Содержание к диссертации
Введение
1 Перспективы использования горизонтальных и слабоотклонённых от горизонтали термосифонов для охлаждения объектов ядерной энергетики 15
2 Описание экспериментальных моделей, методика измерений и методика обработки экспериментальных данных 28
2.1 Описание экспериментальных моделей 28
2.1.1 Слабоотклонённый от горизонтали экспериментальный термосифон (модель 1) 28
2.1.2 Слабоотклонённый от горизонтали термосифон (модель 2) 33
2.1.3 Горизонтальный или слабоотклонённый от горизонтали кольцевой термосифон (модель 3) 35
2.1.4 Термосифон высокого давления с горизонтальной зоной нагрева (модель 4) 38
2.1.5 Термосифон высокого давления с горизонтальной зоной нагрева (модель 5) 42
2.2 Методика измерений 43
2.3 Методика обработки экспериментальных данных 46
3 Аксиальный теплоперенос по некипящеи воде и при наличии кипения в слабоотклонённых от горизонтали термосифонах 48
3.1 Аксиальный теплоперенос по некипящеи воде и по воздуху в вертикальных каналах. (Обзор литературных источников)... 48
3.2 Аксиальный теплоперенос по некипящеи воде в слабоотклонённых от горизонтали каналах. (Анализ результатов экспериментов автора) 57
3.3. Аксиальный теплоперенос при кипении в слабоотклонённых от горизонтали каналах. (Анализ результатов экспериментов автора). 63
Выводы по главе 75
4 Максимальная мощность слабоотклоненного от горизонтали термосифона 77
4.1 Максимальная мощность вертикального и наклонного термосифона (Обзор литературных источников) 77
4.2 Максимальная мощность слабоотклонённого от горизонтали термосифона. (Анализ результатов экспериментов автора) 79
Выводы по главе 88
5 Результаты экспериментальных исследований по распределению температуры поверхности горизонтальных и наклонных термосифонов 89
5.1 Распределение неконденсирующихся газов по высоте вертикальных заглушённых сверху теплообменников. (Обзор литературных источников) 90
5.2 Распределение температуры паровоздушной смеси по длине зоны охлаждения слабоотклонённого от горизонтали термосифона 96
5.2.1 Условие существования изотермического участка зоны охлаждения по длине 103
5.2.2 Максимальная и средняя неизотермичность зоны охлаждения термосифона, связанная с наличием паровоздушной смеси 110
5.3 Неравномерность распределения по периметру температуры поверхности зоны охлаждения горизонтальных и слабо-отклонённых от горизонтали термосифонов при их полном вакуумировании 118
5.4 Температурный режим зоны нагрева горизонтальных и слабо-отклонённых от горизонтали термосифонов ' 125
Выводы по главе 141
6 Среднее объёмное паросодержание (ср) под уровнем пароводяной смеси в слабо- отклонённом от горизонтали термосифоне 144
Выводы по главе 151
7 Теплогидравлические характеристики высоко-нагруженного термосифона с горизонтальной и слабоотклонённой от горизонтали зоной нагрева 152
7.1 Результаты экспериментов с моделью 1 152
7.2 Результаты экспериментов с моделями 4 и 5 153
Выводы по главе 158
8 Температурные характеристики наклонного термосифона при заполнении его водоспиртовой смесью 161
Выводы по главе 166
9 Устройство для предотвращения опасных напряжений при замерзании воды в вертикальных и наклонных термосифонах 167
9.1 Конструкция образцов устройства для предотвращения опасных напряжений при замерзании воды в вертикальном и наклонном термосифоне ' 168
9.2 Результаты испытаний 173
Выводы по главе 175
Заключение 177
- Перспективы использования горизонтальных и слабоотклонённых от горизонтали термосифонов для охлаждения объектов ядерной энергетики
- Горизонтальный или слабоотклонённый от горизонтали кольцевой термосифон (модель 3)
- Аксиальный теплоперенос по некипящеи воде в слабоотклонённых от горизонтали каналах. (Анализ результатов экспериментов автора)
- Максимальная мощность слабоотклонённого от горизонтали термосифона. (Анализ результатов экспериментов автора)
Введение к работе
Полые тепловые трубы (термосифоны) являются перспективными теп-лопередающими элементами в системе пассивного отвода тепла от первого контура ядерных установок при авариях с исчезновением'электропитания собственных нужд рассматриваемой установки. Они позволяют существенно повысить надёжность работы теплообменников, создавая промежуточный барьер между нагреваемым и охлаждаемым теплоносителем. Так вследствие автономности каждого термосифона (ТС) одностороннее нарушение его герметичности не приводит к соединению теплопередающих сред. Кроме того, разгерметизация небольшого процента из общего количества ТС, имеющихся в теплообменнике, практически не отражается на его производительности.
Применение ТС также весьма перспективно для систем отвода тепла из внутреннего пространства защитной оболочки или хранилища с отработанным ядерным топливом. Допустимость весьма высоких аксиальных тепловых потоков при противоточном движении пароводяной смеси позволяет для батарейных ТС при умеренном сечении проходки транспортного участка через стенку защитного помещения развернуть внутри этого помещения и за его пределами обширные тепловоспринимающие и теплоотдающие поверхности, соответственно. Применение ТС рассматривается и при разработке системы охлаждения шахты высокотемпературного газового реактора.
Термосифоны также весьма перспективно использовать в энергосберегающих технологиях разного назначения.
Горизонтальные и слабоотклонённые от горизонтали ТС обладают рядом преимуществ по сравнению с вертикальными ТС во многих случаях их применения:
- возможность компактного расположения эффективных поперечно
оребрённых поверхностей под потолком охлаждаемого помещения или в
нижней части канала с естественной тягой охлаждающего воздуха;
- возможность гравитационной самоочистки внешней поверхности по
перечно оребрённых труб, находящихся в запылённом потоке;
- возможность избежать напряжений в стенке ТС при замерзании в нём
воды. Так при приемлемой степени водяного заполнения (є«0.5) замерзание
воды в горизонтальной трубе не вызывает опасных напряжений в её стенке.
