Термические сопротивления

На маневренность энергоблоков АЭС накладывают ограничения: нестационарное отравление реактора ксеноном, надежность работы тепловыделяющих элементов (твэлов), система регулирования энергоблоков и термические напряжения в элементах конструкции блоков. В табл. 2.3 приведены маневренные характеристики энергоблоков АЭС [63]. В ближайшее время предполагается создать энергоблоки на АЭС, которые будут рассчитаны на ежесуточное регулирование нагрузки в диапазоне 100—50 —100%. Будет возможна также еженедельная в нерабочие дни недели на 40—60 ч разгрузка энергоблоков до уровня с. н. с последующим выходом на прежнюю мощность.

ных нестационарных режимов. На протяжении всего пуска параметры пара, нагрузка агрегатов и другие важные показатели постепенно возрастают вплоть до своих номинальных значений, следствием чего являются непрерывные и существенные изменения механического и теплового состояния оборудования. Нестационарность теплового состояния обусловливает значительные термические напряжения в отдельных деталях и узлах агрегатов и в трубопроводах.

Термические напряжения в толстостенных высокотемпературных элементах паровых турбин, котлов, а также в паропроводах являются основным фактором, определяющим скорость пуска этого оборудования. Кроме того, во избежание задеваний в проточной части и уплотнениях, а также вибрации пуск турбины должен осуществляться при отсутствии деформации (выгиба) корпуса, теплового прогиба ротора и при относительных перемещениях последнего, не превышающих допустимые. При пуске котла необходимо также обеспечить надежное охлаждение всех поверхностей нагрева, как радиационных, так и конвективных. Отсюда следует, что температурный режим оборудования в процессе пуска является фактором первостепенного .значения. Поэтому одно из важнейших условий обеспечения надежного пуска заключается в том, что повышение температуры металла всех узлов и элементов котла, паропроводов и турбины, называемое прогревом, должно осуществляться достаточно равномерно, плавно и с безопасной для оборудования скоростью.

Максимальному перепаду температур соответствуют и наибольшие термические напряжения по обе стороны стенки. Так. при прогреве корпуса турбины на внутренней поверхности стенки возникает максимальное термическое напряжение сжатия, вдвое превышающее максимальное напряжение растяжения на наружной поверхности ( 2-6). Соответствующими расчетами определено, что для сталей перлитного класса, используемых в турбостроении, каждый градус разности температур в стенке корпуса соответствует термическому напряжению около 2 МПа. Поэтому большие разности температур могут обусловить термические напряжения, превышающие предел текучести металла, что приведет к возникновению остаточной деформации деталей и появлению в них трещин.

Особенно большие термические напряжения могут возникать в массивных и неправильной геометрической формы деталях и узлах (барабан котла, фасонные детали паропроводов, стопорные клапаны и фланцевые соединения турбины и др.). Следовательно, толстостенные элементы необходимо прогревать медленнее, строго соблюдая при этом надлежащее соответствие температуры греющего пара температуре металла. Сокращению температурной разности по толщине способствует также высокое качество материалов тепловой изоляции и ее выполнения.

Значительные термические напряжения в процессе пуска возникают в роторах ЧВД и ЧСД (РВД и РСД)

Из перечисленных выше факторов, определяющих термические напряжения при прогреве, управляемыми в процессе пуска являются температура пара, скорость прогрева и коэффициент теплоотдачи от пара к стенке Последние два фактора в свою очередь зависят от расхода, температуры и давления па^а. Поэтому управление прогревом при пуске турбины осуществляется соответствующим регулированием расхода пара, его температуры и давления, причем главным является регулирование температуры пара в соответствии с температурой металла.

Для предварительного прогрева роторов и фланцевых соединений ЦВД и ЦСД с целью ускорения нагружения блока при пуске используется пар, подаваемый от «горячих» паропроводов промежуточного перегрева соседних блоков в пусковой коллектор турбины. В процессе нагружения блока при пуске из холодного состояния для обогрева фланцевых соединений ЦВД и ЦСД используется собственный свежий пар. Как отмечалось выше, эти мероприятия дают возможность обеспечить необходимые относительные перемещения роторов и существенно снизить термические напряжения в металлоемких узлах турбины при пуске. Высокая температура пара, подаваемого в системы обогрева, значительно повышает эффективность его применения на протяжении всего этапа нагружения, а также при пуске после кратковременного простоя.

4. Одновременно с повышением параметров пара до необходимых для пуска турбины с целью ускорения последующего нагружения блока производится предварительный прогрев РВД и РСД и фланцевых соединений. Для этого используется пар из «горячих» паропроводов промежуточного перегрева или свежий пар соседних блоков. Пар подается в передние уплотнения ЦВД и ЦСД, а также на обогрев фланцев и шпилек. Это мероприятие позволяет проводить нагружение блока при-шпильках, перегретых относительно фланцев, и фланцах, перегретых относительно стенок корпуса, благодаря чему снижаются термические напряжения сжатия (см. 2-6). Кроме того, достигаются положительные-относительные перемещения роторов. Пар на обогрев фланцев начинают подавать в процессе нагружения блока и отключают через 0,5 ч после достижения номинальной нагрузки. При пусках после простоев 6—10 ч предварительно прогреваются только роторы.

