Содержание к диссертации
Введение
1. Принципы построения системы пассивного отвода тепла (СПОТ) от первого контура установок с водоохлаждаемыми реакторами 16
1.1 Требования к СПОТ от первого контура установок с водоохлаждаемыми реакторами 16
1.2. Варианты построения СПОТ от первого контура установок с водоохлаждаемыми реакторами. Их преимущества и недостатки 18
1.3. Принципы и структура построения системы пассивного отвода тепла от первого контура через парогенераторы (СПОТ ПГ) реакторной установки ЛАЭС-2 22
1.4. Коды, применяемые при расчётном обосновании работоспособности и эффективности СПОТ ПГ реакторной установки ЛАЭС-2 и требования к крупномасштабной модели, используемой для верификации расчётов. 28
2. Описание крупномасштабных моделей циркуляционных контуров СПОТ ПГ 31
2.1 .Крупномасштабная модель циркуляционного контура СПОТ ПГ реакторной установки ЛАЭС-2 31
2.2. Крупномасштабная модель циркуляционного контура СПОТ реакторной установки ВВЭР640 48
2.3. Выводы по главе 50
3. Методика измерений и обработки экспериментальных данных. Оценка погрешности определения измеряемых и определяемых параметров 51
3.1. Методика измерений. Оценка погрешности определения замеряемых параметров 51
3.2 Методика обработки экспериментальных данных и погрешности определения основных определяемых параметров 61
3.3. Выводы по главе
4. Результаты экспериментального исследования теплогидравлических характеристик и гидродинамической устойчивости контура ЕЦ модели СПОТПГ 64
4.1. Устойчивость циркуляции теплоносителя в пароконденсатном контуре 68
4.2. Тепловые характеристики модели СПОТ ПГ при разном давлении теплоносителя и гидросопротивлении конденсатопровода. Влияние 10 летней консервации на тепловые характеристики модели ТОАР 90
4.3. Влияние положения уровня охлаждающей воды в БАОТ на мощность ТОАР 97
4.4. Влияние неконденсирующихся газов на теплогидравлические характеристики ТОАР 104
4.5. Выводы по главе 136
5. Интенсивность теплоотдачи при конденсации пара и охлаждении конденсата на внутренней поверхности трубок ТОАР 138
5.1. Интенсивность теплоотдачи при конденсации пара 142
5.2. Влияние неконденсирующихся газов на интенсивность теплоотдачи при конденсации пара 166
5.3. Интенсивность теплоотдачи при охлаждении конденсата (смешанная турбулентная конвекция) 169
5.4. Выводы по главе 178
Заключение 180
Список используемых источников 182
- Варианты построения СПОТ от первого контура установок с водоохлаждаемыми реакторами. Их преимущества и недостатки
- Крупномасштабная модель циркуляционного контура СПОТ реакторной установки ВВЭР640
- Методика обработки экспериментальных данных и погрешности определения основных определяемых параметров
- Тепловые характеристики модели СПОТ ПГ при разном давлении теплоносителя и гидросопротивлении конденсатопровода. Влияние 10 летней консервации на тепловые характеристики модели ТОАР
Введение к работе
Развитие атомной энергетики неразрывно связано с повышенными требованиями к её безопасности. Система пассивного отвода тепла через парогенераторы (СПОТ ПГ) является техническим средством преодоления запроектных аварий АЭС и предназначена для отвода остаточного тепла активной зоны к конечному поглотителю через второй контур (полное обесточивание АЭС, полная потеря питательной воды, аварии с течами первого контура). СПОТ ПГ является по влиянию на безопасность - важной для безопасности, а по характеру выполняемых функций - защитной системой. В разработанном СПб АЭП проекте АЭС-2006 на площадке ЛАЭС2 в качестве конечного поглотителя используется выкипающая вода, запасённая в баках аварийного отвода тепла (БАОТ). Эти баки размещены на крыше защитной оболочки. В нижней части БАОТ расположены трубчатые теплообменники, внутри которых при опускном движении теплоносителя второго контура парогенерирующей установки осуществляется конденсация пара и охлаждение конденсата. Существенно повышенные по сравнению с воздухоохлаждаемыми теплообменниками коэффициенты теплопередачи и высокая аккумуляция энергии, поглощаемой единицей объёма воды атмосферного давления при её нагреве до температуры насыще-ния и последующего испарения этой воды («2600 МДж/м ) позволяют создать компактную СПОТ ПГ с приемлемым сроком действия до принятия мер по активному водяному заполнению БАОТ. Транспортировка охлаждаемого теплоносителя от парогенератора до теплообменника и обратно осуществляется естественной циркуляцией.
