蒸汽发生器设计说明书二师兄

哈尔滨工程大学本科生课程设计（三）

蒸汽发生器设计说明书

姓 名： 李金珂

学 号： 2010151928

院系名称： 核科学与技术学院

专业名称： 核工程与核技术

指导教师： 谷海峰

2013年11月

前 言

在压水堆核电机组中，蒸汽发生器作为反应堆冷却剂系统（一回路系统）和蒸汽与动力转换系统（二回路系统）的枢纽，是核电机组运行的关键设备之一。一方面，二回路系统中的水在蒸汽发生器中通过换热分离得到的干燥蒸汽，是推动汽轮机组发电的直接动力，因此蒸汽发生器产生蒸汽的品质是影响核电站功率与效率的主要因素。另一方面，蒸汽发生器也是阻隔一回路系统中放射性换热介质的重要屏障，对核电设施的安全运转起着决定性作用。然而，蒸汽发生器体积庞大，结构复杂，制造要求严格，技术密集程度高，从设计和制造两方面都堪称当代热交换器技术的最高水平。

从设计的角度来看，蒸汽发生器的结构和参数，必须在安全的前提下，保证提供给核电机组在任何运行工况下所需要的符合规定品质要求的蒸汽量，并适当地改善各个环节的技术经济指标。首先，蒸汽发生器的设计选材和结构尺寸必须以绝对安全为目标，排除任何可能加速老化、腐蚀的因素，保证一回路系统和二回路系统在运行过程中的完全隔离。另外，蒸汽发生器的容量应最大限度地满足功率负荷的需要，并确保产生蒸汽的纯度。同时，蒸汽发生器的设计应该简单紧凑，应以便于制造、便于安装、便于发现并排除故障、便于清洁维护为着眼点，提高蒸汽发生器在制造和运行过程中的经济性。

因此，蒸汽发生器的设计对压水堆来说是非常具有挑战性的课题。

本次课程设计针对立式U型管自然循环蒸汽发生器进行一系列的设计，包括热力设计计算、水动力设计计算、结构设计和强度设计，并绘制蒸汽发生器总图及部件图。

依据本次课程设计的目标、设计过程及设计结果，编制此说明书以对此次课程设计进行较为详尽的说明。在课程设计过程中，曾得到孙中宁老师的详细讲解、得到谷海峰老师、丁铭老师的耐心指导，在此深表感谢。

由于时间紧迫以及蒸汽发生器设计的复杂性，加上本身能力所限，本设计中不足之处在所难免，希望各位读者批评指正。

李金珂

2013.11

目 录

目 录…………………………………………………………………………...1

第一章 绪 论

第一节 蒸汽发生器概述…………………………………………………..2

第二节 蒸汽发生器的基本设计技术要求………………………………..4

第三节 蒸汽发生器的基本结构和主要零部件…………………………..5

第四节 设计任务…………………………………………………………..6

第二章 课程设计内容

第一节 给定条件…………………………………………………………..7

第二节 蒸汽发生器的热力计算…………………………………………..7

第三节 蒸汽发生器的管束结构设计及强度计算………………………10

第四节 蒸汽发生器的水力计算…………………………………………13

第五节 蒸汽发生器循环倍率及循环速度确定………………………....21

第三章 结论与评价……………………………………………………………..23 参考文献…………………………………………………………………………...26 附录1 蒸汽发生器热力计算表……..............................................................27 附录2 蒸汽发生器水动力计算表………………………………………….31 附录3 蒸汽发生器强度计算表……………………………………………..39

第一章 绪 论

第一节 蒸汽发生器概述

本次课程设计蒸汽发生器为立式U型管自然循环蒸汽发生器。其作用是将反应堆产生的热量通过冷却剂传递给二次侧的水并使水变成蒸汽，蒸汽经汽水分离和干燥后去驱动汽轮机发电。所以，在核蒸汽供应系统中，蒸汽发生器有着非常重要的作用，它又是一、二回路的交汇点，其功能主要为以下三点：

● 要保证为核电厂提供性能参数合格的蒸汽；

● 必须为核电厂提供可靠的第二道安全屏障；

● 要为反应堆冷却剂系统提供有效的自然循环冷却能力。

压水堆核电厂从美国1957年投运的第一座商用核电站为止，已经有五十多年的历史。在此过程中，西方国家的蒸汽发生器也经历了多次改型，但不管是哪种类型的蒸汽发生器，截止目前，就其功能、主要参数、总体结构而言基本一致。区别在于：管材、格架形式、分离器结构、是否带预热器等等。由于蒸汽发生器在核蒸汽供应系统中的地位，以及它所处的工作环境，它对核电厂的运行业绩和运行效率带来很大的影响。由核电厂负荷因子表达式：

负荷因子=总的电能生产（MW·h）

额定电功率输出（MW）×8760h

可知，当电厂满功率运行时，负荷因子高低代表了实际电能的生产时间。保证运行时间，就是保证电能连续有效生产。造成电厂停用而不能连续生产的因素很多，除换料和例行检查带来的停堆外，设备大修造成的停用率占被迫停用率的50%以上。而其中，蒸汽发生器传热管损坏是使电站负荷因子下降的主要原因。据报道，20世纪70年代初期，运行中的蒸汽发生器，有1/3发生故障，至20世纪80年代中，美国电力研究院题为“限制PWR核电厂高利用率因素”中指出，蒸汽发生器传热管故障导致功率损失有的高达电厂总功率损失的38.6%。1985年，全世界有73座核电厂蒸汽发生器管子有缺陷，堵了6837根传热管，占检查管总数的43.5%。至20世纪80年代末期，全世界蒸汽发生器共堵管44897根，占全部2500000根管子的1.8%。直至20世纪90年代初，已有55台蒸汽发生器因传热管严重破损而被迫更换，仅美国就整体更换近30台，而更换一台，要耗费大量时间，大大影响电厂可利用率。鉴于上述情况，世界主要的蒸汽发生器开发商，特别是美国、法国、日本和德国，在蒸汽发生器的研制开发，特别是在传热管材料的选择、结构和工艺的改进、水质控制、泄漏监测、维护和检修以及蒸汽品质的提高方面都作了大量的开发工作并积累了丰富的经验。目前，美国的

