dq063高温气冷堆多头螺旋管式蒸汽发生器的设计与计算
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dq063高温气冷堆多头螺旋管式蒸汽发生器的设计与计算,毕业设计
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摘 要 - I - 摘 要 在采用一体化布置的高温气冷堆中，为了使预应力混凝土压力容器体积不致过大，蒸汽发生器应尽量紧凑，严格限制受热面空间布置，并要求其具有较高的功率密度。因此，一体化布置的高温气冷反应堆主要选用直流型多头螺旋管式蒸汽发生器。 本文从实际工程设计出发，对多头螺旋管式蒸汽发生器的设计进行了研究，提出了多头螺旋管束受热面结构的设计方法，推荐了螺旋管内外的传热系数和压降的计算关系式。根据所提出设计方法和螺旋管内外的传热系数和压降的计算关系式对 260MW 蒸汽发生器进行了设计计算。 由于螺旋管具有占地面积小、传热系数 大、结构紧凑、易于清洗、污垢热阻小等优点，不仅在核反应堆，而且在直流锅炉、急冷锅炉、各种石油化工设备中的换热器，热交换器都有相当广泛的应用。因此本文得到的结果不仅适用于高温气冷反应堆的蒸汽发生器，而且适用于各种工业设备中的螺旋管式换热器和螺旋管式热交换器。 关键词 蒸汽发生器 ， 传热，压降，螺旋管 nts东北电力学院硕士学位论文 - II - ABSTRACT The steam generator, in the incorporate type of the high-temperature gas-cooled reactor, should be of the compact structure, the least heating surface and the higher power density in order to decrease the volume of the initial-stress concrete pressure vessel, there by the steam generator with the uniflow multi-start helical coiled tubes is used generally for it possessing all these characteristics. Design method of the heat exchanger with multi-start helical coiled tubes is researched to meet of engineering practice. The structure design of multi-start helical tubes bundle is present. The correlations to caculate heat transfer coefficient and pressure drop for the inside and out side of helical coild tubes are commended. The design calculation of 260MW steam generator has been done. There are a number of obvious advantages in the banks of helical tubes: they occupy less area; they exhibit high heat transfer coefficients and low thermal resistances; they are of the compact structures; and finally, they can be cleaned out easily. Therefore helical coiled tubes are used in many industries, for example in the