Рассматриваемых вариантах

ко,'-помнить, что межмолекулярные связи у рассматриваемых теплоносителей по своему характеру не являются чисто остаточными: все органические высокотемпературные теплоносители имеют гетеродесмические структуры, хотя в общем они обладают характерными физическими свойствами, присущими веществам с остаточной связью.

оказывают влияния «а стойкость метилсилйконовых теплоносителей против окисления. Одновременно с этим было установлено [Л. 128], что ,в присутствии теллура, меди, свинца и селена при 225°С происходит значительная деполимеризация метилсилйконовых теплоносителей. По всей вероятности, эти металлы катализируют термическую деполимеризацию рассматриваемых теплоносителей. Таким образом, при выборе конструкционного материала нагревательной установки, работающей «а ме-тилсиликоновЫ'Х теплоносителях, всегда следует учитывать влияние выбранного конструкционного материала на стойкость теплоносителя против его окисления и температурной деполимеризации. Следует помнить также, что такие металлы, как, например, медь и селен, препятствуют изменению вязкости.

Термическая стойкость этих теплоносителей не изучалась. В соответствии с теорией строения органических соединений углеводороды парафинового ряда должны обладать меньшей термической стойкостью, чем ароматические соединения. По-видимому, использование рассматриваемых теплоносителей (по причине термической стойкости) ограничивается интервалом температур от температуры плавления до температуры ниже температуры кипения под атмосферным давлением.

Было установлено, что перегрев теплоносителя до 500° С в течение часа практически не оказывает влияния на разложение теплоносителя, однако уже при 530° С наблюдается быстрое разложение всех рассматриваемых теплоносителей.

В результате проведенных испытаний рассматриваемых теплоносителей иа термическую стойкость А. М. Ла-стовцев пришел к следующим двум основным выводам:

что во всем интервале исследованных температур опытные данные по вязкости рассматриваемых теплоносителей хорошо согласуются с обобщенной формулой Бачинского

По причине ненадежности данных то удельным объемам насыщенных паров (для сплавов — вследствие изменяющегося состава пара в процессе парообразования) исключается использование для рассматриваемых теплоносителей также и формулы (3-68) Л. Д. Воляка. По этой же причине вычисленные В. А. Робияым значения поверхностного натяжения для сплавов ОС-1 и ОС-2 по формуле (3-60) следует также рассматривать как первое приближение.

1. Чрезвычайно малое термическое сопротивление на границе стенка — жидкость делает весь процесс теплообмена у рассматриваемых теплоносителей весьма чувствительным к одновременно протекающим поверхностным физико-химическим процессам: образованию оксидных и пассивирующих пленок и слоев на внутренней поверхности трубы, адсорбцией ею газообразных и жидких примесей теплоносителя, смачиваемостью им стенки.

Вопрос о пригодности формулы (4-8) Михеева для рассматриваемых теплоносителей экспериментально решался Керстом с сотрудниками [Л. 141] и Е. П. Дуди-ковой [Л. 146] для сплава ОС-4 (представителя ионных теплоносителей) и А. В. Чечеткиным и Ф. М. Костере-вым [Л. 175] для дитолил.метана ((представителя органических теплоносителей).

Теплообмен при естественной -конвекции в большом объеме для рассматриваемых теплоносителей, в том числе для сплавов солей, довольно хорошо описывается критериальным уравнением [Л. 105]

При конденсации рассматриваемых теплоносителей на горизонтальном пучке труб средний коэффициент теплоотдачи в условиях ламинарного течения пленки конденсата может быть вычислен по формуле [Л. 149]

Теплообмен при ,коя д енс а ц и и п ар о в орган и ч е с к и х т е п л о н о € и т е л е и на щ е р т 'и к а л ь-ной трубе может протекать при ламинарном и турбулентном течении пленки конденсата. Еще в 1946 г. А. В. Нечеткий {Л. 106] проанализировал экспериментальный материал по конденсации паров воды и органических таплоносителей на вертикальных трубах [Л. 164, 181—184]. Им было установлено, что расхождение опытных значений а с вычисленными по формуле (4-82) тем больше, чем больше высота трубы Я, разность температур А/ср между паром 1т и стенкой ^с^ и чем меньше величина теплоты конденсации гн. Другими словами расхождение между а опытными и по Нуссельту тем больше, чем больше критерий Рейнольдса, вычисленный по формуле (4-85). Далее было показно, что в случае конденсации паров органических теплоносителей имеет место большой градиент вязкости в пленке, оказывающий большое влияние «а характер течения пленки конденсата, увеличивая степень турбулизации ее; благодаря этому интенсивность теплообмена возрастает. Кроме того, у рассматриваемых теплоносителей теплота парообразования ги в 8—10 раз меньше, чем у воды, « поэтому, как это видно из формулы (4-85), при одних и тех же тепловых потоках д величина числа Кепп у этих теплоносителей будет много больше, чем у воды. Следовательно, у органических теплоносителей (нарушение ламинарного течения пленки кондесата наступит при значи-18—2411 273

Способы осевой фиксации колес на т .11 и ц е в ы х участках валов показаны на рис. 6.9, в, ,;. Колесо устанавливают до упора в торец кольца. Перед другим торцом колеса на валу выполнена канавка. В обоих рассматриваемых вариантах фиксация колеса обеспечивается шлицевым кольцом /. Это кольцо надевают на вал и доводят до упора в торен ступицы колеса. Затем поворачивают в канавке на половину углового шага шлиц и закрепляют винтом на ступице колеса (в) или установочным винтом с цилиндрическим конном (г) на валу.

