蒸汽發(fā)生器設計說明書二師兄

1、哈爾濱工程大學本科生課程設計（三）蒸汽發(fā)生器設計說明書姓 名： 李金珂學 號： 2010151928院系名稱： 核科學與技術學院專業(yè)名稱： 核工程與核技術指導教師： 谷海峰2013年11月前 言在壓水堆核電機組中，蒸汽發(fā)生器作為反應堆冷卻劑系統(tǒng)（一回路系統(tǒng)）和蒸汽與動力轉換系統(tǒng)（二回路系統(tǒng)）的樞紐，是核電機組運行的關鍵設備之一。一方面，二回路系統(tǒng)中的水在蒸汽發(fā)生器中通過換熱分離得到的干燥蒸汽，是推動汽輪機組發(fā)電的直接動力，因此蒸汽發(fā)生器產生蒸汽的品質是影響核電站功率與效率的主要因素。另一方面，蒸汽發(fā)生器也是阻隔一回路系統(tǒng)中放射性換熱介質的重要屏障，對核電設施的安全運轉起著決定性作用。然而，蒸汽

2、發(fā)生器體積龐大，結構復雜，制造要求嚴格，技術密集程度高，從設計和制造兩方面都堪稱當代熱交換器技術的最高水平。從設計的角度來看，蒸汽發(fā)生器的結構和參數，必須在安全的前提下，保證提供給核電機組在任何運行工況下所需要的符合規(guī)定品質要求的蒸汽量，并適當地改善各個環(huán)節(jié)的技術經濟指標。首先，蒸汽發(fā)生器的設計選材和結構尺寸必須以絕對安全為目標，排除任何可能加速老化、腐蝕的因素，保證一回路系統(tǒng)和二回路系統(tǒng)在運行過程中的完全隔離。另外，蒸汽發(fā)生器的容量應最大限度地滿足功率負荷的需要，并確保產生蒸汽的純度。同時，蒸汽發(fā)生器的設計應該簡單緊湊，應以便于制造、便于安裝、便于發(fā)現并排除故障、便于清潔維護為著眼點，提高蒸

3、汽發(fā)生器在制造和運行過程中的經濟性。因此，蒸汽發(fā)生器的設計對壓水堆來說是非常具有挑戰(zhàn)性的課題。本次課程設計針對立式U型管自然循環(huán)蒸汽發(fā)生器進行一系列的設計，包括熱力設計計算、水動力設計計算、結構設計和強度設計，并繪制蒸汽發(fā)生器總圖及部件圖。依據本次課程設計的目標、設計過程及設計結果，編制此說明書以對此次課程設計進行較為詳盡的說明。在課程設計過程中，曾得到孫中寧老師的詳細講解、得到谷海峰老師、丁銘老師的耐心指導，在此深表感謝。由于時間緊迫以及蒸汽發(fā)生器設計的復雜性，加上本身能力所限，本設計中不足之處在所難免，希望各位讀者批評指正。李金珂2013.11目 錄目 錄.1第一章 緒 論第一節(jié) 蒸汽發(fā)生

4、器概述.2第二節(jié) 蒸汽發(fā)生器的基本設計技術要求.4第三節(jié) 蒸汽發(fā)生器的基本結構和主要零部件.5第四節(jié) 設計任務.6第二章 課程設計內容第一節(jié) 給定條件.7第二節(jié) 蒸汽發(fā)生器的熱力計算.7第三節(jié) 蒸汽發(fā)生器的管束結構設計及強度計算10第四節(jié) 蒸汽發(fā)生器的水力計算13第五節(jié) 蒸汽發(fā)生器循環(huán)倍率及循環(huán)速度確定.21第三章 結論與評價.23參考文獻.26附錄1 蒸汽發(fā)生器熱力計算表.27附錄2 蒸汽發(fā)生器水動力計算表.31附錄3 蒸汽發(fā)生器強度計算表.3942第一章 緒 論第一節(jié) 蒸汽發(fā)生器概述本次課程設計蒸汽發(fā)生器為立式U型管自然循環(huán)蒸汽發(fā)生器。其作用是將反應堆產生的熱量通過冷卻劑傳遞給二次側的水并

5、使水變成蒸汽，蒸汽經汽水分離和干燥后去驅動汽輪機發(fā)電。所以，在核蒸汽供應系統(tǒng)中，蒸汽發(fā)生器有著非常重要的作用，它又是一、二回路的交匯點，其功能主要為以下三點：l 要保證為核電廠提供性能參數合格的蒸汽；l 必須為核電廠提供可靠的第二道安全屏障；l 要為反應堆冷卻劑系統(tǒng)提供有效的自然循環(huán)冷卻能力。壓水堆核電廠從美國1957年投運的第一座商用核電站為止，已經有五十多年的歷史。在此過程中，西方國家的蒸汽發(fā)生器也經歷了多次改型，但不管是哪種類型的蒸汽發(fā)生器，截止目前，就其功能、主要參數、總體結構而言基本一致。區(qū)別在于：管材、格架形式、分離器結構、是否帶預熱器等等。由于蒸汽發(fā)生器在核蒸汽供應系統(tǒng)中的地位，

