Wasserabscheider-Zwischenüberhitzer - Balcke-Dürr ...

SONDERDRUCK
A 60
Wasserabscheider-Zwischenüberhitzer
W. Bruckmann und M. Kienböck
VGB Kraftwerkstechnik 04/1984
Seite 302 bis 312

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Wasserabscheider-Zwischenüberhitzer
W. Bruckmann und M. Kienböck
Kurzfassung
Autoren
Wasserabscheider-
Zwischenüberhitzer
Mit dem Beginn des Baues von Leichtwasserreaktoren
(LWR) entstand (aufgrund des
Dampfzustandes) der Bedarf für Wasserabscheider
und Zwischenüberhitzer (WAZÜ) für
Sattdampfturbinen. In einem kurzen chronologischen
Abriss werden die verschiedenen Entwicklungsstufen
konstruktiv und mit ihren spezifischen
Leistungsdaten gegenübergestellt
und die Vor- und Nachteile herausgearbeitet.
Es werden Zyklonabscheider und Prallplattenabscheider
sowie Glattrohrüberhitzer und Rippenrohrkonstruktionen
in jeweils verschiedenster
Anordnung beschrieben.
Abstract
Moisture Separator Reheaters
With the commencement of construction of
light water reactors (LWRs) it became necessary,
because of the steam condition to provide
Moisture Separators and Reheaters
(MSRs) for saturated steam turbines. In a brief
chronological summary the various stages of
development are compared based on the designs
and specific performance data and the
advantages and disadvantages are contrasted.
This paper describes cyclone separators and
plate separators as well as plain tube reheaters
and finned tube elements in many different arrangements.
Dipl.-Ing. (FH) W. Bruckmann
Dipl.-Ing. M. Kienböck
Balcke-Dürr AG
Ratingen/Deutschland
Einleitung
Zur Erhöhung des Turbinenwirkungsgrades
und zur Vermeidung von Schäden an der ND-
Turbine werden in Kernkraftwerken üblicherweise
zwischen HD- und ND-Turbine Wasserabscheider
und Zwischenüberhitzer vorgesehen
( B i l d 1 ) .
Bedingt durch die Anordnung zwischen HDund
ND-Turbine können die Wasserabscheider
und Zwischenüberhitzer nicht umfahren
werden, wodurch sich ein direkter Einfluss
auf die Verfügbarkeit der Turbosätze ergibt.
Sie bekommen ihr Lastverhalten direkt von
der Turbine aufgeprägt und erfahren durch
mögliche Klappenprüffälle bzw. Zu- und Abschaltungen
der Überhitzer während des Betriebes
komplexere Betriebsbedingungen und
größere Laständerungsgeschwindigkeiten als
die meisten anderen Wärmetauscher in einem
Kraftwerk.
Aus verschiedenen Veröffentlichungen [2 bis
4] und leider auch aus eigener Erfahrung sind
uns Schäden an Wasserabscheidern und Überhitzern
bekannt. Wegen des direkten Einflusses
auf die Verfügbarkeit werden Schäden
an den Wasserabscheidern und Zwischenüberhitzern
stärker beachtet und publiziert als solche
an anderen Wärmetauschern. Im Folgenden
wollen wir versuchen, in einem kurzen
chronologischen Abriss die verschiedenen
Tafel 1. Bauarten der Wasserabscheider.
Anlage Abscheidertyp Anordnung in
Betrieb
Obrigheim (alt) Zyklonenvorabscheider
mit Zentrifugal-Haupt- und
Nachabscheider
Stade X
Borssele/NL
Mülheim-Kärlich
Atucha/ARG
Kalkar
Brunsbüttel
Unterweser
Neckarwestheim
Tullnerfeld/A
Obrigheim (neu)
Gösgen-Däniken/CH
Trillo/ES
Philippsburg 2
Grohnde
Angra 2 und 3/BRA
Zykonabscheider
mit vorgeschaltetem
Agglomerator
Wasserabscheider-Zwischenüberhitzer
Entwicklungsstufen mit ihren spezifischen
Leistungsdaten gegenüberzustellen und die
Vor- und Nachteile herauszuarbeiten. Wir bitten
um Verständnis, dass wir uns dabei nur
auf bekannte Anlagen in der Bundesrepublik
Deutschland bzw. vom deutschen Markt beeinflusste
Anlagen beschränken.
Bauarten der Wasserabscheider
In Ta f e l 1 sind die von uns gebauten bzw.
ausgelegten Abscheider aufgelistet und nach
ihrer Wirkungsweise in Zyklon- und Prallplattenabscheider
unterteilt.
In den Anlagen Stade, Borssele und Atucha
waren ursprünglich in Kleinanlagen bewährte
Abscheidersysteme aus den USA installiert.
In allen 3 Fällen führten die hohen
Dampfgeschwindigkeiten während der Inbetriebnahme
zu Schwingungsschäden und
vollständiger Zerstörung dieser Einbauten.
