращения захвата пара с циркулирующей водой стали применять более эффективные инерционные системы. В реакторе "Патфайндер", в частности, в опускном канале были установлены центробежные сепараторы с тангенциальным наклонным входным патрубком прямоугольного сечения (см. рис. 3.31 и 3.32). Сепа- раторы такого типа были выбраны в связи с удобством их компоновки в опускном канале и для обеспечения эффективного выделения захваченно- го пара при небольшом перепаде давления. Интересна разработка внутрикорпусного сепаратора с радиальными ло- пастями [83]. Принципиальная конструкция этого сепаратора показана на рис. 5.10. Поток пароводяной смеси после активной зоны поднимается по центральной раздающей камере и направляется на вогнутые поверх- ности лопастей, где в результате центробежного эффекта пар отделяется от воды. Отделившийся пар отводится вверх, частично проходя между ло- пастями и частично по зазору между внешним корпусом сепаратора и на- ружными кромками лопастей. Вода после лопастей образует на внешнем корпусе вращающийся слой, толщина которого возрастает сверху вниз по мере притока влаги из лопастей. Этот слой воды стекает вниз и приводит во вращение основную массу воды в нижней камере сепаратора. Возни- 105
выход пара вход пароводяной смеси Рис. 5.11. Сепарационная схема кипящего реактора с наклонными жалюзи на входе в опускной канал г выход . ' пара Вход воды с захвачен- ным паром выход воды Рис. 5.12. Противозахватное устройство (ПЗУ) : 1 — закручивающий лопаточный аппарат; 2 — отражатель; 3 — пароотводящая труба; 4 — узел отвода отсепарированного пара; 5 — корпус кающее благодаря этому центробежное поле способствует выделению пу- зырьков захваченного пара в центральную часть вихревого потока, где они движутся вверх и отводятся вместе с основным потоком пара. Проведенные испытания сепаратора с радиальными лопастями на экспе- риментальных стендах подтвердили его эффективность. Вместе с тем сле- дует отметить, что в связи со сложностью моделирования вихревого пото- ка в камере больших размеров применению такого сепаратора в кипящем реакторе должны предшествовать испытания его полноразмерного образ- ца. Планировавшиеся исследования сепаратора с радиальными лопастя- ми на действующем реакторе KRB в Гундремингене осуществлены не были. Известны также попытки использовать для борьбы с захватом пара на переливе криволинейные лопатки и жапюзи, которые устанавливаются на входе в опускной канал. Возможная схема организации сепарационных процессов в реакторе при этом показана на рис. 5.11. В действующих ре- акторах установка жалюзи и криволинейных лопаток на переливе приме- нения не нашла, что, по-видимому, объясняется их недостаточной эффек- тивностью. В современных мощных кипящих реакторах компаний "Дженерал электрик" и "АЕГ—Телефункен" сепарация пара из циркулирующей воды производится в центробежных сепараторах, которые одновременно слу- жат для первичной осушки пара. Аналогичная схема сепарации пара приме- нена в вертикальных ПГ. Конструкция центробежных сепараторов, ис- пользованных в указанных сепарационных схемах, описана в гл. 3. Представляет интерес сепарационная схема, в которой ПЗУ скомпоно- ваны отдельно от центробежных сепараторов и размещены по периферии корпуса реактора или ПГ в опускном зазоре. При этом в принципе суще- ственно упрощается конструкция центробежных сепараторов и за счет ук- рупнения может быть уменьшено общее число ПЗУ, Рис. 5.13. Зависимость коэффициента захвата воздуха для различного конструкционного оформления опускного канала от скорости во- ды в опуске и скорости воздуха в тяговом участке, равной 1 м/с: 1 — исходная конструкция (простой пере- лив) : 2 — ПЗУ (см. рис. 5.12); 3 — криволи- нейные лопатки; 4 — жалюзи Л % !,0 0,5 О ' Win,м/с Один из возможных вариантов ПЗУ показан на рис. 5.12. Устройство включает в себя цилиндрический корпус, на входе в который установлен закручивающий лопаточный аппарат, узел отвода отсепарированного пара и пароотводящая труба с отражателем на выходе. Циркуляционная вода вместе с захваченным паром, поступающая в ПЗУ, закручивается на лопа- точном аппарате, в результате чего происходит разделение фаз. Выделен- ный пар через узел отвода поступает в пароотводящую трубу, выведенную в паровой объем ПГ выше уровня воды. ПЗУ должны быть установлены ниже уровня воды настолько, чтобы располагаемый подпор с определенным запасом превышал их гидравличес- кое сопротивление. Это условие, а также расход циркулирующей воды и предполагаемый захват пара являются исходными данными при определе- нии числа и живого сечения ПЗУ. Так как гидравлическое сопротивление ПЗУ в основном определяется закручивающим лопаточным аппаратом, то для его расчета может быть использована методика, изложенная в § 3.2. Протяженность зоны Н (см. рис. 5.12), в пределах которой происходит выделение захваченного пара из воды, также может быть рассчитана по этой методике. Диаметр пароотводящей трубы зависит от количества зах- ваченного пара и принимается таким, чтобы скорость пара не превышала скорости срыва пленки влаги. Эффективность ПЗУ рассматриваемого типа была проверена на возду- ховодяной смеси. Диаметр испытанных ПЗУ составлял 125, высота 350, диаметр пароотводящих труб 57 мм. ПЗУ были скомпонованы в опуск- ном канале модели вертикального ПГ и воспринимали весь поток цирку- лирующей воды с захваченным на переливе воздухом. Опыты показали, что установка ПЗУ позволила увеличить в опуске скорость воды, при ко- торой начинался массовый захват пара, до 0,75 м/с, что приблизительно в 1,35 раза больше скорости при простом переливе (рис. 5.13). Указанная скорость не является предельной и характерна для условий эксперимента. При этой скорости гидравлическое сопротивление лопаточного аппарата становилось соизмеримым с располагаемым подпором, наблюдался раз- рыв потока в опускном канале и появление уровня ниже ПЗУ, что приво- дило к нарушению их работы. Глава 6 КОНСТРУКЦИИ И РАЗРАБОТКА СЕПАРАЦИОННЫХ СИСТЕМ АЭС § 6.1. БС реакторов РБМК Основные вопросы разработки и исследований БС рассматриваются на примере реакторных установок РБМК, поскольку они занимают значи- тельное место в ядерной энергетике СССР. На блоках АЭС с реакторами РБМК-1000 в состав контура многократ- 106 107
A-A 2 'tos /9пагруднод Ду ООО выход пара Вход питатель- ной воды агзоо Г 932 X. пародо- narpyS- дяяой смеси ха Дч 70 Рис. 6.1. Конструкция БС реактора РБМК-1000: 1 — пароприемный дырчатый щит; 2— корпус; 3 — погруженный дырчатый щит; 4 — смеситель питательной и контурной воды; 5 — коллектор раздачи питательной воды; 6 — короба Подвод паро- водяной J смеси -- >2 патоувяов Ду 300 I выход боды ной принудительной циркуляции (МПЦ) входят четыре БС пара, пред- назначенные для сепарации и осушки пара из пароводяной смеси и созда- ния оперативного запаса воды в контуре МПЦ. Конструкция БС показана на рис. 6.1. Это горизонтальный цилиндрический сосуд с внутренними диа- метром 2300 мм и длиной 30,7 м, на котором размещены 432 патрубка Ду 70 для подвода пароводяной смеси от каналов реактора, 14 патрубков । Ду 300 для отвода пара, 12 патрубков Ду 300 для отвода контурной воды, патрубок Ду 400 для подвода питательной воды, 5 патрубков Ду 300 для । паровых перемычек и 2 патрубка Ду 300 для организации водяных пере- мычек между двумя соседними сепараторами, восемь патрубков Ду 501 для подключения водоуказательных приборов, 4 патрубка Ду 10 для отбо- ( ра проб по воде и пару, два патрубка Ду 10 для измерения давле-’ ния. БС устанавливается на четырех подвижных опорах; пятая — средняя! опора — неподвижная в горизонтальной плоскости и направляющая в вер- тикальной плоскости. Материал корпуса БС — сталь 22К, плакированная аустенитной наплав- кой из стали ЭИ-898 толщиной 6 мм. Несущая часть всех патрубков — сталь 22К. Внутрикорпусные устройства выполнены из аустенитной ста- ли 0Х18Н10Т. Уровнемеры с пределами измерения ±200 мм подключаются к патруб-, кам, расположенным в середине корпуса сепаратора, уровнемеры с преде- 108
лами измерения ±315 мм — к концам корпуса. Уровнемеры с пределами измерения ±800 мм подключаются к патрубкам на днищах сепара- тора. На верхних и нижних образующих корпуса БС установлены термо- пары для эксплуатационного контроля температуры стенки корпуса. Основные характеристики БС реактора РБМК-1000: расход пароводя- ной смеси составляет 9375 т/ч; температура пароводяной смеси 284,5 °C; среднее паросодержание пароводяной смеси на входе в сепаратор 15,4%; максимальное паросодержание 30%; паропроизводительность 1438 т/ч; давление насыщенного пара 6,85 МПа; влажность пара на выходе из се- паратора 0,1%^ расход питательной воды 1438 т/ч; температура питатель- ной воды 164 С; масса сепаратора (незаполненного водой) 219 т. Номинальное значение уровня в сепараторе установлено на 100 мм вы- ше погруженного дырчатого щита; допустимое колебание уровня при эксплуатации составляет ±50 мм номинального. Нормы качества контурной и питательной воды по примесям характе- ризуются следующими показателями. Контурная вода. pH = 6,5^7,2; удельная электропроводимость не бо- лее 1 мкСм/см; содержание хлорид-ионов не более 0,1 мг/кг; содержа- ние железа не более, мг/кг, при стационарных режимах 0,2, при переход- ных и пусковых 1; содержание меди не более 0,05 мг/кг; жесткость не более 15 мкг экв/кг. Питательная вода. pH = 7,0 0,2; удельная электропроводимость не более 0,1 мкСм/см; содержание хлорид-ионов не более 0,004 мг/кг; со- держание железа не более 0,01 мг/кг; содержание меди не более 0,002 мг/кг; жесткость не более 0,5 мкг-экв/кг; концентрация раство- ренного кислорода не более 0,03 мг/кг. БС функционирует следующим образом. Пароводяная смесь поступает через патрубки, расположенные по два ряда с каждой стороны, в короба, где кинетическая энергия пароводяных струй гасится отбойными щитами. Далее пар проходит через погруженный дырчатый щит и барботажный слой над ним, осушается за счет гравитационной сепарации в паровом объеме сепаратора и через пароприемный дырчатый щит поступает к паро- отводящим патрубкам. Для исключения прорыва пара через сливную щель между корпусом и закраиной погруженного дырчатого щита установлены отбойные щиты, пе- рекрывающие сливную щель. Кроме того, важным обстоятельством, спо- собствующим предотвращению прорыва пара, является правильный вы- бор расстояния между торцом закраины и отбойным щитом, которое в настоящее время рекомендуется принимать равным 50 — 60 мм. Контурная вода из коробов сливается и поступает в опускные патруб- ки, где смешивается с питательной водой и отводится из сепаратора. Пита- тельная вода подводится к расположенному в нижней части водяного объема раздающему коллектору Ду 300, от которого отходят к каждому опускному патрубку перфорированные отводы-смесители. Участок сме- шения контурной и питательной воды выгорожен от несущей части опуск- ного патрубка тепловым экраном. Подвод пароводяной смеси от технологических каналов к сепаратору характеризуется неравномерностью поканальных расходов пароводяной смеси и пара, обусловленной неравномерностью энерговыделений в актив- ной зоне. На рис. 6.2 графически представлено распределение относитель- ных расходов пароводяной смеси и пара по длине БС. Такое распределение поканальной паровой нагрузки требует приня- 109
О 4 8 12 16 ZO 24 28 32 36 40 44 48 52 Номера сечений пароводяных патрубков О 4 8 J2 16 20 24 28 32 36 40 44 48 52 Номера сечений пароводяных патрубков Рис. 6.2. Относительное распределение расходов пароводяной смеси (а) и паровой нагрузки (б) по длине сепаратора тия определенных мер по обеспечению выравнивания паровой нагрузки на зеркале испарения по длине сепаратора и по сечению. Отвод пара из БС должен выполняться таким образом, чтобы паровые нагрузки по длине сепаратора равномерно распределялись по пароотводя- щим патрубкам во избежание возникновения в сепараторе зон с повышен- ным (или пониженным) давлением и продольных скоростей пара ("паро- вого ветра") над зеркалом испарения, локально увеличивающих физичес- кий уровень пароводяной смеси. Для БС реактора РБМК-1000 допустимая неравномерность отвода пара по паровым патрубкам составляет ± 10% номинала. Регламентирована неравномерность в системе подвода питательной во- ды, отвода контурной воды на двух соседних сепараторах, соединенных паровыми и водяными перемычками таким образом, чтобы свести к ми- нимуму перекос уровней между ними. Допустимый перекос должен быть не более 30 мм. Размеры сепарационных элементов внутри корпусных устройств, допол- нительно к приведенным на рис. 6.1, и параметры, определяющие сепара- ционные характеристики сепаратора, следующие. 1. Потолочный пароприемный дырчатый щит имеет 9000 отверстий диа- метром 10 мм, расположенных с шагами по ширине щита 53 и по его дли- не 48 мм. Габаритные размеры щита по осям крайних отверстий составля- ют 28 160x795 мм. Средняя скорость пара в отверстиях равна 15,8 м/с. 2. Погруженный дырчатый щит имеет 52 846 отверстий диаметром 10 мм, расположенных с шагами: по ширине 29 и по длине 33 мм. Габа- ритные размеры щита по осям крайних отверстий равны 28 140х 1856 мм. Средняя скорость пара в отверстиях 2,7 м/с. В сепараторах пара реактора типа РБМК использована осадительная се- парация. При определении расчетной приведенной скорости пара с зеркала испарения для БС РБМК-1000 коэффициент неравномерности паровой на- грузки, учитывающий эффективность работы погруженного дырчатого щита, принимался равным 1,2, т.е. расчетное значение скорости выхода пара с зеркала принималось равным 1,2 W'o, где Wo — средняя приведен- ная скорость выхода пара с зеркала испарения. 110
Рис. 6.3. Модель сепаратора (поперечное сече- ние) выход пара Расчетные оценки влажности пара на выходе из БС показали, что БС обеспе- чивает заданную влажность пара. Харак- теристики БС проверялись на сепара- ционном стенде с паровой нагрузкой около 50 т/ч. Модель, изображенная на рис. 6.3, представляет собой часть БС длиной 4 м, со штатными внутрикорпус- ными устройствами. Она состоит из ци- линдрического корпуса 10, внутри кото- рого напротив патрубков 6 ввода паро- водяной смеси установлены щиты 3, предназначенные для направления потока пароводяной смеси к погруженному дыр- чатому щиту 9. Погруженный щит имеет 1930 отверстий диаметром 10 мм, равномерно расположенных на площади 2000x1142 мм. Коэффициент живого сечения щита составляет 6,6%, высота закраины 8 равна 130 мм. Чтобы избежать прорыва влажно- го пара через сечение, образованное стенкой корпуса модели и закраина- ми, на корпусе укреплены отбойные щиты 7. Расстояние от торца закраи- ны до отбойного щита составляет 75 мм. Внутри модели установлены две поперечные перегородки на расстоянии 1140 мм одна от другой так, чтобы выгороженный объем соответствовал номинальной удельной нагрузке штатного сепаратора. На расстоянии 720 мм от погруженного дырчатого щита расположен пароприемный дыр- чатый щит 2, который имеет 333 отверстия диаметром 10 мм, что соответ- ствует его коэффициенту живого сечения 2,5%. В рабочий объем модели пароводяная смесь подается по 16 патрубкам внутренним диаметром 68 мм, расположенным в два ряда, по 8 штук с каждой стороны (с про- дольным шагом 250 мм). В патрубок 4, служащий для отвода отсепари- рованной воды, встроен смеситель 5, в который подается питательная во- да. Диаметры патрубков для отвода осушенного пара 1 и отсепарирован- ной воды соответствуют натурным. Так как на один метр длины штатно- го БС приходится менее одного парового и водяного патрубков, было не- обходимо выдержать в модели в данных патрубках скорости среды, рав- ные натурным. Вследствие того что на модели дополнительно исследова- лись вопросы проверки технологии изготовления и напряженного состо- яния патрубков при рабочих условиях, диаметр водяного патрубка был оставлен прежним, а в паровой патрубок был установлен специальный вытеснитель. Модель БС обеспечила проверку: технологии изготовления штатного сепаратора; сепарационных характеристик сепаратора; гидродинамики водяного объема сепаратора; условий захвата пара в опускную систему; условий смешения контурной и питательной воды; температур и напря- жений в сепараторе в основных рабочих режимах. Сравнение проектных значений основных характеристик штатного се- 111
Таблица 6.1. Сравнение характеристик штатного сепаратора реактора РБМК-1000 и модели Наименование Значение Проектное зна- чение штатного сепаратора Э кспери ментал ь- ные данные мо- дели Давление, МПа 6,85 6,65-6,85 Паропроизводительность, т/ч 1438 <52,5 Массовый уровень над погруженным 100 ±50 100-270 ЩИТОМ, мм Скорость выхода пара с зеркала испаре- 0,204 <0,19 ния (средняя), м/с Скорость пара в отверстиях 2,73 <2,55 погруженного щита, м/с Скорость пара в отверстиях потолочного 15,9 <14,85 щита, м/с Скорость пароводяной смеси в патрубках 8,95 8,02 ПВК, м/с * Среднее массовое паросодержание 15,4 16- 19 смеси, % Скорость пара в паровом патрубке, м/с 11,3 <11,8 паратора и модели, а также фактических экспериментальных данных по модели представлено в табл. 6.1. Сепарационные испытания выполнены на четырех режимах: равномер- ная раздача пароводяной смеси по всем 16 патрубкам со средним массо- вым паросодержанием х « 17% (режи- мы 1 и 2); раздача пароводяной смеси с паросодержанием х & 27%, симметрично по 5 патрубкам с каждой стороны, а по остальным 6 патрубкам подача воды (ре- жим 3); несимметричная подача парово- дяной смеси с паросодержанием х « 27% во все 8 патрубков одной стороны и в 2 — с другой, причем в 6 остальных пат- рубков подавалась вода (режим 4). Режимы 3 и 4 проводились для оцен- ки влияния экстремальных неравномер- ностей раздачи потока на сепарационные характеристики модели. Результаты испытания представлены на рис. 6.4. В режимах 1 и 2 пере- лом сепарационной характеристики происходит при уровне около Рис. 6.4. Зависимость влажности пара на выхо- де из модели от уровня воды при различных скоростях пара на зеркале испарения 112
Рис. 6.5. Зависимость массового уровня над штатным дырчатым щи- том от паровой нагруз- ки модели для различ- ных значений влажнос- ти пара 200 мм; в режиме 3 — при уровне 160—170 мм, В режиме 4 докритичес- кая ветвь сепарационной характеристики отсутствует, что можно объяс- нить заметной неравномерностью паровой нагрузки зеркала испарения и вследствие этого существенным превышением местных скоростей пара над ее средним значением. Кроме того, в режиме 3 и особенно в режиме 4 имел место прорыв пара через закраины погруженного дырчатого щита. На рис. 6.5 показана зависимость массового уровня над погруженным дырчатым щитом штатной конструкции от паровой нагрузки для различ- ных значений влажности пара, построенная на основании имеющихся опыт- ных данных на модели. Как видно из графиков, при максимальном допус- тимом эксплуатационном уровне 150 мм и паровой нагрузке 53,5 т/ч, со- ответствующейпроектной нагрузке БС, влажность пара на выходе из моде- ли составляет 0,01%. Влажность, равная 0,1%, допускается при уровне 200 мм. Таким образом, результаты модельных испытаний показывают запас при допустимой влажности 0,1% по паровой нагрузке, составляю щий 15%, для уровня над листом 150 мм или же запас по уровню, сос- тавляющий 50 мм для номинальной паровой нагрузки. Важной характеристикой БС является предельно допустимое пониже- ние массового уровня воды, при котором начинается захват пара в опуск- ные патрубки. Это положение уровня с учетом объемного паросодержа- ния в водяном объеме по существу определяет оперативный запас воды в БС. По данным исследований на модели при номинальной паровой и во- дяной нагрузках предельное нижнее положение уровня составило 520 мм от нижней образующей барабана, что соответствовало оперативному запа- су воды в пересчете на штатный БС, равному 39 м3. Сепарационные характеристики модели и штатных БС при нагрузке на зеркале испарения, соответствующей скорости пара 0,19 м/с, представ- лены на рис. 6.6. Из сопоставления видно, что сепарационные характерис гики БС несколько различаются вследствие более сложных условий их работы. В целом результаты исследований модели позволили достаточно полно оценить особенности работы и основные параметры штатных БС. Рис. 6.6. Зависимость влажности пара от уровня коды над погруженным дырчатым щитом для на- гурального БС и модели при номинальной мощ- ности и давлении, равном 6,85 МПа: 1, 2 — характеристики штатных БС по показа- ниям уровнемеров, установленных на разных кон- цах барабана; 3 — характеристика модели 113
