Номинальной температуре

В большинстве испытаний применялся нагрев радиационным методом от внешнего трубчатого пластинчатого электронагревателя, изготовленного из листового проката никеля, молибдена или вольфрама в зависимости от необходимых максимальных температур на образце. Нагреватель помещался в пакет тепловых трубчатых экранов. Проводились специальные работы и температурные тарировки с тем, чтобы перепад температур по длине рабочей части образца не превышал 1,5—2% номинальной температуры испытания.

Рис. 9.9. Изменение удельных капиталовложений в зависимости от номинальной температуры проводящих жил для некоторых типов подземных кабелей ВН:

номинальной температуры термической обработки сварных соединений более чем на 2 % ;

За время серийного производства блочных контактных экономайзеров ЭК-БМ, ЭК-БМ1 и ЭК-БМ1 пониженной металлоемкости Ленинабадским заводом газовой аппаратуры выпущено более 400 экономайзеров обоих типоразмеров. По просьбе отдельных предприятий в процессе пусконаладочных работ проводились и теплотехнические испытания экономайзеров. И хотя существенно новая информация при этом не была получена, целесообразно все же привести некоторые данные, поскольку названные выше установки работают в условиях, отличающихся от паспортных, что позволило выявить их характеристику при несоблюдении ряда параметров, например номинальной температуры дымовых газов и воды на входе в экономайзер, коэффициента избытка воздуха в газах и др.

Недогрев питательной воды до номинальной температуры приводит к существенному снижению экономичности блока. Например, для блока 300 МВт недогрев питательной воды на 10° С приводит к увеличению расхода условного топлива на 1,4 г/(кВт • ч). Поэтому обслуживающий персонал должен вести постоянный контроль за температурой воды на выходе из подогревателя высокого давления (ПВД) и при ее снижении принимать меры по устранению недогрева.

учетом номинальной температуры окружающей среды . . . А и Б В 95 90 105 100 115 ПО 130 125 150 145

Некоторыми особенностями отличается процесс уравновешивания роторов генераторов, обладающих так называемой тепловой нестабильностью, уравновешенность которых зависит от температуры ротора. Из-за нелинейности системы вектор теплового дисбаланса, выявленный до уравновешивания такого ротора в холодном состоянии, будет другим после указанной балансировки (фиг. 9). Поэтому для первоначальной оценки дисбаланса за начальные принимают векторы вибраций подшипников АО и JBJ, полученные при виброобследовании турбоагрегата при нормальном эксплуатационном режиме (перед остановом на балансировку), а в качестве пробных сначала принимаются окончательные грузы, установленные при балансировке ротора в холодном состоянии; пуск с этими грузами после нагрева ротора генератора до номинальной температуры дает вибрации подшипников AQI

Далее по формулам (2—4) подсчитывают приближенную величину грузов, компенсирующую тепловой разбаланс ротора. После установки этих грузов производят запуск ротора с повторным прогревом последнего током до номинальной температуры (температуры, соответствующей полной электрической нагрузке) и необходимые измерения вибрации. Методика подсчетов грузов остается аналогичной описанной выше, отличие заключается только в создании специального теплового режима ротора.

Не допускается превышение более чем на 10° С номинальной температуры пара 440°С* и снижение ее более чем на 15° С. Если пар предназначается для паровой турбины, допускаемые отклонения параметров уточняются заводом — изготовителем турбины.

Существенное улучшение показателей выработки дополнительной мощности может быть достигнуто в специализированной комбинированной установке (К.У), состоящей из паротурбинного блока, работающего на режимах с отключенной регенерацией, и ГТУ, теплота уходящих газов которой используется для догрева питательной воды до номинальной температуры [7]. Такая установка (рис. V.5) способна развивать значительные дополнительные мощности за счет ГТУ и форсировки ПТУ. В базовом режиме ПТУ работает автономно, по обычной схеме, а ГТУ отключена. В режиме выработки пиковой или полупиковой мощности включается ГТУ, а ПТУ переводится на режим работы с отключенными подогревателями высокого давления.

Завод «Красный котельщик» разработал теплообменники типа «труба в трубе» в виде ширмового пароперегревателя для 'регулирования промежуточного перегрева в котле типа ТПП-110. Предполагается обеспечить поддержание номинальной температуры вторичного перегрева в диапазоне нагрузок котла 100—50% от номинальной.

Коэффициент влияния частоты, равный (a-i)f/0_i, — характеристика увеличения предела выносливости при повышении частоты испытания, номинальной температуре и отсутствии коррозионной среды (за исходную частоту по ГОСТ 2860—65 принимают 10— 300 Гц).

где Тр— время до разрушения при номинальной температуре.

Обработка фильтра различными очищающими химическими реагентами дает лишь незначительное улучшение в работе фильтра. Подобные фильтры хорошо работали в исследовательских петлях, но исследования выявили два различия в условиях применения. Петлевые фильтры имели более однородное распределение пор, чем реакторные фильтры, и использовались только при номинальной температуре системы. Фильтры реакторных установок периодически работали при низких температурах. Было сделано предположение, что забивание фильтров реакторных установок, вероятно, вызвано неполной кристаллизацией низкотемпературных продуктов коррозии. Данный фильтр был заменен на другой подобной конструкции. При заданных условиях работы непрерывная очистка не могла быть достигнута и от применения фильтра пришлось отказаться. Интерес к высокотемпературной фильтрации содействовал исследованию магнетитовых фильтров. Ларсон и Вильяме [2] измерили эффективность извлечения шлама и радиоактивных примесей магнетитовым фильтром диаметром 38 мм и высотой 760 мм в малых нереакторной и реакторной петлях при 260° С. Пауль-сон [3] изучал возможность использования магнетита фракции 40—70 меш, поставляемого фирмой «Фут Минерал Компани», в больших аксиальных фильтрующих слоях. В опытах использовались пять систем:

Доведение после Перелома будет иметь значение. Можно ожидать, что оболочки BWR, работающие при максимальной температуре 300°С, достигнут перелома за 900 дней. Как отмечалось ранее, фактические скорости коррозии в BWR выше, чем во внереакторных испытаниях При номинальной температуре [38], и действительно перелом наблюдался в BWR.