Однако для этих ТС остаётся неисследованным или недостаточно исследованным для создания надёжных расчётных рекомендаций ряд важных характеристик, включающих:
определение минимального угла наклона к горизонтали ТС, минимальной степени его начального вакуумирования и диапазона необходимого водяного заполнения, при котором сохраняется высокая теплопередающая способность ТС и равномерность распределения температуры по всей поверхности его зоны нагрева или зоны охлаждения;
определение максимальной мощности ТС, при которой начинается ухудшение охлаждения.его поверхности в зоне нагрева;
- определение взаимосвязи между уровнем пароводяной смеси в ТС и объёмом холодной воды, залитой в него при заполнении (вопрос об объёмном паросодержании при барботаже пара в трубе слабоотклонённой от горизонтали).
Термосифонами открытого типа, т.е. имеющими лишь одностороннее тупиковое окончание, могут являться тупиковые части трубопроводов или части трубопроводов, отсечённые запорной арматурой. Для этого необходимо, чтобы «тупик» с более холодным теплоносителем был расположен не ниже основного трубопровода с горячим теплоносителем. В этом случае происходит теплообмен токами естественной конвекции определённой интенсивности уже по однофазному теплоносителю (жидкость или газ) между «тупиком» и основным трубопроводом. Для определения достаточности этого теплопереноса для предотвращения замерзания жидкости в тупиковых частях трубопроводов необходимо создание методики расчёта интенсивности рассматриваемого теплопереноса. Вертикальными ТС открытого типа являются расположенные на крышке водоохлажлаемых реакторов каналы приводов системы управления и защиты (СУЗ) реактора. Для расчёта интенсивно-
сти аксиального переноса тепла в таких каналах имеются определённые рекомендации. Однако они отсутствуют для наклонных ТС открытого типа.
Вопросы предотвращения разрушения вертикальных и наклонных ТС с водяным теплоносителем, находящихся в зоне отрицательных температур, тоже требует своего решения.
Таким образом, актуальность темы настоящей работы обусловлена необходимостью создания экспериментально обоснованной методики тепло-гидравлического расчёта горизонтальных и слабоотклонённых от горизонтали термосифонов, а также необходимостью разработки решений по предотвращению разрушения вертикальных и наклонных ТС с водяным теплоносителем, находящихся в зоне отрицательных температур.
Настоящая работа посвящена:
-исследованию теплогидравлических характеристик горизонтальных и слабоотклонённых от горизонтали ТС разной конструкции;
- разработке решений по предотвращению разрушения вертикальных и наклонных ТС с водяным теплоносителем, находящихся в зоне отрицательных температур, при сохранении их высокой эффективности;
Исследования выполнены в НПО ЦКТИ и в ОАО «ЛУКОЙЛ - Ниже-городнефтеоргсинтез» в рамках НИР при проработках вариантов аварийного отвода остаточных тепловыделений и расхолаживания реакторной установки ВВЭР-1000, ВВЭР-1200, охлаждения герметичных помещений с отработанным ядерным топливом, а также при экспериментальном обосновании проектов котлов - утилизаторов.
Целями работы являлись:
1. проведение экспериментального исследования характеристик тепло-гидравлических процессов в горизонтальных и слабоотклонённых от горизонтали ТС разной конструкции (максимальная мощность ТС; распределение неконденсируемых газов по длине его зоны охлаждения; влияние этого распределения на неизотермичность поверхности ТС; истинное объёмное паро-содержание; аксиальный теплоперенос по некипящей воде). Разработка на
основе результатов этих исследований:
соотношений для расчёта интенсивности рассматриваемых процессов;
методики определения условий возникновения эффекта поршневого выдавливания паровым потоком более тяжёлых по молекулярной массе некой денсируемых газов к верхнему торцу ТС;
определение оптимальной степени заполнения ТС;
2. проведение экспериментального исследования по определению
влияния спиртосодержащих добавок на тепловые характеристики ТС;
3. разработка конструктивных решений по недопущению разрушения
вертикальных и наклонных ТС при замерзании в них воды и эксперимен
тальная апробация этих решений;
Методический подход, принятый в работе для достижения поставленной цели:
Эксперименты проведены с термосифонами натурной конструкции и размеров при натурных параметрах, находящейся в них пароводяной смеси или воды. Рассмотрен диапазон мощностей и удельных тепловых потоков, охватывающий реальный диапазон этих параметров в натурных ТС. Разработаны методики и измерительные системы, фиксирующие с требуемой точностью количественные характеристики рассматриваемых процессов. Предложены замыкающие соотношения, описывающие интенсивность ряда тепло-гидравлических процессов. Разработанные методики и соотношения базируются на современных достижениях в области теплообмена, массообмена и гидродинамики.
Автор защищает:
Результаты исследований теплогидравлических характеристик слабо-отклонённых от горизонтали термосифонов:
аксиальный (по длине) перенос тепла по некипящей воде;
максимальная мощность (теплопроизводительность);
условия ухудшения охлаждения зоны нагрева;
условие вытеснения паровым потоком к верхнему глухому торцу термосифона более тяжелого по молекулярной массе воздуха;
максимальное захолаживание верхнего сечения термосифона при наличии в нём оставшегося воздуха;
среднее объёмное паросодержание (ф) под уровнем пароводяной смеси;
коэффициенты теплоотдачи в высоконагруженных (q3O<610 кВт/м ) зонах охлаждения при высоких давлениях (до 10 МПа).
Результаты исследований по определению эффективности решений, позволяющих сохранить работоспособность термосифонов после длительного нахождения их в зоне отрицательных температур:
заполнение термосифонов (10 и 20)% раствором этилового спирта;
водяное заполнение на 40-45% горизонтальной зоны нагрева термосифона при наклонном положении его зоны охлаждения (её глухой торец поднят над зоной нагрева)
концентрическое размещение внутри вертикального или наклонного термосифона перфорированной трубки, приваренной к нижнему донышку термосифона.