6、以及它所處的工作環(huán)境，它對核電廠的運行業(yè)績和運行效率帶來很大的影響。由核電廠負荷因子表達式：負荷因子=總的電能生產（MW·h）額定電功率輸出（MW）×8760h可知，當電廠滿功率運行時，負荷因子高低代表了實際電能的生產時間。保證運行時間，就是保證電能連續(xù)有效生產。造成電廠停用而不能連續(xù)生產的因素很多，除換料和例行檢查帶來的停堆外，設備大修造成的停用率占被迫停用率的50%以上。而其中，蒸汽發(fā)生器傳熱管損壞是使電站負荷因子下降的主要原因。據報道，20世紀70年代初期，運行中的蒸汽發(fā)生器，有1/3發(fā)生故障，至20世紀80年代中，美國電力研究院題為“限制PWR核電廠高利用率因素”中

7、指出，蒸汽發(fā)生器傳熱管故障導致功率損失有的高達電廠總功率損失的38.6%。1985年，全世界有73座核電廠蒸汽發(fā)生器管子有缺陷，堵了6837根傳熱管，占檢查管總數的43.5%。至20世紀80年代末期，全世界蒸汽發(fā)生器共堵管44897根，占全部2500000根管子的1.8%。直至20世紀90年代初，已有55臺蒸汽發(fā)生器因傳熱管嚴重破損而被迫更換，僅美國就整體更換近30臺，而更換一臺，要耗費大量時間，大大影響電廠可利用率。鑒于上述情況，世界主要的蒸汽發(fā)生器開發(fā)商，特別是美國、法國、日本和德國，在蒸汽發(fā)生器的研制開發(fā)，特別是在傳熱管材料的選擇、結構和工藝的改進、水質控制、泄漏監(jiān)測、維護和檢修以及蒸汽

8、品質的提高方面都作了大量的開發(fā)工作并積累了豐富的經驗。目前，美國的AP1000以及歐洲的EPR，都使得壓水堆核電廠達到了第三代水平，在此過程中，蒸汽發(fā)生器的設計也在不斷地進行改進并有了許多新的創(chuàng)新點。第二節(jié) 蒸汽發(fā)生器的基本設計技術要求在核動力裝置中，由于一回路為帶有放射性的回路，而二回路為非放射性回路，因此在研制蒸汽發(fā)生器時對結構、強度、材料抗腐蝕性、密封性等都提出了很高的要求，其中最基本的技術要求包括以下幾方面。1、蒸汽發(fā)生器及其部件的設計，必須保證核電站在任何運行工況下所需要的）蒸汽量及規(guī)定的蒸汽參數。只有滿足這個要求才能保證核電站在不同負荷下經濟運行。2、蒸汽發(fā)生器的容量應該最大限度地

9、滿足功率負荷的需要，而且要求隨著單機容量的增加，其技術經濟指標得到相應的改善。3、蒸汽發(fā)生器的所有部件應該絕對安全可靠。蒸汽發(fā)生器的受熱面是由大量的小直徑管子組成的，因此在一回路（帶有放射性）中就有大量的管子，使核電站運行的可靠性在很大程度上取決于蒸汽發(fā)生器的可靠性。這樣，蒸汽發(fā)生器的屏蔽問題必須解決，所有部件必須保證工作可靠。4、蒸汽發(fā)生器各零部件的裝配必須保證在密封面上排除一回路工質漏入二回路中去的可能性。一回路工質不允許漏入二回路工質中去的原因是汽輪機回路沒有生物防護，任何這種漏入都將會導致放射性泄漏事故。5、必須排除加劇腐蝕的任何可能性，特別是一回路中的腐蝕。這主要是為了防止腐蝕產物對

10、一回路工質的污染。腐蝕產物過多地進入到一回路中去，一方面引起一回路工質放射性的增加，另一方面導致放射性腐蝕產物在一回路測沉積。腐蝕產物在燃料元件上的沉積是極其危險的，它會使傳熱性能驟然下降。6、蒸汽發(fā)生器必須產生必要純度的蒸汽，以保證蒸汽過熱器在高溫下可靠地運行，并保證汽輪機也可靠而經濟地運行。7、蒸汽發(fā)生器應該設計得簡單緊湊，便于安裝使用，同時易于發(fā)現故障而即使排出，并有可能徹底疏干。8、保證蒸汽發(fā)生器具有較高的技術經濟指標。在設計蒸汽發(fā)生器時，要考慮一、二回路兩種工質的種類和參數，正確地選擇結構方案、材料、傳熱尺寸、傳熱系數及冷卻劑等，對取得蒸汽發(fā)生器最佳技術-經濟指標是非常重要的。另外，

11、必須采取見效向外散熱損失的措施。第三節(jié) 蒸汽發(fā)生器的基本結構和主要零部件從反應堆來的冷卻劑由蒸汽發(fā)生器進口接管進入下封頭，下封頭由水室隔板分成進口和出口兩個水室。反應堆冷卻劑由進口水室進入U型管，在流經U型管時將熱量傳遞給二回路側介質，而后經過出口水室和蒸汽發(fā)生器的出口接管流回反應堆。二回路給水由上筒體處的給水接管進入環(huán)形分配管，環(huán)形管上有一系列倒J形管，給水由倒J形管噴出，與汽水分離器的疏水混合后，經過下降套筒和下筒體之間的環(huán)形通道向下流動，再由下降套筒和管板之間的通道進入管束。水在通過管束上升時被加熱，部分水變成蒸汽，形成汽水混合物。汽水混合物流出管數頂部后進入分離器進行粗分離，然后進入干