AP1000以及欧洲的EPR，都使得压水堆核电厂达到了第三代水平，在此过程中，蒸汽发生器的设计也在不断地进行改进并有了许多新的创新点。

第二节 蒸汽发生器的基本设计技术要求

在核动力装置中，由于一回路为带有放射性的回路，而二回路为非放射性回路，因此在研制蒸汽发生器时对结构、强度、材料抗腐蚀性、密封性等都提出了很高的要求，其中最基本的技术要求包括以下几方面。

1、蒸汽发生器及其部件的设计，必须保证核电站在任何运行工况下所需要的）蒸汽量及规定的蒸汽参数。只有满足这个要求才能保证核电站在不同负荷下经济运行。

2、蒸汽发生器的容量应该最大限度地满足功率负荷的需要，而且要求随着单机容量的增加，其技术经济指标得到相应的改善。

3、蒸汽发生器的所有部件应该绝对安全可靠。蒸汽发生器的受热面是由大量的小直径管子组成的，因此在一回路（带有放射性）中就有大量的管子，使核电站运行的可靠性在很大程度上取决于蒸汽发生器的可靠性。这样，蒸汽发生器的屏蔽问题必须解决，所有部件必须保证工作可靠。

4、蒸汽发生器各零部件的装配必须保证在密封面上排除一回路工质漏入二回路中去的可能性。一回路工质不允许漏入二回路工质中去的原因是汽轮机回路没有生物防护，任何这种漏入都将会导致放射性泄漏事故。

5、必须排除加剧腐蚀的任何可能性，特别是一回路中的腐蚀。这主要是为了防止腐蚀产物对一回路工质的污染。腐蚀产物过多地进入到一回路中去，一方面引起一回路工质放射性的增加，另一方面导致放射性腐蚀产物在一回路测沉积。腐蚀产物在燃料元件上的沉积是极其危险的，它会使传热性能骤然下降。

6、蒸汽发生器必须产生必要纯度的蒸汽，以保证蒸汽过热器在高温下可靠地运行，并保证汽轮机也可靠而经济地运行。

7、蒸汽发生器应该设计得简单紧凑，便于安装使用，同时易于发现故障而即使排出，并有可能彻底疏干。

8、保证蒸汽发生器具有较高的技术经济指标。

在设计蒸汽发生器时，要考虑一、二回路两种工质的种类和参数，正确地选择结构方案、材料、传热尺寸、传热系数及冷却剂等，对取得蒸汽发生器最佳技术-经济指标是非常重要的。另外，必须采取见效向外散热损失的措施。

第三节 蒸汽发生器的基本结构和主要零部件

从反应堆来的冷却剂由蒸汽发生器进口接管进入下封头，下封头由水室隔板分成进口和出口两个水室。反应堆冷却剂由进口水室进入U型管，在流经U型管时将热量传递给二回路侧介质，而后经过出口水室和蒸汽发生器的出口接管流回反应堆。

二回路给水由上筒体处的给水接管进入环形分配管，环形管上有一系列倒J形管，给水由倒J形管喷出，与汽水分离器的疏水混合后，经过下降套筒和下筒体之间的环形通道向下流动，再由下降套筒和管板之间的通道进入管束。

水在通过管束上升时被加热，部分水变成蒸汽，形成汽水混合物。汽水混合物流出管数顶部后进入分离器进行粗分离，然后进入干燥器进行细分离（干燥）。干燥蒸汽经蒸汽出口接管流向汽轮机。

蒸汽发生器的主要零部件为：

1、传热管

U型传热管是一、二回路之间的压力边界，管材一般为含Ni-Cr-Fe的Inconel-690合金，这种合金是在Inconel-600合金基础上经过一次特殊的热处理后改进而来的，其抗腐蚀性能有了较大的改善。本次设计采用Inconel-600合金φ20mm×1.3mm的传热管，弯曲半径最小的几排弯管处进行消除应力处理。管束采用正方形顺排方式。

2、管板

管板是一回路设备中最厚的实心锻件，材料为Mn-Mo-Ni低合金钢，要求有良好的塑韧性及淬透性。管板一次侧表面堆焊镍基合金，以保证与传热管有良好的焊接性能。管板开孔数量巨大，对管孔及管距的尺寸公差、垂直度及光洁度等都有很高的要求。管子管板表面平齐并与管板密封焊，然后进行全长度液压胀管，以保证一、二回路之间的严密性。

3、下封头

下封头为半球形，材料为Mn-Mo-Ni低合金钢锻件，内表面堆焊奥氏体不锈钢。下封头开有四个大孔，2个空连接冷却剂进、出口接管，另两个为人孔。下封头中间有水室隔板，将下封头分成进出口两个水室，水室隔板材料为Inconel-690合金。一次侧人孔用不锈钢（或镍基合金）石墨缠绕式垫片密封。

4、筒体、衬筒和锥形体

二次侧筒体分上、下两部分，为板焊或锻造结构。在管束和下筒体之间设置衬筒，衬筒材料为碳钢。上、下筒体之间由锥形体过渡，其材料均为Mn-Mo-Ni低合金钢锻件。

5、上封头

上封头为标准椭球形封头，与蒸汽出口接管整体冲压成形，材料为Mn-Mo-Ni低合金钢锻件。

6、管束支撑板和流量分配板

管束直管段部分装有6块支撑板，管束支撑板为四叶梅花孔板，用以支撑管子以减少振动。管子与支撑板接触处为平台，可减少二次侧水在该处浓缩，并降低阻力。流量分配孔板位于管板上部与第一块支撑板之间，中间开有一个大孔。支撑板和流量分配板材料为405不锈钢，板厚为20mm。