Для обоснования работоспособности и эффективности проектируемой СПОТ ПГ необходимы крупномасштабные эксперименты, которые были выполнены на комплексном стенде ОАО "НПО ЦКТИ". Результаты этих исследований представлены в рассматриваемой работе.
Таким образом, актуальность темы обусловлена необходимостью экспериментального обоснования работоспособности и эффективности СПОТ ПГ проекта АЭС-2006 на площадке ЛАЭС2. Кроме того, контур естественной циркуляции (ЕЦ) рассматриваемой СПОТ ПГ имеет много общего с контурами ЕЦ подобных систем, применяемых в иных проектах АЭС с водоохлаждаемыми реакторами.
Общей целью работы являлось экспериментальное обоснование работоспособности и тепловой эффективности СПОТ ПГ проекта АЭС-2006 на площадке ЛАЭС2 во всех предполагаемых режимах работы этой системы. Исходя из общей цели, в работе решались следующие задачи: - обоснование гидродинамической общеконтурной устойчивости контура ЕЦ и межтрубной устойчивости движения конденсирующегося потока в трубках теплообменника аварийного расхолаживания (ТОАР);
исследование теплогидравлических характеристик контура ЕЦ СПОТ ПГ с целью создания системы, обладающей заданной скоростью расхолаживания реакторной установки (РУ) в широком диапазоне давления пара;
разработка рекомендаций по расчёту интенсивности теплоотдачи в трубках ТОАР от конденсирующегося потока и при охлаждении конденсата;
разработка рекомендаций по расчёту мощности ТОАР при снижении уровня охлаждающей воды в БАОТ;
оценка влияния неконденсирующихся газов на мощность ТОАР и коэффициент теплоотдачи при конденсации пара из парогазовой смеси;
определение влияния на тепловые характеристики ТОАР его длительного пребывания в режиме ожидания;
Методический подход, принятый в работе:
эксперименты проведены на двух крупномасштабных моделях (масштаб 1/110) циркуляционных контуров СПОТ ПГ, включающих ТОАР с натурными размерами теплопередающих труб;
рассмотренный диапазон давлений и температур охлаждающего и охлаждаемого теплоносителей охватывает реальный диапазон этих параметров.
предложенные физические модели и замыкающие соотношения основаны на современных достижениях в области теплообмена и гидродинамики.
Автор защищает:
- экспериментальные данные по:
теплогидравлическим характеристикам и устойчивости контура ЕЦ модели СПОТ ПГ в целом и ТОАР;
влиянию 10 летнего пребывания ТОАР в режиме ожидания на его тепловые характеристики;
рекомендации по оценке влияния неконденсирующихся газов на интенсивность теплоотдачи при конденсации пара в трубках ТОАР;
рекомендации по расчёту теплоотдачи при конденсации пара и охлаждения конденсата в ТОАР;
рекомендации по расчёту мощности ТОАР при снижении уровня охлаждающей воды в БАОТ.
Научная новизна работы обусловлена следующим:
на созданных крупномасштабных моделях циркуляционных конту
ров СПОТ ПГ натурной высоты, включающих ТОАР с натурными разме
рами теплопередающих труб, выполнены исследования, обосновывающие
надёжность и эффективность работы впервые предлагаемой пассивной
системы отвода тепла для реакторных установок ЛАЭС2 и ВВЭР640:
обосновано саморегулирование, т.е. сохранение постоянной тепло
вой мощности ТОАР и температуры охлаждаемого конденсата в широком
диапазоне изменения давления теплоносителя при установке в опускной
ветви контура ЕЦ дроссельного элемента определённого размера. С увели
чением этого размера возрастает остающаяся постоянной во времени ско
рость расхолаживания реакторной установки;
доказана устойчивая естественная циркуляция теплоносителя на всех
этапах работы исследуемой системы;
обоснована неизменность тепловых характеристик ТОАР (Сталь
12Х18Н19Т) после его 10 летнего пребывания в режиме ожидания;
- на основе анализа полученного экспериментального материала разрабо
таны рекомендации по расчёту теплоотдачи в системе параллельно вклю
чённых труб теплообменников аварийного расхолаживания:
при плёночной конденсации чистого пара и пара из паровоздушной смеси;
при охлаждении опускного потока конденсата в условиях взаимовлияния на интенсивность процесса гравитационных и инерционных сил (турбулентная смешанная конвекция). Предложено применение единых соотношений для области смешанной конвекции в трубах для подъёмного движения нагреваемой воды и опускного движения охлаждаемой воды;
показано хорошее перемешивание барботируемого пара по сечению
БАОТ при подводе пара лишь к незначительной части этого сечения. На
основе этого положения создана упрощённая методика расчёта мощности
ТОАР при частичном омывании по высоте его труб охлаждающей водой.
