Содержание к диссертации
Введение
1. Применение сборок из оребренных труб и трубчато пластинчатых теплообменников на аэс и методика их расчета 14
1.1. Сборки из оребренных труб 14
1.2. Трубчато-пластинчатые теплообменные аппараты 19
1.3. Теплообменные сборки из элементов кп-20 21
1.4 Термическое контактное сопротивление между ребром и трубой 24
1.5. Методика теплового расчета пучков поперечно-оребренных труб 29
1.6. Методика аэродинамического расчета пучков поперечно-оребренных труб 36
1.7. Зарубежные методики теплового расчета пучков поперечно-оребренных труб 40
Выводы по главе 1 41
2. Описание экспериментальных установок, системы измерений и методик проведения опытов 42
2.1. Описание испытанных натурных теплообменных аппаратов с
Оребренными трубами 44
2.2. Описание испытанных теплообменных сборок из элементов кп-20 46
2.3. Описание испытанных трубчато-пластинчатых та 47
2.4. Описание испытательного стенда
2.4.1. Установка для теплогидравлических и аэродинамических испытаний трубчато-пластинчатых ТА 48
2.4.2. Установка для теплогидравлических и аэродинамических испытаний рециркуляционных охлаждающих установок и калорифера 54
2.4.3. Установка для теплогидравлических и аэродинамических испытаний сборок из оребренных труб 58
2.5 Система измерений. 62
2.6. Методика обработки результатов испытаний 65
Выводы по главе 2 69
3. Теплоотдача и аэродинамическое сопротивление сборок из оребренных труб и трубчато-пластинчатых теплообменников
3.1. Коэффициент теплоотдачи к воздуху в трубчато-пластинчатых теплообменных аппаратах 72
3.2. Коэффициент теплоотдачи к воздуху в шахматных пучках оребренных труб. 79
3.3. Коэффициент теплоотдачи к воздуху в коридорных пучках оребренных труб. 81
3.4. Коэффициент теплоотдачи при конденсации пара на внешней поверхности оребрённых труб . 88
3.4.1. Режим нарушения нормальной эксплуатации. 88
3.4.2. Аварийный режим. 92
3.5. Аэродинамическое сопротивление трубчато-пластинчатых теплообменных аппаратов. 93
Выводы по главе 3 98
4. Истинное объемное паросодержание в вертикальных тяговых участках при низком давлении пароводяного потока 100
4.1. Истинное объемное паросодержание. режимы течения при подъемном движении двухфазной смеси в вертикальных трубах 100
4.2. Описание экспериментальных моделей
4.2.1 Экспериментальная модель системы аварийного расхолаживания реакторной установки КЛТ-40С (Модель 1) 104
4.2.2 Экспериментальная модель системы охлаждения вакуумной камеры международного термоядерного реактора ИТЭР (Модель 2)
4.2.3. Вертикальная тепловая труба с центральной циркуляционной вставкой (Модель 3) 109
4.2.4. Вертикальная барботажная колонка (Модель 4) 110
4.2.5 Обработка результатов испытаний 112
4.3. Анализ результатов экспериментов. 113
Выводы по главе 4 116
Заключение. 117
Список сокращений и условных обозначений 119
Список литературы 123
- Методика теплового расчета пучков поперечно-оребренных труб
- Установка для теплогидравлических и аэродинамических испытаний трубчато-пластинчатых ТА
- Коэффициент теплоотдачи при конденсации пара на внешней поверхности оребрённых труб
- Экспериментальная модель системы аварийного расхолаживания реакторной установки КЛТ-40С (Модель 1)
Введение к работе
Актуальность темы исследования связана с широким применением в атомной энергетике и, в частности, в СПОТ, охлаждаемых воздухом, ОТ и ТПТА при неоднозначности результатов расчета к газовому потоку и аэродинамического сопротивления () для данных ТА по нормативным рекомендациям. Диапазон применения данных рекомендаций часто не охватывает реальные условия работы ТА с ОТ и ТПТА в системах безопасности АЭС.
Также для систем безопасности АЭС важен вопрос создания пассивными средствами, т.е. ЕЦ двухфазного теплоносителя, надежного отвода остаточных тепловыделений от РУ и тепла из паровоздушного объема под ЗО. Расход теплоносителя по такому контуру, в основном, определяется значением истинного объёмного паросодержания () в тяговом участке контура. Такие контуры часто работают при атмосферном давлении или в области умеренного вакуума, при = 0,6…0,98. Разработка комплекса соотношений для расчёта в вертикальных каналах простой формы, какими, как правило, являются тяговые участки контуров ЕЦ, учитывающего изменение структуры двухфазного потока, также актуальна.