12、燥器進行細分離（干燥）。干燥蒸汽經蒸汽出口接管流向汽輪機。蒸汽發(fā)生器的主要零部件為：1、 傳熱管U型傳熱管是一、二回路之間的壓力邊界，管材一般為含Ni-Cr-Fe的Inconel-690合金，這種合金是在Inconel-600合金基礎上經過一次特殊的熱處理后改進而來的，其抗腐蝕性能有了較大的改善。本次設計采用Inconel-600合金20mm×1.3mm的傳熱管，彎曲半徑最小的幾排彎管處進行消除應力處理。管束采用正方形順排方式。2、 管板管板是一回路設備中最厚的實心鍛件，材料為Mn-Mo-Ni低合金鋼，要求有良好的塑韌性及淬透性。管板一次側表面堆焊鎳基合金，以保證與傳熱管有良好的焊接

13、性能。管板開孔數量巨大，對管孔及管距的尺寸公差、垂直度及光潔度等都有很高的要求。管子管板表面平齊并與管板密封焊，然后進行全長度液壓脹管，以保證一、二回路之間的嚴密性。3、 下封頭下封頭為半球形，材料為Mn-Mo-Ni低合金鋼鍛件，內表面堆焊奧氏體不銹鋼。下封頭開有四個大孔，2個空連接冷卻劑進、出口接管，另兩個為人孔。下封頭中間有水室隔板，將下封頭分成進出口兩個水室，水室隔板材料為Inconel-690合金。一次側人孔用不銹鋼（或鎳基合金）石墨纏繞式墊片密封。4、 筒體、襯筒和錐形體二次側筒體分上、下兩部分，為板焊或鍛造結構。在管束和下筒體之間設置襯筒，襯筒材料為碳鋼。上、下筒體之間由錐形體過渡

14、，其材料均為Mn-Mo-Ni低合金鋼鍛件。5、 上封頭上封頭為標準橢球形封頭，與蒸汽出口接管整體沖壓成形，材料為Mn-Mo-Ni低合金鋼鍛件。6、 管束支撐板和流量分配板管束直管段部分裝有6塊支撐板，管束支撐板為四葉梅花孔板，用以支撐管子以減少振動。管子與支撐板接觸處為平臺，可減少二次側水在該處濃縮，并降低阻力。流量分配孔板位于管板上部與第一塊支撐板之間，中間開有一個大孔。支撐板和流量分配板材料為405不銹鋼，板厚為20mm。7、 防振條管束U型彎曲處裝有三組扁形防振條，用以隔開管子并防止彎管的橫向振動和微振磨損，材料為405不銹鋼。8、 汽水分離裝置汽水分離裝置分兩級對汽水混合物進行汽水分離

15、。第一級為旋葉式汽水分離器，材料為碳鋼或不銹鋼。第二級為六角形帶鉤波形板分離器。設計要求汽水混合物經過汽水分離器、重力分離空間、波紋板分離器三重分離后，保證出口蒸汽干度達到本次設計給定的0.99。9、 給水分配環(huán)管給水分配環(huán)管位于旋葉式分離器下部，其上有若干倒J形噴管，材料為不銹鋼。10、 排污管管板上表面中央水平地裝設有兩根多孔管道供連續(xù)排污用。第四節(jié) 設計任務根據以上設計要求，對蒸汽發(fā)生器提出的設計要求如下：1、 計算傳熱面積；2、 完成傳熱管的排列，確定管束直徑及高度，確定管子的固定支撐，確定隔板的數目和結構；3、 確定襯筒、上筒體、下筒體、下封頭及管板的尺寸結構，完成強度設計；4、 完

16、成熱力計算，確定主要管道內徑；5、 完成水動力計算，確定一次側總阻力、不同循環(huán)倍率下二次側循環(huán)阻力及運動壓頭；6、 用作圖法確定二次側循環(huán)倍率及循環(huán)速度；7、 繪制蒸汽發(fā)生器的總圖；8、 編寫設計說明書。第二章 設計內容第一節(jié) 給定條件本次課程設計給定的主要參數條件為：1、 蒸汽產量：D=126kg/s；2、 蒸汽干度：x=0.99；3、 蒸汽發(fā)生器的熱效率：；4、 一回路側額定工作壓力：MPa；5、 一回路側設計壓力：6、 一回路側冷卻劑入口溫度；7、 一回路側冷卻劑出口溫度；8、 二回路側給水溫度：9、 二回路側額定工作壓力：MPa；10、二回路側設計壓力：11、傳熱管壁導熱系數： W/m

17、12、傳熱管壁許用應力： kg/mm2；13、下筒體許用應力： kg/mm2；14、上筒體許用應力： kg/mm2；15、球形下封頭許用應力： kg/mm2；16、管板許用應力： kg/mm2；17、傳熱管最小節(jié)距：，一般取為1.351.45；18、上筒體內徑3200 mm，高度4000 mm。19、下降空間：(1)入口阻力系數=1；(2)出口阻力系數=1；(3)定位裝置阻力系數=1；(4)絕對粗糙度=0.15 mm。20、流量分配管板：(1)單元面積=533 mm2; (2)單元開孔面積=216 mm2。第二節(jié) 蒸汽發(fā)生器的熱力計算一、 熱平衡計算1. 一回路放熱量為：Q=Drx+D+CsD

18、is-if=231278.98 kW其中，D 為二回路蒸汽產量，126 kg/s；r 為二回路水汽化潛熱，查表得1639.73 kJ/kg；x 為蒸汽干度，0.99；Cs 為排放系數，0.01；is 為二回路飽和水比焓，1154.50 kJ/kg；if 為二回路給水比焓，944.38 kJ/kg。2. 一回路水流量為：G1=Q(i1'-i1'')=2128.40 kg/s其中，Q為一回路放熱量；為蒸汽發(fā)生器熱效率，0.99；i1'為一回路水進口比焓，查表得1394.21 kJ/kg；i1''為一回路水出口比焓，查表得1284.45 kJ/kg。二