Способы осевой фиксации колес на шлицевых участках валов показаны на рис. 6.9, в, г. Колесо устанавливают до упора в торец кольца. Перед другим торцом колеса на B;uiy выпол пена канавка. В обоих рассматриваемых вариантах фиксацию колеса обеспечивают шмщевым кольцом I. Это кольцо надевают на вал и доводят до упора в торец ступицы колеса. Затем поворачивают в канавке на половину углового шага шлиц и закрепляют винтом на ступице колеса (в) или установочным винтом с цилиндрическим концом на валу (г).

Способы осевой фиксации колес на ш лицевых участках валов показаны на рис. 6;9, в, г. Колесо устанавливают до упора в торец кольца. Перед другим торцом колеса на валу выполнена канавка. В обоих рассматриваемых вариантах фиксация колеса обеспечивается шлицевым кольцом /. Это кольцо надевают на вал и доводят до упора в торец ступицы колеса. Затем поворачивают в канавке на половину углового шага шлиц и закрепляют винтом на ступице колеса (0) или установочным винтом с цилиндрическим концом (г) на валу.

Сравнение интенсивности износа труб из стали 12Х1МФ шир-мового пароперегревателя при использовании водной очистки (или комбинированной очистки) в условиях сжигания назаров-ского бурого угля и эстонских сланцев, показывает, что, несмотря на более частые очистки ширм в пылеугольном котле (отношение периодов очистки 182/8=23), интенсивность износа труб в обоих случаях практически одного и того же порядка. При отмеченной разнице в частоте водной очистки в двух рассматриваемых вариантах почти одинаковый износ труб пароперегревателя обусловлен повышенной коррозионной активностью золы эстонских сланцев по сравнению с золой назаровского угля.

5. Анализ нормальных и аварийных гидравлических режимов работы системы в рассматриваемых вариантах.

Структуры составляющих по трудоемкости в рассматриваемых вариантах значительно различаются: в первом варианте сборочные и пригоночные операции составляют 26% общей трудоемкости, а во втором варианте только сборочные 15%.

Во всех рассматриваемых вариантах производство гидроэнергии, геотермальной и ядерной энергии принималось на уровнях 4,5 млн. ТДж, 1,8 млн. ТДж и 15,8 млн. ТДж соответственно. Главные различия между двумя вариантами самообеспечения состоят в том, что вариант А предусматривает высокую добычу нефти и газа в США, а вариант Б — увеличенную добычу угля.

Стоимость монтажа установленного оборудования и стоимость здания не учтены в капитальных затратах g силу их постоянства во всех рассматриваемых вариантах.

Затраты на электроэнергию во всех рассматриваемых вариантах мало отличаются друг от друга, невелики для системы Минэнерго и поэтому опущены в расчете эксплуатационных затрат, за исключением расхода электроэнергии на подачу сжатого воздуха для отдувки аммиака, учтенного в величине ?отд.

Математическая модель была использована для проведения расчетных исследований и оптимизации параметров теплосиловой части АЭС с «кипящим» реактором. Рассматривалась турбоустановка мощностью 500 Жв/тг; в турбину поступает сухой насыщенный пар при давлении 65 ата, расход пара принят постоянным во всех рассматриваемых вариантах и равным 2700 т/час. Температура питательной воды принята 160° С. Давление в конденсаторе турбины принято равным 0,04 ата (по результатам предварительно проведенной оптимизации низкопотенциальной части турбоустановки и системы водоснабжения для одного из районов страны). В соответствии с изложенной выше методикой первым этапом работы по оптимизации параметров теплосиловой части АЭС были термодинамические исследования возможных тепловых схем турбоустановки для выбора наиболее экономичных схем и определения степени влияния отдельных параметров.

Мощность ядерного реактора, его параметры и технико-экономические показатели во всех рассматриваемых вариантах АЭС считаются неизменными. Соответственно полезная мощность АЭС при варьировании ее параметров переменна. Для возможности сопоставления всех рассматриваемых вариантов использовано понятие замещающей мощности. В качестве замещающей электростанции, по данным института «Энергосетьпроект», принята атомная электростанция с реактором на тепловых нейтронах.