Научная новизна работы обусловлена следующим:
создан ряд моделей горизонтальных и наклонных ТС натурных размеров, препарированных современными датчиками измерения требуемых параметров; На этих моделях проведено исследование теплогидравлических процессов в ТС и получен экспериментальный материал по характеристикам интенсивности этих процессов;
на основе анализа результатов проведённого исследования предложен ряд расчетных моделей и замыкающих соотношений по определению значений перечисленных выше параметров процессов в ТС;
предложены и экспериментально апробированы варианты конструктивного решения по недопущению разрушения ТС при замерзании в них воды.
Достоверность научных положений и выводов по работе основывается на следующем:
эксперименты выполнены на ряде ТС натурной конструкции и размеров при натурных параметрах пароводяного теплоносителя;
предлагаемые замыкающие соотношения, в основном, базируются на результатах экспериментов, проведённых автором на ряде моделей, а также с использованием данных отечественных и зарубежных исследователей;
в исследованиях использованы современные средства измерения и обработки опытных данных. Эксперименты в мало исследуемом диапазоне параметров сочетались с подобными опытами в диапазоне параметров, в котором имеются нормативные расчетные рекомендации;
предложенные физические и расчётные модели, а также замыкающие соотношения согласуются с современными представлениями' о процессах тепломассообмена и гидродинамики.
Практическая ценность и реализация результатов работы состоит в том, что предложенные замыкающие соотношения используются СПб АЭП в проектных проработках пассивных систем аварийного расхолаживания реакторной установки ВВЭР 1200 и охлаждения объёмов под защитной оболочкой. Результаты работы также используются в реализованных проектах котлов - утилизаторов, разработанных в НПО ЦКТИ..
Личный вклад автора. В диссертации представлены результаты экспериментальных и опытно - конструктивных разработок, выполненных автором самостоятельно, а также совместно с сотрудниками НПО ЦКТИ. При этом автору принадлежит постановка задач экспериментальных исследований, разработка их программы, участие в проведении экспериментов, анализе результатов экспериментов и разработке замыкающих соотношений, описывающих интенсивность рассматриваемых процессов.
Автором предложены конструктивные решения по недопущению разрушения вертикальных ТС при замерзании в них воды и проведена в ОАО «ЛУКОЙЛ - Нижегороднефтеоргсинтез» экспериментальная отработка вари-
антов этого решения.
Апробация результатов работы. Исследования автора по данной проблеме проводились с 1998 г. по 2007г. Основные научные положения и результаты работы представлялись на: международной конференции «Проблемы развития центрального теплоснабжения» 21-24.04.04, Самара; на семинаре-совещании "Новые разработки энергетического оборудования». Москва, 30.10-1.11.2001; на семинарах кафедры ядерной энергетики Нижегородского технического университета и ВТИ; на НТС НПО ЦКТИ.
Публикации. Результаты диссертации изложены в 6 печатных работах, включая статью в журнале «Теплоэнергетика», рекомендованном ВАК.
Структура и объём работы. Диссертация содержит 131 страницу основного текста (введение, 9 глав с выводами, заключение по работе), 59 рисунков, 16 таблиц. Список литературных источников содержит 38 наименований (без трудов автора). Общий объем диссертации составляет 185 страниц.
1. Перспективы использования горизонтальных и слабо отклонённых от горизонтали термосифонов для охлаждения объектов ядерной энергетики.
Термосифон (ТС) представляет собою (см. рис.1.1) запаянный с обоих торцов канал, частично заполненный жидким теплоносителем (обычно водой на 10-70% его объёма). Он содержит зону нагрева, где происходит кипение этого теплоносителя и зону охлаждения, в переделах которой происходит конденсация теплоносителя. Возможно существование и промежуточной адиабатного (транспортного) участка. Уровень расположения зоны охлаждения превышает уровень расположения зоны нагрева, что предопределяет противо-точное движение пара (от зоны нагрева к зоне охлаждения) и гравитационное стекание плёнки конденсата (в обратном направлении) Наличие противоточ-ное движение пара и воды предполагает небольшое изменение давления по длине транспортного участка. Поэтому температуры теплоносителя в зонах нагрева и охлаждения практически одинаковы и соответствуют температуре насыщения при общем давлении в ТС. Приведённое наиболее справедливо для ТС, расположенных горизонтально или слабо отклонённых от горизонтали. В этом случае гидростатическая составляющая перепада давления вносит небольшой вклад в значение общего давления (температуры насыщения) по длине зоны нагрева. На рис. 1.2 представлена схема противоточного движения пара и воды в горизонтальном и слабоотклонённом от горизонтали ТС.
