300MW氦气模块式高温气冷堆轮机毕业论文.doc

哈尔滨工程大学本科生毕业论文300MW氦气模块式高温气冷堆轮机毕业论文目录第1章 绪论1 1.1 研究的目的和意义1 1.2国外方面3 1.2.1德国的成果3 1.2.2美国MIT所做的氦气轮机循环研究4 1.2.3南非的PBMR4 1.2.4美俄合作的GT-MHR5 1.3国内方面的发展现状5 1.4环境的影响7 1.4.1优点分析7 1.4.2防止扩散8 1.5本文的主要工作内容9第2章 透平循环的不同工质特性分析102.1 引言102.1工质的热物性10 2.1.1.氦气与其他工质热物性的比较10 2.1.2氦气的物性11 2.3 工质各特性的计算方法11 2.3.1 工质的热物性11 2.3.2 高温气冷堆气体透平循环中的传热系数11 2.3.3 高温气冷堆气体透平循环中的压损 12 2.3.4 透平机械的载荷系数13 2.4 工质各特性的比较14 2.4.1 工质热物性比较结果14 2.4.2 传热系数、压损和透平机械所需级数的比较18 2.5 本章小结20第3章 高温气冷堆氦气轮机循环的特性研究21 3.1循环分析21 3.1.1循环过程21 3.1.2循环优缺点21 3.1.3理想布雷登(Brayton)循环22 3.1.4实际的间冷回热循环23 3.2循环部件分析24 3.2.1进行循环分析和计算前，先确定本文中所用符号的含义:24 3.2.2涡轮膨胀过程25 3.2.3压气机的压缩过程26 3.2.4回热器27 3.3循环效率计算和优化28 3.3.1氦气轮机效率28 3.3.2优化循环参数28 3.4中间冷却器分析30 3.5高温气冷堆氦气轮机循环的最佳压比313.6本章小结32第4章 动态分析35 4.1压气机特性线分析35 4.1.1分析方法选择35 4.1.1.1压气机特性线描述35 4.1.1.2现有方法概述36 4.1.2压气机的通用特性曲线37 4.1.3涡轮特性线分析38 4.1.4共同工作点计算过程39 4.1.5改变40 4.2 模块化建模40 4.2.1把研究对象的模块化分析分两个方面 42 4.2.2 堆芯底部空腔模块 42 4.2.3 侧反射层氦冷却剂流道模块 43 4.2.4 球床堆芯气室模块 44 4.2.5 球床反射层模块 46 4.2.6 氦气出口联箱模块 47 4.2.7 点中子反应堆模块 48 4.2.8 纯阻性环节模块 49 4.2.9 压气机模块50 4.2.10 换热器模块51 4.2.11 涡轮模块 52 4.3 系统仿真模型的建立 53 4.4氦气轮机启动过程分析53 4.4.1第1阶段(手动控制阶段)53 4.4.2第2阶段55 4.5 动态仿真 56 4.5.1流量突然变化57 4.5.2进口温度突然变化61 4.6 本章小结 62结论66参考文献67致谢70 71 第1章 绪论1.1研究的目的和意义当前世界上的取暖、发电、交通和工业生产所消耗能源的85%来自煤、石油、天然气等化石燃料。化石燃料通过燃烧产生能量， 因此给环境带来了很大的压力。例如，二氧化碳引起温室效应，二氧化硫会形成酸雨，NOx会形成烟雾， 燃烧颗粒会损害人们的呼吸系统，其中特别是二氧化碳会引起地球的温室效应。随着国民经济的发展和人们生活水平的提高，能源需求量会越来越大。对于我国来说，预计到2050年能源的消耗量为35.641.2亿吨标煤，而供应量预计为32.4亿吨标煤，缺口达3.28.8亿吨标煤，而且化石燃料对环境影响很大，所以形势十分严峻。核能是20世纪中期发展起来的一种高效、清洁的新型能源，与传统的煤炭相比不仅效率高、清洁，而且可以减少碳的排放，以实现现在社会要求的低碳，是可以大规模利用的替代能源之一。从我国能源供求情况来看，核能在21世纪中将在我国能源体系中发挥重要作用。为解决我国未来能源供应短缺，改善能源结构，减轻环境污染做出贡献。在传统的核能反应堆（前三代）中，他们的能量的转换系统都是采用Rankine蒸汽循环，由于反应堆只能提供320左右的饱和蒸汽，无法提供更高温度的过热蒸汽用以满足Rankine循环提高效率的需要，所以效率比较低。而作为第四代反应堆的高温气冷堆气体透平循环是将气体透平与模块化高温气冷堆相结合，利用高温气冷堆产生的高温气体直接进入气轮机进行高效发电，能够突破蒸汽循环的温度限制，并采用中间冷却和回热等技术提高效率，从而成为研究高温气冷堆高效率发电的一个重要方向。 