nuclear reactor, in the monotube boiler and the rapid-cooling boiler, in the heat exchangers of the petrochemical equipments. So the results presented in this paper are fit not only for the steam generator in the high-temperature gas-cooled reactor, but also for the heat exchangers with helical coiled tubes in all kinds of industry equipments. Key Word: steam generator， heat transfer， pressure drop， helical coiled tubes nts主要符号表 - III - 主要符号表 英 文 字 母 pfc液体比热， W/kg； D 螺旋直径， m； cD中心柱直径， m； dD套筒直径， m； d 管子外径， m； id管子内径， m； aeffni FFF ,所示的修正系数，无因次； G 质量流速， kg/sm2； H 管束高度， m； h 螺旋管导程， m； mach对流放热系数， W/m2； mich核沸腾放热系数， W/m2； fK液体的导热系数， W/m； L 螺旋管长度， m； M 头数，个； Nu 努塞尔特数，无因次； gNu汽相努塞尔特数，无因次； n 轴向方向管子排数，个； wg,Pr管壁温度确定的汽相 pr 数，无因次； Pr 普朗特数，无因次； Re 雷诺数，无因次； nts东北电力学院硕士学位论文 - IV - gRe汽相雷诺数，无因次； r 液体的汽化潜热， kJ/kg； ir管内污垢层的污垢系数， m2 /W； or管外污垢层的污垢系数， m2 /W； TS 径向 节距， m； LS 轴向节距， m； wt壁面温度，； lt流体温度，； satt饱和温度，； v 流体的比容， m3/kg； 0w循环流速， m/s； x 质量含汽率，无因次； Z 管子的总阻力系数（不包括节流圈）， 无因次； gri过热段焓增， kJ/kg； qhi进口介质欠焓， kJ/kg； jbp局部阻力压降， Pa； jsp加速压降， Pa； ldp流动阻力压降， Pa； mcp摩擦阻力压降， Pa； satpsatt对应的蒸汽压力变化， Pa； zwp重位压降， Pa； satt壁面过热度，。 nts主要符号表 - V - 希 腊 字 母 螺旋上升角，度； 螺旋管内摩擦阻力系数，无因次； 0直管的每米沿程阻力系数， 无因 次； f液体动力粘度系数， Pa s； 两相流体局部阻力损失系数， 无因次 ； jb单相流体螺旋管阻力系数， 无因次 ； jl节流圈阻力系数， 无因次 ； 局部阻力系数之和， 无因次 ； c过热段出口密度， kg/m3； f液体的密度， kg/m3； g气体的密度， kg/m3； gr过热段平均密度， kg/m3； r 预热段入口密度， kg/m3； 饱和水密度， kg/m3； 饱和蒸汽密度， kg/m3； 表面张力， N/m nts东北电力学院硕士学位论文 - VI - 目 录 摘 要 . I ABSTRACT . II 主要符号表 . III 第 1 章 绪 论 . 1 1.1 课题的研究背景及意义 . 1 1.2 换热器的发展和现状 . 3 1.2.1 换热器概述 . 3 1.2.2 换热器研究工作进展 . 5 1.2.3 管壳式换热器的发展概述 . 6 1.3 本课题要完成的工作 . 8 第 2 章 多头螺旋管式蒸汽发生器换热面结构的设计方法 . 9 2.1 基本工作原理 . 9 2.2 设计原则 . 10 2.3 换热面结构的设计方法 . 11 第 3 章 螺旋管内外传热、压降计算关系式 . 15 3.1 总传热系数 . 15 3.2 管外（壳侧）放热系数 ho . 16 3.3 管内放热系数ih. 