19、、 傳熱計算1. 計算傳熱管內徑傳熱管外徑選定為 do=20 mm，則直管計算壁厚為：S1''=P設1do2001+0.8P設1=1.019 mm其中，P設1為一次側設計壓力，191.13kg/m2；do為傳熱管外徑，20mm；1為傳熱管許用應力，18kg/mm2。節(jié)距t選定為1.4do，則彎曲減薄系數為：R =1+do4Rmin=1+do8t=1.089其中，Rmin為最小節(jié)圓半徑，2t。負公差修正系數選為 =1.102，則傳熱管計算壁厚為：S1'=S1''R=1.22 mm選定傳熱管壁厚為S1=1.3 mm，則傳熱管內徑為：di =do-2S1=17

20、.4 mm，單管流通截面積為：a=dI 24=2.3767×10-4 m2。2. 計算U型管數目一次側水流速選為 u1=6m/s，則一次側流通面積為：A0=G11u1=0.4889 m2則U型管數目為：n0=A0a=2057.14 ，取整后為2058。3. 計算傳熱面積(1) 計算傳熱管一次側放熱系數一次側水雷諾數為：Ref=u1di11=857521.55其中，u1為一次側水流速，6m/s；di為傳熱管內徑，0.0174m；1為一次側水動力粘度，查表得8.8333×10-5kg/(m·s)；1為一次側水比容，查表得0.001378259 m3/kg。則一次側水放

21、熱系數為：1=0.0231diRef0.8Prf0.4=39011.31 W/(m2)其中，1為一次側水導熱系數，查表得0.5614 W/(m·)；di為傳熱管內徑，0.0174 m；Ref為一次側水雷諾數，857521.55；Prf為一次側水普朗特數，查表得0.8616。(2) 確定傳熱管壁熱阻Rw=do2wlndodi=8.004×10-5 m2/W 。(3) 確定污垢熱阻對于鎳基合金，Rf=0.26×10-4 m2/W。(4) 計算對數平均溫差大端溫差tmax=t1'-ts=46.06 其中，t1'為一回路水入口溫度，310；ts為二次側飽和

22、溫度，查表得263.94。小端溫差tmin=t1''-ts=26.06 其中，t1''為一回路水入口溫度，290；ts為二次側飽和溫度，查表得263.94。對數平均溫差為：tln=tmax-tminlntmaxtmin=35.11 。 (5) 計算傳熱管二次側沸騰換熱系數假設傳熱管傳熱系數k'=5911.06 W/(m2)，則傳熱管熱流密度為：q=ktln=207554.31 W/m2則二次側沸騰換熱系數為：2=0.557ps0.15q0.7=29695.66 W/(m2) 。(6) 計算傳熱管傳熱系數傳熱管傳熱系數為：k=dodi11+Rw+Rf+12

23、=5911.06 W/(m2)比較k與k'的誤差：=k-k'k'×100%=0.000%比較精確。若>3%，則重復(5)(6)兩步驟對k進行迭代直到滿足精度。(7) 計算傳熱面積計算傳熱面積為：Fa=Qktln=1114.31 m2其中，Q為一回路放熱量，231278.98 kW。(8) 設計傳熱面積設計傳熱面積為：F設=CFa=1225.74 m2其中，C為傳熱裕度系數，1.1。第三節(jié) 蒸汽發(fā)生器的管束結構設計及強度計算一、 管束結構設計及蒸汽發(fā)生器強度計算一、 管束結構設計1. 確定傳熱管排列方式為正方形排列。2. 估算管束直徑：Dtb=1.07t1

24、.12n0-1=2.125 m其中，n0為計算U型管數目取整值，2058；t為節(jié)距，0.028 m。3. 確定排管方案，實際布管數為 n=2080 根。4. 傳熱管總長為：L總=F設do=19518.09 m彎管總長為：L彎=4nDtb+D節(jié)=3653.30 m其中，D節(jié)為最小節(jié)圓直徑，4t。直管總長為：L直=L總-L彎=15864.79 m5. 管束直段高為：H直=L直2n=3.814 m管束彎段高為：H彎=Dtb2=1.063 m管束總高為：Htb=H直+H彎=4.88 m。二、 蒸汽發(fā)生器強度計算1. 襯筒的結構設計襯筒內徑為：Dwi=Dtb+2t=2155.45 mm其中，t為裝配間隙

25、，取為15mm 。襯筒外徑為：Dwo=Dwi+2=2179.45 mm其中，為襯筒壁厚，取為12mm 。2. 下筒體的結構設計下筒體內徑為：Di下=Dwo+2B=2355.45 mm其中，B為下降流道寬度，取為88mm。計算壁厚為：S2'=P設2Di下2002-1.2P設2=42.59 mm其中，P設2為二次側設計壓力，63.71kg/m2 ；2為下筒體許用應力，18kg/mm2 。下筒體設計壁厚取為：S2=43 mm，則下筒體外徑為：Do下=Di下+2S2=2441.45 mm。與管板焊接壁厚為SI=86 mm。3. 上筒體的結構設計計算壁厚為：S3'=P設2Di上2003-