高温气冷堆采用耐高温的陶瓷型涂敷颗粒燃料元件，以热工性能良好和化学惰性的氦气作为冷却剂，以耐高温的石墨材料作为慢化剂和堆芯材料燃料元件，设计温度现在已达到1600，即使在反应堆冷却剂全部丧失的情况下这种燃料也不会破损而造成泄漏，因为堆芯余热能够通过自然对流、热辐射和热传导等有效地向外传出，使得反应堆堆芯在发生任何事故的情况下都不至于被熔化。除此之外，高温气冷堆还具有建设周期短、规模小、成本低、模块化生成等传统核反应堆所不具有的优点。因此，高温气冷堆不仅具有固有安全性，而且还具有良好的潜在经济性。高温气冷堆氦气轮机是将氦气轮机与模块式高温气冷堆相结合，利用高温堆产生的高温氦气直接推动气轮机做功进行高效率发电。与目前的蒸汽轮机相比较氦气轮机发电系统结构紧凑，他们都安装在一回路压力边界内，采用中间冷却和回热等技术后热效率高。由于氦气的比热容大，所以循环比功也大。随着近年来堆芯出口温度不断提高，蒸汽循环难以充分发挥高温的优势，循环效率得不到提高。氦气轮机循环可以突破蒸汽动力循环的温度限制，从而成为研究高温气冷堆高效率发电的一个重要方向。高温堆气冷堆氦气轮机具有以下优点1.能直接利用反应堆出口温度，使工质氦气具有较高的温度这使高温堆氦气轮机的热效率明显大于轻水堆和重水堆蒸汽机的热效率。 2.氦气轮机的工作压力低于蒸汽轮机的工作压力。 3.氦气具有良好的热物理性质，它的比热容约是水蒸气的2. 4倍，空气的4.7倍，它的导热系数约为空气的5.6倍，而且氦气的运动粘性系数小。因此可以设计出温度差小，压力损失小的回热器和中间冷却器。 4.高温气冷堆氦气轮机采用闭式循环，整个机组可在保持工质的工作温度不变的情况下，通过改变涡轮前工质压力的方法来调整负荷。当负荷变化范围很大时，机组可以始终保持在高的热效率下运行。所以机组不仅可以在基本负荷下运行有较高的热效率，而且在负荷发生急剧变化时机组仍具有较好的经济性。因此，高温气冷堆氦气轮机作为国际原子能机构认定的第四代反应堆成为发展的主要方向。高温气冷堆和氦气透平分别代表着当今核能和常规发电的先进技术。它是核电领域中的全新概念，为提高核电安全性和经济性能提供了新思路，有很强的竞争优势。被认为是将来核能发电领域中最有潜力的方案之一。1.2国外方面1.2.1德国的成果 上世纪70年代末和80年代初，德国的Siemens/Interatom首先提出了模块式高温气冷堆的概念，而且受到了核能领域广泛的重视。进入90年代许多国家都投入相当大的人力和物力开展研究，其中最重要的是德国的HHT (HTR with Helium-Turbine)研究计划。另外，在高温气冷堆的工艺热应用(PNP)计划中，也对氦一氦热交换器、氦气净化、热气导管等做了大量研究，如在德国的KVK部件实验回路、EVA-II氦净化实验装置、HENDEL氦气工程示范回路上的一些实验研究。 在1968年至1981年间，德国与美国和瑞士合作，并在一些电力公司的支持下，完成了针对氦气透平动力转换系统的HHT实验计划。该计划的目的是研究用氦气透平实现高温气冷堆发电的技术，包括涡轮、压气机、热气导管、所用的材料、换热器以及其他部件技术。在该计划的框架内，建造并运行了两个大型实验堆。第一个是位于德国Oberhausen的“氦气透平热电联产实验装置(EVO)”。它是由燃气加热器、氦气轮机、压气机以及相关设备组成。1975年投入运行。为了使实验结果对今后高温气冷堆氦气轮机循环系统的设计更有参考价值，设计时尽可能提高氦气的压力和温度参数并且选择了当时最好的材料和部件，特别是轴密封和氦气净化系统，完全是为高温气冷堆氦气轮机循环发电的要求而设计。第二个是位于德国KFA的“高温氦气实验装置(HHV)”。其目的是实验各种大尺寸部件，以便能用于、在高温气冷堆氦气轮机直接循环系统中。它的热源来自于电机驱动的氦气压气机，设计参数为:氦气流量200kg/s,反应堆出口温度在850左右(可短时间达到1000)，出口压力为5MPa，1981年完成了850条件下的60小时试验。 三国利用这两套设备，在正反两方面都取得了许多宝贵的经验。EVO设备的初始试车遇到了许多困难，特别是没有达到设计的509W电功率水平。出现这些问题的原因后来都被研究明白了，问题也得到了很好的解决。实验结果表明，氦气轮机能够连续可靠地运行。HHV设备在开始时也遇到了问题，如油进入主氦气回路、氦气泄漏率过大等等，但都被很好地解决了。