Zur Ertüchtigung dieser 3 Anlagen wurden
die bis dahin nur zur Vorabscheidung vorgesehenen
Axialzyklone durch optimierte
Schaufeln und nachgeschaltete Absaugungen
verbessert. Darüber hinaus wurden in die
Zuströmleitungen Agglomeratoren eingebaut
[7], die durch Vergrößerung der feinen Nebeltröpfchen
das Tropfenspektrum so verschieben,
dass eine Abscheidung mit wirtschaftlichem
Druckverlust möglich ist. Nach
Umbau dieser Anlagen wurden Restfeuchten
stehender
Zyklon
Anordnung
in der Rohrleitung
Prallplattenabscheider Pyramidensäule
Prallplattenabscheider
Abscheiderwand
Sternsäule
VGB Kraftwerkstechnik 4/1984 3
X
X
X
X
X
X
X
X
montiert
X
X
X
X
X
in Bau Abb.
X
X
3
4
6
7 und 8

Wasserabscheider-Zwischenüberhitzer
Primärkreislauf Sekundärkreislauf
Reaktor
Umwälzpumpe
HD-Vorwärmer
von < 0,5 % hinter dem Abscheider gemessen
(Bild 2).
Bemerkenswert sind die Abscheider Atucha
( B i l d 3 ) und Kalkar mit ihrem Einbau in
die Rohrleitung (kalte ZÜ). Das spezifische
Bauvolumen dieser Abscheider ist erheblich
geringer als von Abscheidern, welche in Behältern
installiert sind. Wie aus Ta f e l 3 zu
ersehen ist, beträgt das spezifische Bauvolumen
Atucha, definiert als m3 /MW, nur 1 ⁄ 10 des
erforderlichen Bauvolumens der in Behältern
installierten Abscheider. In der Bundesrepublik
Deutschland konnte sich diese Konstruktion
aufgrund der Bewertung der Druckverluste
und der Favorisierung der Prallplattenabscheider
nicht durchsetzen. In Frankreich gibt es
zurzeit Entwicklungen [5], die in diese Richtung
gehen, mit einer Ausführung des Abscheiders
als Multizyklon zur Reduzierung
der Druckverluste.
Nachteile der hier vorgeschlagenen Lösung
liegen in der erforderlichen Treibdampfmenge
Wasserabscheider Überhitzer
HD-Turbine ND-Turbine Generator
Dampferzeuger
Kondensator
Speisewasserbehälter
Speisewasserpumpe
ND-Vorwärmer Kondensatpumpe
Bild 1. Schaltbild eines Kernkraftwerkes mit Druckwasserreaktor.
Tafel 2. Bauarten der Überhitzer.
von etwa 10 % der Durchsatzmenge und in
der schlechteren Zugänglichkeit und Übersichtlichkeit
gegenüber einem Einzelzyklon.
Bauarten der Überhitzer
Im Unterschied zur sonst meist liegenden
Überhitzeranordnung (in den USA, Frankreich)
sind die von uns ausgeführten Überhitzer
stehend angeordnet. Durch die stehende
Ausführung wird die Kondensatableitung des
in den Rohren kondensierenden Heizdampfes
aufgrund der wirkenden Schwerkräfte gegenüber
der liegenden Ausführung vereinfacht.
An liegend angeordneten Wasserabscheidern
und Zwischenüberhitzern sind zahlreiche
Schäden [2, 10] durch Dampfrückströmung
an niedrigbelasteten Überhitzerrohren und dadurch
entstehende Kondensatunterkühlung
aufgetreten. Die Ursachen für diese Schäden
sind inzwischen erkannt, und in verschiede-
Anlage Bündelkonstruktion Rohr Bündelanzahl
je WAZÜ
Obrigheim (alt) Sammlerkonstruktion Glattrohr 1 X
Stade Sammlerkonstruktion Glattrohr 1 X
Borssele/NL Sammlerkonstruktion Glattrohr 2 (2-stufig) X
aus Wärmebilanz
aus früheren Abnahmemessungen
abgeleitet
0
0 50
bei Ausnutzung aller
Toleranzen
100 150
Leistung in %
nen Veröffentlichungen werden Vorschläge
zur Auslegung bzw. Ausführung gemacht
[8, 10].
Unsere Nachrechnungen und Betriebserfahrungen
für den stehenden Überhitzer zeigen,
dass für die bisher bekannten Lastfälle zusätzliche
Maßnahmen, wie z.B.
– abgestufte Blenden,
– Unterteilung der Bündel in mehrere hintereinandergeschaltete
Wege mit Kondensatableitung
nach jedem Weg,
– Entnahme von Treibdampf,
nicht erforderlich sind.
In Ta f e l 2 sind die von uns ausgelegten
Überhitzer zusammengestellt. Bei der Ausführung
in Glattrohren wurden Sammlerkonstruktionen
und Rohrplattenkonstruktionen
verwendet ( B i l d 4 ) . In der Funktion sind
beide Konstruktionen ähnlich; der Heizdampf
kondensiert in den Rohren und wird im unte-
4 VGB Kraftwerkstechnik 4/1984
Feuchteanteil am
Austritt-Abscheider y in %
1,0
0,5
Bild 2. Mittlere Restnässe, Messung Stade (1973).
in Betrieb montiert in Bau Abb.