26、1.2P設2=57.86 mm其中，P設2為二次側設計壓力，63.71kg/m2 ；Di上為上筒體內徑，3200mm；3為上筒體許用應力，18kg/mm2 。則上筒體設計壁厚取為S3=58 mm。4. 球形下封頭的結構設計球形下封頭外徑選定為Do=Do下=2441.45 mm。球形下封頭計算壁厚為：S4'=P設1Do4004+1.6P設1=76.43 mm其中，4為球形下封頭許用應力，14.5 kg/mm2。則球形下封頭設計壁厚取為 S4=80 mm ，球形下封頭內徑為 Di=Do-2S4=2281.45 mm。5. 管板的結構設計管板承壓部分直徑選定為DB=Di=2281.45 mm

27、。筒體根部壁厚與直徑比為SIDB=0.0377。則管板計算壁厚為：S5'=12FDBP設15=386.58 mm其中，F為系數，根據SIDB的值，查TEMA標準F=1.103；5為管板許用應力，1800kg/mm2。管板設計壁厚取為 S5=390 mm ，堆焊層厚度取為S6=8 mm。三、 主要管道內徑的設計1. 主管道內徑設計主管道計算流速選定為 u10'=10 m/s ，則主管道計算內徑為：d1i'=4G11u10'=0.6113 m其中，G1為一次側水流量，2128.40kg/s；1為一次側水比容，0.001378 m3/kg。主管道設計內徑選定為d1i=

28、0.62 m，則主管道設計流速為：u10=4G11d1i2=9.72 m/s 。2. 蒸汽管道內徑設計新蒸汽比容為：2=''x+'1-x=0.03214 m3/kg其中，''為二次側飽和蒸汽比容，0.03245 m3/kg ；'為二次側飽和水比容，0.001319 m3/kg 。蒸汽管計算流速選定為 u2'=35 m/s ，則蒸汽管計算內徑為：d2i'=4G22u2'=0.3839 m其中，G2為新蒸汽質量流速，126kg/s。蒸汽管設計內徑選定為 d2i=0.43 m，則蒸汽管設計流速為：u2=4G22d2i2=27.9

29、0 m/s 。3. 給水管內徑設計給水質量流速為：G3=D+CsD=127.26 kg/s其中，D為蒸汽產量，126kg/s。給水管計算流速選定為 u3'=3 m/s，則給水管計算內徑為：d3i'=4G33u3'=0.2532 m其中，3為二次側給水比容，查表得0.001187 m3/kg 。給水管設計內徑選定為d3i=0.26 m，則給水管設計流速為：u3=4G33d3i2=2.85 m/s 。第四節(jié) 蒸汽發(fā)生器的水力計算I. 一次側水阻力計算一、 U型管內摩擦阻力計算1. 傳熱管實際平均長度為：l=L總n+2S5+S6=10.18 m。一次側當量直徑為di=0.01

30、74 m，則一次側水流速為：u1=4G11di2=5.93 m/s ，考慮堵管后的流速為：u1'=1.05u1=6.23 m/s 。2. 一次側雷諾數為：Re=u1'di11=890501其中，1為一次側水動力粘度，查表得8.833×10-5kg/(m·s)；1為一次側水比容，查表得0.001378259 m3/kg。摩擦阻力系數為：=0.3164Re-0.25=0.010303. 溫度修正系數為：=(11')0.14=0.9892 ， 其中，1為一次側水平均溫度下的動力粘度，查表得8.833×10-5kg/(m·s)；1'

31、;為一次側水平均壁溫下動力粘度，查表得9.545×10-5kg/(m·s)。4. 一次側摩擦阻力為：Pf1=ldiu1'221=85791.17 Pa 。二、 局部阻力計算1. 由進口管至進口水室的突擴阻力水室截面積為：Fc=Di28=2.043 m2，其中Di為下封頭內徑，2.281m。進口管截面積為：A1=d1i24=0.3018 m2，其中d1i為進口管內徑，0.62m。面積比為：Z1=A1Fc=0.1477。突擴阻力系數為：1=(1-Z1)2=0.7264。由進口管至進口水室的突擴阻力為：P1=1u1i21i2=24151.30 Pa其中，u1i為進口管水流

32、速，u1i=u10=9.72 m/s；1i為進口處水密度，查表得703.61kg/m3 。2. 在進口水室內轉彎的局部阻力水室轉彎45°阻力系數2選定為0.9，則在進口水室內轉彎的阻力為：P2=2u1i21i2=29922.80 Pa 。3. 由進口水室至傳熱管束的突縮阻力傳熱管入口阻力系數3選定為0.5，則由進口水室至傳熱管束的突縮阻力為：P3=3u1'21i2=6828.91 Pa 其中，u1'為傳熱管內考慮堵管后的水流速，6.23m/s。4. 在U型管彎頭內轉彎180°的局部阻力U型管轉180°阻力系數4選定為0.5，則在U型管彎頭內轉彎18

33、0°的局部阻力為：P4=4u1'212=7041.92 Pa 其中，1為傳熱管一次側水平均溫度下的密度，查表得725.53kg/m3 。5. 由傳熱管束至出口水室的突擴阻力傳熱管出口阻力系數5選定為1，則由傳熱管束至出口水室的突擴阻力為：P5=5u1'222=14468.67 Pa 其中，2為傳熱管出口處水密度，查表得745.38 kg/m3 。6. 在出口水室內轉彎的局部阻力出口管內流速為：u2=G1(2A1)=9.46 m/s。水室內轉彎阻力系數6選定為0.9，則在出口水室內轉彎的局部阻力為：P6=6u2222=30035.42 Pa 。7. 由出口水室至出口接管