在两套设备上所做的研究开发工作是非常成功的，其结果对高温气冷堆氦气轮机直接循环的可行性是一个强有力的支持。虽然HHT计划后来中止了，实验设备也关闭了，但该计划己给出了一个重要的结论在透平机械实验设备中未发现无法解决的技术问题。1.2.2美国MIT所做的氦气轮机循环研究 20世纪90年代初，在美国能源部的资助下，MIT开展了模块化高温气冷堆(MGR)氦气透平循环电站的研究工作，提出了两种技术方案，包括直接氦气透平循环方案(MGR-GT)和间接氦气透平循环方案(MGR-GTI)。两种方案都是基于当时已有的材料和技术水平设计的。按照他们设计实验的结果，两种方案的发电效率都能达到45%以上，最高可达到50%，而且费用要明显低于高温气冷堆蒸汽电厂或化石燃料电厂。研究结果表明，燃料和结构材料的进步将会使MGR-GT直接循环更具优势，而MGR-GTI间接循环则在当时更容易获得运行执照。1.2.3南非的PBMR 南非有两座轻水堆，占其总发电量的5%。综合考虑经济、效率等因素以后，南非决定发展高温气冷堆。PBMR就是在德国等多国的协助下设计并计划建造的高温气冷堆。该项目开始于1993年，为双区球床型高温气冷堆，其能量转换系统的主要特点是采用多轴布局。 PBMR采用的是标准的布雷登循环，而且带有闭式水冷的预冷器和间冷器。循环过程为:氦气经过两级压气机压缩后进入反应堆堆芯被加热至900，这一高温高压氦气直接进入氦气透平，冲击氦气透平做功，氦气透平带动发电机发电同时也带动压气机压缩氦气。气体透平的尾气仍然具有较高温度(500 )，经过回热器低压侧后将热量传输给高压侧氦气，然后进入预冷器降至低温。低温氦气进入带有间冷器的压气机组，然后被压缩成高压氦气。高压氦气经回热器高压侧后被加热至接近气体透平的排气温度，然后再进入反应堆堆芯重复被加热。1.2.4美俄合作的GT-MHR GT-MHR (Gas Turbine-Modular Helium Reactor)，是在原有的MHGTP基础上结合闭式布雷顿循环能量转换系统而形成的，设计的热功率600MW，反应堆为柱状。概念设计主要由美国GA公司和俄罗斯OKBM研究院合作完成，另外参与设计的还有法国的法玛通和日本富士电力等。美国能源部将GT-MHR作为防止武器级怀扩散的反应堆加以支持。 GT-MHR的概念性设计于1997年完成，目前由俄罗斯OKBM进行详细设计。在结构布置上采用的是单轴布局，即发电机、涡轮、高、低压压气机都处于同一轴线上，结构紧凑，运行、控制、调节和装卸简单。1.3国内方面的发展现状HTR-10(lOMW High Temperature Gas-cooled Reactor Test Module)是中国清华大学核能技术设计研究院主持设计并建造的高温气冷实验堆。于2000年达到临界，并于2003年实现满功率运行，它的发电循环采用的是蒸汽透平循环。建成后将用于验证模块化高温堆的技术及安全特性，为核能供热及氦气透平循环发电建立实验基础。目前，我国在高温气冷堆领域的技术开发已经取得了突破性进展，并于2010年在山东威海荣成市石岛湾建成首座20万千瓦级商用示范核电站，并规划投入400亿，建成400万千瓦规模的核电群基地。10兆瓦高温气冷实验堆的设计是吸收了国际上成功运行的高温气冷堆的经验和模块式高温堆的先进概念，采用了肩并肩式的紧凑布局，包覆颗粒球型燃料元件，燃料连续装卸运行方式，全微机化保护系统和纵深防御原则，可以在事故条件下自动停堆、非能动排出余热等一系列先进技术特点。主要技术特点如下: （1）整个堆芯由石墨组成，没有金属组件。（2）不需要能动的堆芯冷却系统，余热靠非能动的传热机理排出。（3）反应堆和蒸汽循环的组件分别位于不同的压力容器内。 （4）确保在任何事故情况下堆芯温度不超过1600。 （5）球床堆，使用包覆式燃料球。 （6）燃料球多次通过堆芯使用，获得更大的燃耗(反应堆运行期间，由核变换引起的核元素浓度的减小一燃料释放的能量)，也就是深燃耗。 关键技术的选择主要有以下3个方面: （1）热力循环方案：高温气冷堆氦气轮机直接循环是一个以高温堆为热源的布雷登循环，包括预冷、间冷和回热过程。（2）单轴或多轴结构方案：他们各有千秋。对于该项目来说，由于指导思想是尽可能地利用原有的HTR-10蒸发器压力壳，所以选择的是单轴结构。（3）透平发电机组转速：因为HTR-10的功率非常小，所以氦气体积流量也非常小。