В схемах АЭС с диссоциирующим теплоносителем (см. рис. 1.2) в регенеративном теплообменнике происходят не только подогрев, но и испарение, а также частичный перегрев теплоносителя, поступающего в реактор. При расчете такого аппарата необходимо учитывать следующие специфические особенности.
Во-первых, значительную роль играет характер распределения температур и условий теплообмена по длине аппарата. На рис. 2.4 изображено изменение локальных коэффициентов теплоотдачи и разности температур между горячим и холодным теплоносителем ΔΤ по длине регенератора ОП АЭС БРИГ-300 с закритическим давлением по холодной стороне. Характерным является наличие минимума ΔΤ внутри одной из зон аппарата (экономайзерной) и резкое изменение коэффициента теплоотдачи по холодной стороне при переходе через «псевдокритическую» температуру. Поэтому при расчете по средним параметрам данный аппарат необходимо делить на три участка, а в случае докритического давления — на четыре: перегревательный, испарительный и два экономайзерных. Границей между последними служит точка минимального температурного напора.
Во-вторых, существенное влияние на распределение температуры теплоносителя и теплообмен по горячей стороне оказывает кинетика химической реакции 2ΝΟ2↔2ΝΟ+Ο2.
Изменение температурного напора, коэффициентов теплоотдачи по горячей и холодной сторонах по длине регенератора проектируемой ОП АЭС БРИГ-300 с диссоциирующим теплоносителем: 1 — перегревательный участок; II — 1-й экономайзерный участок; III — 2-й экономайзерный участок
Зависимость температуры теплоносителя на выходе по горячей стороне от времени пребывания газа в регенераторе-испарителе с диссоциирующим теплоносителем при различных давлениях по горячей стороне. Штриховые линии — равновесные значения. Цифры обозначают давление, 10-6 МПа.
Подробно это явление рассмотрено в работе [9]. Показано, в частности, что с уменьшением времени пребывания теплоносителя в тракте аппарата усиливаются неравновесные эффекты: падение температуры ниже равновесной по горячей стороне и уменьшение вклада диффузионной составляющей в теплообмен (рис. 2.5). С увеличением времени пребывания теплоносителя выходные температуры, а следовательно, и температурные напоры асимптотически стремятся к равновесным значениям.
Приближенно влияние кинетики химической реакции можно представить в виде зависимости среднелогарифмического температурного напора от времени пребывания теплоносителя t на данном участке аппарата:
Здесь аf и срf — коэффициент теплоотдачи и теплоемкость при «замороженном» течении теплоносителя; сре — «равновесная» теплоемкость; bt — константа, зависящая от параметров теплоносителя. Так как время пребывания определяется длиной теплообменного аппарата t=l/wг, то расчет теплообменника производится методом последовательных приближений. Величины I и wг находятся соответственно по формулам (2.10) и (2.3).
Для расчета испарительного участка (парогенератора) коэффициент теплоотдачи при кипении определим по наиболее распространенному уравнению для кипения в объеме
(2.33)
где q — удельный тепловой поток; А — константа.
Для инертных теплоносителей n=0,7, для диссоциирующего азотного тетраксида величина показателя п зависит от давления [10]. В соответствии с рекомендациями работы [5] средний коэффициент теплоотдачи при кипении в трубах составляет 0,72 α в объеме.
Расчет испарителя производится методом итераций. В первом приближении можно принять α=αг· Удельный тепловой поток в итерациях рассчитывается по формуле
(2.34)
при кипении в объеме. При кипении в трубах вместо х1в уравнение (2.34) следует подставить (х1—2δтр). После определения q коэффициент теплоотдачи по холодной стороне рассчитывается по формуле (2.33).