Степень разработанности темы исследования. Помимо перечисленных в предыдущем пункте ограничений применения и неоднозначности результатов расчётов значений и по разным рекомендациям не существует унифицированной методики расчета ТПТА. Также отсутствуют рекомендации по расчёту в трубах при давлениях ниже атмосферного.
Цели и задачи исследования:
уточнение методик расчёта теплоотдачи на внешней поверхности труб с поперечными элементами оребрения, применимых при скоростях воздуха, характерных для естественной тяги (для СПОТ и сухих градирен), и более высоких скоростях, характерных для принудительной прокачки воздуха (для РОУ);
разработка системы соотношений по определению значения в вертикальных каналах простой формы, учитывающей изменение режима течения пароводяной смеси и применимой в области низких давлений.
Научная новизна:
уточнены соотношения для расчёта к газовому потоку в ТА с развитой внешней поверхностью теплообмена;
разработана методика расчёта на поверхности ОТ, учитывающая конденсацию пара из парогазовой смеси на этой поверхности;
скорректированы соотношения для расчёта истинного объемного па-росодержания в вертикальных каналах простой формы с расширением пределов их применения на область высоких значений истинного объемного паросодержа-ния и давлений ниже атмосферного значения.
Практическая ценность. Уточнены соотношения для расчета и для газового потока в ТА с развитой внешней поверхностью теплообмена, применяемых в различных системах АЭС. Предложены скорректированные соотношения для расчёта для контуров ЕЦ СПОТ, учитывающие структуру двухфазного потока.
Методический подход основан на следующем:
эксперименты проведены с 3 натурными ТА, поставляемыми на АЭС, 9 теплообменными сборками и 3 ТПТА;
при испытаниях РОУ получены данные по теплоотдаче при конденсации чистого пара и пара из парогазовой смеси на внешней поверхности ОТ;
проведено исследование на вертикальной трубе, при обобщении также использованы результаты экспериментов на трёх вертикальных трубах и кольцевом канале разных размеров;
предложенные физические модели и соотношения основаны на современных достижениях в области теплогидравлики и массообмена.
Основные положения, выносимые на защиту:
экспериментальные данные и уточнённые расчетные соотношения по для газового потока в ТА с развитой внешней поверхностью;
методика расчёта на поверхности ОТ, учитывающая конденсацию пара из парогазовой смеси;
экспериментальные данные по значениям в вертикальной трубе диаметром 140 мм и высотой 5,4 м при низком давлении пароводяного потока в области кольцевой и дисперсно-кольцевой его структуры ( = 0,81…0,98);
соотношения для расчёта в вертикальных каналах простой формы, применимые и при давлении пароводяного потока ниже атмосферного значения.
Личный вклад автора. В диссертации представлены результаты экспери-
6 ментальных и расчётных разработок, выполненных автором самостоятельно и совместно с сотрудниками лаборатории 160 ОАО «НПО ЦКТИ». При этом автор являлся руководителем большинства работ, результаты которых легли в основу диссертации, ему принадлежит проведение экспериментов, анализ их результатов и разработка предлагаемых соотношений.
Степень достоверности результатов работы. Достоверность предложенных расчётных методик и соотношений основывается на соответствии полученных данных расчёту по нормативным рекомендациям (в изученных областях), на данных других исследователей и на результатах экспериментов, проведённых автором с 15 оребренными ТО различной конструкции и технологии их изготовления. В экспериментах охвачен широкий диапазон геометрических и режимных параметров. К обработке привлечены данные по , полученные на 5 тяговых участках при низком давлении в широком диапазоне значений = 0,22…0,98.
Внедрение. Результаты работы используются при обосновании и проектировании систем безопасности и ТА в АО «АТОМПРОЕКТ», АО «ОКБМ Афри-кантов», ОАО «НПО ЦКТИ», ВЗВИ и ООО «ВЕЗА».