19 3.3.1 无相变时的放热系数 . 21 3.3.2 有相变时的放热系数 . 21 3.4 管外侧压力损失 . 23 3.5 管内压降关系式 . 24 3.5.1 摩擦阻力压降计算 . 24 3.5.2 局部阻力压降计算 . 26 3.5.3 重位压降计算 . 27 3.5.4 加速压降计算 . 29 第 4 章 260MW 高温气冷堆蒸汽发生器的设计 . 31 nts目 录 - VII - 4.1 设计参数 . 31 4.2 计算方法和步骤 . 31 4.3 螺旋管束结构设计 . 32 4.4 热工水力模型 . 34 4.5 多值性的校验 . 35 4.6 管间脉动的校验 . 36 4.7 节流圈的选取 . 38 4.8 主要设计及计算结果 . 38 结 论 . 42 致 谢 . 43 个人简历 . 44 攻读学位期间发表的论文 . 45 参考文献 . 46 nts第 1 章 绪 论 - 1 - 第 1章 绪 论 1.1 课题的研究背景及意义 当今世界，能源是一个国家国民经济发展的基础和前提，在自然资源开采日趋减少的今天，能源发展趋向于多元化。其中核能作为一种潜力很大的能源，在当今世界多数国家得以发展。一些发达国家的核电消费量在整个电力消费量中已占有相当大的比重。 1942 年，意大利科学家费米亲自主持了美国芝加哥大学建成的世界上第一座核反应堆，从而揭开了原子核能时代 的序幕。原子核能的和平利用在二战后的 50 年代开始，经过试验性原子核反应堆阶段到 20 世纪90 年代，人们已经在核电站用反应堆方面形成了一个综合性的高技术工业部门。可见，核电发展的脚步相当迅速，核能作为一种新能源替代品，将受到越来越多国家的重视，正由发达国家向发展中国家扩展。 核能是一种潜力巨大的能源，由于世界各国日益严重的燃料供应和环境问题的困扰。首先化石能源逐渐耗尽，其价格必然上涨，从而使电价也会跟着上涨。其次环境问题的日益严重，尤其每年成亿吨、上百种的有害烟尘和废气排入大气层及全球性的气温变暖，都会导致人类 生存条件的降低，使得多数国家的目光集中在核电发展上，而发展核电又是能源多元化的重要组成部分。然而当今不少人对核电本身存在着或多或少的忧虑，尤其经历了历史上两次事故 (即1979 年美国三里岛事故和 1986 年前苏联切尔诺贝利事故 )，使得反核派以此作为借口，大唱反核之调。事实上，经调查，事故造成的放射性影响是微不足道的，也无因放射性泄露而造成的人身伤亡。因此，核电站是非常安全的，另外，在核电站经济性方面，其特点是基建投资高，但燃料费用低廉，完全可与火电竞争。以基建投资来说，在同样条件下，核电站的单位造价约为火电站的 1.52倍，但由于核电的燃料费便宜得多，使得其成本仅相当于火电成本的 50% 90%。从综合效益来讲，核电在经济上是合算的。尤其当燃料价格上涨时，核电站在经济上的优越性便显现出来。 随着核电本身安全性的提高，积累了 5000 堆年 (一座堆运行一年为一堆年 )的运行经验以及新一代更为安全、经济的先进堆的推广使用和人类对核不扩散nts东北电力学院硕士学位论文 - 2 - 的共识，都将认为核电技术是成熟的，并且是一种可靠经济的能源。总之，核电的大力、迅速发展，使之会成为下个世纪的首选能源 1。 我国于上世纪 70 年代初才开始发展核电， 1991 年 12 月自行建设的 300MW秦山核电站投入运行。从而结束了中国大陆无核电的历史，接着从法国引进的 2 900MW 大亚湾核电站于 1992 年投入运行，标志着我国核电由起步进入新的发展时期。 1995 年确定的 4 个核电项目 8 个堆的建设已于 2000 年完成，使得我国核电的装机总容量达到 9GW 左右。勿庸置疑，在本世纪，核电在我国必将有一个更大的发展。 核反应堆，其主要类型 :1、根据引起燃料核裂变的中子的能量，可分为快堆、中能堆、热堆。 2、根据所用燃料的种类，又可分为铀堆、钚堆、钍堆和混合堆。 3、根据用于慢化中子的材料，分为轻水堆、重水堆、石墨堆 及有机介质堆。 4、根据目的和用途，分为动力堆、生产放射性同位素堆 2。 