При сварке толстостенных изделий, например химических реакторов, из легированных сталей дуговым или электрошлаковым способом в околошовной зоне возникают термические напряжения, которые приводят к образованию трещин. Индукционный подо-

В процессе пуска возникают дополнительные механические и термические напряжения в элементах агрегатов, вызываемые нестабильностью теплового состояния. Поэтому основное внимаме в период проведения этой операции уделяется равномерному nporpeiy оборудования и его

где RI = d/Ki, Rn ::= d,,/A.n; R% — удельные термические сопротивления одного слоя пластиката, прокладки и верхнего электрода. Термическое сопротивление металлического электрода всегда гораздо меньше сопротивления прокладки, и в последней формуле им можно пренебречь. Окончательно

Расчетные формулы для теплообмена в случае цилиндрической стенки составляются по тем же правилам, что и для плоской стенки; необходимо только знать термические сопротивления для тех же случаев распространения тепла, что и для плоской стенки.

Здесь в знаменателе первое и последнее слагаемые — термические сопротивления теплоотдачи между жидкостью и стенкой внутри и снаружи трубы, а остальные слагаемые — термические сопротивления теплопроводности отдельных слоев сложной стенки.

Существенное значение для расчета поверхности нагрева имеет коэффициент теплоотдачи при кипении в и спарите л я х и аналогичной химической аппаратуре, где отдельные термические сопротивления соизмеримы.

Второй случай. Так как термические сопротивления на стороне воды и стальной стенки очень малы в сравнении с термическим сопротивлением на стороне воздуха (ax ^ а2), ими пренебрегаем, и тогда

где C=GCM^c^2^0c; k2--=ilO~2; GCM — масса магнитопровода; удельный вес обмоточного материала (провода, ленты); А= + R0M + R0c:+'R°r'-, R°M, JR('c, R°r — термические сопротивления обмотки, магиитопровода и каркаса (гильзы) соответственно; «5=/2//; / — плотность тока в обмотке; /ср — среднее значение плотности тока обмоток траисформатоэа; для стали Э340 — Э360 толщиной" 0,08 мм k-2 = 0,8 -Ю-2; для стали Э310-ЭЗЗО толщиной 0,35 мм k2 = r,3-lQ-3. Входящие в уравнение (10.29) частота и температура перегрева являются постоянннымл величинами. Величина А?/Тр в данном случае принимается равной или меньшей 10%. Величину km принимают равной 0,4. Величины п\, п2, п3 и «д почти не меняются в зависимости от геометрических размеров и принимаются равными «i = l, п2 = 0,6, «з = 0,6, п5 = 0,8 Получить критерий оптимальности, не зависящий от базового размера, в данном случае значительно труднее, чем для трансформатора с ограниченным падением напряжения. Поэтому в качестве приближенного критерия в области малых мощностей на частотах 50, 400, 1000 Гц принимают отношение мощности к весу трансформатора Р2/0, так как оно мало зависит от размеров.

Обычно коэффициент теплоотдачи с поверхности ребра ар и гладкой части сребренной поверхности атр равны между собой, т.е. ар = атр =аг. Кроме того, в связи с тем, что тепловой поток сребренной поверхности передается собственно трубой и ребрами, в трубе возникают дополнительные термические сопротивления вследствие сжатия теплового потока, которые учитывает коэффициент ф = 0,85. Таким образом, внешний коэффициент теплоотдачи находят из выражения

По формуле (7.G2) находим ар. Затем находим термические сопротивления стенки и теплоотдачи с другой стороны:

Из-за примесей в воде па поверхностях теплообмена могут образовываться отложения, имеющие большие термические сопротивления и изменяющие температуру труб ПГ ( 11.2). Коэффициент теплопроводности отложений, со-

производится на основе уравнений теплового баланса КЛ, учитывающих все источники теплоты в кабеле, тепловые сопротивления его элементов и окружающей среды, а также допустимую температуру нагрева электрической изоляции и заданную температуру среды, в которой прокладывается линия. В соответствии с уравнением теплового баланса может быть составлена тепловая схема замещения КЛ, аналогичная схеме замещения электрической цепи постоянного тока, где аналогом потенциалов являются температуры на изотермических поверхностях кабеля, аналогом токов — тепловые потоки, а аналогом электрических сопротивлений— термические сопротивления [51.2, 51.3].

Для расчета допустимого тока нагрузки необходимо также определить термические сопротивления изоляции Rlm, защитных покровов R^ и окружающей среды Rl0. Термическое сопротивление изоляции одножильного кабеля с круглой жилой рассчитывается по формуле