Апробация результатов работы. Основные результаты работы докладывались и обсуждались на международной научно-практической конференции «XXXVIII Неделя Науки СПбГПУ» (30.11-05.12 2009 г.); Молодёжной научно-технической конференции (НТК) «Эксперимент-2010» (Н. Новгород, 19-20.05 2010 г.); Пятой и шестой российских национальных конференциях по теплообмену (Москва, 25-29.10 2010 г. и 27-31.10 2014 г.); Международном молодёжном научном форуме «Ядерное Будущее» (Голицыно, 25-27.04 2011 г.); НТК молодых ученых и специалистов атомной отрасли «КОМАНДА-2012» (Санкт-Петербург, 26-29.06 2012 г.) и «КОМАНДА-2013» (Санкт-Петербург, 04-07.06 2013 г.); Конференциях молодых специалистов «Инновации в атомной энергетике» (Москва, 20-21.11 2014 г. и 25-26.11 2015) и в институте термодинамики Ганноверского университета имени Лейбница в Германии 27.04.2015.
Публикации. По результатам работы имеется 14 публикаций, в том числе две статьи в журналах из перечня ВАК. Диссертант является соавтором трех отчетов о НИР.
Структура и объём работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка литературы, включающего 116 источников, и приложения. Она изложена на 118 страницах основного текста, имеет 53 рисунка и 15 таблиц. Общий объем диссертации – 149 с.
Методика теплового расчета пучков поперечно-оребренных труб
Исходным материалом для изготовления поперечно-оребренных труб служат гладкие трубы из нержавеющей или углеродистой стали, меди, латуни, мельхиора, алюминия, различных сплавов. Материал выбирается в зависимости от жидкости, которая будет протекать в трубном пространстве, требований по коррозионной стойкости, компактности и т.п.
Существует два наиболее широко применяемых способа изготовления оребренных труб. Первый способ – это накатка или навивка ребра на несущую трубу с плотным прижатием их друг к другу, второй – приварка ребра по всей его длине к поверхности трубы токами высокой частоты.
Первым способом ОТ изготавливаются большим числом отечественных заводов, среди которых ОАО "Калориферный завод", г. Кострома; ЗАО «Невский завод», г. Санкт-Петербург и др. Наиболее известные зарубежные фирмы, использующие этот способ изготовления ОТ – Spiro Gilles (Франция), GEA (Германия), McElroy (США). В ОТ такого типа наиболее характерно применение стальных или латунных труб с алюминиевым оребрением и наличием трубной рубашки, которая с малым зазором охватывает трубу снаружи. Широкая распространенность применения алюминия в качестве материала ребра обусловлена технологическими условиями прокатки, а также тем, что алюминий имеет высокий коэффициент теплопроводности ( 200 Вт/мК). Выбор материала несущей трубы определяется его коррозионной стойкостью к охлаждаемым или нагреваемым в трубном пространстве средам.
Накатные ребра образуются из исходной толстостенной гладкой алюминиевой трубы-заготовки. Формовка трубной заготовки - 1 (рисунок 1.1) производится тремя расположенными под углом 120 приводными валками - 2, оси которых наклонены к оси прокатки на некоторый угол 0...6, называемый углом подачи. При вращении валки захватывают заготовку, сообщают ей вращение и осевое перемещение, в процессе которого происходит постепенное образование ребер заданного профиля, а также обжатие «рубашкой» внутренней трубы, несущей давление жидкости. В результате за один проход получается окончательный профиль ОТ - 3. Биметаллические ОТ прокатывают из предварительно собранных с небольшим зазором гладкой трубы-заготовки и внутренней (несущей) трубы, плотное соединение которых между собой получается в процессе винтовой накатки. ОТ, изготовленная таким способом, полностью покрыта алюминием, что повышает ее антикоррозийные свойства [19].
В случае навитого оребрения, называемого также KLM-методом оребрения, на несущей трубе выполняется накатка рифлений, а затем на них навивают алюминиевую или медную ленту L-образного сечения с одновременным сильным вдавливанием короткой части сечения, что обеспечивает более надёжный тепловой контакт. На рисунке 1.2 в разрезе показана ОТ, изготовленная таким способом.