Для газо-газовых теплообменников коэффициенты теплоотдачи при
кипении и конденсации на порядки превосходят их значения с газовых сто
рон. Мало и термическое сопротивление стенки ТС, обычно выполняемой из
высоко теплопроводной стали 20. Поэтому температура всей наружной по
верхности предварительно полностью вакуумированной ТС близка к темпе
ратуре насыщения при давлении в нём. Задаваясь при проектировании опре
делённым отношением длин зон нагрева и охлаждения ТС, можно иметь лю
бое значение температуры
зона охлаждения
адиабатный 'участок
зона нагрева
Рис. 1.1 Схема термосифона
ha/rmnimhhmui
\і}іЛ>Лі>гЛ>А>*,*>ІіЬ>ш>>>>ііі»ш>м»»тш>»нШ»"»">"»»»»"""»'^
_|А
'*"*-г'"ЛжґмЛі
вода
тчгтп
+Q
»{>{>{>{»г»"{"г>{"?>1"">""»"»'>"">"">»»"^^
Процессы в горизонтальном тєрмосифонє
-Q |А
Процессы в наклонном тєрмосифонє
Рис. 1.2
его наружной поверхности в пределах между температурами греющего и нагреваемого теплоносителей. Наличие газа внутри ТС, сохранившегося при его неполном вакуумировании или образовавшегося в результате коррозионных процессов (2Fe+H20=2FeO+H2), может существенно нарушить изотер-мичность поверхности ТС по длине зоны охлаждения. В настоящее время данные по степени этой неизотермичности в зависимости от массы неконденсирующихся газов в ТС и общего давления в нём практически отсутствуют. Кроме того, отсутствуют и рекомендации по определению максимальной мощности наклонных ТС. При этом, можно предположить, что максимальная мощность наклонных, как и вертикальных ТС, определяется гидродинамическим кризисом противоточных пароводяных потоков (явление "захлебывание"), который определяет максимальный расход гравитационно стекающей водяной плёнки (Gi) при данном расходе восходящего потока пара (G2); см. рис. 1.3 линия ВС). Так как нормальная стационарная работа ТС происходит при балансе значений (G|=G2; линия ОА на рис. 1.3), то максимальная (критическая) мощность ТС определяется точкой А на линии ВС. В настоящее время отсутствуют рекомендации по определению зависимости критической мощности ТС от его угла наклона к горизонтали.
Применение ТС, т.е. автономных теплопередающих элементов, повышает надёжность работы теплообменной системы Так одностороннее нарушение герметичности небольшого процента из общего количества ТС, имеющихся в теплообменнике, не приводит к соединению теплообмениваю-щихся сред и практически не отражается на его производительности. Кроме того, для реальных газо-газовых теплообменников создание промежуточного барьера между нагреваемым и охлаждаемым теплоносителями при применении ТС несущественно повышает общее термическое сопротивление теплообменника.
Известен ряд примеров использования ТС в проектах для охлаждения объектов ядерной энергетики:
Рис 1.3 Соотношение расходов противоточных потоков воды (GO и пара (G2)
ОА - при нормальной работе термосифона;
АС - при превышении максимальной мощности термосифона;
ВС - кривая «захлёбывания» (при гидродинамичечском кризисе
противоточных потоков воды и пара).
1. Наклонные воздухоохлаждаемые ТС используются в системе пассивного отвода тепла от защитной оболочки (СПОТ ЗО) для проекта АЭС-91/99/2005 с реакторной установкой ВВЭР-1500 (проектант. СПбАЭП). Эта система предназначена для предотвращения повышения давления внутри защитной оболочки (контейнмента) выше допустимого значения при запроект-ных авариях. В тоже время, пассивный характер действия системы и ее расположение внутри 30 предполагают, что система будет функционировать и при любом повышении давления и температуры в 30 т.е. и при проектных авариях с течами под 30.
СПОТ ЗО состоит из четырех каналов. Каждый канал включает в себя 4 секции. Все секции и каналы одинаковы по конструкции и полностью независимы один от другого. На рис. 1,4 и 1.5 представлена принципиальная схема СПОТ ЗО.
Конструкция каждой секции довольно сложна и включает в себя конденсационный теплообменник, состоящий из 157 вертикальных трубок 38 х 2, высотою 5 м. Трубки объединяются в теплообменный пучок с помощью нижнего и верхнего коллектора. Конденсационный теплообменник располагается на внутренней стенке цилиндрической части 30. С помощью соединительных трубопроводов он связан с баком аварийного отвода тепла (БАОТ); который, в свою очередь, подсоединен к воздушному теплообменнику, состоящему из 192 оребреиных термосифонов (ТС) длиною 2 м и диаметром 58/52 мм. ТС собраны в 4 однорядных наклонных пучка, соответственно по 48 трубок в каждом. Принципиальная схема БАОТ и воздушного теплообменника представлена на рис. 1.6.
Трубчатка воздушного теплообменника собирается с помощью нижних и верхних коллекторов. Причем, четыре верхних коллектора объединяются соединительной линией, подключенной к расширительному баку. Эта трубчатка размещается во входных участках воздуховодов. Дугообразные тяговые воздуховоды прямоугольного сечения выведены на наружную сфериче-
скую поверхность оболочки. В её полярной части воздуховоды от 16 секций собраны в единый дефлектор.
:id
1. БАОТ; 2. воздушный теплообменник; 3. расширительный объем; 4. воздуховоды; 5. дефлектор; 6. конденсационные теплообменники Рис. 1.4. Принципиальная схема расположения элементов СПОТ ЗО
(продольное сечение).
++
1. БАОТ; 2. Воздушный теплообменник; 3. Расширительный бак; 4. Воздуховоды.
Рис. 1.5. Принципиальная схема расположения элементов СПОТ ЗО
(поперечное сечение)
Рис. 1.6 Принципиальная схема БАОТ и воздушного теплообменника В СПОТ ЗО предусмотрена специальная «охранная» система воздушного теплообменника (см. рис. 1.6), которая предназначена для предотвращения образования в ТС ледяных пробок при отрицательных температурах охлаждающего воздуха. Для этого внутри каждого ТС располагается «охранная» трубка, нижний конец которой подключается к сборному коллектору, расположенному под уровнем воды БАОТ. К этому же коллектору также подсоединены находящиеся под уровнем воды, 94 теплообменные трубы диаметром 38 х 2 мм и длиною 2 м. Теплообменные трубы частично запол-
няются водой до расчетного уровня. Вся «охранная» система предварительно вакуумируется до давления 1.7 кПа (абс). При отрицательных температурах предусмотрена система дополнительного подогрева БАОТ паром от системы
квсз.