34、的突縮阻力出口管突縮阻力系數7由比值Z1=A1Fc=0.1477查表得0.44。由出口水室至出口接管的突縮阻力為：P7=7u2222=14683.98 Pa 。三、 總阻力總計算阻力為：P=Pf+i=17Pi=212924.17 Pa 。設計阻力為：P設=1.1P=234216.59 Pa 。II. 二次側水循環(huán)阻力計算一、 下降空間阻力下降空間高度選定為H0=6.176 m。下降空間當量直徑為：De=Di下-Dwo=0.176 m。摩擦系數為：d=1(1.74+2lgDe2)=0.01889 其中，為下降空間絕對粗糙度，0.00015m 。下降空間截面積為：Fd=(Di下2-Dwo2)4=0

35、.6265 m2，其中，Di下為下筒體內徑，Dwo為襯筒外徑。下降空間水流速為：ud=CRDdFd=0.7959,1.061,1.327m/s。其中，CR為循環(huán)倍率，分別取為3、4、5（數組形式表示為3,4,5，下同）；D為新蒸汽產量，126kg/s；d為下降空間水比容，近似取為飽和比容，查表得0.001319m3/kg。局部阻力系數和為：=in+out+f=3其中，in為入口阻力系數，1；out為出口阻力系數，1；f為定位裝置阻力系數，1。則下降空間阻力為： Pd=dH0De+ud2d2=879.42,1563.41,2442.83 Pa 。其中，d為下降空間水密度，近似取飽和密度，查表得7

36、57.99kg/m3 。二、 上升空間阻力1. 摩擦阻力(1) 折算速度的計算支撐板定位拉桿數量選定為n'=20根。上升空間流通面積為：Fu=Dwi2-(2n+n')do24=2.3346 m2，其中，Dwi為下筒體內徑，n為實際U型管數，do為傳熱管外徑。上升空間當量直徑為：de=4FuDwi+(2n+n')do=0.03468 m循環(huán)速度為：uo=CRD'Fu=0.2136,0.2848,0.3560 m/s ，其中，'為二次側飽和水比容，查表得0.001319m3/kg。出口水相折算速度為：uo2'=CR-1D'Fu=0.1424,

37、0.2136,0.2848 m/s。水相平均折算速度為：uo'=12uo+uo2'=0.1780,0.2492,0.3204m/s。出口汽相折算速度為：uo2''=D''/Fu=1.7513 m/s ，其中，''為二次側飽和蒸汽比容，查表得0.03245 m3/kg。汽相平均折算速度為：uo''=12uo2''=0.8757 m/s。(2) 分相摩阻系數的計算水相雷諾數為：Relo1=uo'del=47986,67181,86376，其中l(wèi)為水相運動粘度，查表得1.2865×10-

38、7m2/s。汽相雷諾數為：Rego1=uo''deg=85385，其中g為汽相運動粘度，查表得7.1130×10-7m2/s。水相摩阻系數為：lo1=0.3164Relo1-0.25=0.02138,0.01965,0.01846。汽相摩阻系數為：go1=0.3164Rego1-0.25=0.01851。(3) 分相摩擦阻力的計算按折算速度計算的水相摩擦阻力為：(Pf)lo=lo1Hsdeuo'22'=28.23,50.87,78.97 Pa其中，Hs為管束直管段高，3.814m。按折算速度計算的汽相摩擦阻力為：(Pf)go=13go1Hsdeuo&#

39、39;'22''=8.02 Pa 。參量X1為：X1=(Pf)lo(Pf)go=1.8766,2.5191,3.1387。由于是t-t工況，系數c1=20，則：分水相折算系數l12=1+c1X1+1X12=11.94,9.10,7.47。分汽相折算系數g12=1+c1X1+X12=42.05,57.73,73.62。水相摩擦阻力為：(Pf)l=l12Pflo=337.13,462.77,590.20Pa。汽相摩擦阻力為：(Pf)g=g12Pfgo=337.13,462.77,590.20Pa。(4) 上升空間摩擦阻力的計算上升空間摩擦阻力為：Pf=(Pf)l+(Pf)g

40、2=337.13,462.77,590.20。2. 局部阻力(1) 支撐板開孔設計上升流道單元面積為：Au=Fu(2n+n')=558.51 mm2。支撐板數目選定為N=6個，支撐板開孔設計為四葉梅花孔。支撐板單元開孔面積設計為：au=150.72 mm2。面積比為：Z2=auAu=0.27。則查圖可知，局部阻力系數為：l=26。(2) 分相局部阻力計算按折算速度計算的水相局部阻力為：(Pl)lo=Nluo'22'=1873.45,3671.97,6069.99 Pa。按折算速度計算的汽相局部阻力為：(Pl)go=13Nluo''22''

41、=614.39 Pa 。參量X2為：X2=(Pl)lo(Pl)go=1.7462,2.4447,3.1432。參數ZR為：ZR=(0.19+0.92pspc)-1=2.5525。參數K為：K=ZR+ZR-1=2.9443。分水相折算系數為：l22=1+KX2+1X22=3.01,2.37,2.04 。分汽相折算系數為：g22=1+KX2+X22=9.19,14.17,20.13 。水相局部阻力為：(Pl)l=l22Pllo=5646.64,8708.68,12370.22 Pa 。汽相局部阻力為：(Pl)g=g22Plgo=5646.64,8708.68,12370.22 Pa 。(3) 上升