7、防振条

管束U型弯曲处装有三组扁形防振条，用以隔开管子并防止弯管的横向振动和微振磨损，材料为405不锈钢。

8、汽水分离装置

汽水分离装置分两级对汽水混合物进行汽水分离。第一级为旋叶式汽水分离器，材料为碳钢或不锈钢。第二级为六角形带钩波形板分离器。设计要求汽水混合物经过汽水分离器、重力分离空间、波纹板分离器三重分离后，保证出口蒸汽干度达到本次设计给定的0.99。

9、给水分配环管

给水分配环管位于旋叶式分离器下部，其上有若干倒J形喷管，材料为不锈钢。

10、 排污管

管板上表面中央水平地装设有两根多孔管道供连续排污用。

第四节 设计任务

根据以上设计要求，对蒸汽发生器提出的设计要求如下：

1、计算传热面积；

2、完成传热管的排列，确定管束直径及高度，确定管子的固定支撑，确定隔板的数目和结构；

3、确定衬筒、上筒体、下筒体、下封头及管板的尺寸结构，完成强度设计；

4、完成热力计算，确定主要管道内径；

5、完成水动力计算，确定一次侧总阻力、不同循环倍率下二次侧循环阻力及运动压头；

6、用作图法确定二次侧循环倍率及循环速度；

7、绘制蒸汽发生器的总图；

8、编写设计说明书。

第二章 设计内容

第一节 给定条件

本次课程设计给定的主要参数条件为：

1、蒸汽产量：D=126kg/s；

2、蒸汽干度：x=0.99；

3、蒸汽发生器的热效率：η=0.99；

4、一回路侧额定工作压力：p1=15.0MPa；

5、一回路侧设计压力：p设,1=1.25p1

'=310℃ 6、一回路侧冷却剂入口温度；t1

''=290℃； 7、一回路侧冷却剂出口温度；t1

8、二回路侧给水温度：tf=220℃

9、二回路侧额定工作压力：ps=5MPa；

10、二回路侧设计压力：p设,2=1.25ps

11、传热管壁导热系数：λw=17.4 W/m℃

12、传热管壁许用应力：[σ1]=18 kg/mm2；

13、下筒体许用应力：[σ2]=18 kg/mm2；

14、上筒体许用应力：[σ3]=18 kg/mm2；

15、球形下封头许用应力：[σ4]=14.5 kg/mm2；

16、管板许用应力：[σ5]=1800 kg/mm2；

17、传热管最小节距：t=1.25do，一般取为1.35~1.45do；

18、上筒体内径3200 mm，高度4000 mm。

19、下降空间：

(1)入口阻力系数=1；(2)出口阻力系数=1；(3)定位装置阻力系数=1；(4)绝对粗糙度∆=0.15 mm。

20、流量分配管板：

(1)单元面积=533 mm2; (2)单元开孔面积=216 mm2。

第二节 蒸汽发生器的热力计算

一、 热平衡计算

1. 一回路放热量为：

Q=D∙r∙x+ D+Cs∙D ∙ is−if =231278.98 kW

其中，D 为二回路蒸汽产量，126 kg/s；

r 为二回路水汽化潜热，查表得1639.73 kJ/kg； x 为蒸汽干度，0.99；

Cs 为排放系数，0.01；

is 为二回路饱和水比焓，1154.50 kJ/kg；

if 为二回路给水比焓，944.38 kJ/kg。

2. 一回路水流量为：

QG1==2128.40 kg/s 11其中，Q为一回路放热量；

η为蒸汽发生器热效率，0.99；

′i1为一回路水进口比焓，查表得1394.21 kJ/kg； ′′i1为一回路水出口比焓，查表得1284.45 kJ/kg。

二、 传热计算

传热管外径选定为 do=20 mm，则直管计算壁厚为：

S1=′′1. 计算传热管内径 P设1∙do

1设1=1.019 mm

其中，P设1为一次侧设计压力，191.13kg/m2；

do为传热管外径，20mm；

[σ1]为传热管许用应力，18kg/mm2。

节距t选定为1.4do，则弯曲减薄系数为：

dodoφR =1+=1+=1.089 min其中，Rmin为最小节圆半径，2t。

负公差修正系数选为 φ=1.102，则传热管计算壁厚为：

S1′=S1′′∙φ∙φR=1.22 mm

选定传热管壁厚为S1=1.3 mm，

则传热管内径为：di =do−2S1=17.4 mm， 单管流通截面积为：a=πdI 2 4=2.3767×10−4 m2。

2. 计算U型管数目

一次侧水流速选为 u1=6m/s，则一次侧流通面积为：

G1∙υ 1A0==0.4889 m2 1

则U型管数目为：n0=A0 a=2057.14 ，取整后为2058。

3. 计算传热面积

(1) 计算传热管一次侧放热系数

一次侧水雷诺数为：

u1diRef==857521.55 11

其中，u1为一次侧水流速，6m/s；

di为传热管内径，0.0174m；

η1为一次侧水动力粘度，查表得8.8333×10-5kg/(m·s)； υ 1为一次侧水比容，查表得0.001378259 m3/kg。 则一次侧水放热系数为：

λ1α1=0.023Ref0.8Prf0.4=39011.31 W/(m2∙℃) i

其中，λ1为一次侧水导热系数，查表得0.5614 W/(m·℃)；

di为传热管内径，0.0174 m；

Ref为一次侧水雷诺数，857521.55； Prf为一次侧水普朗特数，查表得0.8616。

(2) 确定传热管壁热阻

dodoRw=ln=8.004×10−5 m2∙℃/W 。 wi

(3) 确定污垢热阻

对于镍基合金，Rf=0.26×10−4 m2∙℃/W。

(4) 计算对数平均温差

大端温差

′Δtmax=t1−ts=46.06 ℃

′其中，t1为一回路水入口温度，310℃； ts为二次侧饱和温度，查表得263.94℃。 小端温差

′′Δtmin=t1−ts=26.06 ℃

′′其中，t1为一回路水入口温度，290℃； ts为二次侧饱和温度，查表得263.94℃。 对数平均温差为：

Δtln=Δtmax−Δtmin

lnmin=35.11 ℃ 。

(5) 计算传热管二次侧沸腾换热系数

假设传热管传热系数k′=5911.06 W/(m2∙℃)，则传热管热流密度为：

q=k∙Δtln=207554.31 W/m2