2. Ранее в 1987г. (проект ВВЭР-88), ТС рассматриваются как надёжный
элемент системы пассивного отвода тепла остаточных тепловыделений от
первого контура и расхолаживания реакторных установок типа ВВЭР-1000
(см. рис. 1.7). На этом рисунке отвод тепла от первого контура реакторной
установки осуществляется через второй контур при теплообмене теплоноси
телей первого и второго контуров в парогенераторе (1). Отвод тепла от вто
рого контура при авариях с исчезновением питания собственных нужд АЭС
осуществляется в ТС (3) с внешним поперечным оребрением зоны охлажде
ния, расположенной в трубе (5) с естественной тягой воздуха. Система не
имеет запорной арматуры, что предотвращает замерзание воды в ТС. Вклю
чение её в работу осуществляется лишь открытием шибера (4). Изменением
степени открытия этого шибера может задаваться и требуемый темп расхо
лаживания реакторной установки, начиная с момента, когда мощность оста
точных тепловыделений станет меньше тепловой мощности, отводимой в ТС
(3).
3. Двухконтурная схема отвода тепла из хранилищ с отработанным
ядерным топливом фирмы Siemens (см. рис. 1.8). На этом рисунке представлены два варианта расположения контейнеров с отработанным топливом: вертикальное - левая часть рисунка и горизонтальное - правая часть рисунка. В обоих случаях внутри хранилища образован контур естественной циркуляции воздуха с его подъёмным движением в отсеках с контейнерами (1, отсеки с теплоподводом) и опускным движением в отсеках с ТС (отсеки с теплоот-водом). «Вторым контуром» являются каналы (2), где зона охлаждения ТС омывается атмосферным воздухом за счёт его естественной тяги в этих каналах. Каждый ТС имеет индивидуальную проходку через стену герметичного помещения хранилища с отработанным топливом.
1. Парогенератор 2. Коллекторы 3. Термосифоны 4. Шибер б.Тяеооая труба
Рис.1.7. Вариант системы пассивного отвода тепла от ППУ с реактором ВВЗР-1000
4^
t^f^y^T*
Рис. 1.8. «Сухое двухконтурное хранилище SIMEKS FUELSTOP
О-
І.Гаюбма реактор 2.Термосиеом* 3. Шибер ЛьТяеобая тр]а
Риаі.9. Вариант оиотеиы охлаждения ыахты гоеоелго реактора
4. ТС рассматриваются в качестве одного из вариантов системы охлаждения стен шахты с высокотемпературным газовым реактором (международный проект, см. рис. 1.9). На этом рисунке тепло от неизолированной стенки корпуса газового реактора (1) передаётся к ТС (2), экранирующим стены шахты реактора. Как и в рассмотренном выше примере 2, отвод тепла от поперечно оребренной зоны охлаждения ТС осуществляется в трубе (4) с естественной тягой воздуха. Регулирование мощности теплоотвода осуществляется изменением степени открытия шибера (3).
Термосифонами открытого типа, т.е. имеющими лишь одностороннее тупиковое окончание, могут являться тупиковые части трубопроводов или части трубопроводов, отсечённые запорной арматурой. Для этого необходимо, чтобы «тупик» с более холодным теплоносителем был расположен не ниже основного трубопровода с горячим теплоносителем. В этом случае происходит теплообмен токами естественной конвекции определённой интенсивности уже по однофазному теплоносителю (жидкость или газ) между «тупиком» и основным трубопроводом. Для определения достаточности этого теплопереноса для предотвращения замерзания жидкости в тупиковых частях трубопроводов необходимо создание методики расчёта интенсивности рассматриваемого теплопереноса. Вертикальными ТС открытого типа являются расположенные на крышке водоохлажлаемых реакторов каналы приводов системы управления и защиты (СУЗ) реактора.
В большинстве из рассмотренных примеров предпочтение отдаётся слабоотклонённым от горизонтали ТС. Однако для таких ТС остаются неисследованными или недостаточно исследованными для создания надёжных расчётных рекомендаций ряд важных характеристик. Решению этой задачи и посвящена настоящая работа.
Перспективы использования горизонтальных и слабоотклонённых от горизонтали термосифонов для охлаждения объектов ядерной энергетики
Термосифон (ТС) представляет собою (см. рис.1.1) запаянный с обоих торцов канал, частично заполненный жидким теплоносителем (обычно водой на 10-70% его объёма). Он содержит зону нагрева, где происходит кипение этого теплоносителя и зону охлаждения, в переделах которой происходит конденсация теплоносителя. Возможно существование и промежуточной адиабатного (транспортного) участка. Уровень расположения зоны охлаждения превышает уровень расположения зоны нагрева, что предопределяет противо-точное движение пара (от зоны нагрева к зоне охлаждения) и гравитационное стекание плёнки конденсата (в обратном направлении) Наличие противоточ-ное движение пара и воды предполагает небольшое изменение давления по длине транспортного участка. Поэтому температуры теплоносителя в зонах нагрева и охлаждения практически одинаковы и соответствуют температуре насыщения при общем давлении в ТС. Приведённое наиболее справедливо для ТС, расположенных горизонтально или слабо отклонённых от горизонтали. В этом случае гидростатическая составляющая перепада давления вносит небольшой вклад в значение общего давления (температуры насыщения) по длине зоны нагрева. На рис. 1.2 представлена схема противоточного движения пара и воды в горизонтальном и слабоотклонённом от горизонтали ТС.