Brunsbüttel Rohrplattenkonstruktion Glattrohr 1 X
Unterweser
Neckarwestheim
Tullnerfeld/A
Obrigheim (neu)
Unterweser (neu)
Rohrplattenkonstruktion
Rohrplattenkonstruktion
Rohrplattenkonstruktion
Rohrplattenkonstruktion
Rohrplattenkonstruktion
Glattrohr
Glattrohr
Glattrohr
Glattrohr
Glattrohr
1
1
1
1
1
X
X
X
X
X
6
6
Brunsbüttel (neu) Rohrplattenkonstruktion Glattrohr 1 X
Mülheim-Kärlich Rohrplattenkonstruktion Rippenrohr 8 X
Gösgen-Däniken/CH Rohrplattenkonstruktion Rippenrohr 4 X 6
Trillo/ES Rohrplattenkonstruktion Rippenrohr 6 X
Philippsburg 2 Rohrplattenkonstruktion Rippenrohr 6 X 7 und 8
Grohnde Rohrplattenkonstruktion Rippenrohr 6 X
Angra 2 und 3/BRA Rohrplattenkonstruktion Rippenrohr 6 X

22 000
7
3
Absaugeleitung
6
Ø 3 200
2
Ø 4 500
Bild 4. Wasserabscheider und Zwischenüberhitzer
des Kernkraftwerks Unterweser.
5
1
4
1 Feinabscheider
2 Vorabscheider
3 Überhitzer
4 Turbinendampf-Eintritt
5 Turbinendampf-Austritt
6 Heizdampf-Eintritt
7 Heizdampfkondensat-Austritt
Kondensataustrittsstutzen
Wasserabscheider-Zwischenüberhitzer
ren Sammler bzw. der unteren Kammer gesammelt
und aus dem Apparat herausgeführt,
während der Turbinendampf überwiegend im
Längsstrom um das Bündel strömt und dabei
überhitzt wird.
Aufgrund der einfachen und klaren Konstruktion
war diese Überhitzerausführung bei 10
gebauten Anlagen, davon 8 in Betrieb, abgesehen
von einem Leitmantelschaden in Unterweser
praktisch störungsfrei. Gegenüber der
Auslegung brachten alle Überhitzer der 1. Generation
mit Glattrohren eine bessere Aufwärmung
als garantiert, gleichzeitig aber auch
höhere Druckverluste.
VGB Kraftwerkstechnik 4/1984 5
7
1
2
3
4
5
Agglomerator
6
1 Agglomerator
2 Mannloch
3 1. Drallerzeuger
4 1. Absaugung
5 2. Drallerzeuger
6 2. Absaugung
7 HD-Turbine
8 Wasserabscheidebehälter
Bild 3. Wasserabscheider des Kernkraftwerks Atucha/Argentinien.
e berippt
e glatt
j;
5,0
2,0
1,0
0,5
0,2
0,1
e berippt
e glatt
NU glatt
8
j berippt
j glatt
NU berippt
(scheinbar)
10
RE Vergleich
4 2 5 105 2 5 106 0,05
Bild 5. Vergleich der Leistungsziffern von Rippenrohr- und
Glattrohranordnung.
10 3
NU
10 2

Wasserabscheider-Zwischenüberhitzer
Tafel 3. Gegenüberstellung der technischen Daten.
Obrigheim (alt)
Durch die Einschränkung der zulässigen Bauhöhe
der Wasserabscheider und Zwischenüberhitzer
und der hohen Bewertung der
Druckverluste wurde die Glattrohrkonstruk-
tion verlassen und verschiedene Rippenrohr-
Überhitzer konzipiert. Durch die Geometrie
der Rippenrohre wird eine Queranströmung
der Rippenrohrbündel erforderlich. Obwohl
der Raumbedarf der Rippenrohrbündel aufgrund
der spezifisch größeren Oberfläche
kleiner ist als bei Glattrohrbündeln, ist das
spezifische Bauvolumen von Rippenrohrüberhitzern
aufgrund der Querströmung und der
Stade
Borssele
Mülheim-Kärlich
Kalkar
Betriebszeit etwa in 10 4 h 10 8 7 – – 7 4 4 5 – 1 4 – – – – –
Gesamtdruckverlust
in % vom Eintrittsdruck
Garantie
gemessen
Restfeuchte in % Garantie
gemessen
Spez. Bauvolumen m 2 /MW
Geschwindigkeit im
Hauptabscheider
Spez. Bauvolumen m 2 /MW
Grädigkeit Garantie
gemessen
11
Schnitt A - B
C D
Wasserabscheider
10
2,0
1,0
6
12
0,8
0,4
8
–
–
6
–
0,3
–
3
–
0,8
–
dadurch erforderlichen An- und Abströmquerschnitte
größer als bei längsdurchströmten
Glattrohrbündeln. Der Hauptvorteil liegt im
geringeren Druckverlust. In Bild 5 wird eine
Bewertung der durch die Berippung der Rohre
erzielbaren wärme- und strömungstechnischen
Vorteile versucht [6]. Gebildet wird eine Leistungsziffer
als Quotient aus übertragener Wärmeleistung
und aufgewandter Pumpleistung
(Druckverlust), welche für den berippten Wärmetauscher
in einem Bereich (Reynoldsche
Zahl) von 10 4 bis 10 6 um den Faktor 1,4 bis
1,5 größer ist als für ein Glattrohrbündel.