§ 6.2. Блок-сепаратор реактора типа РБМКП Являясь элементом контура многократной принудительной циркуля- ции в проекте реакторной установки РБМКЛ-2400, блок-сепаратор (рис. 6.7) кроме своей основной функции — разделения пароводяной смеси на пар и воду — служит также для создания запаса воды в контуре. Внутрикорпусные устройства блок-сепаратора размещены в корпусе 6 высокого давления и включают в себя следующие основные единицы оборудования: коллектор 4, в который поступает пароводяная смесь из парогенерирующих каналов реактора; распределительная камера 7, пред- назначенная для обеспечения равномерной раздачи пароводяной смеси по первичным осевым центробежным сепараторам; осевые сепараторы 8 для первичного разделения пароводяной смеси, поступающей из распредели- тельной камеры; вертикальный жалюзийный сепаратор 1, который служит Рис. 6.7. Вертикальный блок-сепаратор реактора РБМКП-2400 114
Рис. 6.8. Вариант компоновки блок-сеператоров реактора РБМКП для окончательной осушки пара; пароотводный патрубок 10; дренажные каналы 9 для отвода воды, отсепарированной в жалюзийном сепараторе; водоотводные патрубки 5. В качестве первичного сепаратора используется осевой сепаратор (см. рис. 3.14). Блок-сепараторы объединяются между собой по паровой и водяной сторонам посредством патрубков 2 и 3 в группы. На рис. 6.8 показан вариант компоновки блок-сепараторов в реакторе типа РБМКП. Блок-сепараторы 1 соединены через пароводяные трубопро- воды 5 и вертикальные коллекторы 4 с соответствующими парогенери- рующими секциями 6 реактора. При этом блок-сепараторы расположены по боковым сторонам каждой из упомянутых секций. На парогенери- рующую секцию приходится по четыре блок-сепаратора: по два на одну из сторон секции. Каждые два сепаратора объединяются сежду собой пере- мычками 2 и 3 соответственно по пару и воде. Регулятор расхода питатель- ной воды устанавливается на каждую пару объединенных между собой блок-сепараторов. Для реактора РБМКП-2400 необходимо иметь 16 блок-сепараторов. По данным работы [84] основные технические характеристики еди- ничного блок-сепаратора следующие: номинальная паровая нагрузка 615 т/ч; рабочее давление 8,35 МПа; массовое паросодержание смеси на входе 25 — 30%* влажность пара на выходе из блок-сепаратора 0,1%; эапас воды 10 м3; удельная паровая нагрузка поперечного сечения кор- пуса 148 т/(м2-ч); номинальная даровая нагрузка единичного осевого сепаратора 5,08 т/ч; количество осевых сепараторов 121 шт.; допустимый диапазон изменения уровня воды ±400 мм; рабочая площадь жалюзи 8,064 м2. Для проведения осмотров и ремонта внутренней поверхности корпуса в конструкции сепаратора предусмотрены два фланцевых разъема. Главный 115
разъем выполнен по цилиндрической части корпуса, второй разъем распо- ложен в нижней части коллектора для ввода пароводяной смеси. Внутрикорпусные устройства выполнены в виде двух извлекаемых блоков — нижнего и верхнего, которые устанавливаются на специальную плиту внутри корпуса. В состав нижнего блока входят осевые сепараторы с распределительной камерой. Верхний блок включает вторичный жалю- зийный сепаратор. Для обеспечения жесткости конструкции нижнего блЬ- ка и дистанционирования осевых сепараторов верхние концы последних ввариваются в перфорированную решетку, имеющую систему "дыхатель- ных" отверстий, необходимых для создания гидравлической связи между паровым и водяным объемами пространства, внутри которого находятся осевые сепараторы. Жалюзийный сепаратор имеет двухъярусную компоновку и состоит из 12 одинаковых вертикальных секций, размер которых равен 672 х х 1000 мм. В плане секции размещены по сторонам правильного шести- угольника. Для обеспечения равномерной паровой нагрузки всей поверх- ности жалюзийного сепаратора на выходе из каждой секции предусмот- рены профильные каналы равной скорости. Концы дренажных каналов, для отсепарированной на жалюзи влаги располагаются на 150 мм ниже ми- нимального уровня воды в сепараторе, чтобы обеспечить надежную работу дренажной системы и собственно жалюзи во всех режимах эксплуатации сепаратора. Минимальный уровень воды в блок-сепараторе выбирается ис- ходя из предотвращения возможных явлений воронкообразования и вски- пания на входе в опускные трубы. Кроме того, в водяном объеме разме- щены устройства, которые гасят скорость падающего потока отсепариро- ванной воды при аварийном снижении уровня до минимального зна- чения. Для обеспечения извлекаемости нижнего блока внутрикорпусных устройств внизу корпуса имеется цилиндрическое легкоразъемное уплот- нение. В конструкции уплотнения имеются специальные кольцевые канав- ки, предназначенные для снижения протечек в водяной объем. Над уплот- нением предусмотрено пароулавливающее устройство, обеспечивающее от- вод пара вверх, под уровень воды в сепараторе. В обоснование конструкции блок-сепаратора был выполнен ряд экспе- риментальных работ, в том числе по исследованию эффективности уплот- нения, распределительной камеры и параллельной работы осевых сепара- торов [84 — 86]. Модель уплотнения, прошедшая исследования на стенде, показана на рис. 6.9. Эксперименты проводились на конструкции уплот- нения с опускным (противоточным) и подъемным (прямоточным) дви- жениями утечек пароводяной смеси, т.е. в последнем случае при совпаде- нии направлений движения потока утечек с основным потоком в верти- кальном коллекторе блок-сепаратора. Основными элементами модели уплотнения являются корпус 4, внутри котордго с помощью центрирующих штифтов 6 установлена втулка 5 с уплотняющим участком, имеющим посадочный диаметр 66, длину 200 и радиальный зазор 0,47 мм. В натурной конструкции уплотнения блок- сепаратора максимальный радиальный зазор составляет 0,45 мм при его длине 300 мм. Подвод пароводяной смеси к модели осуществляется сни- зу. После уплотнения располагалась кольцевая камера 2, из которой утеч- ки пароводяной смеси через два диаметрально расположенных патрубка 1 отводились в специальный сепаратор. Для измерения перепада давления на уплотнении использовалась трубка отбора статистического давления 7, ус- тановленная на оси трубы перед уплотнением, и отбор статистического 116
Рис. 6.9. Модель уплотнения распредели- тельной камеры Вход паробо- дяной смеси давления 3 на стенке корпуса за уп- лотнительной щелью. Утечки пара и воды измерялись объемным методом. Коэффициенты утечек пара и воды определялись следующим образом: для пара Ку = (Gy /G'^} 100%; (6.1) для воды Ку = (Gy/Go) 100%, (6.2) где Gy и Gy — соответственно утеч- ки пара' и воды через уплотнение, кг/ч: G'J, и Go — соответственно расходы насыщенного пара и воды основного потока, кг/ч. Опыты проводились в диапазоне изменения перепада давления на уп- лотнении, равного (0,05 — 0,6) -10s Н/м2, расходе основного потока паро- водяной смеси Go = 11-^18 т/ч при входном массовом паросодержании х0 = 16-^40%. В штатной конструкции блок-сепаратора номинальным ре- жимом работы уплотнения является режим с перепадом давления на нем Дру = 0,5 105 Н/м2, скоростью пароводяной смеси основного потока 14,5 м/с и входным массовым паросодержанием х0 = 27%. На рис. 6.10,а приведена зависимость коэффициента утечек пара Ку от перепада давления на уплотнении Др^, для осесимметричной гладкой кольцевой щели с радиальным зазором о = 0,47 мм при различном положении вход- ного сечения уплотнения относительно направления потока. Из представленных данных следует, что при прямоточном движении вверх утечек и основного потока коэффициент утечек пара Ку сущест- венно меньше, чем при противоточном движении. Одновременно утечка воды при прямоточном движении потоков превышают таковые для проти- воточного движения (рис. 6.10,6). Этот результат интересен тем, что уве- личение утечек (в основном жидкости) повышает массовое паросодержа- ние потока на входе в осевые сепараторы, что позволяет форсировать их паровую нагрузку. Таким образом, уплотнение выполняет функцию пред- варительного сепаратора. Следует отметить, что массовое паросодержа- ние утечек не превышает 5%. Утечки через уплотнение (в основном жид- кости) объясняются тем, что поток утечек формируется из пристенных обедненных паром слоев основного двухфазного потока. Рассмотренные результаты относятся к осесимметричному расположе- нию патрубков, сочленяемых в уплотнении. Однако практически такое расположение патрубков мало вероятно. При наличии эксцентриситета (в экспериментах максимальный эксцентриситет составлял 0,94 мм) происходит увеличение коэффициента утечек пара примерно вдвое, что связано, по-видимому, со смещением части внутреннего патрубка уплот- нения в область с более высоким паросодержанием. 117
Лру,Ю5Н/мг а) Лру,105Н/Мг d) Рис. 6.10. Зависимость коэффициента утечек пара Ку (а) и воды Ку (б) от перепа- да давления на уплотнении Дру для осесимметричной гладкой кольцевой щели ши- риной 6 =0,47 мм при различном положении уплотнения относительно основного по- тока смеси и р = 6,85 МПа: 1 — прямоток, Go = 11 т/ч, х0 =30%; 2 — прямоток, Go — 17,8 т/ч, х0 =30%; 3 — противоток с поворотом потока на 180°, Go = 11 т/ч, х0 = 30%; 4 — противо- ток с поворотом потока на 180°, Gq = 17,8 т/ч, х0 =30% Важное значение для работы блок-сепаратора имеет равномерное рас- пределение пароводяной смеси по первичным осевым сепараторам. В отличие от распределительных камер реакторов типа BWR блок-се- паратор имеет сосредоточенный ввод в него пароводяной смеси. Решение задачи удовлетворительного распределения пароводяной смеси по осевым сепараторам в этих условиях является достаточно трудным. Эксперимен- тальные исследования раздачи потока по осевым сепараторам были выпол- нены на модели распределительной камеры. Она представляет собой плос- кий диффузор с углом раскрытия 40°, который соответствует натуре, вы- сотой 800 мм. На выходе из диффузора установлены три полноразмерных осевых сепаратора. Исследования проводились на воздуховодяной смеси при давлении 0,12 МПа и температуре 35 — 40 °C. Из результатов экспери- ментов следовало, что центральный сепаратор нагружен в основном жид- кой фазой, тогда как периферийные сепараторы воздухом. Визуальные наблюдения на прозрачной модели показали, что происходит слабое рас- ширение кольцевого потока жидкости, поступающего в распределитель- ную камеру иэ входного вертикального коллектора. По этой причине не- обходимо применение специальных устройств, выравнивающих расходы обоих фаз по осевым сепараторам. Из числа исследованных раздающих устройств наиболее эффективными оказались проходные вставки кони- ческой формы, располагаемые в верхней части диффузора на расстоянии 250 мм от сепараторов. В области номинальных расходов, т.е. при скорос- ти пароводяной смеси в вертикальном коллекторе 9 м/с, неравномерность расходов по осевым сепараторам составляет 20%. Таким образом, коэф- фициент неравномерности нагрузки осевых сепараторов в штатном блок- сепараторе ориентировочно можно оценивать величиной порядка 1,2. Исследование параллельной работы осевых сепараторов было выполне- но на макете блок-сепаратора (рис. 6.11) при рабочих параметрах среды. Макет включает в себя девять полноразмерных трехступенчатых осевых сепараторов наружным диаметром 149 мм, турбонасос, состоящий из тур- бины 8 и собственно насоса 12, выравнивающий дырчатый щит 6, распре- делительную камеру 18 и кольцевой коллектор 10 для подачи питательной 118
0740 105 Рис. 6.11. Макат вертикального блок-сепаратора воды. Турбонасос предназначен для организации принудительной циркуля- ции в целях обеспечения поступления пароводяной смеси с характерным массовым паросодержанием в осевые сепараторы. Стояки осевых сепара- торов 9 для получения скорости отсепарированной воды в водяном объе- ме макета близкой по значению скорости в натурном сепараторе заключе- ны в специальную обечайку 21. Турбонасос и осевые сепараторы закрепле- ны на плите 3 и имеют возможность теплового расширения через лаби- ринтные уплотнения соответственно во входной патрубок 19 трубы Вен- тури и во втулки 20. Для измерения влажности пара после осевых сепара- торов в дырчатом щите была предусмотрена установка трех пробоотбор- ников 5 диаметром 12 мм, которые размещались над осевыми сепаратора- ми № 1, 5 и 9. Сепаратор № 1 расположен между патрубками подвода смеси, сепараторы №5 и 9 находятся соответственно частично и непосредственно над подводящими патрубками. Такое расположение сепараторов относи- тельно подводящих патрубков является наиболее характерным. Отношение высоты распределительной камеры к ее эквивалентному диаметру в модели принято равным 0,7, что больше минимально рекомен- дуемых значений для кипящих корпусных реакторов [5] и должно было 119
способствовать равномерной подаче смеси в осевые сепараторы. Подвод пароводяной смеси в распределительную камеру осуществляется через че- тыре патрубка 13 внутренним диаметром 84 мм. Диаметр патрубка выби- рался из условия равенства скорости смеси в макете и в запроектирован- ной штатной конструкции. После осевых сепараторов пар поступает в дырчатый щит и далее в ок- но 4 входного патрубка турбонасоса. Из турбины пар направляется в тру- бопровод 22 и затем во внешний паропровод экспериментальной уста- новки. Для регулирования числа.оборотов насоса часть расхода пара сбра- сывается из сосуда высокого давления через отверстие в плите 3 в патру- бок 2, минуя турбину. Регулирование массового уровня воды в макете сепаратора осущест- вляется с помощью сброса воды через штуцер 11. Номинальное значение массового уровня соответствовало отметке противозахватных устройств (ПЗУ) осевых сепараторов. В этом случае по данным исследований оди- ночного сепаратора обеспечиваются его оптимальные характеристики по паровым нагрузкам, влажности и захвату пара. В кольцевой коллектор 10 подавалась питательная вода, которая обес- печивала понижение температуры циркуляционной воды на входе в насос на 2 — 3 С ниже температуры насыщения. Наряду с основными функциональными единицами вертикального се- паратора в сосуде высокого давления установлены вспомогательные устройства, необходимые для проведения исследований: смесители 14 для приготовления пароводяной смеси требуемого расхода и массового паро- содержания; паропроводы 15; труба Вентури 17 и клапан 16 соответ- ственно для измерения и регулирования расхода воды, подаваемой на смесители; труба подачи питательной воды для охлаждения подшипни- ков турбонасоса (на рис. 6.11 не показана). Для определения параметров макета сепаратора измерялись: расход- ные характеристики макета; гидравлические сопротивления сборки осе- вых сепараторов, включающей вход в стояки осевых сепараторов, стояки, осевые сепараторы и дырчатый щит; гидравлические сопротивления вхо- да потока воды в смесители в целях определения соотношения расходов жидкой фазы на смесителях; статические перепады давления на стояках осевых сепараторов для определения распределения расходов смеси по осевым сепараторам; среднее истинное объемное паросодержание в опускном потоке воды после осевых сепараторов в объеме обечайки; массовый уровень воды в межсепараторном пространстве. Влажность пара после осевых сепараторов определялась с помощью проточного калориметра-влагомера (см. § 7.5). Отвод пара от пробоот- борников осуществляется на подъемном участке трубками внутренним диаметром 8 мм. Во всей области исследованных паровых нагрузок ско- рость пробы пара в указанных трубках превышала скорость срыва плен- ки в 3 раза и более. Исследования проводились при равномерном и неравномерном (до 30%) расходах смеси в распределительную камеру через подводящие пат- рубки для давления 7,0 МПа и в диапазоне изменения входного массово- го паросодержания, равного 14—24%. Результаты эксперимента показали, что для всех значений входных мас- совых паросодержаний при влажности отсепарированного пара 0,1% осе- вой сепаратор № 5 дает среднюю паровую нагрузку 4,5 т/ч (в пересчете об- щей паровой нагрузки макета на единичный сепаратор), что находится в соответствии с данными исследований единичного сепаратора. 120
Рис. 6.12. Зависимость влажности пара GJ и захвата пара хоп от расхода пароводяной смеси через макет: а — входное массовое паросодержание составляет 16— 18%, уровень воды на от- метке ПЗУ осевых сепараторов; б — входное массовое паросодержание 15 — 25%. уровень воды поддерживался в интервале 0—150 мм относительно отметки ПЗУ Пробоотборники, расположенные над сепараторами № 9 и 1, во всех режимах регистрировали влажность пара соответственно больше и меньше ее значений для сепаратора № 5. Это иллюстрируется данными рис. 6.12,а, на котором представлена зависимость влажности пара после указанных осевых сепараторов от расхода пароводяной смеси через макет при поло- жении уровня воды на отметке ПЗУ и входном массовом паросодержании 16— 18%. Характер представленных данных объясняется неравномерно- стью распределения расходов пароводяной смеси по отдельным осевым сепараторам, что было зафиксировано по измерениям статистических пе- репадов давления на стояках этих сепараторов. Сепараторы № 5 и 9 оказа- лись перегруженными более инерционной жидкой фазой, а сепаратор №1 — паровой фазой. Этот результат обусловлен местоположением осевых сепа- раторов относительно патрубков ввода пароводяной смеси в распредели- тельную камеру и конструкцией самой камеры. Неравномерность нагруз- ки осевых сепараторов оказалась весьма значительной и увеличивающей- ся с ростом расхода пароводяной смеси через макет. Например, при сум- марном номинальном расходе смеси GCM =180 т/ч в сепаратор №9 посту- пает в 1,8 раза больший массовый расход смеси, чем в сепаратор №1. Не- смотря на столь значительную перегрузку сепаратора № 9 по массовому расходу смеси влажность пара над ним увеличилась не слишком сильно по сравнению с сепаратором № 5. Этот факт обусловлен тем, что общий перепад давления на каждом из параллельно работающих осевых сепара- 1пров должен быть одинаков. Поэтому при перегрузке какого-нибудь се- паратора, например, тяжелой фазой он соответственно не догружается легкой фазой, и наоборот, а такое сочетание фаз является благоприятным дня процесса сепарации. Перераспределение фаз пароводяного потока по отдельным сепарато- рам подтверждается также значениями массового паросодержания потока и стояках осевых сепараторов. Так, отношение массовых паросодержа- ний в стояках сепараторов № 1 и 9, подсчитанное без учета проскальзыва- ния легкой фазы, достигает 15—17 единиц. В то же самое время в любом из патрубков, подающих смесь в распределительную камеру, массовое паро- содержание отличается от среднего значения не более чем на ±6%. Эти ре- зультаты позволяют сделать вывод о нецелесообразности расположения осевых сепараторов непосредственно над подводящими патрубками по крайней мере для принятой конструкции распределительной камеры. Для эффективной работы камеры в условиях концентрированного подвода пароводяной смеси через ограниченное число патрубков необходимо, 121