则二次侧沸腾换热系数为：

α2=0.557ps0.15q0.7=29695.66 W/(m2∙℃) 。

(6) 计算传热管传热系数

传热管传热系数为：

do11k=∙+Rw+Rf+=5911.06 W/(m2∙℃) i12

比较k与k′的误差：

k−k′δ=×100%=0.000% 比较精确。若δ>3%，则重复(5)(6)两步骤对k进行迭代直到满足精度。

(7) 计算传热面积

计算传热面积为：

QF=1114.31 m2 a=ln

其中，Q为一回路放热量，231278.98 kW。

(8) 设计传热面积

2设计传热面积为：F设=C∙Fa=1225.74 m

其中，C为传热裕度系数，1.1。

第三节 蒸汽发生器的管束结构设计及强度计算

一、 管束结构设计及蒸汽发生器强度计算

管束结构设计

1. 确定传热管排列方式为正方形排列。

2. 估算管束直径：

Dtb=1.07t 1.1 0−1 =2.125 m

其中，n0为计算U型管数目取整值，2058；

t为节距，0.028 m。

3. 确定排管方案，实际布管数为 n=2080 根。

4. 传热管总长为：

L总=

弯管总长为：

L弯π=n Dtb+D节 =3653.30 m 一、 F设o=19518.09 m

其中，D节为最小节圆直径，4t。

直管总长为：

L直=L总−L弯=15864.79 m

5. 管束直段高为：H直L直= 2n=3.814 m

管束弯段高为：H弯=Dtb 2=1.063 m

管束总高为：Htb=H直+H弯=4.88 m。

二、 蒸汽发生器强度计算

衬筒内径为：Dwi=Dtb+2δt=2155.45 mm

其中，δt为装配间隙，取为15mm 。

衬筒外径为：Dwo=Dwi+2δ=2179.45 mm

其中，δ为衬筒壁厚，取为12mm 。

2. 下筒体的结构设计

下筒体内径为：Di下=Dwo+2B=2355.45 mm

其中，B为下降流道宽度，取为88mm。

计算壁厚为：

′S21. 衬筒的结构设计 =P设2∙Di下

2设2=42.59 mm

其中，P设2为二次侧设计压力，63.71kg/m2 ；

[ς2]为下筒体许用应力，18kg/mm2 。

下筒体设计壁厚取为：S2=43 mm，则下筒体外径为：

Do下=Di下+2S2=2441.45 mm。

与管板焊接壁厚为SI=86 mm。

3. 上筒体的结构设计

计算壁厚为：

′S3=P设2∙Di上

3设2=57.86 mm

其中，P设2为二次侧设计压力，63.71kg/m2 ；

Di上为上筒体内径，3200mm；

[ς3]为上筒体许用应力，18kg/mm2 。

则上筒体设计壁厚取为S3=58 mm。

4. 球形下封头的结构设计

球形下封头外径选定为Do=Do下=2441.45 mm。 球形下封头计算壁厚为：

′S4=P设1∙Do

4设1=76.43 mm

其中， ς4 为球形下封头许用应力，14.5 kg/mm2。 则球形下封头设计壁厚取为 S4=80 mm ，

球形下封头内径为 Di=Do−2S4=2281.45 mm。

5. 管板的结构设计

管板承压部分直径选定为DB=Di=2281.45 mm。 筒体根部壁厚与直径比为SI DB=0.0377。

则管板计算壁厚为：

1′S5=FDB P设1 ς5 =386.58 mm 其中，F为系数，根据SI DB的值，查TEMA标准F=1.103；

ς5 为管板许用应力，1800kg/mm2。

管板设计壁厚取为 S5=390 mm ，堆焊层厚度取为S6=8 mm。

三、 主要管道内径的设计

′主管道计算流速选定为 u10=10 m/s ，则主管道计算内径为：

′d1i= 1. 主管道内径设计 4G1υ 1=0.6113 m 10其中，G1为一次侧水流量，2128.40kg/s；

υ 1为一次侧水比容，0.001378 m3/kg。

主管道设计内径选定为d1i=0.62 m，则主管道设计流速为：

4G1υ 1u10==9.72 m/s 。 πd1i2. 蒸汽管道内径设计

新蒸汽比容为：υ2=υ′′x+υ′ 1−x =0.03214 m3/kg 其中，υ′′为二次侧饱和蒸汽比容，0.03245 m3/kg ；

υ′为二次侧饱和水比容，0.001319 m3/kg 。

蒸汽管计算流速选定为 u2′=35 m/s ，则蒸汽管计算内径为：

′d2i4G2υ2= =0.3839 m 2其中，G2为新蒸汽质量流速，126kg/s。

蒸汽管设计内径选定为 d2i=0.43 m，则蒸汽管设计流速为：

4G2υ2u2==27.90 m/s 。 πd2i3. 给水管内径设计

给水质量流速为：

G3=D+Cs∙D=127.26 kg/s

其中，D为蒸汽产量，126kg/s。

′给水管计算流速选定为 u3=3 m/s，则给水管计算内径为：

′d3i= 4G3υ3

=0.2532 m 3其中，υ3为二次侧给水比容，查表得0.001187 m3/kg 。

给水管设计内径选定为d3i=0.26 m，则给水管设计流速为：

4G3υ3u3==2.85 m/s 。 πd3i第四节 蒸汽发生器的水力计算

I. 一次侧水阻力计算

一、 U型管内摩擦阻力计算

1. 传热管实际平均长度为：l=L总 n+2S5+S6=10.18 m。 一次侧当量直径为di=0.0174 m，则一次侧水流速为：

4G1υ1u1==5.93 m/s ， πdi′考虑堵管后的流速为：u1=1.05u1=6.23 m/s 。

2. 一次侧雷诺数为：

′u1diRe==890501 11

其中，η1为一次侧水动力粘度，查表得8.833×10-5kg/(m·s)；

υ 1为一次侧水比容，查表得0.001378259 m3/kg。

摩擦阻力系数为：λ=0.3164Re−0.25=0.01030

3. 温度修正系数为：

φ=(η1 η1′)0.14=0.9892 ，

其中，η1为一次侧水平均温度下的动力粘度，查表得8.833×10-5kg/(m·s)； η1′为一次侧水平均壁温下动力粘度，查表得9.545×10-5kg/(m·s)。