Statt eines kompakten Glattrohrbündels wird
die Heizfläche des Rippenrohrüberhitzers aufgrund
der erforderlichen Querdurchströmung
in Einzelbündel aufgelöst und nebeneinander
stehend als Ring oder als Wand (Anlage Gösgen-Däniken
B i l d 6 ) angeordnet. Die Bilder
7, 8 und 9 zeigen den Einbau der Überhitzerbündel
im Werk Grohnde.
Die erforderlichen Abdichtungen zwischen
den Einzelrohrbündeln sowie zum Behälter
sind aufgrund instationärer Betriebsfälle und
daraus entstehender Temperaturunterschiede
und Relativbewegungen erheblich aufwändiger
und schwieriger als bei einem kompakten
Bündel.
6 VGB Kraftwerkstechnik 4/1984
Atucha
2
–
0,7
–
Brunsbüttel
6
7
0,8
0,3
Unterweser
6
-
0,8
0,3
Neckarwestheim
6
6
0,8
0,3
0,2 0,2 0,14 0,2 0,08 0,02 0,2 0,24 0,2 0,2 0,2 0,24 0,19 0,2 0,2 0,2 0,25
m/s 21 45,5 40 45,5 30,3 40 3,8 3,7 3,9 3,9 4,7 4,0 4,0 4,0 4,0 4,0 4,0
5
4
1
2
6
3
10
7
Überhitzer
0,16 0,2
– 40
25
0,55
2stuf.
–
–
Tullnerfeld
6
–
0,8
–
0,26 – – 0,2 0,15 0,2 0,2 0,35 0,26 0,27 0,25 0,25 0,25 0,4
28,5
–
1 Überhitzer
2 Feinabscheiderwand
3 Turbinendampfeintritt
4 Turbinendampfaustritt
5 Heizdampfeintritt
6 Heizkondensataustritt
7 Vorabscheiderentwässerung
8 Feinabscheiderentwässerungskanal
9 Feinabscheiderentwässerungsstutzen
10 Entlüftungsstutzen zum
Kondensatsammeltopf
11 Mannloch
Schnitt C - D
A B
8
9
Bild 6. Wasserabscheider und Zwischenüberhitzer
im Kernkraftwerk Gösgen-Däniken/Schweiz. Bild 8. Einbau der Überhitzerbündel.
–
–
–
–
40
40
35
32
40
32
20
–
Obrigheim (neu)
6
6
0,3
0,3
35
35
Gösgen-Däniken
6
3
0,8
0,5
30
33
Trillo
4,5
–
0,5
–
40
–
Philippsburg 2
4
–
0,5
–
40
–
Grohnde
4
–
0,5
–
40
–
Angra 2 und 3
4
–
0,5
–
40
–
Konvoi
4
–
0,5
–
15
–

Bild 7. Wasserabscheider und Zwischenüberhitzer im Kernkraftwerk Grohnde.
Wasserabscheider-Zwischenüberhitzer
VGB Kraftwerkstechnik 4/1984 7

Wasserabscheider-Zwischenüberhitzer
Bild 9. Wasserabscheider und Zwischenüberhitzer der Konvoi-Kernkraftwerke.
8 VGB Kraftwerkstechnik 4/1984

Bild 10. Wasserabscheider und Zwischenüberhitzer
im Kernkraftwerk Obrigheim.
Gegenüberstellung der
technischen Daten
In Tafel 3 wird versucht, die technischen Daten
und die im Betrieb gemessenen Werte der
unterschiedlichen Konstruktionen miteinander
zu vergleichen. Zusammenfassend kann
man sagen, dass im Rahmen der Messgenauigkeit
sowohl der Zyklonabscheider mit Agglomerator
als auch der Plattenabscheider
vergleichbare Restfeuchten liefern. Der Vorteil
des Zyklons liegt in seiner Unempfindlichkeit
gegenüber örtlichen Wassersträhnen,
ungleicher Beaufschlagung und instationären
Lastfällen. Nachteilig ist der etwa 1 bis 1,5 %
(bezogen auf Eintrittsdruck) höhere Druckverlust
bei Ausführung als Einzelzyklon. Das
heißt, der Druckverlust liegt um rund 50 %
über dem eines Prallplattenabscheiders.
Für den Rippenrohrüberhitzer spricht bei gleicher
Wärmeleistung und annähernd gleichem
Raumbedarf der ebenfalls geringe Druckverlust.