42、空間局部阻力的計算上升空間局部阻力為：Pl=(Pl)l+(Pl)g2=5646.64,8708.68,12370.22 Pa 。3. 彎管區(qū)阻力(1) 分相摩擦阻力系數計算管束彎頭最大節(jié)圓直徑為：db=Dtb-do=2.105 m。彎管區(qū)重心至圓心距離：ys=0.2212db=0.447 m。計算沖刷排數N0'=yst-1=14.96,取整為N'=15。水相雷諾數為：Relo2=uo2'del=38389,57584,76778。汽相雷諾數為：Rego2=uo2''deg=85385。水相摩擦阻力系數為：lo2=40.044+0.008x2(x1-1)m

43、Relo2-0.15=0.32,0.30,0.29其中，系數x1=x2=tdo=1.4 ；系數m=0.43+1.13x1=1.2371。汽相摩擦阻力系數為：go2=40.044+0.008x2(x1-1)mRego2-0.15=0.29 。(2) 分相阻力計算折算水相阻力為：(Pb)lo=N'lo2uo2'22'=37.11,78.56,133.77 Pa 。折算汽相阻力為：(Pb)go=13N'go2uo2''22''=67.46 Pa 。參量X3為：X3=(Pb)lo(Pb)go=0.7416,1.0791,1.4082。由于

44、是t-t工況，系數c2=20，則：分水相折算系數l32=1+c2X3+1X32=29.79,20.39,15.71。分汽相折算系數g32=1+c1X3+X32=16.38,23.75,31.15。水相摩擦阻力為：(Pb)l=l32Pblo=1105.24,1602.07,2101.19 Pa。汽相摩擦阻力為：(Pb)g=g32Pbgo=1105.24,1602.07,2101.19 Pa。(3) 彎管區(qū)阻力計算彎管區(qū)阻力為：Pb=(Pb)l+(Pb)g2=1105.24,1602.07,2101.19 Pa。4. 加速阻力管束出口質量含汽率為：xc=1CR=0.3333,0.25,0.2。管束

45、出口體積含汽率為：c=xc''xc''+(1-xc)'=0.9248,0.8913,0.8601。管束出口截面含汽率為：c=Ccc=0.8448,0.8142,0.7857，其中系數Cc=0.833+0.05lnps=0.9135，ps單位為MPa。質量流速為：G=uo'=161.92,215.89,269.86 kg/(m2s) 。加速阻力為：Pa=G21-xc2'1-c+xc2''c-'=176.33,240.73,311.15 Pa 。5. 流量分配孔阻力單元開孔面積與單元面積比值為：Z3=au'Au

46、'=0.4053，其中Au'為孔板單元面積，533mm2；au'為單元開孔面積，216 mm2。查表得阻力系數h為：h=8?？装寰植孔枇椋篜h=huo22'=138.35 Pa 。6. 上升空間阻力上升空間阻力為：Pr=Pf+Pl+Pb+Pa+Ph=7403.69,11260.20,15757.06Pa。 三、 汽水分離器阻力汽水分離器阻力給定為：Ps=12600,14900,17090 Pa。四、 循環(huán)總阻力循環(huán)總阻力為：P總=Pd+Pr+Ps=20883.11,27723.60,35289.88 Pa 。III. 運動壓頭計算一、 預熱段高度計算液面高度即

47、下降空間高度，選定為H0=6.176 m。下降空間下端壓力為：plow=ps+dgH0=5045926.99 Pa。飽和水焓對壓力的變化率為：iP=(isl-is)(plow-ps)=0.06248 J/(kgPa) 其中，isl為plow壓力下的飽和水比焓，查表得1157371.79 J/kg，is為ps壓力下的飽和水比焓，查表得1154502.04 J/kg。循環(huán)水量為：G=CRD=378,504,630 kg/s 。預熱段高度為：HP=is-ifCR+iP(dgH0- Pd)2donqG+iPdg=0.5062,0.5118,0.5170 m 其中，if為給水比焓，944383.56 J

48、/kg；Pd為下降空間阻力；q為傳熱管熱負荷。二、 運動壓頭計算蒸發(fā)段高度為：Hr1=Htb-HP=4.370,4.365,4.359 m ，Htb為管束總高。管束上方區(qū)段高度為：Hr2=H0-Htb=1.3 m。蒸發(fā)段平均質量含汽率為：x1=xc2=0.1667,0.125,0.1。蒸發(fā)段平均體積含汽率為：1=x1''x1''+(1-x1)'=0.8311,0.7785,0.7321 。蒸發(fā)段平均截面含汽率為：1=Cc=0.7591,0.7111,0.6688。管束上方區(qū)段平均截面含汽率為：2=c=0.8448,0.8142,0.7857。蒸發(fā)區(qū)段運動

49、壓頭為：Pm1='-''g1Hr1=23666.23,22139.90,20796.98 Pa。管束上方區(qū)段壓頭為：Pm2='-''g2Hr2=7834.207550.31,7286.27 Pa。 運動壓頭為：Pm=Pm1+Pm2=31500.43,29690.21,28083.25 Pa。第五節(jié) 蒸汽發(fā)生器循環(huán)倍率及循環(huán)速度確定將循環(huán)倍率、循環(huán)總阻力及運動壓頭列表并作圖：循環(huán)倍率CR345循環(huán)總阻力P總/Pa20883.1127723.6035289.88運動壓頭Pm/Pa31500.4329690.2128083.25可確定循環(huán)倍率約為4.3