若要将透平发电机组设计成为3000rpm，一种方法是增大叶轮直径，此时叶轮可以直径达2m左右，但由于氦气体积流量很小，叶片太短根本无法加工;另一方法是增大叶片级数，涡轮、高压压气机和低压压气机各自的级数都达几十级，但是由此而产生的转子动力学困难当今还无法克服，所需的超长竖直压力壳也是不现实的。因此HTR-10透平发电机组的设计只能采用高转速15000rpm，发电机发出的高频电能通过变频器转换成50 Hz电能后再上电网。尽管HTR-10在以上方面与商用堆电厂不同，但是在HTR-10的基础上完全能够对高温堆氦气透平直接循环发电技术进行更深入的研究，为将来商用堆电厂的研发奠定扎实的技术基础。1.4环境的影响1.4.1优点分析 GTMHR比轻水堆核电站对环境的影响更小。在GTMHR电站和大型压水堆电站之间的资源要求和环境影响的比较如表1.1所示。由于GTMHR具有更高的热效率，所以GTMHR排出的热量明显地低于压水堆核电站。另一方面，由于其废热大大减少，GTMHR的废热可以利用空气冷却排热系统直接向大气放 ，所以不需要大量的水。由于GTMHR具有这个能力，所以可以在干旱地区应用。由于GTMHR具有高热效率和高燃耗，使其每台机组产生的重金属放射性废物较少。同样，GTMHR每台机组只产生较少量的总钚和钚2 3 9 ( 防止扩散所关注的材料) 。TRISO颗粒燃料的深燃耗能力和包容放射性核素包壳的高完整性使得核乏燃料的管理得到很好的改进。通过深燃耗能力可以实现钚以及其他长寿命的裂变超铀元素的高度贫化。MHR深燃耗概念的核设计分析表明燃料一次通过反应堆，实际上就可以完全去除武器级材料( 钚一2 3 9 ) ,以及去除将近90的所有超铀废物 、包括几乎全部去除镎2 3 7和其初级粒子镅一2 4 1 。相关的颗粒包括显著减少了的长寿命放射性核素和非常贫化的裂变材料；这些废物可以放置在一个地下的贮存库中，在它们经衰变成为无危害的之前，将不会通过自然过程缓慢进入大气层。 表 1.1在GTMHR电站和大型压水堆电站的比较 电站参数 压水堆 GT-MHR 热功率(WM)39144*600 电功率(WM)13851145 60年输出功率72.359.8 排热 热/电输出（GW)1.81.1 冷却水储量2.41.4 燃料循环 重金属装载MT/GW26.87.5 铀富集度（%）4.215.5 SWU需求（1000kgSWU/GWY)135221 卸出的钚-239（kg/GWY)171431.4.2防止扩散GTMHR具有非常高的防止扩散能力，是因为TRISO燃料颗粒涂覆系统的裂变燃料体积份额低和其耐熔特性形成的包壳，使其难于吸收裂变材料。G TMHR的所有新燃料和乏燃料都具有非常高的的抗转换和防止扩散性能。因为GTMHR新燃料被石墨燃料元件大量稀释了，所以新燃料有很高的防止扩散性能。G TMHR乏燃料还具有对其他乏燃料的自我保护和防止扩散性能。GTMHR乏燃料具有比其他任何动力反应堆燃料更高的防止扩散性能具体是因为： (1) 由于燃料燃耗非常高，在每个GTMHR的乏燃料块中的钚含量（最受关注的扩散材料）是非常低的。被卸出的钚的同位素的混合物被贫化到比轻水堆的乏燃料低很多，使其完全不适合用于武器。 (2)每根 GTMHR乏燃料元件的裂变材料含量很低( 要转换相同量的钚2 3 9 ，需要比轻水堆更多50倍体积的GTMHR乏燃料元件) 。 (3) 目前还没有研制出从GTMHR乏燃料中分离残余的裂变材料的工艺。不会存在像 轻水堆乏燃料那样现成的、快速可用的工艺。在技术达到完全可行之前，不存在扩散的问题。 在反应堆运行工况下，T R I S O燃料颗粒涂覆系统为裂变产物提供防护，对于乏燃料的贮存和地下处置，也提供了极好的屏障来防护放射性核素。实验表明，不论在干和湿的条件下，T R I S O涂覆层的腐蚀率都很低，该涂覆层是理想的多层屏障废物管理系统。测量的腐蚀率表明，在地下储存库的环境中，T R I S O涂覆系统能在 1 0 0万年或更长时间内保持其完整性。 1.5本文的主要工作内容 本文主要研究300MW高温气冷堆氦气轮机的特性，并进行总体设计。其中包括对高温气冷堆氦气轮机循环所采用的实际布雷登循环和循环中的重要部件进行研究，以为下一步设计打好基础。 本论文以带有间冷器、回热器、预冷器的高温气冷堆氦气轮机闭式循环为研究对象。研究300MW高温气冷堆氦气轮机循环的基本特性;在循环研究的基础上，进行各部分设计。 首先应用发动机热力计算方法导出循环有效效率表达式和最佳增压比解析式，然后对高温气冷堆氦气轮机循环的热力过程进行分析，揭示了各参数之间的关系，得到了一个优化设计方案,得出氦气轮机的性能特点。