目前国外已实际使用的热中子转换堆有以轻水作慢化剂和冷却剂的轻水堆，以石墨作慢化剂的石墨堆和以重水作慢化剂的重水准。轻水堆是世界上应用最广的堆型。又分为压水堆 (PWR)、沸水堆 (BWR)两种类型，这两种均采用普通轻水作慢化剂，低浓度二氧化铀制成芯块，装入锆包壳内作燃料。在已投入运行的轻水堆中，其中压水堆占到 65%，沸水堆占到 35%。石墨反应堆采用石墨作为慢化剂，其中投入运行的石墨堆中有 58%用二氧化碳作为冷却剂，其余 42%用轻水作冷却剂 ，仅前苏联采用此堆型，而其他国家均未采用。重水堆，由于重水价格昂贵，目前仅在加拿大建造即坎杜型 (CANDU)重水堆，以天然铀作燃料，重水作为慢化剂和冷却剂。高温气冷堆 (HTGR)是美国开发的一种新堆型，采用氦作冷却剂，铀和钍的氧化物作燃料。钠冷快中子增殖堆 (FBR)， 1951 年始创于美国，有关核专家预测，这种堆型是取代目前正广泛被采用的压水堆的又一新堆型。目前只有法国、俄罗斯、美国、日本、德国等少数国家拥有此种堆型 3。 高温气冷反应堆是在低温堆的基础上发展起来的，是改进型气冷堆的进一步发展。高温气冷反应 堆内选择了在化学上呈惰性且热工性能好的氦气作冷却剂。燃料元件采用全陶瓷型的热解碳涂敷颗粒，这是高温气冷堆的一项技术突破，这样就允许燃料包壳在 1000以上的高温下运行。石墨被用作慢化剂兼堆芯结构材料。这样堆芯出口温度提高到 750以上甚至可达 950 1000，堆芯功率密度达 68MW/m3，用于发电的热效率可达 40%左右，而用于高温供热时总热效率可达 60%以上。高温气冷堆还具有一次回路放射性低，易于维护和检修，具有安全性高，事故安全性好，对环境放射排放量少等一系列优点 4-5，所以这nts第 1 章 绪 论 - 3 - 种堆型越来越受到世界 各国的高度重视。 自高温气冷反应堆发展以来，作为高温气冷反应堆动力装置关键设备之一的蒸汽发生器也获得了很大的发展。其特点是一回路介质采用高热工参数的氦气，入口温度高达 750左右，使之产生高参数的蒸汽，压力为 17MPa，温度为540与火电站的参数基本相同，因此蒸汽循环的热效率与先进火电站相近，可达 40%左右。 蒸汽发生器是高温气冷反应堆动力装置中的主要设备之一，它的作用是将一次回路冷却剂的热量传递到与之隔绝的二次回路的介质，进而产生蒸汽，它是并联分隔一、二次回路的关键设备，是一、二次回路的枢纽，它的工作可 靠性及安全可靠性直接影响到核动力装置的经济性、工作性能和安全可靠性。一旦蒸汽发生器发生爆管事故，将迫使核电站停运，电厂直接经济损失和社会效益损失可达数亿元人民币。同时还使反应堆一次回路中的放射性物质泄露到二次回路中，最终外逸到环境中，造成环境污染，直接威胁人类的生命安全。因此蒸汽发生器的结构设计、材料选择、制造工艺、运行操作和维护检修等必须十分重视。 在采用一体化布置的高温气冷堆中，为了使预应力混凝土压力容器体积不致过大，蒸汽发生器应尽量紧凑，严格限制受热面空间布置，并要求其具有较高的功率密度。因此，一体化 布置的高温气冷堆主要选用直流型多头螺旋管式蒸汽发生器。 由于螺旋管具有占地面积小、传热系数大、结构紧凑、易于清洗、污垢热阻小等优点，不仅在核反应堆，而且在直流锅炉、急冷锅炉、各种石油化工设备中的换热器，热交换器都有相当广泛的应用 6-8。因此本文得到的结果不仅适用于高温气冷反应堆的蒸汽发生器，而且适用于各种工业设备中的螺旋管式换热器和螺旋管式热交换器。 1.2 换热器的发展和现状 1.2.1 换热器 概述 热交换器是工业生产中重要的单元设备，根据以往的统计，热交换器的吨位约占整个工艺设备的 20%，有的甚至高达 30%，其重要性就 可想而知。目前，应用最广泛的换热器为管壳式热交换器。此外，还有板式热交换器、板翅式热nts东北电力学院硕士学位论文 - 4 - 交换器、螺旋板式热交换器等。管壳式热交换器包括固定管板式、浮头式、 U型管式、滑动管板式、填料函式热交换器等。管壳式热交换器虽然在热交换效率、紧凑性和金属消耗量等方面不及其他形式的热交换器，但它具有结构坚固、可靠性高、适应性大、用材范围广等优点，仍得到广泛的应用。