4. 一次侧摩擦阻力为：

′lu1ΔPf1=λ=85791.17 Pa 。 i12

二、 局部阻力计算

22水室截面积为：F其中Di为下封头内径，2.281m。 c=πDi 8=2.043 m，1. 由进口管至进口水室的突扩阻力

进口管截面积为：A1=πd1i2 4=0.3018 m2，其中d1i为进口管内径，0.62m。

面积比为：Z1=A1 Fc=0.1477。

突扩阻力系数为：ξ1=(1−Z1)2=0.7264。

由进口管至进口水室的突扩阻力为：

u1i2ρ1iΔP1=ξ1=24151.30 Pa 其中，u1i为进口管水流速，u1i=u10=9.72 m/s； ρ1i为进口处水密度，查表得703.61kg/m3 。

2. 在进口水室内转弯的局部阻力

水室转弯45°阻力系数ξ2选定为0.9，则在进口水室内转弯的阻力为：

u1i2ρ1iΔP2=ξ2=29922.80 Pa 。 3. 由进口水室至传热管束的突缩阻力

传热管入口阻力系数ξ3选定为0.5，则由进口水室至传热管束的突缩阻力为：

′u1ρ1iΔP3=ξ3=6828.91 Pa ′其中，u1为传热管内考虑堵管后的水流速，6.23m/s。 2

4. 在U型管弯头内转弯180°的局部阻力

U型管转180°阻力系数ξ4选定为0.5，则在U型管弯头内转弯180°的局部阻力为：

′u1ρ 1ΔP4=ξ4=7041.92 Pa 其中，ρ 1为传热管一次侧水平均温度下的密度，查表得725.53kg/m3 。 2

5. 由传热管束至出口水室的突扩阻力

传热管出口阻力系数ξ5选定为1，则由传热管束至出口水室的突扩阻力为：

′u1ρ2ΔP5=ξ5=14468.67 Pa 其中，ρ2为传热管出口处水密度，查表得745.38 kg/m3 。 2

6. 在出口水室内转弯的局部阻力

出口管内流速为：u2=G1 (ρ2A1)=9.46 m/s。

水室内转弯阻力系数ξ6选定为0.9，则在出口水室内转弯的局部阻力为：

u22ρ2ΔP6=ξ6=30035.42 Pa 。 7. 由出口水室至出口接管的突缩阻力

出口管突缩阻力系数ξ7由比值Z1=A1 Fc=0.1477查表得0.44。 由出口水室至出口接管的突缩阻力为：

u22ρ2ΔP7=ξ7=14683.98 Pa 。 三、 总阻力

7总计算阻力为：

ΔP=ΔPf+ ΔPi=212924.17 Pa 。

i=1

设计阻力为：

ΔP设=1.1ΔP=234216.59 Pa 。

II. 二次侧水循环阻力计算

一、 下降空间阻力

下降空间高度选定为H0=6.176 m。

下降空间当量直径为：De=Di下−Dwo=0.176 m。 摩擦系数为：

1λd==0.01889 e其中，Δ为下降空间绝对粗糙度，0.00015m 。

下降空间截面积为：Fd=π(Di下2−Dwo2) 4=0.6265 m2，其中，Di下为下筒体内径，Dwo为衬筒外径。

下降空间水流速为：ud=CRDυd Fd= 0.7959,1.061,1.327 m/s。 其中，CR为循环倍率，分别取为3、4、5（数组形式表示为[3,4,5]，下同）；

D为新蒸汽产量，126kg/s；

υd为下降空间水比容，近似取为饱和比容，查表得0.001319m3/kg。 局部阻力系数和为：

ξ=ξin+ξout+ξf=3

其中，ξin为入口阻力系数，1；

ξout为出口阻力系数，1；

ξf为定位装置阻力系数，1。

则下降空间阻力为：

H0ud2ρd ΔPd= λd+ ξ = 879.42,1563.41,2442.83 Pa 。 e其中，ρd为下降空间水密度，近似取饱和密度，查表得757.99kg/m3 。

二、 上升空间阻力

1. 摩擦阻力

(1) 折算速度的计算

支撑板定位拉杆数量选定为n′=20根。

222上升空间流通面积为：F=π[D−(2n+n′)duwio] 4=2.3346 m，其

中，Dwi为下筒体内径，n为实际U型管数，do为传热管外径。

上升空间当量直径为：

4Fude==0.03468 m wio循环速度为：uo=CRDυ′ Fu= 0.2136,0.2848,0.3560 m/s ，其中，υ′为二次侧饱和水比容，查表得0.001319m3/kg。

出口水相折算速度为：

′′uou= 0.1424,0.2136,0.2848 m/s。 2= CR−1 Dυ F

′ ′水相平均折算速度为：u o=1u+u oo2= 0.1780,0.2492,0.3204 m/s。′′′′′′出口汽相折算速度为：uou=1.7513 m/s ，其中，υ为二次2=Dυ/F