Для газо-газовых теплообменников коэффициенты теплоотдачи при кипении и конденсации на порядки превосходят их значения с газовых сторон. Мало и термическое сопротивление стенки ТС, обычно выполняемой из высоко теплопроводной стали 20. Поэтому температура всей наружной по верхности предварительно полностью вакуумированной ТС близка к температуре насыщения при давлении в нём. Задаваясь при проектировании опре делённым отношением длин зон нагрева и охлаждения ТС, можно иметь любое значение температуры его наружной поверхности в пределах между температурами греющего и нагреваемого теплоносителей. Наличие газа внутри ТС, сохранившегося при его неполном вакуумировании или образовавшегося в результате коррозионных процессов (2Fe+H20=2FeO+H2), может существенно нарушить изотер-мичность поверхности ТС по длине зоны охлаждения. В настоящее время данные по степени этой неизотермичности в зависимости от массы неконденсирующихся газов в ТС и общего давления в нём практически отсутствуют. Кроме того, отсутствуют и рекомендации по определению максимальной мощности наклонных ТС. При этом, можно предположить, что максимальная мощность наклонных, как и вертикальных ТС, определяется гидродинамическим кризисом противоточных пароводяных потоков (явление "захлебывание"), который определяет максимальный расход гравитационно стекающей водяной плёнки (Gi) при данном расходе восходящего потока пара (G2); см. рис. 1.3 линия ВС). Так как нормальная стационарная работа ТС происходит при балансе значений (G=G2; линия ОА на рис. 1.3), то максимальная (критическая) мощность ТС определяется точкой А на линии ВС. В настоящее время отсутствуют рекомендации по определению зависимости критической мощности ТС от его угла наклона к горизонтали.
Применение ТС, т.е. автономных теплопередающих элементов, повышает надёжность работы теплообменной системы Так одностороннее нарушение герметичности небольшого процента из общего количества ТС, имеющихся в теплообменнике, не приводит к соединению теплообмениваю-щихся сред и практически не отражается на его производительности. Кроме того, для реальных газо-газовых теплообменников создание промежуточного барьера между нагреваемым и охлаждаемым теплоносителями при применении ТС несущественно повышает общее термическое сопротивление теплообменника.
Известен ряд примеров использования ТС в проектах для охлаждения объектов ядерной энергетики: 1. Наклонные воздухоохлаждаемые ТС используются в системе пассивного отвода тепла от защитной оболочки (СПОТ ЗО) для проекта АЭС-91/99/2005 с реакторной установкой ВВЭР-1500 (проектант. СПбАЭП). Эта система предназначена для предотвращения повышения давления внутри защитной оболочки (контейнмента) выше допустимого значения при запроект-ных авариях. В тоже время, пассивный характер действия системы и ее расположение внутри 30 предполагают, что система будет функционировать и при любом повышении давления и температуры в 30 т.е. и при проектных авариях с течами под 30.
СПОТ ЗО состоит из четырех каналов. Каждый канал включает в себя 4 секции. Все секции и каналы одинаковы по конструкции и полностью независимы один от другого. На рис. 1,4 и 1.5 представлена принципиальная схема СПОТ ЗО.
Конструкция каждой секции довольно сложна и включает в себя конденсационный теплообменник, состоящий из 157 вертикальных трубок 38 х 2, высотою 5 м. Трубки объединяются в теплообменный пучок с помощью нижнего и верхнего коллектора. Конденсационный теплообменник располагается на внутренней стенке цилиндрической части 30. С помощью соединительных трубопроводов он связан с баком аварийного отвода тепла (БАОТ); который, в свою очередь, подсоединен к воздушному теплообменнику, состоящему из 192 оребреиных термосифонов (ТС) длиною 2 м и диаметром 58/52 мм. ТС собраны в 4 однорядных наклонных пучка, соответственно по 48 трубок в каждом. Принципиальная схема БАОТ и воздушного теплообменника представлена на рис. 1.6.
Горизонтальный или слабоотклонённый от горизонтали кольцевой термосифон (модель 3)
Зона нагрева теплоизолировалась матами толщиной 50 мм, имеющими оболочку из стеклоткани и шлаковатную начинку. В отдельных опытах теплоизолировалась и часть зоны охлаждения (конденсации), общая длина которой составляла 3,17м. Из них 3,05м при t=t0—20 С образовывали область над уровнем воды, т.е. газовую полость. Варьировалась длина неизолированной охлаждаемой естественной конвекцией (ЕК) окружающего воздуха (ti0j;i=17-21С) части трубы: верхние (1,3; 2 или 2,8) м, или участок длиною 1 м в средней части зоны конденсации (z=0,8-l,8 м; отсчёт от верхнего торца ТС). Для определения влияния теплового потока от верхней части зоны охлаждения на её неизотермичность, кроме опытов с теплоизолированной или неизолированной трубой, охлаждаемой при ЕК воздуха, были проведены отдельные опыты при обдуве воздухом (tllim=18C) верхней части ТС длиной 1,5 м или орошения водой (tllo,,=20 С) с интенсивностью 0,2 г/(с-п.м) верхней части ТС длиной 1 м. На модели 2 опыты проводились при: - разной степени начального вакуумирования (остаточного давления воздуха) ТС Р,)=2,5-И01 кПа(абс); - разных углах наклона ТС к горизонтали (3=(5+21)"; - разных давлениях паровоздушной смеси в верхнем сечении ТС Ри= 4,5-1600 кПа. Проводились измерения: - начального давления (давление после вакуумирования) в ТС (Р()) и давления в рассматриваемом опыте (Р„) замеряемые у верхнего торца ТС образцовыми вакуумметром и манометром. - распределение температур наружной поверхности ТС по его длине. В отдельных опытах по длине ТС располагалось до 16 термопар ХА, приваренных к его наружной поверхности с аксиальным шагом 0,05-Ю,5м. Сечения приварки термопар имели локальную теплоизоляцию.
Одна из термопар располагалась в верхней части водяной полости и, в исследованных на этой модели лишь кипящих режимах, замеряемые ею температуры соответствовали t„ при Р„. В отдельной серии опытов с. водяным нагревом нижний торец ТС не доходил до днища сосуда с горячей водой, т.е. было изменено соотношение между длиной зоны нагрева (Ь,м=0.9м) и зоной охлаждения (конденсации) (L3K=4.02M). На модели 3 исследовались интенсивность радиального теплопереноса в водяной прослойке горизонтального и слабоотклонённого от горизонтали кольцевого термосифона (ТС) с охлаждаемой внутренней поверхностью, а также азимутальная неравномерность распределения температур его наружной обогреваемой поверхности. Кольцевой термосифон (см. рис. 2.3) был изготовлен из Стали Х18Н10Т и представлял собою эксцентрический кольцевой канал длиною 3.52м, образованный трубами диаметром 50x2мм и 28x2.5мм. Эксцентриситет составлял 7мм. Основная масса экспериментов была проведена со смещением внутренней трубы к верхней образующей наружной трубы (см. рис. 2.3). Большая часть наружной трубы (длиною 3.15м) между клеммами (2) обогревалась электрическим током, пропускаемым по стенке этой трубы. Модель 3 имела одинаковую с моделью 1 схему электропитания и регулирования электрической мощности. Внутренняя труба была электроиюлирована от наружной как во фланцах, так и по длине кольцевого канала. Во втором случае с этой целью на внутреннюю трубу с шагом 1м были надеты фторопластовые кольца толщиной 2мм.