并进行动态仿真。最后在循环研究的基础上进行结构设计。第二章 气体透平循环的不同工质特性分析 2.1 引言 氦气透平循环系统具有结构简单、效率高的特点，使得氦气透平循环一直被认为是理想的高温气冷堆动力转换系统。由于氦气的化学惰性和较好的气体流动特性，目前研究高温气冷堆气体透平循环选用的工质大多为氦气，但氦气作为工质时，其较低的摩尔分子量导致气体循环中的透平机械需要很多的级数，这给制造和运行安全方面都带来麻烦。因此，希望能寻求其他工质代替氦气，使得在不影响电厂效率的前提下，能解决这个问题。研究不同工质对于高温气冷堆气体透平循环性能影响，首先需要注意它们本身的热物性和由于这些热物性的不同而引起的其他特性的改变。因此，本章主要对氦气、氮气和二氧化碳三种工质及它们以不同比例混合而成的工质的热物性进行比较，进而对其在高温气冷堆闭式布雷顿循环中的传热性能、压降和透平机械所需级数进行分析，通过对结果的比较为高温气冷堆气体透平循环发电系统在工质选择方面提供一定的参考。 2.2工质的热物性2.2.1.氦气与其他工质热物性的比较标准状态下，氦气与和其他几种工质热物性的比较如表2.1所示。表 2.1 氦气与和其他几种工质热物性的比较 分子量气体常数kJ/(kgK) 热导率w/(mK) 密度(kg/m3)定压比热kJ/(kgK) 等墒指数 氦气 4.002.0770.14480.1795.191.667 氮气28.020.29680.02401.250 1.041.400 空气28.960.28710.02421.293 1.011.402 氢气2.024.1240.16830.08914.19 1.409 从表中可以看出，与其他工质相比，氦气有下列的物理性质：导热性强、相对原子量小、气体密度小、比热大、气体常数大、等嫡指数大。 氦气的这些特殊的热物性对气体透平循环的影响为: (1)气体的密度小，所以需要很高的循环压力，以增加其密度; (2)等嫡指数大，所以在相同的温差下，其压比较小，也就难于压缩; (3)比热大，所以在相同的温差下，循环比功大，透平的膨胀功和压气机的压缩功都比其他气体大。2.2.2氦气的物性 氦气在03000, 0. 110MPa范围内非常接近理想气体，它的比热Cp，和绝热指数k几乎为常数，其中Cp=5. 1931 kJ/kgK, k=1.67。与空气或燃气相比，氦气具有较高的比热(约为空气的5倍)，所以在同样温差条件下氦气的压缩比较小，而且在当有同样的输出功率时氦气的质量流量小。氦气还具有较好的传热特性和较小的摩擦特性，有利于提高换热器效率，减小换热器体积。2.3工质各特性的计算方法 2.3.1 工质的热物性 氦气、 氮气和二氧化碳三种气体的热物性的计算采用的是由居怀明等编著的 载热质热物性计算程序及数据手册中提供的经验公式，这些公式已经被证明可以适用于计算压力为 0.110MPa，温度为01000的气体的热物性。其混合气体的热物性的计算公式采用，式中y代表各物性值（如热导率、动力粘度等），x代表氮气或二氧化碳在混合物中的质量百分数或摩尔百分数，下标i代表氮气或二氧化碳。2.3.2 高温气冷堆气体透平循环中的传热系数 高温气冷堆气体透平循环的换热主要为对流换热，在相同的堆芯设计下，换热系数的大小直接影响整个核电站的循环效率，而换热系数的大小工质的热物性有很大关系，其经验关系式为： (2.1) (2.2)其中 (2.3)式中努塞尔数； 雷诺数； 壁面温度(K)； 气体温度(K)； h传热系数(W/(mK)； l管道长度(m)； d 有效换热当量直径(m)； k导热系数(W/(mK)；由以上公式整理可得，对流换热系数可表示为： (2.4)其中 N 气体摩尔流量(mol/s) ； A横截面积(m2) ； M 气体摩尔分子量(kg/mol)； Cp定压比热容(J/(kgK)； 动力粘度(PaS)。 可以看出，在温度、摩尔流量和相同堆芯结构参数条件下： (2.5)2.3.3 高温气冷堆气体透平循环中的压损 在高温气冷堆的气体透平循环中，工质的流动过程中存在着一定的压力损失，而压力损失的大小直接影响到透平的进口压力，进而影响到循环效率。相对于其他部分的管道流动损失，工质在通过高温气冷堆堆芯时的压力损失最大，而压力损失的大小又取决于工质的热物性参数，其计算关系式为： (2.6) 其中 P 工质流动压损(Pa)； P循环中的最高压力(Pa)； R气体常数（J/(molK)）； a、b流动损失系数。 