为了适应温度和压力对介质的腐蚀要求，在上述基础上变形的也很多，其中最具代表性的是废热锅炉，这种利用工艺流程中产生的余热生产高压蒸汽的废热锅炉，就是个节能型热交换设备， 在工业生产中应用很广。近年来，我国的高温高压热交换器，在材料、结构和制造方面都取得了一定的进展。 板式热交换器近年来也获得了较为广泛的应用，板式热交换器有其独到的优点，如高传热系数、多股流、可拆卸、清洗方便等，在纯碱行业中板式热交换器取代了效率低下的套管式热交换器而被广泛应用。目前，板式热交换器的主要薄弱环节是受结构和密封胶条所限，尚不适宜于高压和高温场合。另外，结构类似于板式热交换器的“冷箱”。即钎焊的铝合金板式热交换器，在国外已有压力为 8MPa 左右的冷箱产品，而国内只有低压级的，与国外尚有一定的差距 9。 板翅式换热器是我国上世纪 60 年代自行开发的新型高效热交换设备，以其优良的性能，被广泛应用于空分设备、石油化工设备、工程机械和宇宙空间技术等工业部门。使我国成为继英、美、日之后第 4 个生产板翅式换热器的国家。30 年来，我国板翅式换热器技术取得了显著进步。 1962 年杭州制氧机研究所列题开展了板翅式换热器的试验研究； 1966 年研制工作由试验室转向工业性试验和试制； 1969 年首次生产了 210 110 1100 切换板翅式换热器，成功地应用于KL-15 型移动式制氧车上，随后在大、中型空分设备上得到迅速的推广。 1979年开封空分设备厂研制成功的锯齿型翅片冲床技术，荣获国家二等发明奖。同年，杭州制氧机集团公司向联邦德国林德公司转让翅片冲床技术和许可证，这是我国机械工业首次向西方发达国家提供的技术转让。 1983 年杭氧和开封两厂先后开发大型和中压的板翅式换热器，并于 1985 年同时荣获国家优质产品银质奖，使我国板翅式换热器技术水平达到了一个新的高度。 1991 年杭氧集团引进美国 SW 公司大型真空钎焊炉和板翅式换热器制造技术，于 1993 年成功开发了8.0MPa 石油化工用高压铝制板翅式换热器，使我国产品成功地走向国际市场。 我国板翅式 换热器设计和制造技术水平的提高，使我国在该项技术领域达到和接近世界先进水平，其主要表现在 : 1.开发和编制了板翅式换热器设计热力计算计算机程序，提高了计算精度nts第 1 章 绪 论 - 5 - 和设计水平。 2.无熔剂真空钎焊取代盐浴浸渍钎焊，使换热器制造工艺技术进入世界先进行列。 3.制订 JB/T7261(铝制板翅式换热器技术条件 )推动和促进了其技术水平的提高。 4.8.0MPa 高压铝制板翅式换热器开发成功，并出口到美国，表明我国制造技术达到和接近世界先进水平，已具有与国际市场竞争的能力，开拓了国际市场 10。 1.2.2 换热器 研究工作进展 为了改 善热交换器的性能，提高设备结构的紧凑性等，在“六五”、“七五”、“八五”期间国内大专院校、科研、设计、制造、使用单位进行了许多研究开发工作。 1传热管的强化研究工作。为了同时扩大管内、管外的有效传热面积或强化传热，将传热管的内外表面轧制成各种不同的表面形状，并使管内、管外流体同时产生湍流，提高传热管的性能。另一方面为改良传热管的表面性能，使之既符合传热机理的要求，又能充分发挥其特点，将沸腾传热管表面制成多孔状，使气泡核心的数量大幅度增加，促进传热膜系数的提高，并且其还有良好的抗污垢能力。 2在管壳式热交 换器内挡板的改善上，为了提高壳程的传热膜系数，增加介质的湍流性，防止介质走短路。华南理工大学、兰州石油机械研究所和中国石化局洛阳石化工程公司等开发了折流杆结构，取得了可喜的成果，已在生产中广泛应用。壳程的传热膜系数，对热交换器传热系数的提高，影响颇大。一般热交换器的壳程传热膜系数由于介质流速低，湍流形成困难等，其数值不高，折流杆结构可以减少热交换器的传热面积，降低热交换器的吨位。 3近年来热管技术也有较大的应用，它具有效率高、压降小、结构简单、紧凑等优点，用在热交换器上取得了较好的效果。南京化工大学等在这 一领域中做了较多工作。 4为了避免管内外表面污垢的生成，在传热管的内外表面上涂以涂料层，可以起到少结垢的作用，这样就可以使传热管的内外表面维持较低的热阻。