как было показано выше, использование специальных раздающих устройств. При существующих условиях распределения пароводяной смеси по осе- вым сепараторам не было обнаружено влияния исходной неравномернос- ти (до 30%) расхода смеси на их сепарационные характеристики. На рис. 6.12, б показана зависимость массового паросодержания в по- токе отсепарированной воды после осевых сепараторов (захват пара) хоп от расхода пароводяной смеси. Опыты показали, что во всем иссле- дованном диапазоне изменения параметров потока и положения уровня воды удалось зафиксировать максимальный захват пара, равный по мас- се хоп = 0,14%, что ниже значений, рекомендованных для кипящих реак- торов. Захват пара, равный 0,14%, в зоне его измерения (в зоне разме- щения стояков осевых сепараторов) соответствует скорости отсепариро- ванной воды 0,28 м/с, которая согласно данным работы [87] при давле- нии 7,0 МПа равна скорости начала захвата пузырей пара при опускном движении воды. Следовательно, при такой компоновке осевых сепара- торов водяной объем можно использовать для дополнительного отделе- ния захваченного пара. Измерения на макете блок-сепаратора показали, что гидравлическое сопротивление сборки осевых сепараторов при номинальной нагрузке составляет примерно 5 • 104 Н/м2. § 6.3. Горизонтальные ПГ реакторов типа ВВЭР В Советском Союзе на АЭС с ВВЭР используются ПГ горизонтального типа, поверхность теплообмена которых, погруженная в водяной объем, выполняется из U-образных змеевиков с гибами в горизонтальной плос- кости. На рис. 6.13 показана конструкция горизонтального ПГ ПГВ-4, используемого в составе АЭС с реакторами ВВЭР-440. Конструкционное исполнение сепарационных схем горизонтальных ПГ показано на рис. 6.14. В качестве первой ступени разделения пароводя- ной смеси используется гравитационная сепарация. Окончательная осушка пара осуществляется в жалюзийном сепараторе. Жалюзийные сепараторы выполняются в виде отдельных съемных блоков, монтируемых в закреп- ленный на корпусе П Г каркас. Материал каркаса — углеродистая сталь. Жа- люзи штампуются из тонколистовой (толщиной 0,8 — 1,0 мм) нержаве- ющей стали марки 0Х18Н10Т и привариваются по торцам к несущим не- ржавеющим пластинам толщиной 5 мм, образуя отдельные блоки. Уста- новка несущего каркаса в ПГ и монтаж блоков жалюзи при сборке ПГ вы- полняются таким образом, чтобы исключить перетечки пара помимо жа- люзи. За жалюзийным сепаратором устанавливается перфорированный па- ровой дырчатый лист толщиной 4 мм. Материал листа — углеродистая сталь. Особенностью горизонтальных ПГ является использование сравнитель- но невысоких скоростей пара на зеркале испарения, что обеспечивает эф- фективную осадительную сепарацию непосредственно в паровом объеме ПГ. Горизонтальные ПГ с поверхностью теплообмена из 1)-образных змеевиков с гибами в горизонтальной плоскости характеризуются замет- ными неравномерностями паровой нагрузки на зеркале испарения по дли- не П Г и по его поперечному сечению вследствие падения температурного напора по длине змеевиков. На рис. 6.15 показано расчетное распределе- ние тепловых и паровых нагрузок по средней длине змеевика парогене- ратора ПГВ-4, из которого видно, что максимальные местные скорости 122 Рис. 6.13. Конструкция парогенерато- ра ПГВ-4: 1 — корпус, 2 — жалюзийный се- паратор; 3 — трубный пучок; 4 — входной и выходной коллекторы теп- лоносителя; 5 — коллектор питатель- ной воды пара в зоне входа греющего теплоносителя Примерно в 2 раза превышают среднюю скорость пара, приведенную к площади зеркала испарения. В го- ризонтальных ПГ выполнено частичное выравнивание паровой нагрузки посредством подачи питательной воды на "горячую" сторону теплообмен- ного пучка, но это мероприятие, как видно из рис. 6.15, не полностью вы- равнивает паровую нагрузку. Отсюда вытекают затруднения расчетного обоснования гидродинамической обстановки по отдельным участкам теплообменного пучка, а следовательно, и расчета сепарационных харак- 123
Рис. 6.14. Сепарационные схемы горизонтальных ПГ и профили их жалюзи Рис. 6.15. Распределение паровых и тепловых нагрузок по средней длине змеевика в парогенераторе ПГВ-4: 1 — коэффициент теплопередачи; 2 — удельная тепловая нагрузка; 3 — логириф- мический температурный напор; 4 — удельная паровая нагрузка; 5— скорость выхо- да пара с зеркала испарения; 6 — относительная скорость выхода пара с зеркала ис- парения без учета подвода питательной воды; 7 — относительная скорость выхода па- ра с учетом подвода питательной воды теристик. Это обстоятельство обусловило необходимость проведения гидродинамических и сепарационных испытаний ПГ непосредственно на; АЭС. Испытания проводились на парогенераторах ПГВ-1, ПГВ-3, ПГВ-4 (на Нововоронежской и Кольской АЭС) [25, 88, 89]. Для определения влажности пара при испытаниях использовалась со* левая методика (см. § 7.5). В общем виде регламент проведения опытов по определению сепарационных характеристик ПГ заключался в сле- дующем: в ПГ вводилось необходимое количество раствора NaNO3, оп- ределялась равномерность его распределения в воде ПГ по стабильнос- ти анализов солесодержания продувочной воды; устанавливался тре- буемый тепловой режим работы ПГ по нагрузке и массовому уровни воды над трубным пучком, делалась выдержка для стабилизации режима работы; фиксировались параметры работы ПГ по станционным прибо- рам; производился отбор проб по контролируемым точкам (обычно нн менее трех раз с интервалом 15 — 30 мин). После получения повторяю- щихся показаний по влажности производилось изменение нагрузки илм уровня и определялась влажность на следующем режиме. 124
труб- Рис. 6.16. Зависимость влажности пара после парогенератора ПГВ-1 от мощности при массовом уровне 195 мм над ним пучком: • — влажность перед жалюзи на кость перед жалюзи на "холодной" паропроводе "горячей" стороне трубного пучка; О — влаж- стороне трубного пучка; х — влажность пара в Рис. 6.17. Зависимость влажности пара после парогенератора ПГВ-1 от массового уровня при мощности турбогенератора 50 МВт (обозначения те же, что на рис. 6.16) Для определения локальной влажности пара в паровом пространстве ПГ использовались коробчатые пробоотборники (см. рис. 7. 15). Для из- мерения влажности пара в паропроводе использовался пробоотборник типа, изображенного на рис. 7.17. Промышленные испытания парогенераторов ПГВ-1 проводились на од- ном из ПГ I блока НВАЭС. Пробоотборники для определения локальной влажности в паровом объеме ПГ устанавливались на входе в жалюзий- ный сепаратор с двух сторон по его ширине в зоне максимальной разности паровой нагрузки по сечению ПГ. Отбор пробы пара производился также из паропровода. При сепарационных испытаниях ПГ подключался в блоке турбиней для получения максимальной паровой нагрузки. Так как эта нагрузка оказалась существенно большей проектной (расход пара дости- тал 310 — 320 т/ч), то паровая нагрузка исследуемого ПГ оценивалась по электрической нагрузке турбогенератора. На рис. 6.16 показаны результаты испытаний. Для перехода от электри- ческой нагрузки к паропроизводительности можно принять, что значение 1 МВт (эл.) соответствует паровой нагрузке 6,45 —6,5 т/ч. Из рис. 6.16 следует, что в интервале нагрузок 35 — 50 МВт влажность лара по различным точкам отбора практически не зависит от нагрузки и находится в пределах 0,015 — 0,04%. При повышении нагрузки до 55 МВт (350 — 360 т/ч) по пробоотборнику в паропроводе зафиксировано увели- чение влажности до 0,12%. Хотя показания других пробоотборников оста- лись на прежнем уровне, очевидно, этот уровень нагрузки при давлении 2.4 МПа является близким к предельному. На рис. 6.17 приведена зависимость влажности пара от уровня воды в ПГ при мощности турбогенератора 50 МВт (320 т/ч при давлении пара 2,4 МПа). Видно, что при превышении уровня сверх нулевой отметки на *30 — 50 мм, что соответствует уровню над трубным пучком 275 — 285 мм, имеет место кризисный характер возрастания влажности пара. От- метку уровнемера +50 мм (285 мм над пучком) следует считать предель- ной для нагрузки по пару, равной 320 т/ч при давлений 2,4 МПа. 125
Результаты сепарационных испытаний парогенератора ПГВ-1 показыва- вают наличие больших запасов сепарационной схемы как по предельно до- пустимому уровню над пучком, так и по паропроизводительности. Испытания парогенераторов ПГВ-3 и ПГВ-4 также показали определен- ный запас по паропроизводительности и допускаемому уровню воды над теплообменным пучком. При уровне заливки над пучком порядка 150 мм запас по паровой нагрузке для парогенератора ПГВ-3 составляет, напри- мер, 25 — 30%. Длч парогенератора ПГВ-4, где удельные нагрузки выше, запас по паропроизводительности и допускаемому уровню меньше и равен примерно 10%. При этом конечная влажность пара не превышает 0,06 — 0,08%, что существенно ниже ее допустимого значения, составляющего" 0,25%. Проведенные испытания выявили, кроме того, наличие коллектор- ного эффекта при отводе пара из ПГ в пароотборный коллектор. В связи; с этим профилирование расхода пара по пароотводящим патрубкам явля-1 ется одним из возможных мероприятий по дальнейшему повышению эф-; фективности сепарации пара в ПГ. ; Как уже упоминалось, эпюра тепловыделений по длине и ширине гори-1 зонтального ПГ характеризуется значительной неравномерностью. Поэто- му расчетная скорость выхода пара из участков с максимальными тепловы- делениями в 3 с лишним раза превышает скорость на участке с минималь- ным тепловыделением. Для выравнивания нагрузки зеркала испарения,; повышения надежности и дальнейшего форсирования нагрузки ПГ необ-1 ходимо использовать погруженный дырчатый щит. Применение погруженного щита в ПГ горизонтального типа имеет свои! особенности, обусловленные как необходимостью определенным образок^ компоновать его относительно трубного пучка, так и значительными раз ) мерами щита. Проверка эффективности погруженного щита была прове-J дека на одном из ПГ типа ПГВ-4 Кольской АЭС. Установка погруженного/ щита над трубным пучком выполнялась таким образом, чтобы, с одной; стороны, не ухудшать циркуляции "котловой" воды в трубном пучке, не; оголять трубный пучок,а с другой — обеспечить над щитом высоту парово-1 го объема, достаточную для гравитационной сепарации пара. Высота за-i краины была принята равной 120 мм, расстояние от щита до трубного пуч- ка 200 мм, а от щита до нижней кромки жалюзи 540 мм. Щит перфориро-. ван отверстиями диаметром 8 мм, расположенными с шагом 30x30 мм.] Площадь щита составляет 30,5 м2, степень перфорации 4,3%. Средняя' расчетная скорость выхода пара с зеркала испарения составляет 0,21 м/с. Расчетная высота паровой подушки под щитом равна ~ 80 мм. Расчет ско^ рости пара в отверстиях щита, обеспечивающей паровую подушку высотой < 80 мм, был выполнен по формуле (2.31). Эффективность применения погруженного щита иллюстрируется рис. 6.18, где показана граница раздела между паром и пароводяной смесью в поперечном сечении, проходящем через "горячий" коллектор ПГ без погруженного щита и ПГ со щитом. Эта граница действительного уровня была построена на основании показаний пробоотборников, уста- новленных в указанном сечении, и соответствует номинальной паропроиз- водительности ПГ при массовом уровне над пучком (по торцевому уров- немеру) , равном 150 мм. Как видно- из рис. 6.18, погруженный дырчатый щит существенно' уменьшает набухание слоя пароводяной смеси в зоне максимальных паро- вых нагрузок. Вместе с тем при принятых геометрических характеристи- ках щита имеет место остаточная неравномерность нагрузки зеркала ис- парения, составляющая по отношению к средней примерно 1,4. Для ПГ без 126
Рис. 6.18. Положение действительного уровня воды в ПГ: / — с погруженным дырчатым щитом; // — без погруженного щита; 1 — 7 — про- боотборники погруженного щита отношение максимальной скорости к средней равно двум. Указанные значения коэффициентов неравномерности следует ис- пользовать в соответствующих расчетах гравитационной сепарации (см. гл. 2). Полученные результаты о возможности уменьшения неравномерности нагрузки зеркала испарения в горизонтальных ПГ с помощью погружен- ного щита были использованы при разработке сепарационной схемы паро- генератора ПГВ-1000, удельные паровые нагрузки в котором существен- но увеличены (см. табл. 1.2). Дальнейшим возможным путем выравнивания паровой Нагрузки зерка- ла испарения ПГ может быть уточнение компоновки и параметров погру- женного щита, а также профилирование его перфорации с учетом местных тепловых нагрузок трубного пучка. § 6.4. Вертикальные ПГ реакторов типа ВВЭР Вертикальные ПГ нашли широкое применение на зарубежных АЭС. Эти ПГ состоят из двух секций — нижней теплообменной и верхней сепара- ционной (рис. 6.19). Соединение секций в зависимости от условий может проводиться на заводе либо непосредственно на строительной площадке. ПГ такой конструкции разработаны на мощность до 420 МВт (эл.), при этом диаметр корпуса в сепарационной части достигает 6,1 м, а общая высота — более 20 м. Теплообменный пучок ПГ выполнен из U-образных трубок, концы ко- торых заделаны в плоскую трубную доску. Под трубной доской нахо- дятся камеры подвода и отвода первичного теплоносителя. Первичный теплоноситель движется внутри труб, пар образуется в межтрубном про- странстве. Трубный пучок с внешней стороны окружен обечайкой, между наружной поверхностью которой и корпусом ПГ имеется кольцевой зазор для прохода воды второго контура в пучок. Трубный пучок выполнен из никелевых сплавов, чтобы свести к мини- муму опасность хлоридной коррозии. Трубные доски и камеры изготов- ляются из углеродистой или низколегированной стали, плакированной со стороны теплоносителя нержавеющей сталью или никелевым сплавом. Сепарация пара в вертикальных ПГ выполнена двухступенчатой. Пер- вой ступенью являются осевые центробежные сепараторы различных мо- дификаций, второй —вертикальные жалюзийные сепараторы. Влажность пара после первичных сепараторов составляет ~20%, во вторичных сепа- раторах пар осушается до влажности ~0,1 %. 427
| Выход пара Рис. 6.20. Вертикальный ПГ мощностью 250 МВт (зл.) : 1 — сепарационная секция; 2 — теп- лообменная секция Рис. S.19. Стандартный вертикальный ПГ фирмы "Вестингауз": 7 — камера теплоносителя; 2 — трубная доска; 3— трубный пучок; 4 — патрубок подвода питательной воды; 5 — корпус трубного пучка; 6 — корпус сепаратора; 7 — осевые первичные сепараторы; 8 — осушитель Пои применении вертикальных ПГ обеспечивается определенная эконо- мия строительного объема здания АЭС. Конструкционная схема таких ПГ позволяет, кроме того, организовать четко выраженный контур естест- венной циркуляции, что существенно повышает надежность работы ПГ в целом. Необходимо отметить, что в последнее время на некоторых зару- бежных станциях отмечены случаи течи в трубках ПГ вследствие образо- вания трещин. Образованию трещин способствует межкристаллитная кор- розия в застойных зонах, где происходит осаждение шлама и повышение концентрации коорозионно-активных веществ. В нашей стране мощные вертикальные ПГ находятся в стадии проект- ных проработок и экспериментальных исследований. Схема одного из ва- риантов такого ПГ показана на рис. 6.20 [90]. Этот ПГ также состоит из 123
теплообменной и сепарационной секций. Его основной особенностью яв- ляется применение витого теплообменного пучка и вертикального цилинд- рического трубного коллектора. Конструкция витого теплообменного пучка позволяет повысить плотность поверхности теплообмена на единицу объема ПГ; механизировать процесс сборки пучка (навивку трубок), что существенно снизит стоимость и время изготовления ПГ в целом. Верти- кальный коллектор более предпочтителен по сравнению с горизонтальной трубной доской с точки зрения предотвращения образования застойных и коррозионно-опасных зон. § 6.5. Промежуточные сепараторы-пароперегреватели турбоустановок Турбины АЭС с реакторами типа ВВЭР и РБМК работают на насыщен- ном паре давлением 4,5 —7,0 МПа. Влажность такого пара при расширении в проточной части турбины может достигнуть 20% и более, что опасно в отношении эрозионного износа турбинных лопаток и нежелательно в свя- зи со снижением КПД. Для уменьшения влажности пара в проточной части турбины использу- ют сепарацию и удаление влаги непосредственно из турбины по ходу рас- ширяющегося пара, а также устанавливают между ЦВД и ЦНД турбины специальное оборудование для сепарации влаги и перегрева осушенного пара, так называемые промежуточные сепараторы-пароперегреватели (СПП). Осушка пара и одноступенчатый перегрев острым паром позво- ляют снизить удельный расход тепла турбоустановкой до 1,5%. Двухсту- пенчатый перегрев отборным паром в первой ступени и острым паром во пторой ступени пароперегревателя позволяет дополнительно снизить удельные затраты тепла на 0,1 —0,5% по сравнению с одноступенчатым перегревом. В современных турбоустановках АЭС, как правило, используют проме- жуточные СПП с двухступенчатым перегревом. На рис. 6.21 приведена конструкционная схема промежуточного СПП фирмы "Вестингауз". Это горизонтальный аппарат, устанавливаемый па- раллельно оси турбоагрегата. В первых образцах СПП применялись сетча- гые сепараторы, устанавливаемые горизонтально по диаметру и длине со- суда. Влажный пар распределялся по длине сепаратора трубным перфори- рованным паровым коллектором, установленным под сепаратором. В дальнейшем стали применяться вертикальные сепараторы шеврон- ного типа. Чрезвычайно важным для конструкций промежуточных СПП является обеспечение равномерного распределения потока влажного пара по сепа- ратору и далее по теплообменным пучкам пароперегревателей. Решение □той задачи усложняется тем, что сепарационные устройства СПП должны иметь низкое гидравлическое сопротивление; введение дополнительных сопротивлений для выравнивания распределения потока пара нежела- тельно по экономическим соображениям. Равномерность распределения потока пара на сепаратор в СПП должна быть такова, чтобы местные ско- рости пара в сепарирующих элементах не превышали критических значе- ний во избежание местного уноса влаги. Применительно к показанной на рис. 6.21 схеме СПП вопросы раздачи влажного пара по длине СПП и распределения потока пара по сепарацион- ным устройствам исследовались на элементных водо-воздушных моделях и полномасштабной модели СПП. 129