Der Apparat mit dem besten Wirkungsgrad
ist der Wasserabscheider und Zwischenüberhitzer
der Anlage Gösgen-Däniken. Hier
wird der Druckverlust im Überhitzer zur Ver-
gleichmäßigung der Dampfströmung im Wasserabscheider
benutzt, wodurch ein Gesamtdruckverlust
von kleiner gleich 3 % (bezogen
auf Eintrittsdruck) erreicht wird.
Neulieferung von Wasserabscheidern
und Zwischenüberhitzern für ein
bestehendes Kernkraftwerk
Bei dem Brennelemente-Wechsel 1982 wurden
die Wasserabscheider und Zwischenüberhitzer
im Kernkraftwerk Obrigheim nach rund
100.000 Betriebsstunden aufgrund von Verschleißerscheinungen
ausgetauscht. Zwischen
der Bestellung und dem Abschluss der Montagearbeiten
lagen 2 Jahre. Die neugelieferten
Wasserabscheider und Zwischenüberhitzer
wurden voll basissicher ausgeführt ( B i l d
1 0 ) . Die Begehbarkeit der Apparate wurde
verbessert, alle Rund- und Längsnähte wurden
auch von innen voll zugänglich gehalten.
Bei der Konstruktion der neuen Wasserabscheider
und Zwischenüberhitzer wurde versucht,
mit den heutigen Möglichkeiten und
Erfahrungen eine optimale Auslegung zu finden.
Bedingt durch die vorgegebenen Maschi-
Bild 11. Ablagerungen auf den Rippenrohren.
Wasserabscheider-Zwischenüberhitzer
nenhausabmessungen konnten die Wasserabscheider
und Zwischenüberhitzer nur begrenzt
vergrößert werden. Deshalb wurde die Überhitzeraustrittstemperatur
konstant gehalten,
der Druckverlust wurde minimiert. Außerdem
ergab sich durch den Einbau der neuen Abscheider
eine reduzierte Restfeuchte. Der mit
diesen Maßnahmen erzielte Leistungsgewinn
beträgt mehr als 1 % der Anlagenleistung.
Die verbesserten Leistungsdaten wurden
durch die Messungen nach Inbetriebnahme
der neuen Wasserabscheider und Zwischenüberhitzer
bestätigt.
Durch die genaue Datenerfassung und Langzeitmesswertverfolgung
konnte ein auch aus
anderen Anlagen bekanntes Problem „Abfall
der Zwischenüberhitzer-Austrittstemperatur
um mehrere °C“ aufgeklärt und durch Versuche
eingegrenzt werden. Durch eine einfache
betriebliche Maßnahme (Anheben des Kondensatniveaus
im Zwischenüberhitzer-Kondensatgefäß)
konnte der Temperaturabfall auf
1 K begrenzt werden.
Betriebserfahrungen im
KKW Gösgen-Däniken
Gösgen-Däniken (siehe Bild 6) war für uns
die erste Anlage, in welcher ein Überhitzer
mit Rippenrohren in Betrieb genommen wurde.
Bei dieser Konstruktion sind Feinabscheider
und die 4 Überhitzerbündel hintereinander
liegend in Form einer Wand angeordnet und
werden quer durchströmt. Einzelne Abscheideretagen
werden mit Abschnitten der Überhitzerbündel
über Schottbleche verbunden, so
dass sich die Druckverluste von Abscheider
und Überhitzer addieren und der Gesamtdruckverlust
für die Strömungsverteilung
über die Bauhöhe zur Verfügung steht.
Die Inbetriebnahme Gösgen-Däniken erfolgte
Ende Januar 1979. Gegen Ende der Inbetriebnahme
im August 1979 wurden bei einer Besichtigung
an einigen Distanzblechen Verformungen
festgestellt. Bis zu diesem Zeitpunkt
VGB Kraftwerkstechnik 4/1984 9

Wasserabscheider-Zwischenüberhitzer
Bild 12. Rippenrohr.
waren praktisch alle Betriebs- und Prüffälle
einschließlich Klappenprüfungen ohne
Schwierigkeiten gefahren und wiederholt die
Überhitzer besichtigt worden.
Die Verformungen der Distanzbleche konnten
auf einen bis dahin nicht betrachteten Sonderlastpunkt
(Leerlauf bei 2 % Last mit zugeschaltetem
Überhitzer) zurückgeführt werden.
Deshalb wurde bei dem Brennelemente-
Wechsel im Juni/Juli 1980 ein Umbau an der
Stützkonstruktion der Überhitzerbündel vorgenommen.
Für diesen Umbau wurden die
Überhitzerbündel aus dem Behälter ausgebaut
und ins Werk zurückgebracht. Die Seitenbleche
der Bündel wurden von den Distanzblechen
abgetrennt und durch neue Seitenbleche
ersetzt. Dabei wurde die Konstruktion so
abgeändert, dass die Relativbewegungen bei
instationären Lastfällen zwischen Seitenwand
und Distanzblech und nicht wie bisher zwischen
Rohr und Distanzblech auftreten. Die
gesamte Umbaumaßnahme einschließlich
Aus- und Einbau der Bündel erfolgte innerhalb
des eingeplanten Brennelemente-Wechselzeitraumes
von 8 Wochen. Der Umbau hat
sich aufgrund der vorliegenden Betriebserfahrungen
bewährt.