目前，涂料层的使用温度不高，南京第二化工机械厂在研究开发耐更高温度的涂nts东北电力学院硕士学位论文 - 6 - 料层做了不少工作。 5为了减轻高温高压的气流冲刷和腐蚀的破坏作用，除了上面提到的在管板上堆焊合金层外，亦可在传热管头采用保护措施，以降低由于高温高压气流冲刷，导致热应力、热疲劳和高温腐蚀或金属脆化。在传热管的管头，即传热管与管板的连接处，有多种保护措施，在生产中已得到应用。 1.2.3 管壳式换 热器的发展概述 管壳式换热器是石油化工应用最广泛的换热设备。其可靠性和适用性已被充分证明，特别是在较高参数的工况条件下，管壳式换热器更显示其独有的长处。目前各国为提高这类换热器性能所进行的研究主要是强化传热，提高对苛刻的工艺条件和各类腐蚀介质适应性材料的开发以及大型化发展所做的结构改进 11。 强化传热的三种途径是： 1、提高传热系数； 2、扩大传热面积； 3、增大传热温差。其中，提高传热系数是强化传热的重点。目前，管壳式换热器强化传热多数采用非源强化的方法，即采用改变传热元件本身的表面形状和表面处理方法，以获 得粗糙的表面和扩展表面；也有用内插物增加流体本身的扰流来强化传热的。为了同时扩大管内外的有效传热面积，将传热管的内外表面轧制成各种不同的表面形状，使管内外流体同时产生湍流，提高传热管的传热性能。或将传热管表面制成多孔状，使气泡核心的数量大幅度增加，从而提高总传热系数，还具有良好的抗污垢能力。 通常还采用螺纹管和低翅管来强化传热管的传热。螺纹管换热器是较有代表性的一种新型管壳式换热器，螺纹管的表面积比普通光管大 22.5 倍，特别适用于管外放热系数低的场合，而且由于轧制加工，金属表面晶粒细化，使其抗结垢性和耐腐 蚀性与光管比有所改善。德国 Hde 公司的螺旋槽管，当23001000kg/m2s 时， 1111100011xGxx(3-37) 3.5.2 局 部阻力压降计算 1. 单相流体局部阻力压降计算 所谓局部阻力压降是指流体流动时由于截面的改变 (扩大或缩小 )或流动方向改变而引起能量损失。 在蒸汽发生器中的局部阻力一般都处于自模化区，即与流体的 Re 数无关，因此可按 式（ 3-38）来计算局部阻力损失： vwp jbjb 2 )( 21 (3-38) 弯曲半径不变的螺旋管阻力系数jb按式（ 3-39）计算： LC xjb 01 (3-39) 式中：xC1 系数，按不同的管子内径id与螺旋半径 R 之比和 Re 由线算图查取。 对于加热的管件，工质的流速和比容沿管长是不断变化的，理论上在计算局部阻力时应按产生阻力点的流速和比容计算，在实际工程计算中，为了简化计算，除靠近管子入口和出口处的局部阻 力按“当地”的比容或流速计算外，nts第 3 章 螺旋管内外传热、压降计算关系式 - 27 - 其余均按沿管长的平均比容 (或平均流速 )计算。对于蒸发管的加热水段 (单相区段 )和蒸发区段是必须分开计算的。 2. 两相流体局部阻力压降计算 与单相流体相同，两相流体在流通截面或流动方向改变时，也会影响到流体速度场的改变并使流体的质点产生撞击和涡流，引起局部阻力损失。不仅如此，流通截面和流动方向的改变对两相流体的影响比单相流体还要大得多，因为在速度场改变的同时，还产生蒸汽浓度分布场的改变。 两相流体局部阻力计算采用均相模型，汽水之间相对速度对局部阻力影响通过局部阻力系数 来反映。两相流体局部阻力压降按式（ 3-40）计算： )1(12202 xwp jb (3-40) 汽水混合物通过弯曲半径不变的螺旋形管圈时，阻力系数按式（ 3-41）计算 jb (3-41) 3.5.3 重位压降计算 1. 单相流体重位压降计算 重位压降又称重位压头，它是由于工质的重力作用而产生的压降。单相流体的重位压降可由式 (3-42)计算： hgp zw 1 (3-42) 式中： h 管子进出口之间的水标高差 ， m。 当上升 下降管件的总行程不超过 10m，并且其入口联箱和出口联箱在同一标高时，其重位压降可略去不计。在过热段中，由于其重位压降在总压降中所占份额较小，只有当压力大于 10MPa，并且在联箱的各过热器管子间有很大的吸热不均性时，为了计算各并联管的流量偏差，对于单行程的辐射式过热器和屏式过热器，才计算其重位压降。