Рис. 6.21. Конструкционная схема горизонтального промежуточного сепаратора-па- роперегревателя : 1 — перегреватель второй ступени; 2 — перегреватель первой ступени; 3 — перфо- рированные трубопроводы распределения влажного пара по длине агрегата; 4 — сепа- рационные устройства шевронного типа i Выход пере- I гретого пара Рис. 6.22. Конструкционная схема сепараторов-пароперегревателей СПП-220 и СПП-500: ; 1 — сепарационные устройства; 2 — дренаж; 3 — перегреватель I ступени; 4 — пе- регреватель II ступени 5 На АЭС с реакторами ВВЭР-440 в составе турбогенераторных установок^ с турбинами К-220-44/3000 используются разработанные Подольским за- водом им. С. Орджоникидзе промежуточные СПП типа СПП-220; на АЭС с реакторами РБМК-1000 после цилиндра высокого давления (ЦВД) тур- бины К-500-65/3000 установлены промежуточные СПП типа СПП-500. Это корпусные вертикальные аппараты, содержащие сепаратор пара и две сту- пени перегрева. Г реющим паром для первой ступени перегрева служит пар промежуточного отбора от ЦВД турбин; в качестве греющего пара второй ступени применяется острый пар, отбираемый перед стопорными клапана- ми турбин. Конструкционная схема и основные параметры сепараторов- пароперегревателей СПП-220 и СПП-500 приведены на рис. 6.22 и в табл.* 6.2. Сепаратор пара СПП-220 состоит из 16 одинаковых сепарационных^ блоков, размещенных в кольцевом пространстве между корпусом и труп бой отвода перегреваемого пара, внутреннего кольцевого коллектора, сливного пола и трубопроводов отвода сепарата. Сепарационный блок состоит из пяти сепарационных пакетов с направляющими лопатками и вертикальными жалюзийными пакетами стандартного профиля. Поверхность нагрева пароперегревателя набрана из кассет-модулей с оребренными трубами. В первой ступени пароперегревателя 94 модуля, во второй 98 модулей. Влажный пар из ЦВД турбины поступает через боковой патрубок вс входную кольцевую камеру и раздается по входным коллекторам сепа1 ратора. Во входных коллекторах пар проходит между направляющим» лопатками и поступает в жалюзи. Осушенный пар направляется в паро перегреватели и далее в цилиндр низкого давления (ЦНД) турбины: Сепаратор пара в СПП-500 состоит из 20 одинаковых сепарационныл 130
Таблица 6.2. Основные параметры сепараторов-пароперегревателей Наименование величины Сепаратор СПП-500 Сепар*’<•!< спгьмо Скорость влажного пара на входе в паровую камеру, м/с 58,2 Количество сепарационных блоков на агрегат, шт. 20 . и Расход влажного пара на сепарацион- ный блок, т/ч 25,5 30,6 Площадь набегания потока пара на жапюзи сепарационного блока, м2 1,68 1.М Скорость пара в узком сечении направляющих лопаток, м/с 7,65 •л о Скорость набегания потока пара на жалюзи, м/с 1,98 3.37 Потери напора на жалюзийном сепараторе, Па 36 4В Перфорация дырчатого листа, % 7,3 7,3 Скорость пара в отверстиях дырчатого листа, м/с 28,5 за Потеря напора на дырчатом листе, Па 1640 аоао Общее сопротивление сепаратора, Па Габаритные размеры аппарата, мм: 7000 В 700 высота 9050 14000 диаметр 4170- 3600 блоков, расположенных так же, как и в СПП-220. Каждый свпарвциоп ный блок состоит из трех пакетов, включающих в себя направляющи» лопатки и вертикальные жалюзийные пакеты. Первая ступень пароперш ревателя имеет 60, вторая — 70 модулей. Модули представляют собой прямотрубные теплообменники длиной 2000 мм, диаметром 273 и 325 мм с гладкими трубами 14 х 1,2 мм. Конструкционная схема сепарационно- го блока, применяемая в СПП типа СПП-220 и СПП-500, показана на рис. 6.23. Входные камеры СПП выполнены с переменным сечением по ходу влажно- го пара. Этим должна быть обеспечена равномерность распределения потока пара по сепарационным блокам при минималь- ных габаритных размерах, а следова- тельно, и минимальном паровом объе- ме и минимальных гидравлических Рис. 6.23. Конструкционная схема сепарацион- ного блока; 1 — дроссельный дырчатый лист; 2 — выход- ной коллектор; 3 — направляющие лопатки; 4 — жалюзийные пакеты; 5 — входной кол- ' лектор 131
сопротивлениях. При рассмотрении работы входной камеры следует учи- дывать, что хотя влажный пар поступает во входную камеру главным образом в виде капель малого диаметра (несколько десятков микрон), но при протяженных паропроводах влага может вместе с влажным па- ром поступать и в'виде пленки, стекающей по стенкам паропровода. Среднее значение скорости пара при входе в жалюзийные пакеты на рассматриваемых сепараторах было принято существенно ниже крити- ческого значения для единичного пакета с равномерным полем скорос- тей. Коэффициент запаса определялся неравномерностью распределения скоростей во входной камере СПП и в пределах каждого сепарационно- го блока. Его значение устанавливалось на основе стендовых испытаний на моделях. Испытания промежуточных сепараторов-пароперегревателей СП П-220 турбины К-220-44/3000 на Кольской АЭС [91] показали их высокую на- дежность и эффективность. Сепарационные устройства обеспечивают влажность, не превышающую 0,5% при среднем ее значении 0,25%, что не превосходит значений, допускаемых для аппаратов данного типа. Глава 7 ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ СЕПАРАЦИОННЫХ УСТРОЙСТВ § 7.1. Методы исследования Исследования сепарационных устройств выполняются либо непосред- ственно на промышленных установках, либо на специально создаваемых для этой цели экспериментальных стендах. Проведение опытов на промышленном оборудовании АЭС оказыва- ется довольно затруднительным, так как возможности изменять режимы работы ядерного реактора весьма ограничены условиями эксплуатации. Например, определить зависимость влажности отсепарированного пара от паровой нагрузки на действующем ПГ или БС АЭС в полном объеме не- возможно, так как увеличение нагрузки более принятого номинального значения затруднительно из-за наличия требования по обеспечению нор- мируемой влажности пара, идущего на турбину. Указанные обстоятельства диктуют повышение значимости выполне- ния опытов как на больших экспериментальных установках, близких к полупромышленным, так и на малых экспериментальных стендах. Преобладающая роль исследований, которые выполняются в стендо- вых условиях, делает очень ответственной задачу о правильном выборе метода исследований, типа и масштаба экспериментальной установ- ки [92]. С точки зрения удешевления и ускорения исследований их целесооб- разно выполнять на моделях сепараторов с уменьшенным масштабом. Тогда оказывается возможным конденсировать весь поток пара, выхо- дящего из исследуемого сепаратора, и, таким образом, иметь надежное измерение его влажности. В этом случае исключается вопрос об отборе представительной пробы пара. Однако применение уменьшенных моде- лей при исследованиях двухфазных сред практически не может быть пока реализовано, ибо большинство двухфазных процессов не описывается на- 132
дежной системой уравнений, позволяющих пересчитывать МП|ММmpnniи ки, полученные для малых геометрических размеров, на большие. Поэтому при исследовании сепарационных устройств, как и иных <>п>, ектов, работающих на двухфазной смеси, приходится проводив оньны г соблюдением натурных геометрических размеров, удельных рапмодпв при ды, входных массовых паросодержаний и давления. Например, при ипиип дованиях горизонтальных БС для реактора типа РБМК, как было пиита но в гл. 6, использовалась одна из его секций. При отработка oanapapipiiH центробежного типа, устанавливаемых в виде батареи либо В корпуса рп актора кипящего типа, либо в вертикальном ПГ, его единичная модель полностью выполняется натуральных размеров. При исследовании к пр лусных кипящих реакторов с гравитационной сепарацией представ tine ion целесообразным в отношении обеспечения реальных расходов пара на аки пери ментальную установку иметь конструкцию модели в вида сектора не турных размеров, устанавливаемого в специальном сосуда BbiixiKin и давления. При анализе методов исследования сепарационных процессов и yin ройств важным обстоятельством является возможность замены парили дяной смеси высоких параметров двухфазной средой низкого давлении Это позволяет существенно ускорить окончание эксперимента и умянь шить- его стоимость. Поэтому при исследованиях процессов сепарации широкое применение в отечественной и зарубежной практике нашли иг, следования на натуральных моделях сепараторов с воздухнвидяными смесями. Эти исследования позволяют производить качественную <нрп ботку наиболее эффективной конструкции, а также детально иаучыь фи зику процессов, проходящих в сепараторах различных типов, И in кие исследования при отработке жалюзийных, центробежных и дру(их ни параторов проводятся в ЦКТИ, ВТИ, ЭНИН, в филиале ЙНИИАЭС Электрогорской научно-испытательной станции (ЭНИС) НПО '"Лнир1ин” и других организациях. В результате предварительных исследовании ни воздуховодяной смеси на рабочих параметрах проверяются, как нривипи, лишь наиболее эффективные модификации сепараторов. В США в Gnu Хосе были сооружены две воздуховодяные петли, подобные нарннндлпым установкам по размерам, геометрии испытательного корпуса и расходам теплоносителя, которые были весьма полезны для продваританьных ис пытаний, когда можно было наблюдать поток, изучать модификации i раторов, эффективность распределительных камер, градиент уровни воды в корпусе кипящего реактора типа BWR и т.п. § 7.2. Моделирование сепарационных устройств Ценность исследований, выполняемых на воздуховодлной имели, hoi растает в случае возможности использования численных кнаффицишпои, получаемых при этом, для расчета паровой нагрузки сонаренцы при рп бочих параметрах. В наиболее простом случае это представляется осуществимым дннснии раторов, у которых геометрические размеры и конструкции дни iпиурии го образца и модели совпадают. Тогда существует возможнпшь фишчпг кого моделирования процесса сепарации с использованием oimepeie hn> рии подобия и размерностей. Указанная задача нашла, например, о1рпжп ние при исследованиях центробежных сепараторов [931 • Как показывают визуальные наблюдения, в центробежкам iiunnpninpo с тангенциальным входным патрубком (см. рис. 3.21) при увеличении осе 133
вой подъемной скорости воздуха выше некоторого значения наступает вторичное увлажнение потока воздуха, обусловленное срывом пленки влаги со стенки корпуса. При этом происходит резкое нарушение нор- мальной работы сепаратора. Аналогичные кризисные явления имеют мес- то при работе сепаратора на пароводяной смеси. Осевые скорости газовой фазы, соответствующие началу вторичного увлажнения, называют, как известно, предельно допустимыми или крити- ческими. Их значения весьма разнообразны и зависят от характера процес- са сепарации, физических свойств взаимодействующих сред, массовых па- росодержаний потока на входе в сепаратор, геометрических размеров и конструкции сепаратора. Для конкретной конструкции центробежного сепаратора зависимость предельно допустимой скорости газовой фазы от параметров процесса и физических свойств рабочей среды определяется взаимодействием сил, действующих в сепарационном устройстве. На газо- жидкостный поток, движущийся в корпусе центробежного сепаратора, действуют силы инерции, тяжести, поверхностного натяжения и трения. При сепарации теплообмен между фазами отсутствует и процесс может быть описан только уравнениями гидродинамики и механического взаи- модействия фаз по границам их раздела. Соответствующие критерии подо- бия, следующие из рассмотрения упомянутых уравнений, представлены в работе [61]. Для установившегося во времени процесса сепарации и для относительно небольших скоростей, имеющих место в сепараторе, когда каждую из фаз можно рассматривать несжимаемой, а также если не учи- тывать молекулярное трение газа, известные критерии подобия будут иметь вид: IV"2 IV'2 и/'/. о . IV"2 р") ——> -------------------------• —: > , U.l, 9‘ v gip'-p")!1 W2p J где IV”, IV' — скорости паровой и жидкой фаз; v' — коэффициент кинема- тической вязкости жидкости; / — характерный линейный размер сепаратора. Если скорости фаз в сепараторе рассматривать приведенными к попе- речному сечению его корпуса, то р \ X } С учетом сказанного получаем следующую систему критериев: ГIV"2 р"2 W”2 /l-x\2. p"w"! / 1 -х\. I >' ' /д/ l'—~' t>'v' \ х г -----°-----; . (7.2) д!2 (р - р") р"(1 -х)2 J Критерии (7.2) выражают в общем виде зависимость паровой (воз- душной) нагрузки центробежного сепаратора от начальной влажности пара и физических параметров. Систему (7.2) можно записать в виде критериального уравнения 134
p"2 W"2 11 -x\ 2 . p'2 gi \ x I . 1 — X X P * p"(1-x) p"W"l P V g(p -p”) I2 ft p p d = K'. (7.3) После алгебраических преобразований уравнение (7.3) можно запи- сать в виде W |Ж U77 -1 = к, (7.4) (у7г где -2с 2а + b+ d - 1 b т =-------: п =--------------; р “-------; 2а + b а + О,5Ь 2а + b 2а + Ь — 1 о =--------• 2а +Ь а а—Ь+2с К = К’д 2а +ь / 2а+ь . В работе [47] показано, что предельно допустимые нагрузки моделей низкого давления для инерционных сепараторов при отсутствии влияния начальной влажности можно пересчитывать на рабочее давление с помощью комплекса у/оЦр'д') у/1/v . Комплекс физических параметров в уравне- нии (7.4) согласуется с приведенным выше при условии равенства т = п и р ~ —т/3. Кроме того, в диапазоне давлений от 0,1 до 7,0 МПа у/р Кр’ — р") « 1. При этом уравнение (7.4) упрощается и имеет вид: (7.5) С помощью зависимости (7.5) можно рассчитывать предельно допус- тимые паровые нагрузки центробежного сепаратора в том случае, если при обработке экспериментальных данных в виде зависимости w = f(K) зна- чения К в области перегиба сепарационных характеристик одинаковы как для пароводяного потока разных давлений, так и для воздуховодного по- тока. Значения комплекса, соответствующие точке перегиба характеристи- ки, т.е. резкому увлажнению отсепарированного пара, называют предель- ными (КПр) Численные значения показателей степени в уравнении (7.5) были определены из обработки экспериментальных данных и оказались равными: т = 1,4 и q = 0,5. Одна из характерных зависимостей w =f(K) показана на рис. 7.1. Используя комплекс (7.5), выражение для предельно допустимой осе- вой скорости пара (воздуха) в центробежном сепараторе можно записать в следующем виде: 135
40 го 10 6 4 г р, МПа 0-6,65 а-4,6 ь-г,9$ • -0,140,3 •8 о 0,6 о,4 0,2 0,08 0,04 О,Of о • Л А. 1,5 2 о о о ‘д • Рис. 7.1. Зависимость влажности отсепарированного пара (воздуха) от комплекса К для центробежного сепаратора диаметром 160 мм: О, □, Д — пароводяная смесь; • — воздуховодя- ная смесь 6 к На рис. 12 представлены зависимости для определения предельно до- пустимых паровых нагрузок центробежных сепараторов диаметром 160 и 250 мм в зависимости от параметра х/(1 — х), построенные по уравнению (7.6) и значениям Кпр из табл. 7.1. По известному значению Кпр, полученному по результатам исследова- ния полноразмерной модели центробежного сепаратора на воздуховодя- ной смеси, можно рассчитать предельно допустимую осевую скорость пара при заданных параметрах по формуле: (^пр'пар ~ воздух X (7.7) Применимость формул (7.6) и (7.7) подтверждена многочисленными исследованиями на различных моделях сепараторов диаметром 160 и 250 мм и на одной модели сепаратора диаметром 80 мм. Диапазон основ- ных геометрических размеров сепараторов диаметром 160 и 250 мм, про- веренных в экспериментах, показан в табл. 7.2. Формулу (7.7) можно рекомендовать для пересчета предельно допус- тимых нагрузок с воздуховодяной смеси низкого давления на пароводя- Рис. 7.2. Зависимость предельно допустимой осевой скорости пара от параметра х/(1 — х) при различных давлениях для сепараторов диаметром 160 мм (а) и диа- метром 250 мм (б) 136
Таблица 7.1. Значения Кпр для модели сепараторов Внутренний диа- метр сепаратора Д, мм L, мм Н, мм /, мм h, мм Ь, мм а, мм Кпр 160 1600 400 200 300 30 55 2,4 250 2000 415 150 300 30 85 1,4 Таблица 7.2. Диапазон изменения характерных геометрических параметров центробежных сепараторов Диаметр се- паратора, мм Длина сепа- ратора, мм Ширина вход- ного патрубка, мм Высота вход- ного патруб- ка, мм Высота парово- го простран- ства, мм 160 1600-2000 20-40 300-370 300-600 250 2000 30-70 300-400 400-900 ную смесь для диапазона давления пара 3,0 — 7,0 МПа и массового паросо- держания смеси на входе в сепаратор 5% < х < 24%. При этом интервал из- менения массового воздухосодержания на входе в сепаратор составляет 1%<х<4,5%. Система критериев (7.2) не позволяет осуществлять точное моделиро- вание, поскольку невозможно одновременно выполнить равенство крите- риев Рейнольдса и Фруда, входящих в нее. Она отражает приближенное физическое моделирование, так как модели сепараторов являются полно- масштабными и, следовательно, характерный геометрический размер / = const. Система критериев (7.1) справедлива также для жалюзийных и иных типов сепараторов, где наступление критической нагрузки связано со сры- вом пленки с сепарирующей поверхности. Соответствующие уравнения для расчета и моделирования горизонтальных и вертикальных жалюзи были приведены в гл. 4. § 7.3. Экспериментальные установки Экспериментальные установки для исследования сепарационных уст- ройств можно подразделить на следующие две основные категории: для отработки единичных сепараторов; для комплексного исследования эле- ментов сепарационных систем и сборок сепараторов. Широкое применение Воздуховодяной смеси при исследованиях сепа- рационных устройств привело к разделению установок по физическим характеристикам: стенды высокого давления, использующие пароводя- ную смесь с рабочими параметрами; стенды низкого давления (воздухо- водяные стенды), на которых изучаются натурные модели сепараторов, выполненные из оргстекла. Как правило, для получения данных, которые можно было бы исполь- зовать в промышленных условиях, эксперименты выполняются на стен- дах, имеющих удельные паровые нагрузки, давление и геометрические характеристики, соответствующие натурным агрегатам. Это требует от экспериментальных установок, в частности, высоких расходов пара 137
Рис. 7.3. Пароводяной стенд для отработки единичных центробежных сепараторов (до 50 т/ч и более). Последнее обстоятельство обусловливает необходим мость размещения таких стендов на действующих тепловых и атомных электрических станциях, которые дают часть генерируемого ими пара на экспериментальные установки. Иногда строятся специальные котельные, агрегаты, пар от которых полностью идет на удовлетворение нужд одно- го или нескольких сепарационных стендов. Ниже приводится описание некоторых характерных схем стендов для исследования сепараторов. На рис. 7.3 показана принципиальная схема пароводяного стенда для исследования единичных центробежных сепараторов с тангенциальным и осевым подводом потока пароводяной смеси, применявшаяся в работе [45]. Стенд представляет собой замкнутый водяной контур циркуляции. Основными элементами контура являются сосуд высокого давления Я внутренним диаметром 400 мм с установленным в нем сепаратором 2, центробежный циркуляционный насос 8, смеситель 5 для приготовления пароводяной смеси заданных параметров, теплообменник 9 для умень- шения температуры воды перед насосом ниже температуры насыщения и конденсации захваченного пара, теплообменник 11 для охлаждения про- дувочной воды, бойлер З.апя конденсации отсепарированного пара. Схем* стенда содержит вспомогательную систему, состоящую из баков 6 и на- соса-дозатора 7 для ввода водного раствора солей, необходимых для из- мерения влажности отсепарированного пара. Применение принудительной циркуляции в схеме стенда позволяет варьировать входное массовое па- росодержание потока, поступающего в сепаратор. Основные технические характеристики такого стенда следующие: да» ление 7,0 МПа; расход пара до 12 т/ч; расход циркуляционной воды дс 85 м3/ч; массовое паросодержание на входе 5 — 30%. Для образования пароводяной смеси в смеситель можно подавать либ< перегретый, либо насыщенный пар. За счет конденсации части этого пар] 138