Достоверность научных положений основывается на следующем:
эксперименты выполнены на двух крупномасштабных моделях контуров ЕЦ СПОТ ПГ с натурными значениями коэффициента гидросопротивления. ТОАР - основной исследуемый элемент, имел натурные размеры теп-лопередающих труб. Эксперименты выполнены в диапазоне давлений и температур охлаждающего и охлаждаемого теплоносителей, охватывающем диапазон этих параметров на всех стадиях расхолаживания установки;
предлагаемые выводы и соотношения, в основном, базируются на результатах экспериментов на ряде моделей, проведенных как автором, так и другими исследователями;
в исследованиях использованы современные средства измерения; предложенные физические модели и соотношения, согласуются с современными представлениями о процессах теплообмена и гидродинамики.
Практическая ценность и реализация результатов работы: полученный экспериментальный материал и результаты его анализа непосредственно используются СПб АЭП в проекте АЭС-2006 на площадке ЛАЭС2. Результаты интегральных экспериментов легли в основу обоснования работоспособности СПОТ ПГ ВВЭР-640 .
Личный вклад автора. В диссертации представлены результаты экспериментальных и расчётных разработок, выполненных автором самостоятельно, а также совместно с сотрудниками лаборатории 106 «НПО ЦКТИ» и НПО СПб АЭП, в число которых он входил и входит на разных этапах работы. При этом автору принадлежит участие в создании двух крупномасштабных моделей контура ЕЦ СПОТ ПГ, проведение экспериментов на моделях, анализ их результатов и разработка соотношений, опи-
сывающих интенсивность рассматриваемых процессов.
Апробация результатов работы. Результаты работы представлялись на международных конференциях по ядерной энергетике Nice, France, 26-30.05.1997; Tokyo, Japan, April 19-23, 1999, второй всероссийской научно-технической конференции «Обеспечение безопасности АЭС с ВВЭР», 19 - 23.11.2001, г. Подольск, международной конференции «Проектирование и экспериментальное обоснование», ICAPP'03, Cordoba, Spain, 4-7.05.2003, четвёртой международной научно-технической конференции «Обеспечение безопасности АЭС с ВВЭР», 23 - 25.05.2005, г. Подольск, международном ядерном форуме «Ядерная энергия и окружающая среда», 2-4.06.2006, Riviera Holiday Club, France; HTC СПбАЭП и НПО ЦКТИ
Публикации. Результаты диссертации изложены в 10 печатных работах, включая 4 статьи в журналах, рекомендованных ВАК.
Структура и объём работы. Диссертация содержит 122 страницы основного текста (введение, 5 глав с выводами, заключение по работе), 41 рисунок, таблиц 17. Список литературных источников содержит 63 наименований (без трудов автора). Общий объем диссертации 190 страниц.