侧饱和蒸汽比容，查表得0.03245 m3/kg。

′′汽相平均折算速度为：u o=1′′=0.8757 m/s。 o2

(2) 分相摩阻系数的计算

′水相雷诺数为：Relo1=u ode ϑl=[47986,67181,86376]，其中ϑl为水相

运动粘度，查表得1.2865×10-7m2/s。

′′汽相雷诺数为：Rego1=u ode ϑg=85385，其中ϑg为汽相运动粘度，查

表得7.1130×10-7m2/s。

水相摩阻系数为：λlo1=0.3164Relo1−0.25=[0.02138,0.01965,0.01846]。 汽相摩阻系数为：λgo1=0.3164Rego1−0.25=0.01851。

(3) 分相摩擦阻力的计算

按折算速度计算的水相摩擦阻力为：

(ΔPf)lo′Hsu o=λlo1= 28.23,50.87,78.97 Pa e2

其中，Hs为管束直管段高，3.814m。

按折算速度计算的汽相摩擦阻力为：

(ΔPf)go′′1Hsu o=λgo1=8.02 Pa 。 e2

参量X1为：X1= flofgo=[1.8766,2.5191,3.1387]。 由于是t-t工况，系数c1=20，则：

分水相折算系数

Φl12=1+

分汽相折算系数

Φg12=1+c1X1+X12= 42.05,57.73,73.62 。

水相摩擦阻力为：(ΔPf)l=Φl12∙ ΔPf loc11+= 11.94,9.10,7.47 。 1X1= 337.13,462.77,590.20 Pa。

= 337.13,462.77,590.20 Pa。 汽相摩擦阻力为：(ΔPf)g=Φg12∙ ΔPf

(4) 上升空间摩擦阻力的计算 go

上升空间摩擦阻力为：

(ΔPf)l+(ΔPf)gΔPf== 337.13,462.77,590.20 。 2. 局部阻力

(1) 支撑板开孔设计

′2上升流道单元面积为：Au=Fu (2n+n)=558.51 mm。

支撑板数目选定为N=6个，支撑板开孔设计为四叶梅花孔。 支撑板单元开孔面积设计为：au=150.72 mm2。 面积比为：Z2=au Au=0.27。

则查图可知，局部阻力系数为：ξl=26。

(2) 分相局部阻力计算

按折算速度计算的水相局部阻力为：

′u o(ΔPl)lo=Nξl= 1873.45,3671.97,6069.99 Pa。 按折算速度计算的汽相局部阻力为： 2

(ΔPl)go′′1u o=Nξl=614.39 Pa 。 2

参量X2为：X2= llolgo=[1.7462,2.4447,3.1432]。 参数ZR为：ZR=(0.19+0.92ps pc)−1=2.5525。 参数K为：K=ZR+ZR−1=2.9443。 分水相折算系数为：

K1Φl2=1++= 3.01,2.37,2.04 。 2X2分汽相折算系数为： 2

Φg22=1+KX2+X22= 9.19,14.17,20.13 。

水相局部阻力为：

(ΔPl)l=Φl22∙ ΔPl lo= 5646.64,8708.68,12370.22 Pa 。 汽相局部阻力为：

(ΔPl)g=Φg22∙ ΔPl go= 5646.64,8708.68,12370.22 Pa 。

(3) 上升空间局部阻力的计算

上升空间局部阻力为：

(ΔPl)l+(ΔPl)gΔPl== 5646.64,8708.68,12370.22 Pa 。 3. 弯管区阻力

(1) 分相摩擦阻力系数计算

管束弯头最大节圆直径为：db=Dtb−do=2.105 m。 弯管区重心至圆心距离：ys=0.2212db=0.447 m。

′计算冲刷排数N0=ys t−1=14.96,取整为N′=15。

′水相雷诺数为：Relo2=uo2de ϑl=[38389,57584,76778]。 ′′汽相雷诺数为：Rego2=uo2de ϑg=85385。

水相摩擦阻力系数为：

0.008x2−0.15λlo2=4 0.044+ Re=[0.32,0.30,0.29] lo21其中，系数x1=x2=t do=1.4 ； 系数m=0.43+1.13 x1=1.2371。

汽相摩擦阻力系数为：

λgo2=4 0.044+

(2) 分相阻力计算 0.008x2−0.15 Re=0.29 。 go21折算水相阻力为：

′uo2(ΔPb)lo=N′λlo2= 37.11,78.56,133.77 Pa 。 折算汽相阻力为： 2

(ΔPb)go′′1′uo2=Nλgo2=67.46 Pa 。 2

参量X3为：X3= blobgo=[0.7416,1.0791,1.4082]。 由于是t-t工况，系数c2=20，则： 分水相折算系数

Φl32=1+

分汽相折算系数

Φg32=1+c1X3+X32=[16.38,23.75,31.15]。

水相摩擦阻力为：

(ΔPb)l=Φl32∙ ΔPb lo= 1105.24,1602.07,2101.19 Pa。 汽相摩擦阻力为：

(ΔPb)g=Φg32∙ ΔPb go= 1105.24,1602.07,2101.19 Pa。

(3) 弯管区阻力计算 c21+=[29.79,20.39,15.71]。 3X3弯管区阻力为：

(ΔPb)l+(ΔPb)gΔPb== 1105.24,1602.07,2101.19 Pa。 4. 加速阻力

管束出口质量含汽率为：xc=1 CR=[0.3333,0.25,0.2]。 管束出口体积含汽率为：

xcυ′′

βc== 0.9248,0.8913,0.8601 。 cc管束出口截面含汽率为：φc=Cc∙βc=[0.8448,0.8142,0.7857]，其中系数Cc=0.833+0.05lnps=0.9135，ps单位为MPa。 质量流速为：G=uo υ′= 161.92,215.89,269.86 kg/(m2∙s) 。 加速阻力为：