Рис. 7.4. Схема воздуховодяного стенда для отработки центробежных сепараторов (при догреве воды до насыщения в смесителе) в контуре циркуляции мо- жет происходить увеличение объема воды, что повлечет за собой подъем уровня воды в сосуде высокого давления. Регулирование уровня воды осуществляется через линию продувки. В схеме стенда имеются теплооб- менники 4 и 10 для охлаждения проб пара и воды, отбираемых для изме- рения влажности пара. В целях определения параметров сепараторов, контроля и поддержания заданного режима стенд оборудован системой контрольно-измерительных приборов, с помощью которых определялись гидравлические сопротивления (Др), захват пара (<р) и осуществлялся контроль за положением массового уровня воды как внутри сепаратора (Wc), так и в сосуде высокого давления (WM). Для предварительной отработки элементов конструкции центробеж- ных сепараторов [45] был использован воздуховодяной стенд, схема ко- торого показана на рис. 7.4. Этот стенд также представляет собой замк- нутый контур, в котором циркуляция осуществляется центробежным на- сосом 1, подачей и напором соответственно 200 м3/ч и ~ 0,17 МПа. Для подвода воздуха использовались две центробежные воздуходувки 11 и 12, которые могли включаться параллельно и последовательно. Макси- мальные подача и напор одной воздуходувки составляли соответствен- но 3000 мэ/ч и 35 кПа. Воздух через ресивер 2 и циркуляционная вода по- даются в смеситель 3, где происходит образование воздуховодяной сме- си, поток которой по трубопроводу направляется в рабочий участок 5 с исследуемой моделью сепаратора. Модель заключена в верхнюю 6 и ниж- нюю 4 камеры, которые объединены между собой трубой 8. Эта труба имитирует связь парового и водяного объемов межсепараторного прост- ранства. Отсепарированный в модели сепаратора воздух через патрубок 7, расположенный на отметке днища камеры, далее идет в барботер 9. Бар- ботер служит для измерения влаги, уносимой с воздухом из сепаратора. Отсепарированная вода из модели сепаратора поступает в нижнюю камеру, откуда сбрасывается в водяной бак 13, являющийся промежуточной водя- 139
ной емкостью перед циркуляционным насосом. Регулирование уровня во- ды в рабочем участке осуществлялось с помощью поворотной за- слонки 10. В схеме стенда были использованы высокооборотные воздуходувки, охлаждение подшипников в редукторах которых осуществлялось с по- мощью специальной масляной системы. Воздуховодяной стенд оборудован системой измерений расходов, тем- ператур, перепадов давлений и уровня воды. Так как в сепарационных устройствах АЭС широко используется грави- тационная система сепарации, большое количество исследований посвяще- но изучению ее характеристик. Исследования ведутся в направлении реше- ния одно- и двухмерных задач. Первая задача характерна для сепарацион- ных устройств, поперечное сечение парового объема которых постоянно по высоте. При этом для исследований сооружаются вертикальные ци- линдрические барботажные колонки с высотой парового объема, равной натурному агрегату. Следует отметить влияние на сепарационные процес- сы стенок колонок, на которые выпадает часть влаги, поступающей в па- ровой объем. Влияние стенок можно определить либо установкой специ- альных срывающих колец на стенке сепарационной колонки, либо прове- дением исследований на нескольких однотипных (с одинаковой высотой парового пространства) вертикальных колонках разных диаметров [94]. Диаметр сепарационной колонки следует выбирать по возможности большим, так как при увеличении поперечного сечения сепарационной ко- лонки в меньшей степени сказывается влияние ее стенок. Процесс сепарации на цилиндрических колонках, когда исследования выполняются применительно к горизонтальным БС, протекает в услови- ях, отличных от натурных. Это связано с тем, что в колонке пар движется вверх с постоянной скоростью, тогда как в БС или ПГ вследствие умень- шающегося сечения парового пространства по мере движения пара к по- толочному дырчатому щиту его скорость увеличивается. Тогда имеет место двумерная задача, когда в процесс сепарации влияет наряду с высо- той парового пространства также диаметр БС. В этом случае следует ис- пользовать конические барботажные колонки. Профиль конической части колонки задается таким образом, чтобы изменение скорйсти по высоте парового пространства примерно соответствовало таковому в БС. На рис. 7.5 пбказана схема экспериментального стенда для исследова- ния гравитационной сепарации и жалюзи в барботажной колонке. Стенд работает по прямоточной схеме, т.е. беэ циркуляционного насоса, и вклю- чает в себя сосуд высокого давления 7 с установленной внутри него ко- лонкой 2 и пакетом жалюзи 3; линии подачи перегретого пара 8 и пита- тельной воды 6 на пароохладитель 9; систему устройств для приготовле- ния солевого раствора, которая состоит из солевых бачков 10 и поршне- вого насоса-дозатора //типа НД-40, теплообменники 14 для охлаждения проб пара (/—V) и воды (V/). Перегретый пар охлаждается в пароохладителе питательной водой и по- дается через парораздающую свечу в водяной объем барботажной колонки под дырчатый щит. Затем пар поступает в паровой объем колонки и поки- дает ее по сбросному паропроводу 4, из которого поступает в конденса- тор 7 через редукционный клапан 5. Уровень воды в колонке регулирует- ся количеством продувочной воды, сбрасываемой через трубопровод 13 и холодильник 12 в дренаж. Максимальная паровая нагрузка этого стенда составляет до 10 т/ч, что соответствует приведенной скорости пара на зер- кале до 1 м/с при давлении 7,0 МПа. Колонка при работе заполняется 140
Рис. 7.5. Пароводяной стенд для исследования гравитационной сепарации и работы жалюзи в барботажной колонке обессоленной водой. Расположение колонки внутри сосуда высокого дав- ления создает паровую рубашку, компенсирующую внешнюю теплоотда- чу и препятствующую, таким образом, конденсации пара на стенке колонки. Безпульсационный режим работы барботажной сепарационной колонки достигается за счет использования парораздающего устройства (рис. 7.6), в котором во всем диапазоне изменения нагрузок стенда имеет место устойчивая паровая подушка снаружи пароподводящей трубы, располо- женной внутри перфорированного по цилиндрической поверхности колпа- ка. Геометрические размеры устройства, показанные на рисунке, соответ- ствуют расходам пара от 2 до 10 т/ч. Для минимальной паровой нагрузки безпульсационный режим работы имеет место при выполнении условия: и дН(р - р'} - Дротв - 2с/г ПК V -----------;-------------- , (/.о) д (р - р ) где ДРотв — гидравлическое сопротивление отверстий колпака, Н/м2; г — отрывной радиус пузыря, м. При решении двумерных задач наиболее близким к натуре является рабочий участок, который состоит из горизонтального сосуда некоторой длины с диаметром и конструкцией сепарационных устройств натурного аппарата (см., например, рис. 6.3, модель БС РБМК-1000). Принципиальная схема экспериментальной установки для исследова- ния модели БС показана на рис. 7.7. Ее основными элементами являются собственно модель 1, циркуляционный насос 8, подогреватель контурной воды 9, коллекторы 10 vt 11 для раздачи контурной воды и пара на паро- водяные смесители (на схеме они не показаны), охладитель контурной воды 7, малый 3 и большой 4 конденсаторы пара, система приготовления
Рис. 7.6. Конструкция парораздающих устройств барботажной колонки: 7 — колонка; 2 — колпак; 3 — пароподводящая труба; 4 — корпус; 5 — канал отбора проб воды и подачи солевого раствора, состоящая из насоса-дозатора 6, фильтра 5 и бака с солераствором 4. Подготовка пароводяной смеси для раздачи по подводящим патрубкам модели осуществлялась в смесителях, индиви- дуальных для каждого патрубка. На стенде имелась возможность регули- рования расхода пара и контурной воды на каждый смеситель. К коллек- тору раздачи пара на смесители подводился из специальной котельной пе- регретый пар с максимальными параметрами t = 500 °C и р = 7,5 МПа. Наи- большая паровая нагрузка модели составляла 53 т/ч. Циркуляция контур- 11 вода к смесителям г з пар к. смесителям 10 Вода в дак конденсата котельной Подвод парободяной смеси от смесителей Вход питательной воды из котельной Пар из котельной Рис. 7.7. Схема экспериментальной установки для исследования модели БС РБМК-1000 142
ной воды в стенде осуществлялась центробежным насосом, который имел подачу 400 м3/ч и напор 1,0 МПа. Температура контурной воды, и необхо- димая для бескавитационной работы насоса, поддерживалась с помощью охладителя. Для регулирования уровня воды в водо-водяной смеситель модели из деаэратора котельной подавалась питательная вода, расход и температура которой соответственно составляла 11 т/ч и 104 °C. Пар из модели отводился в большой конденсатор, откуда конденсат возвращался в баки котельной. В малый конденсатор подавалась 1/8 рас- хода пара из модели, конденсат которого использовался для измерения влажности отсепарированного пара. Влажность пара определялась по солевой методике, а именно по отно- шению содержания ионов натрия в кондесате пара и в контурной воде. Ионы натрия вводились в контур через систему солеприготовления в виде раствора тринатрийфосфата. Описанные стенды позволяют проводить эксперименты в широком диа- пазоне изменения режимных параметров и элементов конструкций сепа- рационных устройств различного типа. § 7.4. Техника отбора проб пара и контурной воды В настоящее время измерительная техника обладает достаточно точны- ми и надежными методами определения влажности пара (см. § 7.5). Наи- более надежно определять влажность по солевому методу в том случае, если весь пар из сепаратора конденсируется и на анализ отбирается проба конденсата. Однако конденсировать весь пар можно только в эксперимен- тальных установках небольшой мощности. Во всех иных случаях необхо- димо отбирать пробу из потока. Успех методов определения влажности са- мым существенным образом обусловлен представительностью отборов проб пара и воды. При отборе представительной пробы из потока влажного пара, как из- вестно, требуется выполнение следующих условий: изокинетический от- бор пробы, т.е. скорость пара на входе в пробоотборник должна быть рав- на средней скорости в паропроводе; капли жидкости должны быть равно- мерно перемешаны в потоке по сечению паропровода, т.е. жидкость, нахо- дящаяся в виде пленки на стенке трубопровода, должна быть сорвана с нее и перенесена в поток пара; жидкость, выпадающая на внутреннюю стенку пробоотборного устройства, не должна стекать обратно в паропро- вод, из которого отбирается проба. На представительность отбираемой пробы влияют также месторасполо- жение и конструкция пробоотборного устройства. Неизокинетичность отбора пробы пара может влиять двояким образом на ее представительность. Проба пара обогащена влагой, если скорость от- бора пробы меньше скорости пара в трубопроводе. Если же скорость от- бора пробы больше скорости основного потока пара, то проба будет со- держать влаги меньше фактического значения (обедненная проба). Ука- занное обстоятельство обусловлено большей инерционностью жидкой фа- зы по отношению к паровой. Ниже описываются различные конструкции пароотборных устройств. Пароотборное устройство (рис. 7.8) применялось в экспериментальных исследованиях и устанавливалось в горизонтальном паропроводе. На кор- пусе отборника имеется пять насадков, через которые проводится отбор пробы. Скорость пара в трубопроводе изменялась от 5 до 25 м/с при дав- лении 7,0 МПа, что превосходит критическую скорость по срыву пленки 143
Рис. 7.8. Устройство для отбора пробы пара: 1 — насадок; 2 — труба с исследуемым потоком пара; 3 — корпус; 4 — штуцер; Б — пробоотводная линия Рис. 7.9. Зависимость скорос- ти пара, соответствующей на- чалу срыва пленки влаги от давления по данным работы [31] в 2 — 10 раз (рис. 7.9), т.е. влага на стенке трубы практически отсутству- ет. При использовании данного пробоотборника отвод пробы осуществля- ется постоянным нисходящим потоком, что обеспечивает выполнение ус- ловия отсутствия стекания пробы обратно в паропровод. В работе [95] были выполнены исследования различных устройств по отбору проб пара при давлении 4,4 МПа и влажности пара до 5%. При та- рировках этих устройств весь пар, проходивший через устройство, конден- сировался. Это позволило авторам принимать солесодержание конденсата всего пара за истинное и сопоставлять с ним солесодержание отбираемой пробы. На рис. 7.10 представлено пароотборное устройство со смесителем, разработанное ВПК*. Это устройство обеспечивает получение представи- тельной пробы пара за счет интенсивного перемешивания потока при высо- ких скоростях и незначительной потере давления. Устройство было испы- тано при скоростях пара от 10 до 20 м/с. В результате испытаний было ус- тановлено, что пароотборное устройство ВПК следует размещать на гори- зонтальных участках трубопроводов и применять для измерения влажнос- ти пара до 0,4 — 0,5%. На рис. 7.11 показано пробоотборное устройство, разработанное ЦКТИ, с сосковым зондом, для которого наиболее представительная проба имеет место при расположении его на нисходящем вертикальном участке паро- провода. Данные испытаний показаны на рис. 7.12. По оси абсцисс отложе- но отношение скоростей »Уотб^пар> где УИОтб и lVnap — скорости в устье пробоотборной трубки и в паропроводе в месте расположения входного сечения пробоотборной трубки. По оси ординат отложено относительное * БПК — бюро прямоточного котлостроения. 144
I Рис. 7.11. Пробоотборное уогройшао, разработанное ЦКТИ: 1 - смеситель; 2 - корпус; 3 - nepi) заборная труба Рис. 7.10. Пробоотборное устройство, разработанное БПК: 1 — корпус; 2 — смеситель; 3 — парозаборная труба V 0,5 0,3 1,5 l,7W„g/W„af Рис. 7.12. Результаты тарировки пробо- отборных устройств солесодержание пара SOTg/SMCT, где SOT6 и $иСТ — солесодержание пара, прошедшего через пароотборную трубу, и всего пара, прошедшего через паропровод, мг/кг. Из рис. 7.12 следует, что представительная проба имеет место при скоростях И/отб/1Упар = 1 т-1,3. Большинство опытов было про- ведено при влажности пара ниже 3%. Пологий характер кривой позволяет варьировать скорость отбора пробы в определенном диапазоне без искаже- ния ее представительности. При установке на горизонтальном участке па- ропровода зто устройство дает заниженные значения солесодержания пара. Пробоотборное устройство, разработанное ВТИ—ОРГРЭС (рис. 7.13), представляет собой трубу малого диаметра, вставленную в пароотводя- щую трубу барабана. Для исключения влияния торцов пробоотборной тру- бы на представительность пробы за счет торможения потока они выпол- нены с заострением. Результаты испытаний этого устройства представлены на рис. 7.12. Из результатов испытаний следует, что представительная про- ба обеспечивается при соотношении скоростей И/отб/14^пар = 0,9 -г 1,5. Расчет пробоотборника сводится обычно к определению размера трубы для отвода пробы пара. Из условия изокинетичности следует, что И<"р = Шгр, (7.9) отсюда ^пр = ^тр ®пр/®тр< (7.10) или для однососкового пробоотборника <4р =0,TpVGnp/GTp. (7.11) 145
компоновка вентилей Рис. 7.13. Пробоотборное устройство, разработанное ВТИ-ОРГРЭС: 1 — труба отвода пара; 2 — пробоотборная труба; 3 — барабан Максимальный расход пробы составляет 100 — 120 кг/ч и обычно обусловлен мощно- стью холодильника. Минимальный расход про- бы при наличии подъемных участков трубопро- вода, через который отводится проба, опреде- ляется скоростью срыва пленки влаги со стен- ки, взятой с 3 — 5-кратным запасом. При кон- струировании систем пароотборных устройств все элементы, входящие в них, а именно пробо- отборники, трубопроводы и теплообменный пу- чок труб холодильников должны выполняться из нержавеющей стали. Пробы охлаждаются в холодильниках под действием полного рабоче- го давления, для чего регулировочный вентиль устанавливается после холодильника. Такая ключает дросселирование потока и, как следст- вие, не приводит к отложениям и обеднению пробы. Кроме того, охлажде- ние потока, находящегося под полным рабочим давлением, исключает ве- роятность проникновению охлаждающей воды в пробу в случае появле- ния неплотностей в холодильнике. Требования к конструированию пароотборных систем сохраняют свою силу и для пробоотборников контурной воды. Проба воды также должна быть представительной. Трудности с отбором пробы воды заключаются в том, что исключить влияние захвата пара в пробу, а также отобрать пробу из участка, с которым пар контактирует перед моментом выхода его пу- зырей в паровой объем. Сечение пробоотборника контурной воды выбира- ется в соответствии с расходом пробы не более 100 кг/ч и скоростью воды примерно в 10 раз меньше скорости начала захвата пара при данном давле- нии [87]. На рис. 7.6 представлена реальная конструкция для осуществле- ния отбора пробы воды, примененная авторами при экспериментальных исследованиях гравитационной сепарации в барботажной колонке. Отбор пробы воды осуществляется из барботажного слоя через щелевой канал, образованный стенкой колонки, закраиной погруженного дырчатого щита и двумя радиальными стенками, ограничивающими размер щели. Эксплуатация АЭС с реакторами РБМК и ВВЭР сделала весьма актуаль- ными промышленные сепарационные испытания на БС и ПГ. Организация отборов проб пара и контурной воды на примере БС РБМК показана на рис. 7.14. Проба контурной воды отбирается из водяного объема в сред- ней части барабана из специального штуцера. Проба пара отбирается в од- ном из двух паропроводов, идущих от каждого барабана. Аналогичная схема отборов проб существует для барабанов, расположенных с другой стороны реактора. Паровой пробоотборник (рис. 7.15) устанавливается на прямом гори- зонтальном участке таким образом, чтобы обеспечить необходимые для представительного измерения прямые участки паропровода. Эти участки составляют 40 и 20 диаметров соответственно до и после места установки 146