Как и модель 1, модель 3 в районе торцов имела осевые сверления, к которым приваривались трубки с соответствующими запорными вентилями для заполнения и слива воды, а также для воздухоудаленим. По внутренней трубе пропускался воздушный поток от компрессора типа ГП205 (р=ЗМПа; G1MX=0.33M /с), который предварительно проходил дроссельное расходомерное устройство и ряд регулирующих вентилей. Для измерения температуры наружной, находящейся под напряжением электротока, поверхности ТС к ней прижимались через слой слюды толщиною 0,05мм термопары ХА с диаметром термоэлектродов 0,5мм. При этом, в трёх сечениях, расположенных в средней части ТС (см. рис. 2.3), было установлено по три термопары (по верхней, средней и нижней образующим). Ещё в трёх сечениях термопары были только по верхней образующей трубы. Наружная поверхность модели была покрыта тепловой изоляцией толщиной 50мм. Основная масса экспериментов была выполнена при горизонтальном положении модели. Из них более обширная серия была проведена со смещением внутренней трубы к верхней образующей наружной трубы (вариант 1, см. рис. 2.3) и менее обширная серия - со смещением внутренней трубы к нижней образующей наружной трубы (вариант 4). Кроме того, отдельные серии экспериментов, проведённые со смещением внутренней трубы к верхней образующей наружной трубы, были выполнены при наклоне модели к горизонту на (1 и 2) (уклоны 1:58 и 1:26.6, соответственно варианты 2 и 3).
Эксперименты, в основном, проводились при неизменном расходе воздуха, чему соответствовала его средняя скоросіь 22м/с, и электрической мощности, подводимой к ТС (Ыц-=2,7 кВт). Приведённое значение мощности было выбрано в первой серии опытов с вариантом і расположения ГС и отвечало требованию поддержания минимальной температуры внешней поверхности ТС (начиная с сечения 2, где имелась термопара на нижней образующей) равной 160С.
Аксиальный теплоперенос по некипящеи воде в слабоотклонённых от горизонтали каналах. (Анализ результатов экспериментов автора)
Эксперименты были проведены на модели 1 при одинаковых углах наклона к горизонтали зон нагрева (з.н.) и охлаждения (з.о.) р\,г=Р-,„=1,4-f 5. Эксперименты проводились по следующей методике: устанавливался требуемый угол наклона ТС; в охлаждающий короб модели 1 (см. рис. 2.1, поз. 7) заливалась вода; внутренняя полость ТС полностью заполнялась конденсатом (т1К)Л= =9.7кг). При открытом вентиле (6) проводился дозированный и замеряемый слив воды массой (тсл) через вентиль (8). Образовавшееся свободное пространство заполнялось воздухом массой (тВ0ад=торВ(Ш/рв0Л). Вентили 6 и 8 закрывались; включался электрообогрев з.н. и проводился разогрев всей установки, включая и разогрев воды в охлаждающем коробе (7), температура воды в котором во время проведения экспериментов поддерживалась на уровне 98-100С. Непрерывной подпиткой водопроводной воды требуемого расхода компенсировалась выпарившаяся в коробе вода и поддерживался постоянным уровень воды в нём. регулируя электрическую мощность з.н. (NXI), устанавливался стационарный режим работы ТС при заданном давлении и фиксировались его характеристики (давление, температуры, электрическая мощность з.н.); проводился порциальный замеряемый слив воды определённой массой (Дтс;1=0.08-0.1кг погрешность ±0.02кг) через вентиль 8. Регулируя электрическую мощность з.н., устанавливался следующий стационарный режим при заданном давлении для данной группы опытов. В ряде случаев при постоянном массовом заполнении ТС є=тв/т„0Л1І (при тн=тпо;ш- тс;-1Дтсл) проводился ряд опытов при разных давлениях.
Некипящий режим работы термосифона (С " ,,) имел место при высокой степени его водяного заполнения =0.92-0.97. Было проведено 11 опытов при давлении 1.84-3.14МПа. Мощность з.о. составляла 3-10.5кВт. Имевшийся в ТС воздух полностью растворялся в воде и при очередном сливе из верхнего сечения модели через вентиль 6 сбрасывалась вода, недогретая до t„ на 100С. Приведённое не противоречит расчёту, используя закон Генри, т.к. максимально возможное количество растворяемого в воде воздуха было выше его действительного количества.
Хотя предельная концентрация растворённого в воде воздуха (KI:ILTI( -постоянная Генри) является функцией температуры воды, в первом приближении допустимо принятие значения кр;1а1=0.2(г воздуха)/(МПА-кг воды -10"4(МПа) . Поэтому для полного растворения начально имевшейся в ТС (1- с=0.03-0.08) объемной доли воздуха или (4-10)10 массовой доли воздуха необходимо чтобы средний недогрев всей воды, находящейся в ТС, относительно t„, выраженный в разности давлений Дрм=(рк р „ ), составлял Ар„=0.2-0.5МПа. В рассмотренном диапазоне давлений приведённая величина Др„ соответствует среднему недогреву воды в ТС в (5-14)С, что выполнялось во всех рассмотренных экспериментах.