1−xc 2υ′xc2υ′′

∆P+−υ′ = 176.33,240.73,311.15 Pa 。 a=G cc

2

5. 流量分配孔阻力

单元开孔面积与单元面积比值为：Z3=au′ Au′=0.4053，其中Au′为孔板单元面积，533mm2；au′为单元开孔面积，216 mm2。 查表得阻力系数ξ 为：ξ =8。 孔板局部阻力为：

uo2

ΔP =ξ =138.35 Pa 。

6. 上升空间阻力

上升空间阻力为：

ΔPr=ΔPf+ΔPl+ΔPb+ΔPa+ΔP = 7403.69,11260.20,15757.06 Pa。 三、 汽水分离器阻力

汽水分离器阻力给定为：ΔPs= 12600,14900,17090 Pa。 四、 循环总阻力

循环总阻力为：

ΔP总=ΔPd+ΔPr+ΔPs= 20883.11,27723.60,35289.88 Pa 。

III. 运动压头计算

一、

预热段高度计算

液面高度即下降空间高度，选定为H0=6.176 m。

下降空间下端压力为：plow=ps+ρdgH0=5045926.99 Pa。 饱和水焓对压力的变化率为：

Δi ΔP=(isl−is) (plow−ps)=0.06248 J/(kg∙Pa)

其中，isl为plow压力下的饱和水比焓，查表得1157371.79 J/kg， is为ps压力下的饱和水比焓，查表得1154502.04 J/kg。 循环水量为：G=CRD= 378,504,630 kg/s 。 预热段高度为：

is−if

HP=

CR

+ΔP(ρdgH0− ΔPd)

oG

Δi

+ΔPρdg

= 0.5062,0.5118,0.5170 m

其中，if为给水比焓，944383.56 J/kg； ΔPd为下降空间阻力； q为传热管热负荷。 二、

运动压头计算

蒸发段高度为：Hr1=Htb−HP= 4.370,4.365,4.359 m ，Htb为管束总高。 管束上方区段高度为：Hr2=H0−Htb=1.3 m。

蒸发段平均质量含汽率为：x 1=xc 2=[0.1667,0.125,0.1]。 蒸发段平均体积含汽率为：

x 1υ′′

=β1= 0.8311,0.7785,0.7321 。

11蒸发段平均截面含汽率为：φ 1=Ccβ=[0.7591,0.7111,0.6688]。 管束上方区段平均截面含汽率为：φ 2=φc=[0.8448,0.8142,0.7857]。 蒸发区段运动压头为：

Pm1= ρ′−ρ′′ gφ 1Hr1= 23666.23,22139.90,20796.98 Pa。 管束上方区段压头为：

Pm2= ρ′−ρ′′ gφ 2Hr2= 7834.207550.31,7286.27 Pa。

运动压头为：Pm=Pm1+Pm2= 31500.43,29690.21,28083.25 Pa。

第五节 蒸汽发生器循环倍率及循环速度确定

将循环倍率、循环总阻力及运动压头列表并作图：

可确定循环倍率约为4.3，满足核电站电站蒸汽发生器满负荷运行要求。此

时蒸汽发生器的循环速度为0.30m/s，满足大于0.1m/s的要求。

第三章

一、

结论与评价

本次课程设计完成了蒸汽发生器的设计任务：

1. 设计传热面积为1225.74 m2，热负荷为207554.32W/m2； 2. 选用外径为φ20mm×1.3mm的传热管，实际布管数为2080根； 完成了传热管的排列，采用正方形顺排的排管方式，管心距为28mm； 确定了管束直径为2125mm，高度为4876mm，高径比约为2.3；

确定了隔板的数目为6，,采用四叶梅花开孔结构，开孔面积约占单元流通截面面积的27%；

确定了拉杆数目为20，在管束内均布。 3. 确定了蒸汽发生器主要承压部件的尺寸：

衬筒尺寸为φ2179mm×12mm，与管束间安装间隙为15mm，与下筒体间下降通道宽度为88mm；

上筒体尺寸为φ3316mm×58mm；

下筒体尺寸为φ2441mm×43mm，与管板焊接处壁厚为86mm； 下封头尺寸为φ2441mm×80mm；

管板的尺寸为φ2441mm，厚度为390mm，堆焊层厚度为8mm。 4. 完成了热力计算，确定了主要管道内径： 主管道内径为φ0.62m； 蒸汽管内径为φ0.43m； 给水管内径为φ0.26m。

5. 完成了水动力计算，确定了一次侧总阻力、不同循环倍率下二次侧循环

阻力及运动压头；

6. 用作图法确定二次侧循环倍率为4.3，,循环速度为0.30m/s。 7. 绘制了蒸汽发生器的总图；

8. 编写了本说明书对本次设计过程进行说明。 二、

本次课程设计的蒸汽发生器具有以下几个特点： 过大量设计实践基础上建立的，较为可靠。

2. 在传热管、上封头、下封头、上筒体、下筒体等承压部件的设计计算中，

未能进行弯曲、剪切、拉压、扭转等多方面强度设计计算，因此本次课程设计中这些计算并不充分，只可作为参考进行感性认识。

3. 在蒸汽发生器的内部构件，如流量分配孔板、支撑板、拉杆、给水环管、

衬筒、汽水分离装置等重要部件未进行细节设计。

1. 在热力计算、水力计算方面比较细致，这两个计算所采用的模型是在经

4. 未进行实验或仿真研究，无法进行蒸汽发生器的静态特性、动态特性的

验证，因此本设计是“死”的，不可信。

三、

若干讨论

1. 关于传热管一次侧水流速的选定

传热管内一次侧水流速选定一般要考虑以下几个因素：

● 为了缩小筒体和减薄管板，趋向于选取高流速； ● 流动压降和侵蚀速率不允许流速过高； ● 冷却剂泵耗功等限制流速过高。

因此综合考量后，传热管一次侧水流速选定为6m/s。在本课程设计过程中，此流速参数主要影响传热管一次侧放热系数、管束高径比、一次侧水雷诺数以及一次侧摩擦压降等。

2. 关于传热管管径的选定

传热管管径选定一般要考虑以下几个因素：

● 管径越小，管壁越薄，热阻越小，传热系数也越高，相同节径比下

可使蒸汽发生器的体积紧凑，质量轻，节省材料，成本低； ● 管径越小，管板孔加工制造越困难； ● 管径越小，管内流动阻力越大；

● 在冷却剂流速不变情况下，管径越小，管数量越多，管束越粗，使

管束高径比减小，也给管板加工带来困难；

● 在管数量和管束直径不变情况下，管径越小，管束越高，管束高径

比变小。

因此综合考量后，传热管外径选定为20mm，内径经强度计算后选定为17.4mm。在本课程设计中，管径在一次侧水流速确定的情况下主要影响传热系数、传热管数量、管束高径比以及传热管一次侧压降等。