Варианты построения СПОТ от первого контура установок с водоохлаждаемыми реакторами. Их преимущества и недостатки
Система пассивного отвода тепла через парогенераторы должна обеспечивать длительный отвода остаточного тепла активной зоны конечному поглотителю через второй контур при запроектных авариях. Система СПОТ ПГ при запроектных авариях должна выполнять следующие функции [19]: — отвод остаточных тепловыделений и расхолаживание реакторной установки в режимах полного обесточивания АЭС; — отвод остаточных тепловыделений и расхолаживание реакторной установки в режимах с полной потерей питательной воды; — обеспечение резерва активным системам безопасности в случае их отказа. Производительность системы должна быть выбрана с учетом принципа резервирования, исходя из условий наиболее вероятных сценариев запроектных аварий, рассматриваемых в проекте АЭС [23]. Исходя из принципов резервирования, система должна состоять из 4 полностью независимых один от другого каналов производительностью 4x33,3%, т.е. трех работоспособных контуров циркуляции СПОТ ПГ достаточно для осуществления системой своих функций в полном объеме в любом требующем ее работы режиме. Конструкция системы должна обеспечивать ее полностью автономную и без участия оператора работу в течение, как минимум, 24 часов, в авариях с полным обесточиванием и отказом в снабжении питательной водой ПГ. Трубопроводы каждого канала системы при проходе через защитную оболочку должны быть оборудованы локализующей арматурой с электро-приводом, предназначенной для отсечения аварийной петли в случае потери целостности ее оборудования. Трубопроводы и элементы оборудования паро-конденсатного тракта системы должны быть рассчитаны на максимальные расчетные параметры второго контура [24]. СПОТ ПГ должна приводиться в действие автоматически по соответствующим аварийным сигналам, в зависимости от аварийного режима, также должна быть предусмотрена возможность запуска системы оператором. Компоновка системы и взаимное расположение компонентов должны быть выполнены с учетом следующих основных принципов: - обеспечение необходимых условий для нормального протекания предусмотренных проектом технологических процессов; - исключение возможности замерзания циркуляционного тракта; - при размещении оборудования системы вне защитной оболочки должен соблюдаться принцип физического разделения каналов системы (оборудования, трубопроводов, элементов управления, систем управления, обеспечивающих систем, кабелей и т.д.); - обеспечение работоспособности системы при максимально расчетном землетрясении, падении самолета, воздействии ударной волны экстремальных условий окружающей среды; - сокращение до минимума технологических коммуникаций; - обеспечение безопасных условий эксплуатации для персонала; - обеспечение надежной теплоизоляции циркуляционного тракта; - обеспечение возможности дренажа системы, удаления воздуха при заполнении системы, газовой сдувки из циркуляционной системы; — обеспечение независимой трассировки трубопроводов и надежное их закрепление с тем, чтобы авария одного трубопровода не вызывала повреждение других. Проектов систем пассивного отвода тепла от первого контура через парогенераторы в последние двадцать лет предложено довольно много. На сегодняшний день в России в рамках реализации концепции АЭС-2006 существуют два различных проекта, которые планируется реализовать на НВАЭС-2 и ЛАЭС-2. В первую очередь, они отличаются видом конечного поглотителя тепла: запасённая в отдельных баках вода - для проекта ЛАЭС-2 и атмосферный воздух для проекта НВАЭС. Пункт 1.3 данной главы подробно описывает СПОТ ПГ проекта ЛАЭС-2, технологическая схема которой представлена на рисунке 1.2.1. СПОТ ПГ НВАЭС-2 состоит из четырех каналов - по одному на каждую циркуляционную петлю. Технологическая схема одного канала СПОТ представлена на рисунке 1.2.2. Каждый канал включает в себя четыре теплообменника с элементами крепления, трубопроводы парового и конденсатного трактов с арматурой, тракт воздуховодов, подводящих и отводящих воздух. До и после каждого теплообменника по ходу движения воздушного потока предусмотрены воздушные затворы. После каждого теплообменника по ходу движения воздушного потока за затвором установлено регулирующее устройство, предназначенное для регулирования расхода воздуха, поступающего в теплообменник в режимах, требующих работы СПОТ. Регулирующее устройство включается в работу автоматически или оператором.
На входе и выходе из каждого канала системы установлены по две отсечные арматуры, предназначенные для отсечения канала с неплотным теплообменником и проведения на нем ремонтных работ.
Конденсация пара в теплообменниках системы происходит за счет охлаждения атмосферным воздухом, забираемого из атмосферы вне здания оболочки. При нормальной эксплуатации, нарушении нормальной эксплуатации и проектных авариях СПОТ прогрета и находится в режиме ожидания.
При запроектных авариях переход системы из режима ожидания в режим работы происходит по факту не запуска дизелей через 30 с после полной потери станцией всех источников электроснабжения переменного тока вследствие обесточивания электромагнитов, удерживающих затворы в закрытом состоянии (в том числе, в течение указанных выше 30 с, за счет источников питания постоянного тока 1 категории). Время открытия воздушного затвора составляет 10 с. Время выхода на номинальную мощность без учета времени срабатывания арматуры около 100 с.
Крупномасштабная модель циркуляционного контура СПОТ реакторной установки ВВЭР640
Для рассмотренных на рис. 4.6 координат практически отсутствует влияние на амплитуду пульсаций степени омывания поверхности ТОАР охлаждающей водой. Очевидно, что при частичном отсутствии омывания поверхности ТОАР охлаждающей водой для достижения таких же значений (DPTK)cp, что и при полном их омывании требуется более высокое давление пара в ТОАР.