Поскольку первый способ не обеспечивает отсутствие контактного термического сопротивления между ребром и трубой, в последние 5-10 лет ряд отечественных заводов (ООО НПП «БАСЭТ», Республика Башкортостан, г.Октябрьский; ОАО «ЗиО-Подольск», Московская область, г. Подольск; ООО «ЕК Энергетик», Свердловская область, г. Асбест и др.) перешли на второй более прогрессивный способ изготовления ОТ. При нём спиральное оребрение труб производится путем прикорневой приварки ленты непрерывным швом к трубе высокочастотной сваркой. Для изготовления спирально оребренных труб используются трубы гладкие, холодно- и горячедеформированные, бесшовные, сварные и лента – холоднокатаная прямоугольного сечения. В зависимости от параметров теплообменивающихся сред и условий эксплуатации применяют трубы из углеродистых, низколегированных и нержавеющих сталей (мартенситных, аустенитных, ферритных) и лента – из углеродистых, низколегированных и нержавеющих сталей (аустенитных, ферритных) [20]. На рисунке 1.3 представлены фотографии линий оребрения ООО НПП "БАСЭТ". Сырьё и материалы, применяемые для изготовления ОТ, выбираются исходя из конструкций изделий, требований ТУ и соответствия установленным на них стандартам. Подобные линии существуют и на остальных перечисленных выше предприятиях, перешедших на второй способ изготовления ОТ. При этом способе отпадает необходимость учёта в тепловом расчёте контактного термического сопротивления между ребром и внешней поверхностью трубы, доля которого в отдельных случаях может превышать 10% от общего термического сопротивления между теплообменивающими средами. ООО НПП «БАСЭТ» освоил изготовление вторым способом широкой номенклатуры типоразмеров ОТ из разных марок стали (см таблицу 1.1). Однако метод приварки (второй способ) не применим для труб и рёбер из цветных металлов (медь и алюминий), обладающих существенно более высокой теплопроводностью.
Установка для теплогидравлических и аэродинамических испытаний трубчато-пластинчатых ТА
Также автором был испытан ряд теплообменных сборок оригинальной запатентованной конструкции, изготовляемых в ООО «НББК» (позиции 11-15 в таблице 2.1): Две двухтрубные сборки с шахматным расположением «труб» и ребрами прямоугольной формы (позиции 14 и 15 в таблице 2.1), отличающиеся между собой лишь шагом расположения ребер (6,5 и 3,5 мм, соответственно). Коэффициенты оребрения сборок =24,3 и 44,3, соответственно. Две двухтрубные сборки с коридорным расположением «труб» и ребрами восьмиугольной формы (позиции 12 и 13 в таблице 2.1). Коэффициент оребрения сборок =12,4. Сборка № 12 состояла из одной двухтрубной сборки, а сборка № 13 из двух. Т.о. в сборке № 12 по ходу потока воздуха располагалось два ряда труб, а в сборке № 13 - четыре. Одна сборка с коридорным расположением «труб» и кольцевым оребрением (позиция 11 в таблице 2.1). Коэффициент оребрения сборки =9,8. Описание способа изготовления сборок из элементов КП-20 приведено в подразделе 1.3. Автором были испытаны теплообменники из стали 20, а используемый при спайке элементов раствор содержал медь. В настоящее время в ООО «НББК» разработаны методы изготовления теплообменников такого типа без содержания меди.
Испытанные в ОАО «НПО ЦКТИ» теплообменники производства ООО «ВЕЗА» (позиции 8-10 в таблице 2.1) состояли из стальных нержавеющих трубок и медных гофрированных пластин. Фотография одного из испытанных ТО представлена на рисунке 2.4.
Испытывались три трубчато-пластинчатых ТА, отличающиеся шагом расположения рёбер. По количеству труб, их диаметру, взаиморасположению, теплопередающей длине, и по размеру рёбер, ТА были одинаковы. Их габаритные размеры также были одинаковы, что облегчало замену сборок при испытаниях. Зазор между корпусом и ТО отсутствовал, что исключало неопределённости при обработке результатов экспериментов, связанных с наличием паразитного потока воздуха в этом зазоре. Описание способа изготовления трубчато-пластинчатых ТА приведено в подразделе 1.2.
Следует отметить, что трубчато-пластинчатыми ТА, испытанной конструкции, производимыми ООО «ВЕЗА», будут комплектоваться поставляемые на ЛАЭС-2 рециркуляционные охлаждающие установки. Кроме того рассматривается возможность применения трубчато-пластинчатых ТА производства ООО «ВЕЗА» в сухих градирнях 3 и 4 энергоблоков ЛАЭС-2 [73]. Рисунок 2.4 – Трубчато-пластинчатый ТА производства ООО «ВЕЗА».