Инконель-600 применен для труб парогенератора в реакторе. CVTR. В течение трех лет в парогенераторе не было обнаружено утечек. Межкристаллитное коррозионное растрескивание под напряжением изучали на трех контрольных трубках из инконе-ля-600 в реакторе Айджеста [75]. Трещины образовались на наружной поверхности трубок, экспонировавшихся при 217° С в легкой воде, обычно содержавшей 1—4 мг/кг LiOH или КОН и только малые количества хлоридов и кислорода, после 250 дней работы (150 дней при номинальной температуре). Эти растворенные вещества могли концентрироваться на поверхностях в щелях, где было локализовано большинство трещин. Материал подвергался необычно высокому напряжению вследствие работы вхолодную и своего рода закалке (дисперсионному отверждению). Микроструктура содержала значительные осадки (дисперсии) в гранулах и на границах гранул. Первоначальные местные напряжения, обусловленные сваркой, были порядка 0,2% предела текучести. Исследователи наблюдали, что накопленный газ, содержащий кислород, ухудшает положение. Отмечен тот факт, что повреждение наблюдалось при более низкой температуре 217° С, чем повреждения, наблюдавшиеся в других лабораторных исследованиях (300° С и выше) [316, 45]. Экспонирование напряженных образцов труб, подобных тем, которые повреждались, при той же самой температуре за 6800 ч в чистой воде или за 4500 ч в 1 М LiOH не приводило к растрескиванию. Дальнейшая экспозиция в течение 1400 ч в 1 М Li ОН с добавкой 4 см3/кг кислорода дает некоторый пит-тинг, но без растрескивания.

Расчетная температура стенки трубопроводов принимается равной номинальной температуре протекающей в них среды.

Для ремонтов, связанных со вскрытием цилиндров, а также с остановкой маслонасосов смазки и насосов системы регулирования, требуется глубокое расхолаживание турбины. Температура металла турбины, при которой разрешается остановка указанных насосов, составляет 150—180° С. Естественное остывание турбины, остановленной при номинальной температуре острого пара и пара промпе-регрева, длится 6—10 сут. Это объясняется высокими начальными параметрами пара, большой толщиной стенок корпусов и хорошей теплоизоляцией современных крупных турбин.

На выходе из пароперегревателя температура пара может быть близка к 500° С, т. е. предельно допустимая для углеродистой стали. Даже из-за небольших внутренних загрязнений труб температура их стенок может повыситься до опасных пределов. Например, чистая внутри и снаружи труба на выходе пара из пароперегревателя, при номинальной температуре пара 440° С может омываться паром с температурой и до 470° С, учитывая неравномерность работы отдельных змеевиков. При чистой стенке трубы и коэффициенте теплоотдачи ai = 40 ккал/м2- ч • град н а.2 = \000ккал/мг- ч-град коэффициент теплопередачи k = 39 ккал/мг-ч-град, а температура стенки при температуре газов 900°С будет не выше 480° С. Но при наличии внутренней накипи толщиной в 1 'мм температура стенки повысится до 550°С. ,Если же благодаря радиационному обогреву коэффициент оь учитывающий также и радиационное тепло, возрастает, например, до 60 ккал/м2 • ч • град, то температура стенки повысится до 573° С. Эта температура недопустима даже для легированной стали, из которой изготовляют выходные петли змеевиков пароперегревателей котлов небольшой производительности.

При номинальной температуре пара до 400° С змеевики пароперегревателей изготовляются из углеродистой стали марок 10 и 20. При номинальной температуре пара 440° С выходные петли змеевиков перегретого пара изготовляют из легированной стали 12ХМ или 15ХМ. Из такой же стали желательно изготовление коллекторов перегретого пара.

Из-за более высокого давления питательной воды неплотность и течь труб пароохладителя вызывают загрязнение пара солями питательной воды, а потому его конструкция должна обеспечивать возможность замены и уплотнения труб. В котлах старых выпусков поверхностные пароохладители иногда устанавливали на стороне насыщенного пара. Единственное их преимущество — возможность размещения в коллекторе насыщенного пара перед пароперегревателем. Весьма существенным дефектом такого регулятора является неравномерное поступление образующегося конденсата в змеевики пароперегревателя. Вследствие этого возможен при общей номинальной температуре перегретого пара перегрев отдельных змеевиков, в которые поступает меньше воды из пароохладителя. Пароохладители на выходе перегретого пара устанавливают редко, и такая схема нецелесообразна, так как змеевики пароперегревателя не защищаются от перегрева и условия работы фланцевых соединений теплообменника из-за большой разности температуры пара и воды оказываются еще более тяжелыми.

Нагрузке 45%' при выключенном теплообменике соответствуют кривые 3. При номинальной температуре первичного пара промежуточный перегрев достигает лишь 470° С. Если при той же нагрузке включить тепло1-обменник и повысить температуру лер-вичного пара за радиационным перегревателем до 535° С (кривые 2), то вторичный перегрев пара осуществляется газами с 350 до 405° С; паром сверхвысокого давления с 405 до 500° С и снова газами с 500 до 525° С.