Приведённое выше свидетельствует об отсутствии пульсаций (межтрубных и общеконтурных) в пределах ТОАР, а наличии пульсационного процесса лишь в конденсатопроводе при незаполненности конденсатом его длинного горизонтального участка (см. таблицу 2.1, участок ТК4 и рис 2.3), превышающего на 9м уровень расположения шайбы (поз 7 на рис. 2.3) и имеющего длину 9,5м.
Поэтому во всех 83 рассмотренных опытах при Рп 0,36МПа (при полностью или частично омываемых охлаждающей водой тепловоспринимающей поверхности ТОАР) отсутствуют межтрубные и общеконтурные пульсации температур и уровней конденсата в трубках и нижнем коллекторе ТОАР. Для планируемой кратковременной работы ТОАР (не более нескольких суток аварийного процесса), вероятно, и пульсационная работа ТОАР не привела бы к нарушению его плотности. Однако, представленные ниже результаты экспериментов свидетельствуют о высоких тепловых характеристики ТОАР и дают перспективу использовать его конструкцию и в системах длительной эксплуатации (многие годы), где вопросы термоциклической усталости играют основную роль в долговечности работы аппарата. Полагаю, что ликвидация пульсаций расхода через ограничительное устройство на конденсато-проводе (в проекте это — параллельно включенные запорные клапаны разного сечения) достижима при организации надёжного стекания конденсата при отсутствии участков с наклоном к горизонтали менее требуемого значения для их дренирования, т.е 1/200.
Отдельно следует рассмотреть режимы с «импульсными» пульсациями (см. рис. 4.1), где за большую часть периода пульсаций (Т 165с) фиксировались, по перепаду на шайбе, практически нулевой расход конденсата и значительные пульсации остальных приведённых параметров при отсутствии заполнения конденсатом участка непосредственно под ТОАР (ДРпод=20-25 кПа), тогда как полному заполнению конденсатом или полному опорожнению от него рассматриваемого участка соответствуют значения ДРП0Д=(1-2 и 23-25) кПа, соответственно. Для рассматриваемого опыта усреднённое значение GK существенно ниже GK.max/2. Поэтому приведённые на рис. 4.6 и в таблице 4.3 для этих опытов положительные относительные амплитуды пульсаций A=(GTK/maxr/GTK.cp -1) 1. При этом значение DPTK изменяется в пределах DPTK«0 (большая часть периода пульсации) с кратковременным всплеском до 45 кПА при усреднённом значении DPTK 4,5 кПа. Одна из версий процесса: промежутку времени со значением DPTK«0 соответствует отсутствие уровня конденсата над шайбой. Он располагается ниже этой шайбы. При этом возможно образование второго уровня конденсата над горизонтальным участком конденсатопровода ТК4 и образование паровой пробки под этим вторым уровнем конденсата. Конденсация пара в этой пробке из-за отвода тепла в окружающую среду создаёт область локального относительного разрежения в «пробке» с постепенным заполнением её конденсатом. Снижение расхода конденсата через ТОАР создаёт его захолаживание, фиксируемое термопарой Тк и определённым (правда, в малой степени) заполнением нижнего коллектора ТОАР (АРТ0) при сохранении опустошения трубок ТОАР (АРтр). При завершении конденсации в пробке и ликвидации зоны разрежения в ней следует импульс мощного протока скопившегося конденсата через шайбу. В пользу этой версии при практическом сохранении за период пульсации мощности ТОАР свидетельствует приведённое ниже обобщение единой зависимостью для пульсационных и беспульсационных опытов данных по интенсивности теплоотдачи от конденсирующегося пара на внутренних поверхностях ТОАР. Исключение составляет упомянутый опыт 51, где среднеинтегральному значению GTK- соответствует мощность ТОАР (определённая по соотношению 3.1), дающая более высокие значения коэффициента теплоотдачи при конденсации по сравнению с остальными менее пульсационными опытами.