Все описанные в данной работе испытания проведены на Комплексном стенде КС10606 ОАО «НПО ЦКТИ» (инвентарный №10606; аттестат первичной аттестации №254/05818 выданный ФГУП «ВНИИМ им. Д.И.Менделеева, действителен до 20.08.2015г), входящем в состав Испытательного центра энергетического оборудования ОАО «НПО ЦКТИ», аккредитованного федеральным агентством по аккредитации («Росаккредитация») аттестат РОСС RU.0001.22MX02 от 29.05.2012г., действ. до 29.05.2017г. При испытаниях в пределах стенда КС10606 было сооружено несколько дополнительных испытательных установок.
Воздух, засасываемый из стендового помещения объемом 104 м3, последовательно проходил: - предвключённый участок (поз 1) - короб прямоугольного сечения 0,576x0,850 м2 при длине 0,5 м, предназначенный для выравнивания скорости воздуха на входе в испытываемый теплообменный аппарат и предотвращения бо кового подсасывания воздуха в аппарат. - испытываемый трубчато-пластинчатый ТА, (поз 2), расположенный в кожухе прямоугольного сечения 0,576x0,850 м2. Для всех трех испытанных трубчато-пластинчатых ТА, сечение окна для прохода воздуха, поперечные размеры испытываемого ТА и выполнение гидравлического тракта для прохода воды были одинаковы. - поствключённый участок (3) прямоугольного сечения 0,5760,850 м2 длиной 0,2 м. - переходный участок (4) с прямоугольного сечения на круглое с внутренним диаметром 560 мм. - стабилизирующий участок (5) диаметром 560 мм при длине 5 м для измерения поля скорости потока воздуха по сечению в конце этого участка. - вентилятор (6) тип ВРАН9-5,6-1, максимальный расход 12,5 м3/с, при напоре 400 Па. - электродвигатель вентилятора (поз 7): тип АДМ10084У2, мощностью 3 кВт, с частотным регулированием скорости вращения. Путем регулировки скорости вращения электродвигателя, устанавливался требуемый объёмный расход воздуха через испытываемый трубчато-пластинчатый ТА. Дополнительно, опираясь на замеряемую температуру воздуха перед вентилятором, определялся массовый расход воздуха через ТА и устанавливалось его требуемое значение.
По воде трубчато-пластинчатый ТА был включён в стендовый циркуляционный контур, аттестованный на максимальные параметры водяной или пароводяной среды (давление 40 МПа, температура 600С, расход 40 м3/ч). В используемую часть замкнутого циркуляционного контура входили: - циркуляционный насос (8). - контурное расходомерное устройство (Gi , поз 9, труба Вентури); - электронагреватель (10) с регулируемой мощностью при Nmax=400 кВт. Регулируя мощность этого электронагревателя, устанавливалась требуемая для данного опыта температура воды на входе в трубчато-пластинчатый ТА. - байпасная линия с вентилем (11), обводная для испытываемого ТА. - расходомерное устройство (Gi, поз 12, труба Вентури, Dсопло=10,55 мм) для непосредственного измерения расхода воды через испытываемый ТА. Регулируя скорость вращения электродвигателя циркуляционного насоса (8) и степень открытия вентиля (11) на байпасной линии, устанавливался требуемый расход воды через испытываемый трубчато-пластинчатый ТА.
Все воздуховоды установки за ТО покрывались теплоизоляцией ISOVER, из минеральной ваты на основе стекловолокна толщиной 50 мм, с внешним покрытием алюминиевой фольгой.
В проведенных экспериментах по воде замерялись давление на выходе из ТА (Рi), расход (Gi), температуры на входе в ТА (Т1вх1-Т1вх4) и на выходе из него (Т1вых1-Т1вых4) – по четыре дублирующие друг друга термопары. Также замерялся перепад давления между подводящими трубопроводами ТА (dР1).
По воздуху замерялись: разряжение за ТА (dР2), температура на входе в ТА (Т2вх1-Т2вх3 – три термопары, разнесённые по ширине горизонтальной оси пред-включённого участка установки) и температура на выходе из ТА (Т2вых1-Т2вых7: семь термопар, разнесённых по ширине горизонтальной оси поствключённого участка ТА). По две термопары устанавливались во входном и выходном патрубке вентилятора (Т2вых8-Т2вых11). При этом предполагалось, что значительная длина и изменение сечения поствключенных участков (см рисунок 3.7, поз 3-5), в значительной степени выравняют температуру воздуха по сечению канала, а прохождение воздуха через вентилятор завершит процесс его температурного перемешивания.