На рис. 3.5 для одного из опытов приведено распределение температуры наружной поверхности ТС по длине з.н. и адиабатного участка (а.у.). На графике приведено распределение температур по верхней, средней и нижней образующим трубы. Подобное распределение температур имело место и в остальных опытах. Влияние изменения угла наклона трубы (в рассмотренных пределах) на распределение температур не наблюдалось. 11а рисунках имеется четкая стратификация температур по разным образующим. В з.н. при практически постоянной температуре по верхней и средней образующим имеется рост температур по нижней образующей к нижнему (глухому) торцу трубы, увеличивающийся с повышением мощности ТС. То же наблюдалось по длине а.у.. Приведенное дает основание предположить существование в ТС контура естественной циркуляции с "подъемным" (от глухого торца з.н.) движением воды по верхней части трубы и обратным движением воды по нижней части трубы. Был предпринят ряд попыток определения интенсивности этой циркуляции: 1. При известных температурах по верхней образующей в конце з.н. (термопара t7„) и в начале а.у. (термопара tXll) определялся коэффициент теплоотдачи a7ii=Nill/[7rdl)llvl1Lill(t7x),tL„)]. Далее, используя известное выражение Краусольда-Нуссельта для турбулентной теплоотдачи в трубах (Nu=altd/Xl)=0.023Re , xPr0 4), находилась величина массовой скорости воды, соответствующая определённому выше значению х,(. Она составляла (р\У)а=(27-И05)кг/м2с [Re= =(8,3-5-30)- І0 ] и увеличивалась с ростом мощности трубы, который (при p=const) имел место при снижении массы воды в ТС, [относительной степени его заполнения водой (я); см. рис.3.56, в]. Подобные расчеты, проведенные для нижней образующей, дали в 4 раза более высокие значения (pW)(/. Это отличие можно связать с меньшей интенсивностью теплоотдачи у верхней образующей горизонтального или слабонаклонного канала по сравнению с расчётом по приведённой выше формуле, что фиксировалось в работах [39; 40]. Поэтому для получения идентичных результатов по значениям а требуются более высокие скорости потока по сравнению с рассчитанными при использовании соотношения Краусольда-Нуссельта. 2. Предположив разбиение сечения трубы на две половины для каждого из противоточных потоков воды и допустив соответствие средних температур в этих потоках замеряемым температурам по верхней и нижней образующим а.у., из уравнения теплового баланса Njo=(pW)oCpI:„1(t,414Mlli) были определены значения (pW),s=(25-r55)Kr/M"c (рис. 3.5г) которые, учитывая грубые допущения, соответствовали приведенным выше значениям (p\V)lx.
Максимальная мощность слабоотклонённого от горизонтали термосифона. (Анализ результатов экспериментов автора)
Автором на модели 1 (см. рис. 2.1) проведено экспериментальное исследование по определению максимальной (критической) мощности (NKp) в термосифоне (ТС), имеющем малое отклонение от горизонтального положения Рзн=Рзо=(1-5; 3; 5). Было проведено 82 опыта при давлении р=0.18-4.9МПа. При очень малых углах наклона термосифонов к горизонтали (Р) ухудшение охлаждения их теплоотдающей поверхности может быть связано как с "захлебыванием", так и просто с сепарацией пара в районе верхней образующей трубы, приводящей к созданию у неё низкотеплопроводной паровой пленки. Последний вид ухудшения охлаждения наблюдался в опытах с моделью 1 при [3=(1,4ч-2) и полном заполнении водой з.н. Он описан в подразделе 5.5. «Захлебывание» наблюдалось при более высоких углах наклона трубы Р=Зч-5, хотя в отдельных опытах фиксировалось и при (3=1,5 при более высоких значениях мощности по сравнению с рассмотренным выше видом ухудшения теплоотвода. Распределение температуры поверхности наклонного термосифона (модель 1) в опытах при «захлёбывании» Для «захлебывания» было характерно (см. рис. 4.36) наличие значительного переохлаждения воды в верхнем сечении з.о. (tI3li) на 6-90С, т.е. с накоплением конденсата в верхней части з.о.
При этом, как и в вертикальном термосифоне при "захлебывании", фиксировался двойной сепарационныи уровень (в пределах з.н. и в пределах з.о. с заполнением водою верхней части последней). Во всех проведённых экспериментах при «околокритических» значениях мощности возникали пульсации температур по верхней образующей з.н. с амплитудой ±2С и пульсации давления в ТС с амплитудой ±40кПа. Дальнейшее увеличение мощности приводило к увеличению амплитуды пульсаций и некоторому превышению среднего за период пульсаций значения температуры стенки по верхней образующей з.н. над температурой насыщения. При ещё большем значении мощности происходил монотонный рост температуры стенки по верхней образующей з.н. Во избежании пережога ТС эксперимент прекращался при де Из рассмотрения рис. 4.36 отметим также, что, в отличие от экспериментов с вертикальными ТС, где степень захолаживания конденсата, скопившегося в з.о., увеличивается к верхнему торцу ТС (см. рис. 4.4), на рис. 4.36 температуры на обоих границах з.о. близки (показания термопар Uy, и t3), что подтверждает наличие естественной циркуляции воды вдоль з.о. При этом захоложенная вода на рис. 4.36 захватывает и адиабатный участок (показания термопар tgj и t9i), где имеется существенное отличие в температурах воды по высоте ТС. На рис. 4.5; при р=(1,5; 3; 5) представлены опытные данные NKp=f(p) при разной трактовке (по величине t p) наличия ухудшения теплоотдачи при "захлебывании" Atxp=(10; 30; 50) К. Все представленные данные обобщаются соотношением вида (4.1) при росте постоянной А с увеличением угла наклона термосифона и принятого значения At"1. Приняв допустимым At =30 К,обобщение достигалось при А=(0,1; 0,14; 0,2) соответственно при р=(1,5; 3 и 5). На рис. 4.6 последние цифры представлены в координатах A=f(P).