На рис. 4.7 представлены результаты всех опытов, проведённых при дегазации циркуляционных контуров, полном покрытии поверхности ТОАР охлаждающей водой в БАОТ (НБ 3,1м) и температуре этой воды, соответствующей её кипению (ТБ=100-105С). На графике данные дифференцированы по диаметру шайбы (см рис 2.1, поз 13), определяющему расход конденсата (мощность ТОАР), при котором начинается заполнение конденсатом трубок ТОАР (hK 0). До этого момента, функции NTo=f(P„) и TK=f(P„) не зависят от размера шайбы и определяют работу ТОАР в конденсационном режиме. Естественно, что с ростом диаметра шайбы увеличивается значение давления (мощности), при котором начинается заполнение конденсатом трубок ТОАР, т.е. происходит отход функции NTo=f(Pn) от линии I, определяющей работу ТОАР в конденсационном режиме (hK = 0). В этих опытах охлаждение конденсата по сравнению с температурой насыщения не превышала 5toxn = Тп -Тк = 9С, что соответствовало величине среднего охлаждения плёнки конденсата по рекомендациям к.т.н. Кректунова О.П [26].
Методика обработки экспериментальных данных и погрешности определения основных определяемых параметров
Спутное опускное движение водогазовой смеси при вводе газа в водяной поток рассмотрено в работах [83; 86; 88]. При этом устойчивое спутное движение газа и воды (при отсутствии противотока части вводимого газа) имело место лишь при скорости воды более 0,4 м/с.
В рассматриваемых здесь экспериментах имеет место свободное плёночное стекание конденсата в конденсатопроводе до соприкосновения его с уровнем «сплошного» конденсата в нём. Такое стекание близко к водопадной ЕЦ, под которой подразумевается режим, когда объем теплоносителя, имеющийся в контуре естественной циркуляции (КЕЦ) не обеспечивает полного замыкания этого контура. При этом уровень воды в опускной ветви находится ниже верхнего сечения контура. Однако, из-за наличия в подъемной ветви теплоносителя с меньшей плотностью, давление его столба в подъемной ветви (при полном её заполнении) может оставаться меньше, чем в опускной ветви, и ЕЦ сохраняется. Такие режимы исследовались в работах [83; 85; 89; 90] на ряде моделей КЕЦ водоохлаждаемых реакторов. Во всех этих работах при постоянной мощности теплоподвода в имитаторе активной зоны имело место линейное снижение расхода (G) по КЕЦ со снижением высоты столба воды в опускной ветви КЕЦ (h0I[), хотя при сохранении паросодержания ф в подъёмной ветви должна была иметь место пропорциональность G (hon)0 5. Столь резкое падение расхода связывается с захватом паровых (газовых) включений при ударе водопада об уровень воды. При этом, чем больше высота водопада, тем больше его скорость и больше захват. Последнее наиболее ярко было продемонстрировано в изотермических опытах с газлифтом, проведенных на КМР [83; 85]. При этом наблюдался рост паросодержания в опускной ветви (фоп) при снижении уровня воды в ней. В опытах [83; 85; 89; 90] максимальная скорость воды в опускной ветви КЕЦ не превышала 0,2 м/с. Поэтому, наряду с «транспортным захватом» имел место «зависающий захват», т.е. часть газовых включений совершали обратное всплытие с прекращением действия струи водопада на определённой глубине под уровнем воды (не более 1 м).
Иной характер зависимости G=f(hon) имел место при водопадной циркуляции в модели КЕЦ большой высоты (17,5м) котла - утилизатора для парогазовой установки большой мощности [91]. В этом случае имела место классическая пропорциональность G (hon) 5, что связывается с большей высотою КЕЦ и меньшим влиянием зависающего захвата, а также достижением максимального значения водопада (стекающей плёнки) при его движении в трубе меньшего гидравлического диаметра по сравнению с опускным кольцевым зазором моделей КЕЦ реакторов.
В рассматриваемых здесь экспериментах скорость опускного движения конденсата под его уровнем достаточно высока (до 1м/с). Поэтому, зависающий захват, вероятно, отпадает. Однако, из-за значительного захолаживания конденсата (см. выше) и значительном временем его пребывания на участке между уровнем и расходомерной шайбой (не менее 20с), возможно растворениє захваченного воздуха до предельно возможной в рассматриваемых условиях концентрации, которая определяется законом Генри где &=f(t) - постоянная Генри для конкретного газа , (г газа)/(кг воды)-МПа; р"огр- парциальное давление водяных паров в воде. Рассмотрим опыт 1407 /(кг-МПа) принималось по данным [92; 93]. Расчеты дали с«=0,694 г/кг, что соответствует парциальному давлению воздуха в несконденсированной па-ровоздушной смеси гВОзд=сЦМц2о/Мвозд)=0,43х10 . Такому парциальному давлению соответствует весьма малое отличие температур насыщения при полном давлении паровоздушной смеси на входе в ТОАР и давления паров воды, т.е. At =(dtH /dp)pT0.BXrB( =14,6x4,13x0,43x10" =0,026С, что явно находится в пределах погрешности измерений давления и температуры паровоздушной смеси на входе в ТОАР.