Рисунок 2.7 – Схема расположения сечения для замера мгновенной скорости в выходном участке. Пунктиром отмечено сечение измерения поля скорости.
Для определения расхода воздуха, проходящего через установку, в выходном сечении стабилизирующего участка (см рисунок 2.5 позиция 5 и рисунок 2.7) в пяти опытах в соответствии с ГОСТ 12.3.018-79 "Системы вентиляционные. Методы аэродинамических испытаний" [74] в 12 точках по сечению канала (см. рисунок 2.8) измерялось поле скорости потока воздуха (w2) по сечению канала, используя компактный термоанемометр типа Testo-425 со стационарно подсоединенным обогреваемым зондом температуры/скорости воздуха и телескопической рукояткой (Модель внесена в Государственный Реестр Средств измерений РФ). Встроенная функция усреднения по времени и количеству замеров позволяла получить усредненные значения скорости потока и температуры в заданной точке.
Коэффициент теплоотдачи при конденсации пара на внешней поверхности оребрённых труб
Как видно из анализа рисунков 3.3 и 3.4 учет интенсификации теплоотдачи в трубчато-пластинчатых ТА производства ООО «ВЕЗА» полностью устраняет расслоение точек между трубчато-пластинчатым ТА производства ООО «ВЕЗА» и теплообменным сборкам производства ООО «НББК», а обобщающая горизонталь для всех трубчато-пластинчатых ТА имеет значение э/р = 1,00. При этом для трубчато-пластинчатых ТА производства ООО «ВЕЗА»: макс = 0,07; ср = 0,03; = 0,03.
Относительные отклонения для трубчато-пластинчатых ТА производства ООО «ВЕЗА» меньше, чем для теплообменных сборок производства ООО «НББК». Это объясняются тем, что в экспериментальной установке для испытаний ТА производства ООО «ВЕЗА» воздух через ТО прокачивался вентилятором, а между вентилятором и ТО находился стабилизационный участок (подробнее см. раздел 2.4), это обеспечивало хорошую равномерность потока воздуха, проходящего через ТО. В экспериментальной же установке для испытаний теплообменных сборок производства ООО «НББК» воздух на ТО подавался из ресивера по трубопроводу и поступал в диффузор с малым углом раскрытия, что обеспечивало несколько худшую равномерность его потока.
Данные, полученные в результате испытаний ТА с шахматной компоновкой пучка поперечно-оребренных труб (позиции 3-5 в таблице 2.1), были обработаны по рекомендациям [16] и [17]. На рисунках 3.5 и 3.6 приведены графики зависимости отношения экспериментального значения коэффициента теплоотдачи к рассчитанному (по соотношениям (1.8) и (1.10), соответственно,) от числа Рейнольдса. Диапазон исследованных параметров для ТА с шахматной компоновкой ОТ приведен в таблице 3.1 (позиции 3-5). Исходные данные для этих ТА приведены в таблице П2 Приложения. Рисунок 3.5 - Зависимость отношения экспериментальных значений для ТА с шахматной компоновкой пучка ОТ к рассчитанным по рекомендациям [16] от числа Рейнольдса. - ТА № 5; - ТА № 3; - ТА № 4.
Расчет по рекомендациям [16] дает очень хорошее согласование экспериментальных и расчетных данных. Отклонение экспериментальных точек от рассчитанных не превышает 10%, что находится в пределах погрешности определения значения э. Максимальное и среднеалгебраическое относительные отклонения составляют макс=0,09 и ср=0,04; среднеквадратическое отклонение =0,04.
Использование же рекомендаций [17] дает заметное занижение расчетных значений коэффициента теплоотдачи к воздуху в области низких чисел Рейнольдса. Если не рассматривать точки имеющие значения критерия Рейнольдса Re 5103, все исследованные параметры, приведенные в таблице 3.1, лежат в пределах применения рекомендаций [17], указанных в [13]. Учитывая это, из анализа рисунка 3.6 следует, что предлагаемое в [17] соотношение (1.10) имеет завышенную степень при числе Рейнольдса. Это, по крайней мере, справедливо для шахматных пучков ОТ с коэффициентом оребрения = 714, при числах Рейнольдса 1,8103 Re 1,5104. При расчете по рекомендациям [17]: макс = 0,26; ср = 0,10; = 0,07.