50、，滿足核電站電站蒸汽發(fā)生器滿負荷運行要求。此時蒸汽發(fā)生器的循環(huán)速度為0.30m/s，滿足大于0.1m/s的要求。第三章 結論與評價一、 本次課程設計完成了蒸汽發(fā)生器的設計任務：1. 設計傳熱面積為1225.74 m2，熱負荷為207554.32W/m2；2. 選用外徑為20mm×1.3mm的傳熱管，實際布管數為2080根；完成了傳熱管的排列，采用正方形順排的排管方式，管心距為28mm；確定了管束直徑為2125mm，高度為4876mm，高徑比約為2.3；確定了隔板的數目為6，,采用四葉梅花開孔結構，開孔面積約占單元流通截面面積的27%；確定了拉桿數目為20，在管束內均布。3. 確定了蒸

51、汽發(fā)生器主要承壓部件的尺寸：襯筒尺寸為2179mm×12mm，與管束間安裝間隙為15mm，與下筒體間下降通道寬度為88mm；上筒體尺寸為3316mm×58mm；下筒體尺寸為2441mm×43mm，與管板焊接處壁厚為86mm；下封頭尺寸為2441mm×80mm；管板的尺寸為2441mm，厚度為390mm，堆焊層厚度為8mm。4. 完成了熱力計算，確定了主要管道內徑：主管道內徑為0.62m；蒸汽管內徑為0.43m；給水管內徑為0.26m。5. 完成了水動力計算，確定了一次側總阻力、不同循環(huán)倍率下二次側循環(huán)阻力及運動壓頭；6. 用作圖法確定二次側循環(huán)倍率為4.

52、3，,循環(huán)速度為0.30m/s。7. 繪制了蒸汽發(fā)生器的總圖；8. 編寫了本說明書對本次設計過程進行說明。二、 本次課程設計的蒸汽發(fā)生器具有以下幾個特點：1. 在熱力計算、水力計算方面比較細致，這兩個計算所采用的模型是在經過大量設計實踐基礎上建立的，較為可靠。2. 在傳熱管、上封頭、下封頭、上筒體、下筒體等承壓部件的設計計算中，未能進行彎曲、剪切、拉壓、扭轉等多方面強度設計計算，因此本次課程設計中這些計算并不充分，只可作為參考進行感性認識。3. 在蒸汽發(fā)生器的內部構件，如流量分配孔板、支撐板、拉桿、給水環(huán)管、襯筒、汽水分離裝置等重要部件未進行細節(jié)設計。4. 未進行實驗或仿真研究，無法進行蒸汽發(fā)

53、生器的靜態(tài)特性、動態(tài)特性的驗證，因此本設計是“死”的，不可信。三、 若干討論1. 關于傳熱管一次側水流速的選定傳熱管內一次側水流速選定一般要考慮以下幾個因素：l 為了縮小筒體和減薄管板，趨向于選取高流速；l 流動壓降和侵蝕速率不允許流速過高；l 冷卻劑泵耗功等限制流速過高。因此綜合考量后，傳熱管一次側水流速選定為6m/s。在本課程設計過程中，此流速參數主要影響傳熱管一次側放熱系數、管束高徑比、一次側水雷諾數以及一次側摩擦壓降等。2. 關于傳熱管管徑的選定傳熱管管徑選定一般要考慮以下幾個因素：l 管徑越小，管壁越薄，熱阻越小，傳熱系數也越高，相同節(jié)徑比下可使蒸汽發(fā)生器的體積緊湊，質量輕，節(jié)省材料

54、，成本低；l 管徑越小，管板孔加工制造越困難；l 管徑越小，管內流動阻力越大；l 在冷卻劑流速不變情況下，管徑越小，管數量越多，管束越粗，使管束高徑比減小，也給管板加工帶來困難；l 在管數量和管束直徑不變情況下，管徑越小，管束越高，管束高徑比變小。因此綜合考量后，傳熱管外徑選定為20mm，內徑經強度計算后選定為17.4mm。在本課程設計中，管徑在一次側水流速確定的情況下主要影響傳熱系數、傳熱管數量、管束高徑比以及傳熱管一次側壓降等。3. 關于傳熱管內雷諾數傳熱管內雷諾數在水流速5 6m/s、傳熱管內徑在1728mm范圍內，一般值在5×105到10×105之間，這意味著本課程

55、設計推薦的一次側摩阻系數公式、D-B公式都不適用。但考慮到一次側流動實際情況比計算模型復雜，并且?guī)淼挠嬎阏`差可接受，本課程設計忽略這兩處計算中雷諾數適用范圍問題。4. 關于D-B公式冷卻劑在傳熱管內強迫流動放熱一般都處于紊流區(qū)，對于這一換熱方式，各國熱工研究部門已做過很多研究，得出許多經驗公式，其中D-B公式應用最為廣泛。在查閱大量文獻過程中，發(fā)現公式的不同形式在蒸汽發(fā)生器設計實踐過程中都曾被應用：Nuf=0.023Ref0.8Prf0.3 或Nuf=0.023Ref0.8Prf0.4 這兩個公式區(qū)別在于普朗特數的冪指數不同。經過實際計算發(fā)現，此處差別影響很小，不到1.5%；再加上一次側對流換熱熱阻只占總傳熱熱阻的15%左右，公式區(qū)別帶來的影響可以忽略不計。5. 關于U型管排布為了使蒸汽發(fā)生器結構緊湊、節(jié)省材料，U型管的排布應盡量接近于圓形。本課程設計中，先后采用了兩種方法進行布管：坐標紙找整點法和軟件排管。這兩種方法都是