Об отсутствии захвата воздуха в конденсатопровод свидетельствует также: - наличие баланса между подведённой мощностью, используемой на нагрев теплоносителя в модели NnaaB= NDJI -Nn0T+Nfl„H при NnoT,KBT=0,4(TBxTo,C-37,5); NflHI[=(Cp) mB(-dTBX.T0/dT) при тв=950кг и отводимой мощностью N0TB=NT0; где NTO рассчитывается по соотношению (3.1) . Сопоставление значений Nncwt и представлено на рис. 4.14). При этом значение GK определялось на основе измерения перепада давления на расходомерной шайбе (см. рис.2.1 поз 13) и наличие воздуха в потоке конденсата вызвало бы завышенные значения GK. При GK 0,183кг/с, что имело место в 28 из 38 опытов, представленных в таблице 4.5, скорость опускного движения конденсата в конденсатопроводе превышала 0,4м/с, и, в соответствии с отмеченным выше (ссылки на работы. [83; 85; 88]) могло иметь место спутное опускное движение водогазовой смеси; - соответствие результатов измерения перепада давления на участке конденсатопровода высотою 2.1м, расположенного под ТО АР [Арпод, см рис. 3.2 или см. таблицу 4.6)] в «незагазованных» и в «загазованных» опытах. При анализе использовались лишь данные опытов при наличии конденсата в трубках ТОАР (пКОНд 0). При этом имели место существенные значения Арзіб 8,6кПа при вкладе динамической составляющей до 6,8КПа.
Отличие показания термопары Тп от температуры насыщения при Рп практически находилось в пределах погрешности измерения (см таблицу 4.5 АТ=Тп-1н.в 2,2С), что свидетельствовало о незначительном содержании воздуха и на входе потока в ТОАР.
На рис 4.15; 4.16 представлено распределение температур теплоносителя по высоте 4 трубок ТОАР, а также линии, обобщающие эти данные. Термопары были установлены по продольной оси трубок, и в опытах при плёночной конденсации чистого («незагазованного») пара показывали значения, соответствующие Тто н- (см. рис. 4.17). На рис. 4.15 представлены результаты опытов при расположении уровня конденсата в конденсатопроводе (hK=0). Эти данные используются в разделе 5 при оценке влияния неконденсирующихся газов на теплоотдачу при конденсации пара из парогазовой смеси с изменением среднего парциального давления воздуха по объёму трубок ТОАР аср/арасч =f(er). На рис. 4.16 дополнительно представлены данные опытов, в которых уровень конденсата располагался в пределах трубок ТОАР (Пк 0). Для этих опытов вертикальными линиями нанесено положение этого уровня, которое в ряде опытов было различно для трёх трубок измерения перепада давления, на основе которого и определялось положение уровня конденсата (hK). Для сопоставления на рис 4.17 представлено распределение температур теплоносителя по высоте 4 трубок ТОАР в одном из «незагазо-ванных» опытов.
Тепловые характеристики модели СПОТ ПГ при разном давлении теплоносителя и гидросопротивлении конденсатопровода. Влияние 10 летней консервации на тепловые характеристики модели ТОАР
В [46] отсутствуют дополнительные данные по пределам применения соотношения (5.12) (диаметры, длины труб, удельные тепловые потоки и т.п.).
На рис. 5.9 представлена линии 6 и 7, рассчитанная по (5.12) при Рг=(0,92 и1,28), соответственно. Качественно они также представляют из се-бя пропорциональность Nu (RenjI) ", но отражают более высокие (в среднем в 1,5-2 раза) значения Nu.