由于蒸汽的密度较 小，在蒸汽管道中的重位压降一项与流动压降相比其数值也较小，因此在换热器的管道计算中规定，只有当工质的焓值小于 2500kJ/kg 时才计算其重位压降。 nts东北电力学院硕士学位论文 - 28 - 2. 两相流体重位压降计算 两相流体的重位压降计算公式与单相流体重位压降的计算公式是不同的，本课题中两相流体的重位压降计算采用的是分相模型进行计算的。 管内汽液两相流的流型 23分为泡状、弹状、环状和液雾状，而主要流型为泡状流和环状流。 水在管中靠管内壁流，占据截面积 F ；汽在管子中间由水形成的“水管”中流，占据管截面积 F ；考虑汽水的相对速度：水的真实速度为 w ；汽的真实速度为 w 。这种模型把汽和水两相分别考虑，也考虑了汽水之间相对速度的影响，比较真实地反映了流动情况。 图 3-6 汽水混合物分相模型示意图 如图 3-6，取一小段管子，长为 dh 。这时管子中水的质量为 dhF ， 管子中汽的质量 dhF ，汽水混合物总质量为 dhF + dhF ，管子中汽水混合物体积 Fdh ，可方便的推出真实容积密度zs计算式 (3-43)，即： FFFFF d h dhFdhFzs 汽水混合物体积汽水混合物总质量 (3-43) 定义： FF / 。 为截面含汽率，它的物理意义为：蒸汽占 据管截面的份额。这时 1/ FF ，因此上式可写成： )()1( zs (3-44) 汽水混合物在管屏、管内流动时因垂直标高不同而引起的压力差，称为重位差压，按式 (3-45)计算： nts第 3 章 螺旋管内外传热、压降计算关系式 - 29 - )1(2 hghgp zszw (3-45) 3.5.4 加速压降计算 1. 单相流体加速压降计算 单相流体的加速压降可按式（ 3-46） 计算： )()()( 122121 vvwwwwp js (3-46) 式中： 2w 、 1w 出口和进口截面上的工质的流速， m/s； 2v 、 1v 出口和进口截面上的工质的比容， m3/kg。 式 (3-46)适用于沿流动方向管道截面不变的情况，对于不可压缩流体，只有当工质与外界有热交换时才产生加速压降。 在低于临界压力时，加热和压力对水的比容变化影响很小，因此jsP值也很 小。对于过热蒸汽，加热和压力变化对比容变化有一定的影响，但jsP值与其它压降值相比数值也较小。因此，对于低于临界压力的单相流体可以不计其加速压降。在超临界压力锅炉的大比热区，工质受热后比容变化较大，特别在热负荷较高时相对较大。因此，当单侧加热时如管子热负荷大于 460kw/m2 或双侧加热时热负荷大于 230kw/m2 以及当工质焓值小于 1700kJ/kg 时，应按式 (3-46)计算加速压降的值。 2. 两相流体加速压降计算 当汽水混合物在不加热的管中向上流动时，由于压力逐渐降低产生 自汽化，同时蒸汽的比容也增大，此时也会产生两相的动量变化，但一般情况下此影响很小，可以不计。在加热的蒸发管中，由于水的不断汽化，使汽水混合物的容积增大很多，因此加速压降较大，特别是在低压时，在热负荷较大的蒸发管中加速压降比较显著。 对于均相流体，加速压降可以按式 (3-47)计算 ： )()()()( 1221222 XXvvwvvwp js (3-47) 式 中： v 饱和蒸汽比容， m3/kg； v 饱和水比容， m3/kg； 2X 管段出口质量含汽率； 1X 管段入口质量含汽率 。 nts东北电力学院硕士学位论文 - 30 - )1/1(/1 1 X(3-48) 本章结合多头螺旋管式蒸汽发生器的特点，提出了总传热系数的计算方法，并推荐了管外放热系数（压降）和管内有相变及无相变放热系数（压降）的计算关系式，给实际工程设计提供了坚实的理论基础。nts第 4 章 260MW 高温气冷堆蒸汽发生器的设计 - 31 - 第 4章 260MW 高温气冷堆蒸汽发生器的设计 本章从工程实际出发，根据以上所提供的设计方法，利用 螺旋管内外传热系数及压降的推荐公式，在热力计算和水力计算的基础上，对 260MW 高温气冷堆蒸汽发生器进行了设计。 