Отбор проб боды Отбор проб пара Отбор проб пара Рис. 7.14. Схема отборов проб пара и контурной воды для БС РБМК: 1 — паровые коллекторы; 2 — паропроводы; 3 — барабаны; 4 — реактор Рис. 7.15. Пробоотборник, устанавливаемый в паропроводах АЭС с реактором РБМК-1000: 1 — стенка паропровода; 2 — насадок; 3 — корпус пробоотборника. При встречном включении паровых коллекторов и при принятом в БС РБМК-1000 шайбовании пароотводящих патрубков обес- печивается практически равномерный отвод пара по длине барабана. Та- ким образом, влажность пара в паровых коллекторах должна быть оди- наковой и достаточно проводить отбор пробы пара в одном из двух кол- лекторов каждого барабана. В пароотводящих патрубках 7, 9 и 18 (см. рис. 7.14) устанавливаются устьевые пробоотборники (рис. 7.16). При проведении сепарационных испытаний в паровом пространстве БС в средней его части по длине размещаются дополнительные пробоотборни- ки. ВТИ рекомендует использовать пробоотборники конструкции, пока- занной на рис. 7.17. Для обеспечения представительности отбора проб пара необходима нисходящая трассировка пробоотборных линий. Перед отбо- ром пробы следует тщательно промывать пробоотборные линии, чтобы исключить искажение проб, вызванное воздействием предыдущего режи- ма испытания. Отбор пробы нужно проводить только в чистую, специально приготовленную емкость. Испытания следует вести так, чтобы влажность пара от режима к режиму нарастала. Определение количества влаги в про- бе проводится радиоактивным методом (см. § 7.5). При измерении влажности пара в паровом пространстве ПГ с реактора- ми ВВЭР устанавливаются пробоотборные устройства, показанные на рис. 7.17. В паровом пространстве ПГ пробоотборники размещаются в зонах с 147
Рис. 7.16. Пробоотборник в паровом патрубке БС: 1 — пароотводящий патрубок; 2 — насадок; 3 — пробоотборная труба Рис. 7.17. Пробоотборник, устанавли- ваемый в паровом пространстве БС и ПГ: 1 — камера входа пробы; 2— кор- пус; 3 — отверстие для отвода пробы выход пробы Рис. 7.18. Пробоотборник, устанавливаемый в паропроводах ПГ: 7 — насадок; 2 — паропровод; 3 — корпус различной местной тепловой нагрузкой, что позволяет, в частности, опре- делить изменение действительного уровня по длине и ширине зеркала испарения. В парогенераторах ПГВ-3 и ПГВ-4 имеется пять паровых патрубков. В четыре из них (за исключением патрубка, наиболее удаленного от выхода 148
потока из парового коллектора) устанавливаются npotWfltpiNMM! ИНН струкция которых близка к показанной на рис. 7.18. ЭТИ П^ЯМИ1ЙИ|М1ИИИ позволяют контролировать эффективность работы М1Л1МИЙ1ННИ Haiti ратора. В паропроводах ПГ используется пробоотборник, ИМ>8|И1МНИЬ1Й НЯ рис. 7.18. Требования к установке пробоотборников в ПГ СОХранЯЮТМ ИМИ №4, что и к установке пробоотборников БС РБМК-1000. § 7.5. Методы измерения влажности пара Изменение влажности пара можно проводить различными МЯТ0Д1МИ| среди которых наибольшее распространение имеют калориМСТриЧИИИЙ) солевой и радиоактивный. На рис. 7.19 показана конструкция калорИМСТ* ра с перегревом пробы пара. Калориметр был испытан в диапааоНС ДМЛС> ния пара 2,0 —7,0 МПа и влажности 0,1 —3%. Корпус калориметра'ВЫПОЛ* нен по типу сосуда Дьюара. Змеевиковый теплообменник одновременно является электронагревателем. Он выполнен из нержавеющей трубы HI- ружным диаметром 10 и толщиной стенки 1 мм. Наружный диаматрЯИТИ! нагревателя равен 95 мм. К змеевику с двух концов приварены штуцера, в которых размещены гильзы термопар. Через входной штуцер калори- метр подключается к пробоотборнику. Выходной штуцер соединен о "па* ровой рубашкой", которая представляет собой полость, образованную внутренним и наружным корпусами калориметра, и предотвращает тал- ловые потери непосредственно через боковую и нижнюю поверхности внутреннего корпуса. Паровая полость снизу через отверстие в днище кор- пуса и штуцер сообщена со сбросным трубопроводом. Для экранирования теплового потока сверху на торце калориметра установлен охранный па- ровой нагреватель, который изготов- лен из трубы наружным диаметром 6 и толщиной стенки 1 мм. Через этот змеевик пропускается пар, отбира- емый из трубопровода непосредствен- но за пробоотборником. Снаружи ка- лориметр теплоизолирован асбестом и помещен в металлический кожух. К змеевику теплообменника припаяны медные токопроводящие шины диа- метром 16 мм и потенциальные выво- ды, изолированные друг от друга фторопластовыми втулками. Внутрен- няя поверхность корпуса электро- изолирована от змеевика слоем асбеста толщиной 5 мм. Схема из- Рис. 7.19. Калориметр: 1 — токоподводящая шина; 2 — охран- ный паровой нагреватель; 3 — штуцера для термопар; 4 — паровая рубашка; 5 — змеевиковый теплообменник; 6 — потен- циальный вывод; 7 — корпус 149
Рис. 7.20. Принципиальная схема измерения влажности пара калориметром: 1 — сепаратор; 2 — пробоотборник; 3 — пароотводной трубопровод; 4 — кало- риметр; 5 — трансформатор; 6 — трансформатор; 7 — автотрансформатор; 8 — мер- ный бак; 9 — теплообменник; 10, 11 — дифференциальные термопары; 12 — термо- пара; 13 — манометр мерения влажности пара с помощью калориметра показана на рис. 7.20. Проба пара поступает в электрообогреваемый змеевик калориметра и да- лее (после испарения влаги и перегрева пара) в паровую рубашку, из ко- торой через штуцер по трубопроводу отводится в теплообменник. Обра- зующийся в теплообменнике конденсат сливается через регулирующий вентиль в мерный бак. Обогрев змеевика осуществляется переменным то- ком через понижающий трансформатор. Максимальная мощность, потреб- ляемая для обогрева змеевика, составляла 4,5 кВт. Температуру измеряли с помощью хромель-копелевых термопар, перепады температуры — трех- спайными дифференциальными термопарами, а давление — образцовым манометром. Термопара для измерения температуры пара перед пробо- отборником и три спая дифференциальной термопары 11, измеряющей перепад температур в калориметре, помещаются в гильзе в месте выхода пара из сепаратора. В том же сечении располагается приемник измерения давления пара. Три других спая дифференциальной термопары 11 помеща- лись в гильзу, установленную на выходе из змеевикового теплообменни- ка. Для контроля за изменением температуры пара в паровой рубашке использовалась трехспайная дифференциальная термопара 10, "горячие" спаи которой располагались в гильзе на входе в змеевик, "холодные" — на выходе пара из паровой рубашки. Измерения показали, что этот пере- пад температуры незначителен и составляет около 0,5 °C. Такой темпера- турный режим надежно обеспечивает термостатирование змеевикового теплообменника. Для расчета влажности пара использовали зависимость, полученную из уравнения теплового баланса: |” Q — Опот 1 ш = — г . dl" A А . + ^7 Afl~ cPjAfne + “ (7.12) где Q — тепло, подводимое к пробе пара через змеевиковый теплообмен- ник, Вт; ОПОт ~ потери тепла в калориметре, Вт; G — расход пробы пара, проходящего через калориметр, кг/с; Дг, — разность температур пара между входом в пробоотборник и выходом из змеевика калориметра. К; di"/dt — производная энтальпии пара по температуре на линии насыщения, 150
Дж/(кг-К); г, Cps — соответственно теплота парообразования, Дж/кг, и удельная теплоемкость сухого насыщенного пара, Дж/(кг- К); ДгПе ~ Пе* регрев пробы пара в змеевике. К; — скорость пара в трубопроводе в месте отбора пробы пара, м/с; W2 — скорость пара на выходе из змееви- ка, м/с. Измерение калориметром осуществляется следующим образом. Через змеевик устанавливается постоянный расход пробы пара, равный 180— 200 кг/ч. В режиме работы калориметра без электрообогрева фиксирует- ся перепад температуры пара, который составляет ~3 °C. Затем на зме- евик без изменения расхода пробы пара подается электрическая мощность для получения на выходе перегретого пара. Перегрев определяется умень- шением измеряемого перепада температуры. Абсолютная погрешность из- мерения влажности пара при работе с данным прибором оценива- ется ±0,03%. Измерение влажности пара может осуществляться также посредством адиабатического дросселирования пробы пара, т.е. при условии постоян- ства энтальпии потока пара до процесса дросселирования и после него. Ме- тод дросселирования отличается большой простотой, но наличие тепловых потерь' в окружающую среду Д/5 и трудности их предотвращения охран- ным обогревом из-за резкого изменения температуры по ходу пара делают данный метод не пригодный для измерения начальной влажности пара ме- нее 0,2—0,3%. Для энтальпии napa/'i и /2 соответственно до дросселирова- ния и после него можно записать: /1 = - (1 - х) г; (7.13) /2 = /2 + Ср (Г2 - r'i). (7.14) Из последних уравнений с учетом Д/5 и поправки на изменение кинети- ческой энергии струи Д/ц, следует, что влажность пара равна i Г - >2 ~ Ср (Г2 - <2 ) + Д/5 + Д/'w ы = (1 - х) =---------------------------------- , (7.15) г где i" — энтальпия сухого насыщенного пара при давлении пара перед ка- лориметром Pi, Дж/кг; /2 — то же при давлении после калориметра р2, Дж/кг; г — теплота парообразования при давлении парар1( Дж/кг; Г2 — температура пара после калориметра. К; Г2' — температура насыщенного пара при р2, К; ср — средняя удельная теплоемкость пара в пределах раз- ности температур Г2 — Г2 при р2, Дж/(кг • К); х — сухость пара. Конструкция дроссельного калориметра ВТИ [97] показана на рис. 7.21. В калориметре для дросселирования потока пара применяет- ся набор из шайб 4, 5. В шайбах по ходу потока пара увеличивается число и диаметр отверстий с таким расчетом, чтобы давление в них падало пос- тепенно. За шайбами цилиндрический экран 6 образует камеру для гиль- зы термометра, которая вставляется в калориметр через сальник 8. Г иль- за термометра на довольно большой длине омывается продольным пото- ком пара, что уменьшает погрешность за счет отвода тепла по телу гиль- зы. Вентиль 1 служит для отсечки калориметра. При работе калориметр должен быть полностью открыт, и регулирование его не производится. Для того чтобы можно было измерять влажность пара при давлениях око- ло 10 МПа и выше и чтобы расширить диапазон измерения в калориметре, часть корпуса 2 с первой группой шайб 4 заключена в паровую ру- 151
Рис. 7.21. Дроссельный калориметр, разработанный ВТИ башку 3. Паровое пространство рубашки соединено с паропроводом в месте отбора пробы, и калориметр установлен таким образом, чтобы дав- ление в рубашке практически не отличалось от начального давления пара, а образующийся конденсат свободно стекал обратно. Калориметр тарируется сухим насыщенным паром (ш = 0) при тех же начальных и конечных параметрах пара, что и при определении влажнос- ти. Если записать уравнение (7.15) также для условий тарировочного опы- та, а затем вычесть одно уравнение из другого, то получится следующее выражение для расчета влажности пара (разности — Д/\у0 и Д/5 — Д/s0 пренебрежимо малы) : ш = (Ср/г) (Го - Г2), (7.16) где t0 — температура пара после калориметра при тарировке, К; ср — ис- тинная удельная теплоемкость при р2 и Го. Чтобы воспользоваться фор- мулой (7.16), необходимо протарировать калориметр сухим насыщенным паром. Для тарировки авторы [97] предложили следующий метод. Через калориметр пропускается пар с постоянными начальным и конечным дав- лениями и различного состояния (от слабоперегретого до влажного). При снижении температуры перед дроссельным калориметром Г] уменьшается температура и после него Г2. По измеренным температурам rt и г2 строят тарировочный график. При поступлении в калориметр перегретого пара точки на графике образуют наклонную линию. При дальнейшем снижении температуры пара перед калориметром пар становится вначале сухим, а затем влажным насыщенным. В последнем случае может изменяться толы ко температура пара Г2 и экспериментальные точки составляют уже гори- зонтальную линию. Точка, полученная при пересечении горизонтальной и наклонной линий, дает температуру г0, которая соответствует влажности пара ш = 0. Влажность пара, измеренная с помощью калориметра ВТИ, сос- тавила 0,2 — 4,2%. Конструкция, примененная термометрия и метод тари- ровки данного калориметра обеспечили погрешность определения влаж- ности пара, равную 0,1%. При выполнении экспериментальных работ и промышленных испыта- ний большое распространение получил метод измерения влажности пара, заключающийся в определении концентраций солей в паре и контурной воде. Общий коэффициент выноса веществ в пар характеризуется суммой выносов за счет растворимости этих веществ в паре Кр и с капельной вла- гой со, т.е. 152
Рис. 7.22. Зависимость критического солесодер- жания в контурной воде от давления К = К₽+ш, %. (7.17) При давлениях до 10 МПа растворимость веществ в паре крайне невелика и ее можно не принимать во внимание [12]. По этой при- чине вынос веществ в пар определяется только капельным уносом влаги. Таким образом. w = (Sn/SKB) 100, %, (7.18) где Sn — концентрация ионов соли в сконденсированной пробе пара, мг/кг; SKB — концентрация ионов соли в контурной воде, мг/кг. В качестве наиболее распространенных солей, вводимых в контурную воду, используются NaCI, Na2SO4, Na3PO4, NaNO3. Измерение влажнос- ти производится по ионам Na или по ионам Cl, SO4, РО4 и NO3. Для оп- ределения микроколичеств солей в исследуемых растворах применяет- ся обычно пламенный спектрофотометр Sodium Monitor фирмы EJL (Великобритания) и пламенный фотометр типа ВПФ — ВТИ. Их чувстви- тельность равна соответственно 0,5 мкг/кг и 0,01 мг/кг. В случае определения влажности пара по количеству иона РО4 приме- няется спектрофотометр типа СФ-4А с нижним пределом измерения, рав- ным 0,005 мг/кг. Для анализа проб с солесодержанием, составляющим 10 мг/кг и более, целесообразно использовать фотокалориметр мар- ки ФЭК-56М. Точность измерения влажности пара может быть увеличена с помощью применения метода обогащения проб конденсата пара. Сущность этого метода заключается в том, что анализируемая проба низкого солесодер- жания концентрируется до такого солесодержания, при котором обыч- ные методы химического анализа оказываются вполне применимыми и обеспечивают высокую точность результата. В экспериментальной прак- тике нашло применение обогащение проб методом химического кон- центрирования (методика, разработанная ВТИ) и методом термическо- го концентрирования (методика МЭИ). Подробно эти методы описаны в работе [92]. При определении влажности пара солевым методом в случае исследова- ния гравитационной сепарации важен правильный выбор солесодержания контурной воды. Выше определенных значений, называемых критически- ми, солесодержание начинает оказывать влияние на паросодержание в бар- ботажном слое и влажность отсепарированного пара, вызывая их увели- чение. На рис. 7.22 представлен ориентировочный график зависимости критического солесодержания контурной воды от давления. Он может быть полезен исследователю для выбора концентрации контурной воды с последующим экспериментальным уточнением ее для данной конструк- ции сепаратора и параметров потока. Данными рис. 7.22 следует пользо- ваться для водных растворов солей Na3PO4 и Na2SO4. При исследовании центробежных сепараторов, создающих инерционное поле сил, ограничений на солесодержание контурной воды не наклады- вается. Текущее (во время опытов) определение концентраций соли в контур- ной воде и пробе пара, необходимое для поддержания режима и контроля 153
изменения влажности, осуществляется обычно измерением удельной электропроводимости растворов. Предназначенные для этого технические средства называют кондуктометрическими анализаторами-солемерами [98]. В качестве прибора для текущего определения солесодержания кон- денсата пара и контурной воды может быть использован, например, лабо- раторный солемер типа ЛС-1. В конденсате пара и в контурной воде кроме солей обычно присутствуют растворенные газы—аммиак (NH3) и угле- кислый газ (СО2). Наличие растворенных газов изменяет электропровод- ность конденсата, и показания солемера не соответствуют фактическому солесодержанию, которое уточняется по изложенной выше методике оп- ределения концентрации соли в исследуемом растворе. Высокой чувствительностью обладает радиометрический метод опреде- ления влажности пара, который нашел применение при сепарационных ис- пытаниях на АЭС. Суть его заключается в том, что в контур циркуляции вводится радиоактивный нуклид или же используется 2 4 Na, естественно содержащийся в воде. Период полураспада 2 4 Na составляет 15 ч. Влаж- ность пара определяется как отношение концентраций 2 4 Na в паре и воде. Для блоков с реакторами РБМК-1000 естественная концентрация 2 4 Na в контурной воде составляет Ю-6 Ки/кг, что позволяет надежно оп- ределять влажность пара за барабанами-сепараторами. Уменьшение по- грешности измерения влажности пара при концентрации 2 4 Na в воде менее 10-6 Ки/ кг достигается дополнительным вводом соли Na через питательную линию в контур циркуляции. Измерение активности проб воды и пара по 2 4 Na производят на 7-спект- рометрической установке. Пробы воды и пара отбираются одновременно. Активность 2 4 Na в пробах определяется по площади фотопика с энергией Е? = 2754 кэВ. Влажность пара рассчитывается по формуле: Х( гп — гв> ш =--- е 100, %, (7.19) где Sn, SB — площади фотопиков для проб пара и воды по Е7 = 2754 кэВ за вычетом площади, определяющей фон этих Проб; Гп, Гв — соответ- ственно моменты начала измерений проб пара и воды относительно времени отбора пробы, ч; X — постоянная распада 24Na, ч-1. При проведении экспериментов с двухфазной системой не конденси- рующийся газ — жидкость осуществимо прямое измерение количества жидкости, унесенной с газовым потоком. Выделение жидкости достига- ется посредством барботажа влажного потока через слой жидкости. Ос- новными элементами барботера (см. рис. 7.4) являются корпус, погру- женный дырчатый щит, подводящий патрубок, жалюзийный сепаратор, измерительная шкала, дренажная линия. Поперечное сечение и высота корпуса барботера определяются из условия максимального расхода воздуха через рабочий участок экспериментальной установки и обеспе- чения гравитационной сепарации капель жидкости из потока газа. Для воздуховодяной смеси, обычно применяющейся при исследовании се- параторов различного типа, коэффициент уноса (в %) определяется из уравнения материально-солевого баланса барботера GKSK — GHSH Ку = ——-------— 100%, (7.20) ВОЗДУХ ^кв^оп 154
топ где GK и GH - соответственно конечное (после о опыта) количество воды в барботере, кг; SK и Ы нечное расход воздуха через модель сепаратора, кг/Ч| жание воды в модели сепаратора, мг/кг; опыта, ч. и начальное солесодержание воды в барбот|М| □ nonwva iionoo влгклопи гопапатппа asp/ul ' § 7.6. Особенности измерения некоторых характерных параметров сепараторов Измерение давления и перепада давления. Точность и перепада давления зависит от выбранного метода И логических характеристик средств измерений, от у других причин [98]. При выполнении сепарационным ление измеряется с помощью показывающих манометрИ жиной, которые обладают высокой точностью. Следует ным при экспериментальных работах использование ров. При измерении давления и его перепада важно И динамического воздействия потока и завихрений от 0Л ных местных сопротивлений (повороты, сужения, ра го сечения и т.п.). Отбор статического давления по во выполнять отверстиями с плавным переходом бм (рис. 7.23, а) или с помощью кольцевой камеры (рис, 7i33f довании сепарационных устройств очень часто точки ОТ0М давления при определении гидравлических сопротивлений различных высотных геометрических отметках. Не рио, 1 примера показана схема измерения перепадов статичаоКОГИ модели центробежного сепаратора при исследовании на смеси. Расчет гидравлических сопротивлений элементов водится на основании измеренных перепадов статического нове этого расчета лежат уравнения гидростатики, состав ференциального манометра (дифманометра) с учетом положения точек измерения статического давления, и у ли, записываемое для рабочего элемента сепаратора, не KOT0|NM ется гидравлическое сопротивление. Гидравлическое сопротивление сепаратора по ВО1ДУШМ11 (с учетом изменения динамических напоров в сечениях ТОЧВМ тического давления и гидростатической составляющей И1 ния внутри сепаратора) составляет (в Н/м2): ДРвоздух - АРвоздух t Рем,-— ~ Рвоздух ~ ^емРеМ|1| где ДРвоздух — измеренный перепад статического давления ЛО стороне сепаратора, Н/м2; рСМ1 и И/см - соответственно ПМ кг/м3, и скорость потока воздуховодяной смеси во ВХОДНВМ Л1 . м/с; Рвоздух ~ плотность воздуха в сепараторе, кг/м3; IV । » вИВрМтНЙ? сепарированного воздуха в сечении 7—7 верхней камеры, м/в| 0|М|4 плотность столба смеси в сепараторе, кг/м3. Перепад статического давления по воздушной стороне МПй|11ТВ|И Л0И измерении с помощью трубчатого дифманометра выражается В НИМ (в Н/м2) : I hl