3. 关于传热管内雷诺数

传热管内雷诺数在水流速5 ~6m/s、传热管内径在17~28mm范围内，一般值在5×105到10×105之间，这意味着本课程设计推荐的一次侧摩阻系数公式、D-B公式都不适用。但考虑到一次侧流动实际情况比计算模型复杂，并且带来的计算误差可接受，本课程设计忽略这两处计算中雷诺数适用范围问题。

4. 关于D-B公式

冷却剂在传热管内强迫流动放热一般都处于紊流区，对于这一换热方式，各国热工研究部门已做过很多研究，得出许多经验公式，其中D-B公式应用最为广泛。在查阅大量文献过程中，发现公式的不同形式在蒸汽发生器设计实践过程中都曾被应用：

1 Nuf=0.023Ref0.8Prf0.3 ○

或

2 Nuf=0.023Ref0.8Prf0.4 ○

这两个公式区别在于普朗特数的幂指数不同。经过实际计算发现，此处差别影响很小，不到1.5%；再加上一次侧对流换热热阻只占总传热热阻的15%左右，公式区别带来的影响可以忽略不计。

5. 关于U型管排布

为了使蒸汽发生器结构紧凑、节省材料，U型管的排布应尽量接近于圆形。本课程设计中，先后采用了两种方法进行布管：坐标纸找整点法和软件排管。这两种方法都是先估算管束直径才能进行布管。管束直径计算方法为：

Dtb=1.07t 1.1 0−1 。

这个公式是在相关文献基础上经过小范围试验改进而来，对外径为20mm左右的管子精确度可信。

6. 关于管束高径比

管束的高径比是考量管束设计偏离最优化的一个较综合的指标，其最佳值为3。

管束高径过小，意味着管束呈现“矮胖”的外形，带来的后果是既给管板加工带来困难，又使二次侧横向冲刷管排数相对最优化来说增加，不利于二次侧水循环。

管束高径过大，意味着管束呈现“细高”的外形，带来的后果是相对最优化来说细长的传热管刚性差，运行时容易产生振动。为了防止振动的发生，需增加支撑板数量，这样既增加了制造、安装的成本，也增加了二次侧的流动阻力。

本课程设计的管束高径比为2.3，偏于“矮胖”。 7. 下降空间阻力占总循环阻力的份额

参考CPR1000蒸汽发生器设计过程，其下降空间通道宽度设计准则为流阻不小于汽水循环总阻力的10%。根据谷海峰老师的指导意见和编者的理解，主要原因为：

● 下降空间流阻过小意味着相同几何条件下，循环速度过小；

● 下降空间流阻所占份额过小意味着下降空间下端压力过高，二次侧水在

此处的过冷度过高，使预热段高度增加、蒸发段高度减小，而从熵分析角度看，预热段越长，火用损失越大，传热效率越低；

● 可能与蒸汽发生器动态特性有关，比如蒸汽发生器的“水位收缩”现象

中，如果下降空间阻力过小，很有可能导致较大的不稳定性，致使下降空间水位剧烈波动。

本次课程设计中，下降空间阻力占循环总阻力的份额为6.18%，偏小。原因是对于下降空间宽度给定值为88mm，这一宽度明显过大。

8. 关于循环倍率

一般来说，蒸汽发生器的参数和结构确定后，循环倍率也就确定了，由循环倍率的定义可以看出，循环倍率等于蒸发段出口质量含汽率的倒数，它的大小直接反映了汽水混合物中蒸汽含量的百分比，在一定程度上反映了炉水的浓度。

循环倍率过小时，就会在管壁上形成蒸汽膜，并形成化学沉积物，使得沸腾放热系数显著下降；同时由于蒸汽含量过大，会导致炉水的杂质过度浓缩，从而引起传热管的腐蚀破裂，而过小的循环倍率使得预热段占有较大的传热面，这在结构和热工上都是不合理的。

循环倍率过大时，确信其管壁表面是湿润的，而且由于管板上表面横向流速的提高，使滞留区减少，减少了泥渣沉积。然而这也使得汽水分离器的负荷增加，当超过了汽水分离器的分离能力时，水滴可能随蒸汽一起进入汽轮机高压缸，这不仅使汽轮机的效率降低，也会直接危害汽轮机的安全。

从保证蒸汽发生器安全可靠性角度看，一般取循环倍率CR=2~5为宜。 本次课程设计蒸汽发生器的循环倍率为4.3，在最佳范围以内。

此外，本次课程设计过程中，编者尝试过不同的设计方案，最终结果的循环倍率也有所不同，甚至出现这样一种状况：在作图时，总循环阻力曲线与运动压头曲线在CR为3~5范围内无交点，根据曲线趋势观察可能会在CR=8左右相交。经查阅文献，发现某些蒸汽发生器设计要求中CR上限在10以内即为合理，原因是循环倍率与实际工况有关，实际运行中循环倍率一般在5左右。

参考文献

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社,2011.

附录1 蒸汽发生器热力计算表

一、 热平衡

二、传热计算

三、管束结构

四、主要管道内径

29

30

附录2 蒸汽发生器水动力计算表

31

32

33

34

35

36

37

38

附录3 蒸汽发生器强度计算表

39

40