4.1 设计参数 由已知的热功率，给定的氦气的入口温度、螺旋管内的给水 /蒸汽温度、水侧出口压力（蒸汽压力）和氦气入口压力，在风机允许的压头下，可计算出一、二次回路的质量流量。具体的设计参数见表 4-1。 表 4-1 蒸汽发生器的设计参数 热功率 MW 260 一次回路质量流量 kg/s 111 氦气入口 /出口温度 700/253 氦气压力 MPa 7 一次侧压力损失 MPa 0.039 二次回路 质量流量 kg/s 101.5 给水 /蒸汽温度 180/530 蒸汽压力 MPa 19 压力损失 MPa 2 4.2 计算方法和步骤 根据给定的热功率，先假设一个传热系数 u ，由传热方程 tuAQ ，（其中 Q为热功率， u 为传热系数， A 为传热面积， t 为传热温 差）计算出传热面积 A 。其中传热温差可根据工质进出口温度得出。计算出传热面积后，再根据设计的传热管外管径计算出传热管数目及长度，就可以初定管束结构了。为了保证螺旋管长度基本相同，就得保持传热管的螺旋上升角 和径向节距 ST 一定。结构nts东北电力学院硕士学位论文 - 32 - 初步确定的正确与否，要靠热力计算和水力计算来验证。热力计算是根据初步确定的结构，确定传热系数 u 及蒸汽发生器各传热段（预热段、蒸发段、过热段）的传热面积， 看其是否与假设相符合，否则重新假设。水力计算是计算工质流道的水力阻力，根据水力阻力计算结果可以算出各段的压降，用以检验热力计算的正确与否。 设计计算的具体步骤如下： 1、估算传热系数； 2、计算传热面积； 3、初步确定管束结构； 4、建立热工水力计算模型； 5、计算管束阻力； 6、校核传热系数； 7、校核传热面积； 8、校核管束阻力； 9、校核管间脉动； 10、确定管束结构。 4.3 螺旋管束结构设计 蒸汽发生器传热面管束是由与中心同心的多头螺旋管圈组成。 设计时取5.2 ， 5.1/ dS T ，为了保持蒸汽发生器外观和谐，螺旋管缠绕层数为 24层，中心柱直径定为 0.5m。缠绕管子时，第一层取 2 个头一起缠，根据DMStg L / 计算出 SL，进而算出相对轴向节距 SL/d，当相对轴向节距小于1.4 或大于 1.8 时，就开始换头缠下一层，并且为了保持传热的均匀性，第一层管子向左缠，第二层管子向右缠，如此一直缠到第 24 层。最内层螺旋管螺旋直径 0.545m，最外层螺旋管直径 2.27m，管束高度 8.43m，共 220 根换热管子。所有传热面管束由三块 辐射状支撑板支撑。 受热面螺旋管排列结构参数见表 4-2。 表 4-2 受热面螺旋管排列结构 螺旋盘管层数 13 46 710 1114 1518 1921 2224 螺旋管头数 2 3 4 5 6 7 8 nts第 4 章 260MW 高温气冷堆蒸汽发生器的设计 - 33 - 受热面螺旋管束结构参数见表 4-3。 表 4-3 受热面螺旋管束结构 层 数 螺旋直径 m 轴向节距 SL/d 导程 mm 轴向管排数 1 0.545 1.494 74.7 214 2 0.62 1.700 85 188 3 0.695 1.905 95.25 168 4 0.77 1.408 105.6 227 5 0.845 1.545 115.875 207 6 0.92 1.682 126.15 190 7 0.995 1.364 136.4 235 8 1.07 1.467 146.7 218 9 1.145 1.570 157 263 10 1.22 1.673 167.3 191 11 1.295 1.420 177.5 225 12 1.37 1.502 187.75 213 13 1.445 1.585 198.125 202 14 1.52 1.667 208.375 192 15 1.595 1.485 218.7 219 16 1.67 1.526 228.9 210 17 1.745 1.595 239.25 201 18 1.82 1.663 249.45 192 19 1.895
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