Более низкие значения оск по сравнению с рассчитанными по предложенным нормативным рекомендациям связываются с гидродинамической неидентичностью параллельно включённых труб: по половине труб ТОАР имели горизонтальные участки в районе верхнего или нижнего коллектора, а трубки ТО САР имели длины, отличающиеся на 8% и разные их углы наклона к горизонтали. Кроме того, существенно изменяющийся по длине угол наклона труб ТОАР мог способствовать образованию водяных пробок, снижающих интенсивность конденсации пара. В подтверждение приведённого указывает полуторное отличие замеренных перепадов давления (АРтр) по разным трубкам ТО АР в опытах при работе ТОАР лишь в режиме конденсации пара (hK=0), когда отсутствовала нивелирная составляющая перепада давления Артр. Напомним, что все имеющиеся расчётные рекомендации основаны на результатах экспериментов с одиночными трубами неизменного по длине положения в поле гравитационных сил. Поэтому, основываясь на результатах экспериментов с указанными двумя теплообменниками из нержавеющей стали, при тепловом расчёте теплообменников, имеющих близкую к рассмотренной конструкцию, рекомендуем снижение в 2 раза значения коэффициента теплоотдачи по сравнению с рассчитанным по нормативным рекомендациям при конденсации пара внутри вертикальных труб.
Наличие измерений перепада давления по высоте ТОАР между входным и выходным трубопроводами (см. рис 3.2, АРТ0), а также 3 измерений перепада давления по трубкам (АР ) на участке высотою 2 м, отстоящем от оси обоих коллекторов на 0,14м, дают возможность сопоставить результаты измерений с величиной ДРг.д.расч.2;, рассчитанной при допущении наличия по всей длине трубок лишь потока насыщенного пара и равномерного распределения его расхода по всем трубкам. В таблице 5.2бис представлены результаты этих измерений для 8 опытов, проведённых при работе ТОАР лишь в режиме конденсации пара (hK=0) в разный период (май-июнь и октябрь-ноябрь 2008г) и с разными диаметрами расходомерной шайбы в конденсатопроводе (см. рис. 2.1, поз 13). Из измерений АРтр 2 трубки (в таблице они приведены вторые/третьи) имели горизонтальный участок вниз), а одна трубка (в таблице - первые показания) - с горизонтальным участком вверху (рис. 2.7).
Рассматривая АРТ0, для определения гидросопротвления потока по всей длине трубки, исключая сопротивление входа и выхода, из динамической части гидросопротивления (АРТ0ГД) вычитались чисто паровые составляющие допуская наличие чисто парового потока по всей длине трубки с нулевым сопротивлением конденсата на выходе из неё нижний коллектор и далее до нижнего отбора давления. По сечению верхнего отбора давления предполагалось, что измеряемая величина — это статическая составляющая полного давления в рассматриваемом сечении (диаметр сверления отбора 6мм при внутреннем диаметре паропровода 40мм). Поэтому к замеряемой величине прибавлялся динамический напор пара в паропроводе.
Рассматривая АРтр, к замеряемой величие прибавлялся динамический напор пара в верхнем сечении измерения. Полученное значение dP,.д,эксптр сопоставлялось с расчётным сопротивлением трубок на замеряемом участке (АРг.д.расчТр), также допуская наличие чисто парового гомогенного потока по всей длине трубки с нулевым скоростным напором в нижнем замеряемом сечении.
Приведённые в 8 опытов разбиты на 4 группы по давлениям, объединив в две группы опыты 44; 52 ;30.5(1) и 53; 6.06(1); 30.5(2), в которых давления были близкими. В нижней части таблицы приведены усреднённые значения параметров для каждой из этих двух групп. Внутри группы рассматриваемые параметры изменяются в пределах погрешности их определения. В таблице pw - средняя массовая скорость потока в трубках ТОАР. Re = p v ; Re" = ; Рек пар тр - скоростной напор пара в трубках.
Приступая к анализу данных, приведённых в таблице, отметим: - примерно полуторное отличие значений (1Рг.д. экс„ тр по «первой» и «второй/третьей» трубкам, на которых имелись измерения АРтр. В последнем столбце отличие достигает 3 кПа. Приведённое связывается со значительным падением давления во входной части трубок, имеющих горизонтальный участок в районе верхнего коллектора. Этот участок не охвачен измерением - рост значения отношения с!Рг.д.экс/с1Рг.д,расч с увеличением давления пара. Приведённое действительно как для «Z» т.е. (АРТ0), так и для «тр», т.е. (АРтр). При этом, исключая опыт 43 (левый столбец), сохраняется значение отношения dPr.fl.3KcnS/ сіРг.д,ЗКсп.тр 2,7/4,0, соответственно, по «первой» и «второй/третьей» трубкам (для двух последних использовалось средне арифметическое значение). Приведённые значения отношения очень велики и значительно превышают отношение расчётных значений общего коэффициента гидросопротивления рассматриваемых участков ( / =5,945/4,79=1,24.