Рис. 7.23. Выполнение отборов статическот го давления: 1 — штуцер; 2 — отверстие для отбора давления; 3 — трубопровод; 4 — кольцевая камера Рис. 7.24. Схема измерения перепадов дав- ления на модели центробежного сепа- ратора 1 — входной патрубок; 2 — верхняя ка- мера; 3 — дырчатый щит; 4 — корпус сепа- ратора; 5 — нижняя камера; 6 — сливное устройство ДРвоздух “ (Ррж ~ Рв) "* ^воздухРв)9, (7.22) где АЛ и — разность уровней рабочей жидкости в дифманометре, м; ррж — плотность рабочей жидкости, кг/м3; рв — плотность воды в импульсных трубках, кг/м3; ЛВоздух ~ расстояние между точками отбора статичес- ких давлений, м. По аналогичным формулам определяются: гидравлическое сопротивление дырчатого щита (в Н/м2) ДРд.щ - ДрдТщ + (Рвоздух/2) (И'с2 - JV?), . (7.23) где И^с — подъемная скорость воздуха в сепараторе, м/с; ДрдТщ = кр<7 (при измерении микроманометром), Н/м2; (к — постоянная прибора; п — отсчет по шкале прибора); гидравлическое сопротивление сепаратора по водяной стороне (в Н/м2) ДРвд " ДРвС1 + РСМ1 (Wc2m/2) -Рве (^/2) + НсРвсд, (7.24) где ДРвд = 1ДЛИ (Ррж - Рв> -ЛвРв10, Н/м2; рвс - плотность воды в се- параторе, кг/м3; И<2 — скорость воды в сечении 2 — 2 нижней камеры, м/с; Нс — уровень воды в сепараторе, м; Лв — расстояние между точка- ми отбора статических давлений, м; гидравлическое сопротивление сливного устройства (в Н/м2) ДРдон =ДРдон +РвсМ+ (Рвс/гХИ'в- W}), (7.25) СТ где Дрдон = 1ДЛи (Ррж - Рв) ~Лдрв]р, Н/м2; WB - скорость опускного потока воды в сепараторе перед сливным устройством, м/с. 156
Измерение захвата пара. Для определения захвата пара после сепарато- ров различного типа используются методы материально-теплового балан- са, просвечивания 7-лучами (см. § 7.7) и гидростатического взвешивания столба потока. Использование материально-теплового баланса предпола- гает подачу "холодной" воды для конденсации захваченного пара. Этот метод практически не применим для определения небольших количеств захваченного пара. При небольших массовых захватах пара вместе с отсе- парированной водой, что характерно для различных типов сепараторов при их нормальной работе, измерение истинного объемного паросодержа- ния р в потоке отсепарированной воды проводится гидростатическим методом. Используя уравнение гидростатики для трубчатого дифманометра, уравнение Бернулли для участка измерения и считая рсм = рр" + + (1 — <р)р', получаем следующее выражение для истинного объемного паросодержания у, = АМРрж ~ Рв> ~Н° (Рв ~ Р'-} ± АРпот/Р 100% (7 26) Н0(р’-р") где На — расстояние между точками отбора статического давления, м. Гидравлические потери Дрпот с достаточной точностью можно опре- делить по формуле W» р |7-27’ Знак "плюс" перед Др ставится для подъемного движения и "минус" — для опускного движения. Коэффициент гидравлического сопротивления £ в формуле (7.27) определяется посредством тарировки на воде участка измерения у>. Решая совместно уравнения (7.26) и (7.27), определяем величину <р. Значения приведенных скоростей воДы Wq можно выбрать небольшими по абсолютным значениям, тогда величина ДрПот окажется малой и в ряде случаев ею можно пренебречь. Для конструктора важно знать массовое расходное паросодержание в опускной части контура циркуляции хоп. В качестве расчетной зависи- мости для перехода от к хоп можно рекомендовать следующую фор- мулу [14]: ^> = W”I(W'; + W'0±u*}, (7.28) где И<о и IVq — приведенные скорости пара и воды на измеряемом участ- ке; и* — групповая скорость всплытия пузырей. Авторы работы [14] при выводе уравнения (7.28) не накладывали ни- каких ограничений на величину и направление скоростей фаз. Поэтому данное уравнение справедливо для подъемного и опускного движений среды. Измерение уровня воды. При эксплуатации и экспериментальных ис- следованиях сепараторов необходимо поддерживать уровень воды в опре- деленном положении для обеспечения постоянного режима работы уста- новки. В некоторых экспериментах требуется изменение уровня воды, на- пример, для определения сепарационной характеристики в виде зависи- мости влажности пара или захвата пара от положения уровня. В других ис- 157
выход пора Максималь- ный уровень Г1 Рис. 7.25. Схема гидростатического уровне- мера Мин и паль - ный уровень А А I А Выход воды А* j Вход парово- дяной смеси следованиях высота уровня имеет само- стоятельное значение, как, например, при изучении процессов набухания и характе- ристик переходной зоны в случае барбо- тажа пара через слой жидкости. При этом возникает необходимость измерять физи- ческий уровень, т.е. границу между па- роводяной смесью и паром. Высота фи- зического уровня определяется паросо- держанием водяного объема, тогда как массовый уровень не зависит от этого параметра. Массовым уровнем обычно называют тот уровень жидкости, который имел бы место при нулевом паросодержании смеси в сосуде. Определение сепарационных характеристик и эксплуатации БС, ПГ и кор- пусных реакторов проводятся по фиксации массового уровня воды в названных агрегатах. Наибольшее распространение в экспериментальных работах получили гидростатические измерители массового уровня. В качестве измеритель- ных приборов широко используются жидкостные дифференциальные ма- нометры (дифманометры) типа ДТ, а также мембранные дифманометры типа ДМ в комплекте с вторичными приборами типа ЭПИД, ДС1, ДСР1, КСД. Принципиальная схема гидростатического уровнемера показана на рис. 7.25. К сосуду 4 на отметках максимального и минимального уров- ней воды при помощи импульсных соединительных трубок 1 и 2 подклю- чен жидкостный дифманометр 3. В верхней части трубка 1 имеет несколь- ко витков в горизонтальной плоскости, суммарная длина витков выби- рается исходя из минимального положения уровня в сосуде с таким рас- четом, чтобы вертикальная часть трубки 7 была надежно заполнена водой плотностью ро- Прибор следует заполнять рабочей жидкостью, плотность которой ррж должна быть выше 1000 кг/м3. Чувствительность гидроста- тического уровнемера определяется разностью плотностей рабочей жид- кости и жидкости, заполняющей дифманометр. Уравнение для расчета массового уровня воды имеет вид: и _ но (Ро - р”) - ДЛИ (Ррж - Ро) ,, _п. М м-----------1 п • (7.29) р -р В практике статических исследований имеют дело обычно с дискрет- ным изменением давления. При этом по уравнению (7.29) строят для раз- личных давлений градуировочные зависимости Нм = /(ДЛИ), что позво- ляет оперативно поддерживать требуемый массовый уровень воды. Для эксплуатационного измерения массового уровня воды в БС и ПГ широкое применение получил гидростатический уровнемер по данным ра- боты [99], показанный на рис. 7.26. Он состоит из двухкамерного уравни- тельного сосуда 2, рассчитанного на условное давление 16,0 МПа, бес- шкального мембранного дифманометра (датчика) 4 типа ДМ и вторично- 158
Рис. 7.26. Гидростатический уровнемер с двух- камерным уравнительным сосудом го дифференциально-трансформаторного прибора (на рисунке не показан). В наружной камере уравнительного сосуда, соединенного трубой 7 с паровым прост- ранством БС (ПГ), уровень конденса- та поддерживается постоянным. Внутрен- няя камера сосуда, открытая сверху, соединяется трубой 6 с водяным прост- ранством барабана, в котором измеряет- ся уровень. Уровень воды в этой камере соответствует уровню воды в барабане. Давление столбов воды наружной и внут- ренней камер уравнительного сосуда пе- редается по соединительным трубкам 3 и 5 нижней и верхней полостям дифмано- метра. Применение двухкамерного урав- нительного сосуда позволяет частично выравнять температуру находящей- ся в ней воды, что повышает точность измерения. В зависимости от преде- лов измерения уровня база двухкамерного уравнительного сосуда имеет различные значения. При установке гидростатических уровнемеров важным является пра- вильный выбор отбора статических давлений. Между точками отборов давлений не должно быть каких-либо гидравлических сопротивлений, так как последние должны учитываться в расчетных уравнениях для опреде- ления уровня. Однако необходимо учитывать то обстоятельство, что точ- ный учет такого гидравлического сопротивления весьма затруднителен. Поэтому, например, в БС реактора РБМК в целях исключений влияния погруженного дырчатого щита на измерение массового уровня нижний отбор статического давления уровнемеров выполнен с пластины дырча- того щита. Специально проведенными экспериментами было показано, что такое выполнение отбора давления по сравнению с отбором давления со стенки корпуса БС не вносит погрешности в измеряемый уровень. Определенным недостатком гидростатических .уровнемеров является зависимость их показаний от давления и изменения температуры по высо- те уравнительного сосуда. Внешняя поверхность уравнительного сосуда должна быть покрыта тепловой изоляцией. Измерение физического уровня имеет практический и теоретический интерес. Наиболее просто можно измерять физический уровень кипящей жидкости в сосуде с прозрачными стенками, выполненными из стекла или плексигласа, или через специально изготовленные вставки в металличес- ком корпусе для проведения визуальных наблюдений. Однако таким об- разом физический уровень легко измерять только при низком или ат- мосферном давлениях, например при выполнении исследований на возду- ховодяной смеси с прозрачными моделями сепараторов. Измерение физи- ческого уровня при высоком давлении стало возможным только в пос л ед- 159
Рис. 7,27. Конструкция (а) и осцилло- грамма (6) тахометрического расходо- мера: / — прямой ток воды; // — обратный ток воды 7 /VWWWI - ШШ, <> ние годы, когда широкое распространение получил метод радиактивно- го просвечивания >-лучами (см. § 7.7). Определение малых скоростей и направлений потока жидкости являет- ся насущной задачей при исследованиях вопросов гидродинамики в паро- генерирующем оборудовании АЭС. В корпусных реакторах кипящего типа с естественной циркуляцией следует знать скорость и направление в эле- ментах контура циркуляции. В БС реакторов РБМК необходимо обеспе- чить слив воды в полость между закраиной погруженного дырчатого щита и корпусом барабана. В горизонтальных ПГ ВВЭР для расчета внутрикор- пусной циркуляции также необходима постановка измерений скоростей потока по межсекционным коридорам. Для выполнения такого рода измерений применимы специальные тахо- метрические расходомеры с магнитно-индукционной системой пере- дачи импульса [100]. Такие расходомеры, разработанные в ЭНИН им. Г.М. Кржижановского, обладают высокой чувствительностью, малой инерционностью и приемлемым ресурсом (до 1500 ч). Тахометрический расходомер (рис. 7.27, а) состоит из корпуса 1, двух траверс с опорно- упорными подшипниками 6, ротора 2 с двухлопастной крыльчаткой, кото- рый вращается в указанных подшипниках. Материалами для подшипни- ков служат в зависимости от параметров рабочей среды агат, корунд или рубин. На корпусе в прочной оболочке 3 установлены катушка 5 с двумя цилиндрическими магнитами, один иэ которых — 4 — размещен в центре катушки, а другой (на чертеже не виден) — на ее периферии снаружи об- мотки. Такое размещение магнитов позволяет определить направление вращения ротора и, следовательно, направление движения потока. Враще- ние ротора вследствие воздействия на крыльчатку набегающего потока вызывает изменение магнитного потока через сердечник в момент про- хождения лопасти мимо магнита и наводит, таким образом, в катушке индуктивности переменную ЭДС с частотой, пропорциональной скорости вращения ротора. Внутренняя полость оболочки 5 сообщается с атмосфе- рой через трубку (на рисунке не показана), привариваемую к первой. Трубка служит для подвода провода к осциллографу. В качестве обмотки катушки применяется провод марки МГТФ диаметром 0,18 — 0,2 мм. Для регистрации параметров расходомера может быть использован шлейфо- вый осциллограф Н-115. Ротор выполняется в виде тонкой оси. Лопасти на нем устанавливаются под углом 45° к потоку жидкости. Масса такой крыльчатки незначительна и для расходомеров, диаметр проходного сече- ния которых составляет 35 мм, не превышает 1,5 г. Лопасти ротора вы- полнены из магнитомягкого материала — пермаллоя. Все остальные метал- 160
лические детали расходомера изготавливают из нержавеющей стали мар- ки 1Х18Н9Т. Измеряемыми параметрами тахометрического расходомера являются частота и профиль электрического сигнала. Абсолютные значения скорос- ти потока жидкости определяются по частоте пульсирующего тока’в элек- трической цепи, а направление — по характеру пульсаций. На осциллограм- ме, приведенной на рис. 7.27, б, видно, что при прямом токе воды вначале идет малый всплеск сигнала, соответствующий проходу крыльчатки через периферийный магнит, а затем большой всплеск сигнала — при проходе лопасти через центральный магнит. При обратном токе воды первоначаль- но появляется большой сигнал, а затем малый. Скоростная характеристика расходомера — зависимость частоты элект- рических сигналов, равных удвоенному числу оборотов крыльчатки, от скорости потока — имеет прямолинейный характер при прямом и обрат- ном токах жидкости. Скорость трогания ротора для расходомера диамет- ром 35 мм, т.е. та минимальная скорость потока воды, при которой вра- щение крыльчатки становится устойчивым, равна примерно 0,03 м/с. Уравнение скоростной характеристики записывается в виде w = A + Bp, (7.30) где w — скорость потока жидкости, м/с; v — частота сигнала, с-1; А и В — постоянные коэффициенты. Численные значения коэффициентов А и В этого уравнения определяются посредством тарировки. По данным рабо- ты [100] для расходомера диаметром 35 Mryi А = 0, В = 0,0334; для расхо- домера диаметром 10 мм А =0,03, В = 0,0094. Испытания тахометрических расходомеров в потоке воды с температу- рой от 20 до 320 °C показали, что их конструкция обладает достаточно большим сроком соужбы. Скоростная характеристика остается стабиль- ной во времени. Она допускает большой диапазон измерения скорости — от 0,03 до 1,5 м/с; постоянная времени равходомеров равна 0,05 — 0,001 с; погрешность измерения составляет ± 0,25 — 1,5 %. Рассмотренный измеритель значений и направлений малых скоростей потока может быть использован как при стендовых исследованиях, так и при промышленных испытаниях. § 7.7. Применение у-иЗлучения Применительно к паросепарационным процессам радиоизотопные мето- ды используются, как упоминалось, при определении влажности пара и по- ложения уровня воды. Кроме того, радиоизотопный метод, основанный на измерении поглощения излучения в среде, применяется для изучения гидродинамики двухфазного слоя при барботаже и для определения паро- содержания в опускных каналах после сепарационных устройств (захвата пара). Ввиду того что объект исследования и источник излучения, как пра- вило, разделены между собой металлическими стенками, обычно приме- няется у-излучение, обладающее большой проникающей способностью. В том случае, если требуется знать локальное значение паросодержания или получить эпюру его изменения, используют узкий пучок у-излучения. Для измерения среднего паросодержания, например в опускном трубопро- воде после сепаратора, применяется широкий пучок у-изучения. На рис. 7.28, а, б приведена схема установок для определения локаль- ных и средних значений истинного паросодержания. Источник и счетчик 161
Рис. 7.28. Схема установок для определения локальных (а) и средних (6) значений истинного объемного паросодержания: 1 — контейнер; 2 — гамма-источник; 3 — объект просвечивания; 4 — контейнер счетчика; 5 — счетчик 7-излучения помещаются в свинцовые контейнеры, которые жестко фик- сируются один относительно другого. Форма пучка 7-излучения создает- ся посредством определенной геометрии выходного канала в свинцовом контейнере источника. В контейнере счетчика имеются соответствующие приемные отверстия. Перед началом опытов проводится тарировка установки при заполне- нии исследуемого объекта средой, коэффициент ослабления 7-излучения в которой известен. Если тарировка производится на воздухе, расчетная формула имеет вид [101] : Ро "см — "ф р' <Р = —;--Т,-----in -------, (7.31) (р -Р )рох "т— "ф.т Р-Р где ро — плотность воды при температуре 20 °C, кг/м3; р , р" — плотность воды и пара на линии насыщения, кг/м3; д0 ~ коэффициент поглощения 7-излучения в воде при температуре 20 °C, см-1; х — длина просвечива- емого слоя, см; лсм — число импульсов, регистрируемых счетчиком при заполнении объекта пароводяной смесью, имп./мин; пт — число импуль- сов при тарировке, имп./мин; /?ф, Лф т — число импульсов, обусловленное фоном счетной трубки в рабочих и тарировочных условиях, имп./мин. При неизвестной длине просвечиваемого слоя проводят две тарировки. Для тарировок удобно использовать фазы, из которых состоит исследу- емая среда. В этом случае расчетная зависимость существенно упрощает- ся и имеет вид: , "см - "ф / . "п - "ф.Т1 = In---------— ' In------------- . (7.32) "т2 - "ф.т2 / "т2 - Лф.т2 Формулы (7.31) и (7.32) справедливы для узкого пучка 7-излучения. В случае применения широкого пучка число отсчетов зависит не только от объемного соотношения фаз, но и от структуры двухфазного потока. В ра- боте [102] проделаны соответствующие расчеты и показано, что в случае круглых труб диаметром менее 50 мм для всех форм течения двухфазно- го потока существует практически однозначная линейная зависимость "см/"" от ‘/’ср ("см и "" — число импульсов соответственно при работе на пароводяной смеси и на паре). При больших диаметрах трубы структура потока начинает сказываться заметнее, причем наибольшее отличие имеет место для расслоенного потока (рис. 7.29). На практике в связи с линей- ной зависимостью между <^ср и псм1п" обычно проводят две тарировки измерительной установки; при </>ср = 0 и <^ср = 1. По полученным точкам проводят прямую линию, которая связывает величины псм1п" и <р. Макси- 162