由式(2.6)可得，在工作压力（循环中的最高压力）、温度（气体堆芯出口温度） 、相同摩尔流量和相同的堆芯设计时，压损率: (2.7)2.3.4 透平机械的载荷系数 在高温气冷堆的气体透平循环中，包括两种透平机械压气机和涡轮，而压气机和涡轮工作性能又直接影响整个高温气冷堆气体透平循环的效率，所以必须考虑不同工质时透平机械的气动设计问题。在透平机械设计过程中，有三个非常重要的参数：级数、载荷系数和设计效率。其中载荷系数的定义为透平机械基元级比功与圆周速度的平方的比值，与透平机械的总焓变化成正比，而与透平机械级数和圆周速度成反比，他们之间存在以下关系式： (2.8)其中 载荷系数； 基元级比功(J/kg)； 透平机械总焓变化(J/kg)； n级数； u圆周速度(m/s)； Rb轮周半径(m)。 由式(2.8)可以看出，在相同的转速、载荷系数和叶片半径时，透平机械的级数随着透平机械的总焓变化的增大而增大。而在相同的总焓变化时，载荷系数则随级数、转速和叶片半径的增大而减小。载荷系数的大小直接影响透平机械的效率，如果载荷系数小就可以获得更高的效率，但必须增加级数或叶片的直径；而载荷系数大可以减少级数，但其效率也随之降低。但是大直径的叶片要求更大更重的转盘和叶片，使透平机械的总重量大大增加。另外长叶片的制造相对比较困难，所以通过增大叶片半径来减小载荷系数受到了很大的限制，更主要的影响因子就成为了透平机械的级数。 把总焓变化计算公式代入式(2.8)可得： (2.9) (2.10)由上式可以看出，在相同载荷系数、压比和圆周速度时，透平机械的级数与定压比热容成正比。2.4工质各特性的比较 2.4.1 工质热物性比较结果 由于气体的物性是随着压力和温度变化的，而这些电厂运行的系统压力常处在57MPa，温度在4001400K之间变化，所以这里只针对压力为6MPa，温度为 400K 和 1200K 的混合气体，进行了相关热物性的计算和分析，分析的热物性包括热导率、动力粘度、定压比热容等，其结果如图2-1至2-5所示。图2-1为热导率随混合物摩尔百分数的变化关系。当温度从400K上升到 1200K时，氦气、氮气和二氧化碳以及氦氮、氦二氧化碳混合物的热导率都增大了一倍。在相同温度和压力下，氦气的热导率最高。对于氦氮和氦二氧化碳混合物，随着摩尔百分数的增大，热导率是逐渐下降的。 图2-2给出了动力粘度随摩尔百分数的变化关系。当温度从400K上升到1200K时，氦气、氮气和二氧化碳以及氦氮、氦二氧化碳混合物的动力粘度也增大了一倍。在相同条件下，氦气的动力粘度最大。它们之间的差值与温度高低有很大关系，在温度为1200K时， 相差仅为 25，且二氧化碳的动力粘度稍大于氮气的。而在400K时，相差为10%左右，氮气的动力粘度反而高于二氧化碳的。同时，氦氮、氦二氧化碳混合物的动力粘度也是随摩尔百分数的增大而逐渐减小的。因为在压力为 0.110MPa，温度为01000时，氦气的定压摩尔比热容是不随压力、温度变化的，所以如图2-3所示，氦气的摩尔定压比热容的值是相同的，而氮气和二氧化碳的值都随着温度的增大而增大。在相同压力、温度条件下，二氧化碳的摩尔定压比热容最大，氦气的最小。氦氮、氦二氧化碳混合物的摩尔定压比热容都随摩尔百分数的增大而增大，而且呈线性变化。图2-4给出了比热比随摩尔百分数的变化图。如图所示，在相同温度、压力下，氦气的比热比最大，其次是氮气，最小的是二氧化碳，而且差值大小跟温度有很大关系，在400K时，氦气的比热比为1.665， 而氮气和二氧化碳的比热比为1.453和1.438，三者的差值很小，而在1200K 时，氦气、氮气和二氧化碳的比热比分别为1.665、1.332、1.178，三者的差值明显变大。同时，氦氮、氦二氧化碳混合物的比热比也是随着摩尔百分数的增大而逐渐减小的。图2-5给出了普朗特数随摩尔百分数的变化关系。如图所示，在相同压力条件下，温度从400K上升到1200K时，氦气的普朗特数是升高的，但是氮气和二氧化碳的普朗特数都下降。在相同温度、压力下，二氧化碳的普朗特数最大，氦气最小。在温度为400K 时，氦氮和氦二氧化碳混合物的普朗特数都是在摩尔百分数小于0.1时，其值是随着摩尔分子量的增大而减小，随后随着摩尔分子量的增大而增大，且当摩尔百分数小于 0.15 时，氦二氧化碳的普朗特数小于氦氮混合物值。