Durch den Ausbau der Rohrbündel wurde
auch die Anströmseite zugänglich, die im eingebauten
Zustand nicht einzusehen ist. Es
wurden örtlich rotbraune Ablagerungen festgestellt
( B i l d 1 1 ) . Mit einer Stahlbürste
konnten diese Beläge problemlos beseitigt
werden. Die übrigen Rohroberflächen zeigten
eine dunkelgraue, dünne Magnetitschicht,
die sich im Gegensatz zu dem örtlich vorkommenden
rötlichen Fremdbelag auf natürlichem
Weg als Schutzschicht gebildet hat
Bild 13. Feinabscheidersäule. Bild 14. Montage des Überhitzers.
( B i l d 1 2 ) . Ein Teil der rotbraunen Beläge
wurde entnommen. Eine Untersuchung ergab
Hämatit. Die Rippen zeigten keinerlei Erosion,
obwohl es beim KKW Gösgen-Däniken
bei den Klappenprüffällen zur Überlastung
der Abscheider und somit kurzzeitig zu Wasserdurchriss
in den Überhitzern kommt.
Die Distanzierung der Rippenrohre erfolgte
zum Teil auf unberippten Zwischenstücken,
zum Teil auf den Rippen. Beide Methoden haben
sich bewährt.
1.300-MW-Standard-Wasserabscheider-Zwischenüberhitzer
für
die KKW Grohnde und Philippsburg 2
Die Konstruktion ist aus Bild 7 zu ersehen. Abscheider
und Überhitzer sind übereinander im
Behältermantel angeordnet. Die Abscheider
bestehen aus einem Vorabscheider (Grob-
abscheider) und dem Hauptabscheider. Im
Grobabscheider wird der durch die unteren
Stutzen eintretende Dampf auf die Bodenplatte
gelenkt, wo das im Dampf mitgeführte
Schwallwasser abgeschieden und unter die Bodenplatte
abgeführt wird. Der Dampf wird
dann umgelenkt und strömt nach oben in den
Einströmkanal zu den Feinabscheidern. Der Innenzylinder
ist so ausgebildet, dass sich über
dem Querschnitt des Einströmkanals die Geschwindigkeit
möglichst gleichmäßig einstellt.
10 VGB Kraftwerkstechnik 4/1984

Lufteintritt
Bild 15. Anordnung Strömungsversuchsstand.
Der vom Schwallwasser befreite Dampf
strömt nun dem sternförmig in 3 Etagen übereinander
angeordneten Feinabscheider zu. Zur
Vergleichmäßigung der Strömung sind vor
und nach den Feinabscheiderpaketen Lochbleche
angeordnet. Beim Durchströmen der
Prallbleche wird das im Dampf befindliche
Kondensat abgeschieden, über Sammelwannen
und Wasserkanäle in einen umlaufenden
Ringraum und anschließend durch einen Stutzen
aus dem Apparat herausgeführt (siehe
Bild 13).
Der getrocknete Dampf strömt dann in den
zentralen Innenraum, durchströmt dann die
kreisförmig zueinander angeordneten Überhitzerbündel
im Querstrom, wird überhitzt
und strömt dem Austrittsstutzen zu. Die Konstruktion
des Überhitzers wird so ausgeführt,
dass bei allen Lastfällen die Kompensation
der unterschiedlichen Wärmedehnung zwischen
Überhitzerbündel und Behältermantel
bzw. zwischen den Überhitzerrohren und dem
Bündelrahmen sichergestellt ist. B i l d 1 4
zeigt die Montage der Überhitzer im KKW
Grohnde.
Erosionsschutz
Besonderer Wert wurde bei der Konstruktion
auf eine erosionsgeschützte Ausführung aller
mit Nassdampf in Berührung kommenden
Teile gelegt. Der Mantel und der untere Boden
im Bereich des Grobabscheiders wurden
aus austenitplattierten Blechen ausgeführt.
Alle Einbauten wie Bodenplatte, Innenzylinder,
Auflageplatte des Feinabscheiders wurden
aus plattierten oder vollaustenitischen
Blechen gefertigt. Anströmseitig wird der
Feinabscheider durch eine austenitische Ab-
2
Luftaustritt
(um 100° versetzt)
3 4 4 3
Modell
Wasserabscheider
kleidung geschützt. Prallabscheiderbleche
und hinteres Lochblech werden ebenfalls aus
Austenit gefertigt. Aufgrund der hinter dem
Hauptabscheider vorliegenden Restnässe von
kleiner 0,5 % und den bisherigen Betriebserfahrungen
können Erosionen nach dem Abscheider
ausgeschlossen werden [3].
Untersuchungen zur Absicherung
der Konstruktion und Auslegung
Obwohl über die Einzelbauelemente wie Grobabscheider,
Feinabscheider und Rippenrohrbündel
bereits Betriebserfahrungen vorlagen,
wurden aufgrund der geänderten Anordnung
verschiedene Untersuchungen durchgeführt.