Полученные результаты свидетельствуют, что рекомендации [16] для расчета коэффициента теплоотдачи к воздуху в шахматных пучках ОТ дает хорошее согласование экспериментальных и расчетных данных при числах Рейнольдса Re=3,21032,7104 для ОТ с коэффициентом оребрения = 714. Полученные результаты расширяют область применения соотношения (1.8) на область более низких значений чисел Рейнольдса Re=3,21035103.
Данные, полученные в результате испытаний сборок с коридорной компоновкой пучка поперечно-оребренных труб (позиции 1; 2; 6; 7; 11-13 в таблице 2.1), также были обработаны по рекомендациям [16] и [17]. На рисунках 3.7 и 3.8 приведены графики зависимости отношения экспериментального значения коэффициента теплоотдачи к рассчитанному (по соотношениям (1.8) и (1.10), соответственно) от числа Рейнольдса. Диапазон исследованных параметров для ТА с коридорной компоновкой ОТ приведен в таблице 3.1 (позиции 1; 2; 6; 7; 11-13). Исходные данные для этих ТА приведены в таблице П3 Приложения. При расчете по рекомендациям [17] с ростом числа Рейнольдса отношение экспериментального значения коэффициента теплоотдачи к расчетному падает, что свидетельствует о завышении степени при числе Рейнольдса. При расчете по рекомендациям [16] это завышение заметно лишь для сборки № 13 (см. таблицу 2.1), имеющей наибольший коэффициент оребрения = 9,8. Кроме того, заметно расслоение отношений экспериментальных значений коэффициентов теплоотдачи сборок с коридорной компоновкой пучка ОТ к рассчитанным по рекомендациям [16] в зависимости от коэффициента оребрения. Это свидетельствует о необходимости корректировки значения степени при коэффициенте оребрения в соотношениях (1.9) и (1.10).
Из анализа рисунков 3.7 и 3.8 очевидно, что отклонение экспериментальных данных от расчетных по рекомендациям [16] меньше чем по рекомендациям [17]. При расчете по рекомендациям [17]: макс = 0,66; ср = 0,38; = 0,15, а по рекомендациям [16]: макс = 0,40; ср = 0,18; = 0,12.
С применением рекомендаций [16] и [17] также были обработаны данные, полученные в результате испытаний коридорных сборок из восьмиугольных элементов КП-20 (позиции 12 и 13 в таблице 2.1). Коэффициент оребрения сборок =12,4. Испытанный ТО № 12 состоял из одной двухтрубной сборки, а ТО № 13-из двух последовательно расположенных таких же сборок. Таким образом, в сборке № 12 по ходу потока воздуха располагалось два ряда труб, а в сборке № 13 – четыре. Результаты этой обработки приведены на рисунках 3.9 и 3.10. Выводы относительно завышения степени при числе Рейнольдса в рекомендациях [16] и [17], приведенные выше, корректны и для сборок № 12 и № 13. Но при обработке по рекомендациям [16] заметно расслоение данных между сборками с различным количеством рядов труб по ходу потока воздуха. Это свидетельствует об ошибочности предлагаемого в [16] графика (см. рисунок 1.14) для определения поправочного коэффициента Cz, зависящего от количества поперечных рядов труб в пучке, для коридорных пучков ОТ.
Экспериментальная модель системы аварийного расхолаживания реакторной установки КЛТ-40С (Модель 1)
Наружная поверхность вертикальной тепловой трубы (ТТ) имеет в нижней части зону теплоподвода, а в верхней части - зону теплоотвода. Концентрично установив внутри неё трубу меньшего диаметра, не доходящую до торцов ТТ, можно организовать внутри ТТ контур ЕЦ с опускным движением воды по внутренней трубе (циркуляционная вставка). Создание контура ЕЦ позволяет в несколько раз повысить максимальную мощность ТТ, которая для полых ТТ (термосифоны) ограничена гидродинамическим кризисом противоточных потоков пара и воды.