而在温度为1200K时，氦氮混合物的普朗特数在摩尔百分数小于0.2 时，其值是随着摩尔分子量的增大而减小的，然后随着摩尔分子量的增大而增大。而氦二氧化碳混合物的普朗特数是在摩尔分子量小于0.1时，其值随着摩尔分子量增大而减小，然后随着摩尔分子量的增大而减小。从式（2.1）可以看出，传热系数是随普朗特数的增大而增大的，所以在选择工质时，应该注意普朗特数在极值处的摩尔百分数的值，不可以选此摩尔百分数下的混合物作为高温气冷堆气体透平循环的工质。图 2-1 热导率随摩尔百分数的变化图 图 2-2 动力粘度随摩尔百分数的变化图图 2-3 定压摩尔比热容随摩尔百分数的变化图图 2-4 比热比随摩尔百分数的变化图 图 2-5 普朗特数随摩尔百分数的变化图 2.4.2 传热系数、压损和透平机械所需级数的比较在相同摩尔流量和几何参数条件下，对不同工质下的传热系数、压损和透平机械所需级数进行了分析，其结果为图 2-6至 2-8所示。从图 2-6 可以看出，在温度为 400K时，二氧化碳的传热系数为氦气的1.3倍，氮气为氦气的 94.7，且氦氮混合物在摩尔百分数为0.4时最小，氦二氧化碳混合物的值在摩尔百分数为 0.1 时最小。而在温度为1200K 时，二氧化碳的传热系数为氦气的1.57倍，氮气的比氦气稍大3.2，且氦氮混合物的值在摩尔百分数为 0.2 时最小图 2-7给出了压损率随摩尔百分数的变化关系。压损率与随摩尔百分数近似成正比关系，其中二氧化碳的压损率最大，是氦气的6.6倍，氮气的也为氦气4.6倍。因此，在工质选择上，压力损失的影响也是非常大的，必须作为一个重要的参考因素。透平机械级数之比的结果如图2-8所示。在相同条件下，氦气作为工质时，透平机械级数最大，约为二氧化碳的4.6倍，是氮气的 4.3倍，所以氦气作为工质时，由于级数多，使得转轴长度较长，这使制造和运行安全都十分困难。 图 2-6 传热系数比值随摩尔百分数的变化图 图 2-7 压损率随摩尔百分数变化图图 2-8 透平机械级数比值随摩尔百分数的变化图2.5 本章小结 通过对氦气、氮气和二氧化碳及氦氮和氦二氧化碳混合物的热物性、换热过程的传热系数、压力损失和透平机械所需的级数的比较分析，主要得出了以下三个结论： 1在高温气冷堆气体透平循环中，氦气作为工质时，压力损失小，但其传热系数低于二氧化碳，而且其等熵指数大，难于压缩，使透平机械需要较多的级数，这给制造和运行安全带来影响。 2用二氧化碳作为工质时，其传热系数较高，而且透平机械的级数较少，但压力损失比较大，使效率比较低。 3用一定比例混合的氦氮气、氦二氧化碳混合物作为工质时，结合氦气、二氧化碳和氮气的优势，一方面可以提高其传热系数和减少透平机械的级数，另一方面其压力损失又不会降低过大。 第3章 高温气冷堆氦气轮机循环的特性研究3.1循环分析3.1.1循环过程 图3.1 装置实际结构图 图3.2 循环图 图2.2表示为实现闭式循环高温气冷堆氦气轮机动力装置的可能方案之一采用回热和压缩过程中的中间冷却以提高效率的气体涡轮装置方案。它的工作过程按下面的方式进行。 在低压压气机(LCP)中压缩了的氦气流经中间冷却器(ICL)，被冷却以后进入高压压气机(HCP)。在高压压气机中压缩后，氦气进入回热气(RPT)高压侧，在回热器中它从由涡轮出口出来的氦气取得热而被加热。已经被部分加热的氦气进入高温气冷堆(HTGR)。在高温气冷堆中被加热到预定温度的氦气进入涡轮中，在其中膨胀、做功，得到的功用来带动高压压气机，低压压气机和发电机。然后氦气流过回热器低压侧，部分的冷却后进入预冷器。冷却到初始温度以后进入低压压气机重复循环。3.1.2循环优缺点 这个循环有以下优点：: (1)系统简单。所有设备都可以放在能量转换系统的压力容器中，从而避免蒸汽透平复杂的水汽系统。 (2)循环效率高。其效率可达48%，甚至超过50%。 (3)避免了反应堆堆芯进水事故的发生。3.1.3理想布雷登(Brayton)循环 高温气冷堆氦气轮机循环的热力过程是一个带有间冷、预冷、回热的布雷登循环。理想的布雷登循环(等嫡压缩和等嫡膨胀间冷回热循环)的温嫡图(T-S图)如图所示。 理想布雷登循环的流程为1-2a-2b-2-3-4-5-6-1。状态1的低温低压氦气在低压压气机中压缩以后，到达状态2a;由间冷器冷却以后，到达状态2b;由高压压气机压缩后，到达状态2;经回热器换热后，到达状态3:在反应堆内被加热以后，到达状态4;进入透平做功后，到达状态5;再经回热器换热后，到达状态6;最后经预冷器冷却后，从新回到状态1。