Beispielhaft sollen nachstehend einige dieser
Untersuchungen und ihre Ergebnisse erläutert
werden.
Modellversuche
Modellversuche wurden zur optimalen Ausbildung
des Grobabscheiders sowie zur Ermittlung
der
– Flüssigkeitsverteilung,
– Druckverluste,
– gespeicherten Wassermenge,
– Strömungsverteilung im Feinabscheider
und Überhitzer
durchgeführt.
B i l d 1 5 zeigt die Anordnung des Versuchsstandes,
B i l d 1 6 das Plexiglasmodell (Maßstab
1:5) mit Messbestückung. Die gemessene
Strömungsverteilung über die Abscheidersäule
wird in Bild 17 dargestellt. Übereinander
sind die 3 Abscheiderebenen aufgetragen, die
einzelnen Punkte bezeichnen jeweils 6 Mess-
Wasserabscheider-Zwischenüberhitzer
1 Venturi-Kanal: Messung des aufgegebenen Luftvolumenstromes
2 Strömungsumlenkung
3 Wassereindüsung
4 Messung der Luftverteilung über dem Rohrdurchmesser
punkte einer Ebene. Die maximal gemessene
Abweichung von der mittleren Geschwindigkeit
beträgt ± 10,7 %.
Bestimmung der Durchrissgrenze
des Abscheiderprofils
Als Durchrissgrenze versteht man die Geschwindigkeit,
bei welcher gerade noch keine
Tropfen aus dem Abscheider herausgerissen
werden. Diese Geschwindigkeit wurde experimentell
ermittelt. Der Versuch wurde an der
Originalausführung eines Abscheiderelementes
mit Luft/Wasser durchgeführt. Die mit
Luft/Wasser ermittelten Werte ergeben, umgerechnet
auf den Dampfzustand gegen den
Betriebspunkt (100 % Last), einen Sicherheitsabstand
von 90 %, oder anders ausgedrückt,
der Abscheider dürfte mit 1,9-facher
Geschwindigkeit durchströmt werden, ohne
dass Wassertropfen mitgerissen werden. Der
Abscheidegrad in Bild 18 ist errechnet für einen
Grenztropfen von 8 µm. Das vorliegende
Tropfenspektrum ist jedoch nicht bekannt. In
die theoretisch ermittelte Kurve der Restnässe
sind die Abnahmemessungen GKN, KKB und
Gösgen-Däniken eingetragen.
Die in den Abnahmeversuchen ermittelte
Restnässe von etwa 0,3 % im Auslegungspunkt
liegt deutlich unter dem Garantiewert
und an der Nachweisgrenze. Die Abweichung
der Messwerte von der theoretischen Restnässe
erklärt sich aus dem im Dampf vorliegenden
Tropfenspektrum mit vermutlich auch
kleineren Tropfen als 8 µm und außerdem
gegenüber den Versuchsbedingungen örtlich
höheren Dampfgeschwindigkeiten sowie Ungleichmäßigkeiten
in der Wasserverteilung.
Durch diese Abweichungen von den Versuchs-
VGB Kraftwerkstechnik 4/1984 11
2
1
Gebläse

Wasserabscheider-Zwischenüberhitzer
Bild 16. Modellanordnung.
bedingungen wird ein Teil des Sicherheits-
abstandes aufgebraucht.
Absicherung der wärmetechnischen
Auslegung
Bei der Auslegung der ersten Zwischenüberhitzer
in Rippenrohrkonstruktion zeigte sich,
Restfeuchte (1 - X) in %
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
GKN
Auslegungspunkt
Gösgen
Brunsbüttel
theoretische Restnässe
0,0
0 1 2 3 4 5 6 7 8
Dampfgeschwindigkeit CD in m/s
Bild 18. Theoretische Restnässe (1 – x) hinter dem Abscheider als
Funktion der Anströmgeschwindigkeit (gültig für einen Grenztropfen
von 8 µm).
dass ein Teil der vorliegenden Berechnungsunterlagen
stark voneinander abweichende
Werte lieferte.
In einer vom BMFT geförderten Untersuchung
wurde von der KFA Jülich eine Untersuchung
hinsichtlich der wärme- und strömungstechnischen
Eigenschaften an Rippen-
Durchrissgrenze
obere Ebene
mittlere Ebene
untere Ebene
12 VGB Kraftwerkstechnik 4/1984
Abscheiderelemente
16
13
10
7
4
1
17
14
11
8
5
2
18
15
12
9
6
3
Bild 17. Strömungsverteilung über die Ebenen
der Feinabscheidersäule.
2,5
10 +03
5,0
2,5
10 +02
5,0
Z = 10 N = 15,5
Luft
Helium
NU/Pr ** 0,36
Stoffwertbezugstemperatur:
mittlere Gastemperatur
0,9 1,0 1,1
C/C,M
rohren der von uns verwendeten Abmessungen
und Teilungen durchgeführt.