Исследуемая ТТ с центральной циркуляционной вставкой (см. рисунок 4.4) состояла из наружной заглушенной с обоих торцов трубы (1) (d = 50x1,5 мм; L = 5,4 м) и концентрично расположенной внутренней цилиндрической вставки (2) (d = 28x1,5 мм; L = 5,0 м). Зазор между донышками наружной трубы и торцами внутренней вставки составлял 200 мм. Подъемная ветвь контура ЕЦ располагалась в кольцевом зазоре и функционально состояла из зоны нагрева (ЗН), адиабатной зоны (АЗ) и зоны конденсации (ЗК). В ЗН и ЗК, соответственно, обогревались и охлаждались лишь наружные поверхности этих зон. Омически электрообо-греваемая ЗН высотою Нзн=2,96 м сверху и снизу ограничивалась электроклеммами (3). ЗК (6) высотою 1,08 м охлаждалась водопроводной водой, пропускаемой через внешнюю рубашку. АЗ располагалась между ЗН и ЗК. Объем непосредственно модели составлял 8,74 л. Опускную ветвь контура ЕЦ образовывала внутренняя труба (2). Наружная труба имела фланцевый разъем (4), в котором устанавливались элементы крепления внутренней трубы, и в районе которого в эту трубу вваривалась расходомерная дроссельная шайба (5) диаметром 17 мм.
Схема экспериментальной установки показана на рисунке 4.5 Тяговый участок (барботажная колонка) (4) - труба диаметром 89x4,5 мм. Эксперименты бы Ill ли проведены с двумя колонками разной высоты. Барботажная колонка №1 содержала две последовательно включённые трубы и имела общую высоту от парораспределительного дырчатого листа (5) до днища расширительного сосуда (1) 5,61 м. Барботажная колонка №2 содержала лишь одну трубу и имела общую высоту 3,18 м. Дырчатый лист (5) представлял собой круглую шайбу с 44 отверстиями диаметром 3,5 мм. Размеры и количество отверстий обеспечивали беспровальную работу этого листа во всём исследованном диапазоне параметров парового потока. Расширительный сосуд (1) - баллон, цилиндрическая часть которого имела диаметр 465x13 мм. Высота баллона 2,9 м, объём 0,44 м3. Требуемое давление в расширительном сосуде поддерживалось, изменением уровня конденсата в конденсаторе (5) с помощью вентиля (3). Расход пара, поступающего в колонку, регулировался изменением степени открытия вентилей на входе от парогенератора.
Экспериментальные значения паросодержания (э) определялись на основе измерений значений (Ар) с учётом гидродинамической составляющей перепада давления на рассматриваемом участке.
При испытаниях всех моделей имелись области гидродинамической неустойчивости разного характера, которые не рассматриваются в настоящей работе. Кроме того, в опытах со второй моделью имелась зона перегрева воды относительно её температуры насыщения при давлении в рассматриваемом сечении ТУ, подробнее см. [1О]. При обработке использовались лишь результаты измерений Арі на отрезках, расположенных выше отрезков, на которых, уже произошел переход к термодинамически равновесному двухфазному потоку. Этими ограничениями объясняется отсутствие в приведённом выше диапазоне низких значений (р. Значения особенно высоки для экспериментов с моделью 1 ф=0,81-0,98. Для тягового участка этой модели эксперименты характеризовались высокими значениями приведённой скорости пара w0 -5,2-28,2 м/с при её превышении не менее чем в 59 раз над приведённой скоростью воды, т.е. условия, близкие к барботажу пара wсмw0".
Высокие значения ф и низкие массовые скорости пароводяной смеси не создавали значительного изменения давления по высоте исследуемого тягового участка, т.е. изменения ф. Поэтому значения ф, усреднённые как по сечению, так и по высоте отрезка измерения АРту (высотою 4,3 м), определённые на основе измерения Арту, представляли собой и истинные их значения, усреднённые лишь по сечению канала. Концы отрезка АРту отстояли не менее чем на 0,5м от сечений входа потока в тяговый участок и выхода из него. Поэтому можно говорить об определенной стабилизации двухфазного потока на участке измерения Арту.
Приведенное выше обеспечивало низкие значения составляющей гидросопротивления трением ((ЇРтрЛїг 0,1кПа/м) в замеряемой величине АРту, что эквивалентно Аф АР АНір 0,01. Поэтому максимальная абсолютная погрешность определения Афэ=0,02. Для второй модели более высокие значения Дфгд 0,12 повышали погрешность до Лфэ=0,04. Для третьей и четвертой моделей Дфэ=0,03.
К дальнейшей обработке для всех моделей было привлечено 227 результатов измерений АPi. Проведённые эксперименты характеризовались диапазонами изменения режимных параметров, приведенными в таблице 4.2. Также в этой таблице приведены основные геометрические характеристики исследуемых участков для определения ф.