再次进入压气机，重复压缩过程。 T-S图中各节点对应着循环图中的部件如下: 节点1:预冷器的出口、低压压气机的入口; 节点2a:低压压气机的出口、间冷器的入口; 节点2b:间冷器的出口、高压压气机的入口; 节点2:高压压气机的出口、回热器高压侧的入口; 节点3:回热器高压侧的出口、反应堆的入口;节点4:高温气冷堆的出口、透平的入口;节点5:透平的出口、回热器低压侧的入口;节点6:回热器低压侧的出口、预冷器的入口。 图3.3 理想布雷登循环的温嫡图图3.4 实际的间冷回热循环图3.1.4实际的间冷回热循环 与理想布雷登循环不同，实际间冷回热循环需要考虑各个部件的效率和压力损失。由于存在着压力损失，带有回热，间冷和预冷过程的实际循环的温嫡图(T-S图)如图所示。图中的曲线2-2p, 1-lp和2a-2ap为等压线。循环的流程为1-2a-2b- 2-3-4-5-6-1。从图中可以看出，实际间冷回热循环由于压力损的存在，其吸热线(2-4)和放热线(5-1)之间的距离缩小了，从而导致了循环净输出功相对减小。另外，实际间冷回热循环中，涡轮的膨胀过程和压气机的压缩过程都不是等嫡过程，存在损失。所以透平的膨胀功会减小，压气机的压缩功将增加，这也导致了循环净输出功的减少。因此，部件效率和压力损失都降低了循环效率。3.2循环部件分析3.2.1进行循环分析和计算前，先确定本文中所用符号的含义: (1)Pn、Tn、和Sn分别表示节点n处气体的压力、比容、绝对温度(开氏温度)、摄氏温度、焙和嫡； (2)和分别表示透平和压气机的绝热效率； (3)表示回热器的回热度； (4)表示透平膨胀比； (5)示压气机总压比，、则分别为高、低压压气机压比； (6)为循环温升比，是循环最高温度T4与最低温度T1之比； (7)为循环中压损与高压压气机出口压力之比。参为循环中从高压压气机出口到透平入口(24)的压力损失；为从透平出口到低压压气机入口(51)的压力损失；为从间冷器(2a2b)中的压力损失； (8) Cp为气体的定压比热，在0.1-10MPa和0-3000的范围内，氦气的定压比热Cp=5.1931 kJ/kgK； (9) k为气体的等嫡指数，在0.1-10MPa和0-3000的范围内，氦气的等嫡指数k=1.667； (10)是表征气体绝热过程的参数，称之为绝热因子，=（1-k）/k； (11)为低压压气机的比压缩功； (12)为高压压气机的压缩功； (13)为高、低压压气机的总压缩功； (14)为透平的膨胀功； (15)为循环净输出功； (16)为冷却剂从反应堆堆芯吸热量； (17)为循环效率。3.2.2涡轮膨胀过程 图3.5涡轮的实际膨胀过程的温嫡图 如图3.5所示为涡轮的实际膨胀过程的温嫡图(T-S图)。过程的初始参数为涡轮进口压力P4，及温度T4；终了参数为涡轮出口压力P5，及温度T5。在涡轮和压气机中，气体与外界的热交换极小，可以忽略不计。因此，透平中气体的膨胀过程可被认为是绝热过程。透平中气体的理想膨胀过程45s是可逆绝热过程，即等嫡膨胀过程。而实际膨胀过程45是不可逆的绝热过程。对于透平的膨胀过程中的压力变化，有如下关系式: (3.1) (3.2) (3.3)由上述压力关系式联立解得透平膨胀比为: (3.4) 透平的绝热效率几为实际过程膨胀功与理想过程膨胀功之比: (3.5) 对于从T4到T5s、的等嫡过程，存在关系式: (3.6)透平膨胀功WT可表示为: (3.7)已知条件如表3.2所示：表 3.2初始参数压气机效率透平效率回热器效率反应堆损失回热器高压侧损失回热器低压侧损失90%93.06%95%4.0% 0.60%1.52%预冷器损失涡轮出口温度（）压比T1（）P2（MPa）中冷器损失1.21%9002.47356.0360.42%3.2.3压气机的压缩过程 图3.6 压气机的实际压缩过程的温嫡图 (3.8) (3.9)其中 (3.10)压气机的等嫡效率为理想压缩过程耗功与实际压缩过程耗功之比: (3.11) 解得低压压气机的出口温度和压缩功为: (3.12) (3.13) 同理可得高压压气机出口温度T2和压缩功: (3.14) (3.15) 因此得到高、低压压气机的总压缩功为: (3.16)3.2.4回热器回热器的回热度为实际的回热量与理想回热量之比: (3.17)计算结果：表 3.3P4（MPa）膨胀比P5（MPa）T5（）Wt(KW)P1（MPa