Рис. 7.29. Зависимость расчетных значений псм1п" от Фер ПРИ различных значениях d для р = 0,1 МПа и До = 0,065 см-1 для рас- слоенного режима течения (вдоль на- правления просвечивания, сплошная ли- ния) и для эмульсионного режима тече- ния (штриховая линия) мальная абсолютная погрешность определений (Дм Щ ЯЩММЮ** б^И этом 0,05. Исследования полноразмерных сепарациойНЫМ уйНфЙИф Mt** водят на экспериментальных установках о прИММЙИШ ШЦВвННМЫй барабанов большого диаметра. В этом случи В Ц*ММ УМИЙММИИй ЙИ1ИЙ ности источника излучения необходимо осущМТММ* MIMN НйНвйИе стенок барабана по месту просвечивания либо рМПбМНМ ИЙОШМ* Й*ЛУ чения внутри барабана. Схема гамма-установки с расположением И0Т0ЧМИМ1 BMVflN МрВЯйНа внутренним диаметром 740 и толщиной стемКЙ 100 ммк вййиимнная на экспериментальном стенде филиала ВНИИАЭС, ОНИв НПО "ыИ|ШИЯ", показана на рис. 7.30. Источник излучения *<>С0 INfMBMWVMO М МКи, заключенный в ампулу из нержавеющей стали, МрвММНвИМ ПН УруПа внутренним диаметром 14 мм с помощью стального TfMMMi АМПуМ ВЫНОП нена съемной и соединена с тросом с помощью ОПециаййИйГй ПврвИНАНИ ка. Труба для перемещения источника установлен* ЙНуТЦИ Й|МЙИе И П|Н> ходит на расстоянии 70 мм от его осй. Наружный ИОНВЦ N ЙЫЙвД1Ж Ч«|И»я корпус барабана, а внутренний конец заглушен. Вертикальное перемещение источника осущеОТВЛЯОТМ |ЮЙЙ|Н1Ий11ЫМ электродвигателем, установленным на раме. УСИЛИВ ВТ •MKI'IMABHieie ля передается через редуктор приводному винту, MB KBVBJNM ММ|ЮННен трос для перемещения гамма-источника. Аналогичным обрвВКМ перем» щается каретка, на которой смонтирован контейнер К ОЧвУЧИМОМ, Дни исключения возможности движения приводного ВИНТ! ПО инерции ппинп остановки электродвигателя в системах перемещения контейнера пче<чи ка и источника установлен тормоз, срабатывающий при уотеновие пч«н чика и источника на позиции. Управление приводом ИОТОЧНИяе и пч»1 чика проводится дистанционно с помощью системы фиксации и овептой сигнализации положения источника и счетчика. Пленки 0 оиотемой кон тактов сигнализации закреплены на рамках приводе ИОТОЧНИке и пч»1 чика. Механизм перемещения и система управления поеволнкл фикоиро вать положение источника и счетчика через каждые ВО мм по иьнкно. Для регистрации потока 7-излучения использовался геаораярпдный счетчик ВС-14 и пересчетное устройство ПП-15а. В свяеи о orcytcmneM жесткой связи системы источник — счетчик и относительно большом уда- лении счетчика от источника была принята схема установки счетчика пер- пендикулярно к потоку 7-излучения как менее требовательной к юсти- ровке. Коллиматор счетчика представлял собой прямоугольную щель в защитном слое свинца толщиной 90 мм, высота которой соответствова- ла диаметру применяемого счетчика и была равна 20 мм, а длина опреде- лялась необходимым уровнем счета и составляла 70 мм. Достаточная тол- щина свинцовой защиты предотвращала регистрацию рассеянного 7-из- 163
2 RkOO R^OO 3 7 11 10 A-A Рис. 7.30. Схема гамма-уста- новки с расположением ис- точника внутри барабана: 1 — привод гамма-источ- ника; 2 — изоляция; 3 —ба- рабан; 4 — труба; 5 — при- вод счетчика; 6 — погру- женный щит; 7 — контей- нер счетчика; 8 — ампупа; 9 — гамма-источник; 10 — переходник; 11 — трос; 12 — рама 1,0 о 1& 1,2 в(рх') 1,6 - 0,5 1,0 1,5 2,0 /IX Рис. 7.31. Эксперименталь- ная зависимость фактора на- копления от значения лучения, несущего информацию из слоев ниже просвечиваемого и вы- ше него. В .связи с тем что на некоторых отметках просвечиваемый слой не был однороден и включал участки без паросодержания, тарировка на двух сре- дах не позволяла исключить из расчетной формулы длину просвечивае- мого слоя. Поэтому расчетная формула по определению была построена на основе одной тарировки на воздухе и для однородного просвечиваемо- го участка имела вид: Ро <Р ~ ;---г,--- (р-р )Ро* а при наличии также участка без паросодержания имела вид: Ро Г. "см ~ "ф 1 <Р = ----77.--- 1п -------------1п В (Мем*) + (р -р ;gox L "т - "ф.т J + р х + Х1 р-р" х (7.33) (7.34) 164
где х и Xi — длина просвечиваемого слоя соответственно с паросодержа- нием и без него (</> = 0); В (Дем*) = в{[д"<£ + д'(1—<р)] *} — фактор накопления. Появление фактора накопления обусловлено применением широкого пучка 7-излучения, линейный коэффициент ослабления которого меньше, чем для узкого пучка [101]. Фактор накопления определялся экспери- ментально по всем просвечиваемым позициям на воде, аоздухе при р = = 0,1 МПа, а также на насыщенной воде и паре при давлениях 1,67; 3,5 и 6,85 МПа. Зависимость усредненных по позициям значений фактора на- копления от величины рх приведена на рис. 7.31. Эта зависимость для рассматриваемого интервала значений рх с достаточной точностью может быть принята линейной. При постоянных значениях давления и длины просвечиваемого слоя она может быть представлена как функция только истинного объемного паросодержания </>• Для давления 6,85 МПа и х = = 3,46 м, например, В (ДсмХ) = В (<р) = 1,64 - 0,60 sp. (7.35) Практический расчет истинного объемного паросодержания проводился посредством графического решения уравнений (7.33), (7.34) с использо- ванием уравнения (7.35). СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Александров А.П., Доллежаль Н.А. Развитие уран-графитовых канальных реак- торов в СССР. — Атомная энергия, 1977, т. 43, выл. 5, с. 337. 2. Петросьянц А.М. Проблемы атомной науки и техники. М., Атомиздат, 1979. 3. Доллежаль Н.А., Емельянов И.Я. Канальный ядёрный энергетический реак- тор. М., Атомиздат, 1980. 4. Доллежаль Н.А., Батуров Б.Б., Булкин Ю.М. и др. Некоторые научно-техничес- кие итоги деятельности института. — Вопросы атомной науки и техники. Сер. Физика и техника ядерных реакторов, 1978, выл. 1 (21), ч. 1, с. 3. 5. Карасев В.Б., Агеев А.Г., Козлов Ю.В. Развитие сепарационных систем АЭС с корпусными кипящими реакторами. — Атомная техника за рубежом, 1974, № 7, с.11. 6. Козлов Ю.В. Развитие конструкций сепарирующих устройств парогенераторов и кипящих реакторов АЭС с водо-водяными реакторами. — Теплоэнергетика, 1969, № 1, с. 85. 7. Дубровский И.С., Агеев А.Г. Гидродинамика погруженных дырчатых щитов. — Теплоэнергетика, 1974, № 8, с. 62. 8. Стырикович М.А., Сурнов А.В., Винокур Я.Г. Экспериментальные данные по гидродинамике двухфазного слоя. — Теплоэнергетика, 1961, №9, с. 56. 9. Дементьев Б.А., Лепилин Р.С., Логинов А.А. Исследование гидродинамики бар- ботажа при больших высотах пароводяной смеси. — Научн. докп. высш, школы. Энергетика, 1959, № 2, с. 251. 10. Кутателадзе С.С., Стырикович М.А. Гидродинамика газожидкостных систем. М., Энергия, 1976.. 11. Батищев В.И., Ларченко В.А. О предельных нагрузках котельных барабанов малого диаметра с барботажной паросепарацией при работе на водах высоких соле- содержаний. — Теплоэнергетика, 1974, №8, с. 64. | 12. Маргулова Т.Х. Методы получения чистого пара. М., Госэнергоиздат, 1955 13. Стерман Л.С. Обобщение экспериментальных данных по барботажу пара че- рез жидкость. — Журн. техн, физики, т. XXVI, 1956, вып. 7, с. 1519. 14. Лабунцов Д.А., Корнюхин И.Л., Захарова Э.А. Паросодержание двухфазного адиабатного потока в вертикальных каналах. — Теплоэнергетика, 1968, № 4, с. 62. 165
15. Филимонов А.И., Пржиялковский М.М., Дик Э.П., Петрова И.Н. Удельные движущие напоры в трубах со свободным уровнем при давлениях от 17 до 180 ата,— Теплоэнергетика, 1957, № 10, с. 22. 16. Панасенко М.Д., Козлов Ю.В. Исследование гидродинамики водяного объема и сепарационных характеристик парового объема при берботаже. — Теплоэнергетика, 1963, №1, с. 46. 17. Стырикович М.А., Сур нов А.В. Относительно некоторых зависимостей для пе- реходной области динамического двухфазного слоя. — Теплоэнергетика, 1962, № 4, с. 77. 18. Стерман Л.С., Лепилин Р.С. К вопросу определения истинного уровня при бар- ботаже пера через жидкость. — Теплоэнергетика, 1960, № 1, с. 45. 19. Дементьев Б.А., Лелилин Р.С., Логинов А.А. Исследование гидродинамики во- дяного объема в условиях больших высот барботажного слоя. — Научные доклады высшей школы. Энергетика, 1959, № 2, с. 263. 20. Батищев В.И. Некоторые модели гидродинамики двухфазных газожидкост- ных систем в парогенераторах и аппаратах промышленной теплотехники. — Энерго- машиностроение, 1971, №9, с. 20. | 21. Кружилин Г.Н. Теория уносе и сепарации влаги в паровых котлах. — Совет- ' ское котлотурбостроение, 1945, № 1, с. 11, №4, с. 21. 22. Стерман Л.С., Антонов А.Я., Сурнов А.В. Исследование качества пара при дав- лении 185 ата. — Теплоэнергетика, 1957, №3, с. 17. 23. Кружилин Г.Н. Зависимость допустимой нагрузки парового объема котла от давления. — Изв. АН СССР. Отдел технич. наук, 1951, № 7, с. 1106. i 24. Стерман Л.С. К теории паросепарации. — Журн. техн, физики, 1958, т. XXVIII, вып. 7, с. 1562. 25. Козлов Ю.В., Титов В.Ф., Карасев В. Б. и др. Использование оседительной сепа- рации влаги в парогенераторах АЭС и методы ее расчета. — Теплоэнергетика, 1978, № 9, с. 61. i 26. Агвев А.Г., Дубровский И.С., Карасев В. Б. и др. Исследование вертикального 1 жалюзийного сепаратора в сочетании с предвключенйым паровым объемом. — Тепло- энергетика, 1979, № 2, с. 39. , 27. Стырикович М.А., Мартынова О.И., Миропольский З.Л. Процессы генерации пара на электростанциях. М. — Л., Энергия, 1969. 28. Агеев А.Г., Дубровский И.С., Карасев В.Б. и др. Распределитель пара берабан- ного парогенератора. Авт. свид. СССР №787778. — Официальный бюл. ГК СМ СССР по делам изобретений. Открытия, изобретения, промышленные образцы, товарные знаки, 1980, № 46. 29. Идельчик И.Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. М., Гос- энергоиздат, 1960. 30. Щукин В.К. Теплообмен и гидродинамика внутренних потоков в полях массо- вых сил. М., Машиностроение, 1970. 31. Маргулода Т.Х. Расчет и проектирование парогенераторов атомных электро- станций. М., Госэнергоиздат, 1960. 32. Лойцянский Л.Г. Механика жидкости и газа. М., Наука, 1970. 33. Нестов Р.Н. Гидроциклоны. М., Машиностроение, 1967. 34. Берма нт А. Ф. Курс математического анализа, ч. II, М. — Л., Физматгиз, 1959. 35. Левич В.Г. Физико-химическая гидродинамика. М., Изд-во АН СССР, 1952. 36. Франк-Каменецкий Д.А. О движении пузырей и капель. Труды НИИ-1, Изд-во Народного комиссариата авиац. пром., 1946, № 7, с. 15. 37. Дементьев В.А., Мойрер М., Скачек М.А., Кривов И.В. Исследование генера- ционного устройства с осевым подводом газожидкостной смеси. — Теплоэнергети- ка, 1972, №3, с. 25. 38. Идельчик И.Е. Справочник по гидравлическому сопротивлению фасонных и прямых частей трубопроводов. М., ЦАГИ, 1950. 39. Моен Р.Х., Кудирка А.А., Фитцсимменс Г.В., Бурлей Е.Л. Достижения в разра- ботке сепарационных устройств кипящих реакторов. — ЭИ ВИНИТИ АН СССР. Сер. Теплоэнергетика, 1970, №32, с. 1. 40. Patent West Germ v, N 1526968, 13d26, опубл. 1971. 166
41. Franzman К., Konstruktion, Fertigung und Montage von OemHvMWVW nebsokonomie. H. 8 - 10, Aug. 1972. 42. Карасев В.Б., Агеев А.Г., Серов И.Т., Дубровский И.С, Э следование пароводяного сепаратора с осевым подводом ПОТОМ, науки и техники. Сер. Реакторостроение, 1973, вып. 4, с. 47. .____ 43. Бузников Е.Ф. Циклонные сепараторы в паровых котлвХ. Мч ВМММЬ 44. Grabener К-Н. Betriebsverhalten des Fallzyklons zur DampfMINV^VNINm' • Brennstoff-Warme-Kraft, 1972, Bd 24, N 5, S. 196. 45. Агеев А.Г., Карасев В.Б., Ильин А.М. Исследование цантробМИИЫМЙМНМЬ ров в контуре принудительной циркуляции. — Энергомашиностроение lifli Р fТ| с. 22. 46. Бузников Е.Ф. Анализ работы и выбор типа, размеров вертикМЬИЬМ МИфФ бежных сепараторов пара. — За экономию топлива, 1951, № 10, с. 8, 47. Лабинский Ю.В. Определение предельной нагрузки центробежном MNMMfl ратора по денным испытаний модели низкого давления. — ТеплоанаргММИ^ №1,с. 22. 48. Агеев А.Г., Карасев В. Б., Дубровский И.С., Карасев Э.К. Центробежный ИМ1 ратор. Авт. свид. СССР №397713. — Официальный бюл. ГК СМ СССР ПО МММ ИМ* ретений. Открытия, изобретения, промышленные образцы, товарные анаМИ* ifflb №37. 49. Дементьев Б.А., Логинов А.А., Рабов В.М. Исследование циклонного МММ* тора в контуре естественной циркуляции. — Теплоэнергетика, 1961, № б, 0. 62. 50. Kutsch G.C., Swanson D.H., Yaut H.W. - Докл. ACNP-62006. 51. Patent USA № 3614863, 55 - 452, опубл. 1971. 52. Поздеев A.B. Судовые атомные энергетические установки. Л., Судостроение, 1964. 53. Алешин В.С.'Саркисов А.А. Энергетические ядерные реакторы. Л., СудпрОМ* гиз, 1961. 54. Patent France № 1189249, G21, опубп. 1959. 55. Patent USA № 3185630, 176-54, опубл. 1965. 56. Шенк Н„ Майер А., Пиккепь Е. Опыт пуска и эксплуатации парогенераторов АЭС Obrigheim, ФРГ. — ЭИ ВИНИТИ АН СССР. Сер. Теплоэнергетика, 1971, № 38, с. 15. 57. SGHWR advanced economic ans simple. — Nucl. Engng, 1966, vol. 11, N 121, p. 468. 58. Козлов Ю.В. Пути повышения удельных нагрузок сепарирующих устройств мощных парогенераторов. — Тр. ЦКТИ, Л., 1971, вып. 108, с. 59. г 59. Сорокин ЮЛ. Исследование жалюзийных сепараторов. — Энергомашино- строение, 1961, № 2, с. 5. W60. Козлов Ю.В., Эскин Н.Б. К вопросу расчета критической нагрузки сепарато- ров. — Теплоэнергетика, 1964, № 2, с. 57. 61. Кутателадзе С.С. Теплопередача при конденсации и кипении. М. — Л., Машгиз, 1952. 62. Стерман Л.С. Исследование работы жалюзийного сепаратора при различных давлениях. М. — Л., Машгиз, 1954. V 63. Сорокин ЮЛ. О применении жалюзийных сепараторов во внутрибарабвнных устройствах паровых котлов. — Энергомашиностроение, 1962, № 4, с. 11. 64. Кутателадзе СС„ Сорокин Ю.Л. О гидродинамической устойчивости некото- рых газожидкостных систем. — В кн.: Вопросы гидравлики и теплообмена в двух- фазных средах. М. — Л., ГЭИ, 1961, с. 315. f 65. Панасенко М.Д, Козлов Ю.В. Исследование сепарирующих устройств для мощных барабанных котлов. — Теплоэнергетика, 1962, №8, с. 69. 66. Козлов Ю.В. Осушители пера и их использование в различных аппаратах на АЭС. —Труды Всесоюз. теплотехн. НИИ, 1974, вып. 2, с. 111. 67. Агеев А.Г., Дубровский И.С, Карасев В,Б., Серов И.Т. Исследование сепара- ционной схемы с жалюзийным сепаратором вертикального типа. — Вопр. атомной науки и техники. Сер. Реакторостроение, 1973, вып. 2, с. 37. 68. Бурлей Е.Л. Характеристики внутрикорпусной сепарационной системы реак- тора с кипящей водой. — ЭИ Сер. Теплоэнергетика, 1970, № 40, с. 16. 187
69. Эллиот В., Мэксон Р„ Никсон В., Мерри мен Дж. Дрезденская атомная электро- станция (Докл. № 2372, Женева). — Атомная техника за рубежом, 1959, № 1, с. 44. 70. Patent France №2045854, G21c, опубд. 1971. 11. Лер Е„ Поллак Г. Сепарация пара в кипящих реакторах фирмы AEG—Tele- funken. — ЭИ ВИНИТИ АН СССР. Сер. Теплоэнергетика, 1972, № 7, с. 11. 72. Kornbichter Н., Ringeis W. Das 800-MW-Kernkraftwerk Brunsbuttel. — Atomwirt schaft— Atomtechnik, 1970, Bd 15, N 4, S. 191. 73. Холодовский Г.Е., Агеев А.Г., Дубровский И.С и др. ПароЬепаратор, аат. свид. СССР № 263601. — Официальный бюп. ГКСМ СССР по депам изобретений Открытия, изобретения, промышленные образцы, товарные знаки, 1970, № 8. 74. Агеев А.Г., Дубровский И.С., Бепов В.И., Байняшкин В.Д. Эксперименталь ное исследование секции центробежно-пленочного сепаратора. — В кн.: Инженерные проблемы тепловых и атомных электростанций. М., изд. ЭНИН, 1974, с. 73. 75. Нормативный метод гидравлического расчета паровых котлов, вып. 33 т. 1, Л., ЦКТИ - ВТИ, 1973, с. 64. 76. Балдина О.М., Байтина Ц.М. Изучение сноса пара в опускные трубы. — Тепло энергетика, 1962, № 4, с. 24. 77. Сарыгин А.П., Соколов И.Н., Куликов Е.В. и др. Некоторые вопросы гидроди намики кипящего корпусного реактора. — Атомная энергия, 1971, т. 30, вып. 4 с. 350. 78. iskenderian е.а. A performance characteristics of the experimental boiling water reactor from 0 to 100 MW(t). Operating experience with power reactors. Vol. I. Interna- tional Atomic Energy Agency, Vienna, 1963. 79. Крамеров А.Я., Шевелев Я.В. Инженерные расчеты ядерных реакторов. М., Атомиздат, 1964. ВО. Petrick М. A Study of Carry—Under Phenomena in Vapor Liquid Separation. — AIChE J., vol. 9, N 2, March 1963, p. 253. B1. Prins C.A. Aspects of Two-Phase Gas-Liquid Separation Related to Nuclear Steam Supply Systems, Sept. 1971. B2. Балдина O.M., Байтина Ц.М. Захват пара в опускные трубы паровых котлов. — Труды ЦКТИ, 1965, вып. 59, с. 23В. ВЗ. Moen R.H. Radial Vane Separator Development, Final Rep., Phase II. GEAR-5655, July 1968. B4. Карасев В.Б., Буланков Ю.В., Глазков O.M. и др. Результаты эксперименталь- ного исследования некоторых элементов внутрикорпусных устройств блок-сепара- торов. — Вопр. атомной науки и техники. Сер. Физика и техника ядерных реакторов, 197В, вып. 1 (21),ч. 2, с. 45. В5. Осокин Г.В., Дубровский И.С., Карасев В.Б., Сафонов В.К. Эксперименталь- ное исследование утечек пароводяной смеси через гладкие кольцевые щели. — В кн.: Инженерные проблемы тепловых и атомных электростанций, вып. 54, М., изд. ЭНИН, 197В, с. В2. В6. Карасев В.Б., Агеев А.Г., Дубровский И.С. и др. Исследование сепарационных характеристик макета вертикального сепаратора с встроенным турбонасосом. — В кн.: Инженерные проблемы тепловых и атомных электростанций, вып. 54, М., изд. ЭНИН, 1978, с. 93. В7. Сорокин Ю.П., Бачило Л.Л., Демидова Л.А. и др. Критическая скорость по сно- су пузырей нисходящим потоком жидкости. — Энергомашиностроение, 1976, №3, с. 1. В8. Овчинников Ф.Я., Воронин Л.М., Титов В.Ф. и др. Результаты теплохимичес- ких испытаний парогенераторов на Ново-Воронежской АЭС. ГР. ЦКТИ, вып. 10В, Л., 1971, с. 109. В9. Галецкий Н.С., Гришаков В.И., Титов В.Ф. и др. Исследование работы пароге- нераторов на АЭС. — Теплоэнергетика, 1973, № 2, с. 2. 90. Гришаков В.И., Титов В.Ф., Таранков Г.А., Супрунов В.Г. Конструкции паро- генераторов с естественной циркуляцией для циркуляционных петель большой мощности. Тр. ЦКТИ, вып. 10В, Л., 1971, с. 14. 91. Волков А.П., Кепин Г.Е., Рандин В.Н. и др. Испытание промежуточных сепара- торов-пароперегревателей турбины К-220-44/3000 на Кольской АЭС. — Теплоэнерге- тика, 1977, № 7, с. 2В. 168
92. Стырикович М.А., Резников М.И. Методы экспериментального изучения про- цессов генерации пара. М., Энергия, 1977. 93. Карасев В.Б., Каменьщиков Ф.Т., Агеев А.Г., Карасев Э.К. Приближенное фи- зическое моделирование центробежных паросепараторов с тангенциальным входным патрубком. — Вопр. атомной науки и техники. Сер. Реакторостроение. 1973, вып. 2, с. 16. 94. Маргулова Т.Х., Дементьев Б.А. Исследование набухания при барботаже пара через воду в зависимости от давления. — В кн.: Внутрикотловые физико-химичес- кие процессы. Изд-во АН СССР, 1957, с. 113. 95. Можаров Н.А., Панасенко М.Д Результаты тарировки устройств по отбору проб пара. — Электрические станции, 1959, № 3, с. 2В. 96. Осокин Г.В., Дубровский И.С. Проточный калориметр для изменения влаж- ности пара при высоких давлениях. — В кн.: Инженерные проблемы тепловых и атомных электростанций. Вып. 20, М., изд. ЭНИН, 1979, с. 145. 97. Панасенко М.Д., Гопубев Б.П. Исследование дроссельного калориметра для определения влажности пара. — Изв. вузов. Сер. Энергетика, 1961, № 11, с. 95. 9В. Преображенский В.П. Теплотехнические измерения и приборы. М., Энергия, 197В. 99. Мурин Г.А. Теплотехнические измерения. М., Энергия, 196В. 100. Дубровский И,С., Калмыков И.И. Гидродинамические вертушки для измере- ния скорости движения жидкости. —Теплоэнергетика, 1967, №9, с. 91. 101. Резников М.И., Миропольский З.П. Радиоизотопные методы исследования внутрикотловых процессов. М„ Энергия, 1964. 102. Миропольский З.Л., Шнеерова Р.И. Измерение объемного паросодержания в парогенерирующих элементах с помощью гамма-просвечивания. — В кн.: Труды Все- союзной научно-технической конференции по применению радиоактивных и стабиль- ных изотопов и излучений в народном хозяйстве и науке. Теплотехника и гидродина- мика. Т. IV. М.— Л., Госэнергоиздат, 195В, с. 8В. НТВ НТУУ "КПГ ишиии 1113160