B i l d 1 9 zeigt die Ergebnisse der Wärmeübergangsmessungen
im Vergleich zu anderen
Untersuchungen, wobei auf die Darstellung
der stark abweichenden Berechnungsunterlagen
verzichtet wurde. Die Versuche wurden
durch die Betriebserfahrungen im KKW Gösgen-Däniken
unter Berücksichtigung von vorhandenem,
konstruktiv bedingtem Bypass
bestätigt.
Zukauskas, glatte Rohre
Skrinska und Stasiulevicius
Schmidt
5,0 10 +04 2,5 5,0 10 +05 2,5 5,0
Re
Bild 19. Wärmeübergang, Vergleich verschiedener Messungen.

Amplitude in mm
1,0
0,5
Bild 20. Amplitude über Staudruck.
Schwingungsmessung an Rippenrohren
100 % Betriebsfall Gösgen
B i l d 2 0 zeigt den Vergleich von gemessenen
Amplituden im Strömungskanal der KFA
Jülich, verglichen mit Betriebsmessungen im
KKW Gösgen-Däniken. Aufgetragen sind die
Amplituden der verschiedenen Versuche über
dem Staudruck. Der Resonanzbereich der 1.
und 2. Oberschwingung ist gut zu erkennen.
Die Grundfrequenz wird bei niedrigen Staudrücken
praktisch ohne messbare Amplituden
durchfahren.
Die aus den Messwerten im KKW Gösgen-
Däniken errechneten Amplituden (Annahme
frei aufliegender Träger mit Streckenlast)
stimmen mit den im Strömungskanal unter simulierten
Einspannbedingungen ermittelten
Amplituden gut überein. Die ermittelten Amplituden
liegen mit rund 0,1 mm im Betriebsfall
und rund 0,2 mm im Klappentestfall
Gösgen Jülich
Klappentestfall Gösgen 80 %
Staudruck in N/m2 0,0
0 1000 2000 3000
bei etwa 800 MW weit unter der zulässigen
Grenze.
Konvoi-Konzept
Die Konstruktion der Wasserabscheider und
Zwischenüberhitzer für die Konvoi-Anlagen,
Bild 9, entspricht in ihrem Grundkonzept
dem 1300-MW-Standard-Wasserabscheider-
Zwischenüberhitzer.
Durch eine geänderte Gebäudeplanung wird
die Abstützung von einem bisher über Pendelstützen
aufgelagerten Tragring zu einem Konus
mit Gelenklager verändert. Außerdem ist
die Grädigkeit der Konvoi-Anlagen auf 15 K
reduziert, wodurch sich eine vergrößerte
Heizfläche und geänderte Außenabmessungen
ergeben.
Wasserabscheider-Zwischenüberhitzer
Die Erstellung der Wasserabscheider und
Zwischenüberhitzer für die Konvoi-Anlagen
erfolgt durch ein Konsortium der Firmen
L. & C. Steinmüller und Balcke-Dürr.
Literatur
[ 1] Gloger, M.: Probleme der Wasserabscheidung
in Nassdampfturbinen, BWK 22 (1970),
S. 417 – 460.
[ 2] Baschek, H., und Kocourek, E.: Betriebserfahrungen
mit Wärmetauschern in Kernkraftwerken
mit Leichtwasserreaktoren. VGB
KRAFTWERKSTECHNIK 54 (1974), H. 12,
S. 799 – 807.
[ 3] Haas, H.: Betriebserfahrungen mit Sattdampfkreisläufen,
Turbinen, Wasserabscheidern,
Rohrleitungen. VGB KRAFTWERKS-
TECHNIK 54 (1974) H. 12, S. 791 – 798.
[ 4] Steinrück, K., Knoerzer, G. und Jaerschky,
R.: Erste Betriebserfahrungen im Kernkraftwerk
Isar. VGB KRAFTWERKSTECHNIK
59 (1979), H. 1, S. 1 – 7.
[ 5] A.I.M. – Liege: Centrales électriques modernes
– 1981.
[ 6] Groehn, H.G.: Jul. – 1462, Okt. 1977.
[ 7] Kienböck, M. und Kirn, K.W.: Entwicklung
eines Zentrifugalabscheiders mit Agglomerator
für Kernkraftwerke. VGB KRAFT-
WERKSTECHNIK 55 (1975), H. 8, S. 478-
497.
[ 8] Schrey, H.-G. und Kern, J.: Zum Rohrreiheneffekt
bei gasbeaufschlagten Kondensatoren.
International Journal of Heat and Mass Transfer
24, S. 335 – 342.
[ 9] Kienböck, M.: Schwingungsverhalten niedrigberippter
Rippenrohre. VGB KRAFT-
WERKSTECHNIK 62 (1982), H. 7, S. 584
– 593.
[10] Gibson, J.N.: Redesign and Replacement
of Connecticut Yankee Moisture Separator/
Reheater (MSR), Tube Bundles. ASME
81-JPGC-PNR-2. ∙
VGB Kraftwerkstechnik 4/1984 13

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