Содержание к диссертации
Введение
1. Феноменология ухудшенных режимов теплообмена при кипении ..14
1.1. Ухудшение теплообмена при кипении в элементах ЯЭУ 14
1.1.1. Теплогидравлика парогенерирующих каналов 14
1.1.2. Теплогидравлика активной золы 15
1.2. Особенности теплообмена при дисперсном режиме пленочного кипения 18
1.2.1. Основные механизмы 18
і .2.2. Термическая неравновесность 20
1.2.3. Тепловое взаимодействие капель со стенкой 24
Выводы к главе 1 31
2. Термическая неравновесность и закризисный теплообмен 32
2.1. Анализ методов и результатов экспериментального исследования термической
неравновесиости 32
2.1.1. Замечания относительно измерения температуры пара в двухфазном потоке ..32
2.1.2. Термозонды с сепарацией фаз 33
2.1.3. Примеры анализа экспериментальных результатов 40
2.2. Обзор методов расчета закризисного теплообмена 43
2.2.1. Общие сведения о расчетных методиках 43
2.2.2. Анализ неравновесных моделей закризисного теплообмена 45
2.2.3. Табличные методы расчета 49
Выводы к главе 2 51
3. Основы расчета закризисного теплообмена 53
3.1. Общая постановка задачи 53
3.1.1. Основные допущения 53
3.1.2. Модель генерации пара 55
3.2. Динамический унос жидкости с поверхности пристенной пленки 58
3.2.1. Модель динамического уноса 60
3.2.2. Обобщение данных по характеристикам дисперсно-кольцевых потоков 64
3.3. Кризис теплообмена при кипении в каналах 68
3.3.1. Обобщение данных по кризису кипения в каналах 69
3.3.2. Обобщение данных о граничных паросодержаниях 72
3.4. Расчет теплообмена со стенкой {базовая методика) 80
3.4Л. Расчет параметров потока 80
3.4.2. Расчет температуры стенки 81
Выводы к главе 3 87
4. Оборудование и методология экспериментального исследования 89
4.1. Экспериментальное оборудование 89
4.1.1. Принципиальная схема стенда 89
4.1.2. Измерительная и регистрирующая аппаратура 90
4.1.3. Рабочие участки 92
4.2. Методика проведения опытов 93
4.2.1. Калибровочные и тестовые измерения. 93
4.2.2. Измерения температурного режима 94
4.3. Методика обработки опытных данных 95
4.3.1. Расчет локальных параметров 95
4.3.2. Оценка погрешности результатов 96
Выводы к главе 4 101
5. Результаты исследования кризиса кипения и закризисного теплообмена в круглых трубах 102
5.1. Закрнзисный теплообмен в равномерно обогреваемых трубах 102
5.2. Верификация базовой методики расчета закризисиого теплообмен а 111
5.3. Ухудшение теплообмена при кипении в трубе со ступенчатым распределением теплового потока по длине 124
Выводы к главе 5 130
Основные результаты и выводы 132
Литература
- Особенности теплообмена при дисперсном режиме пленочного кипения
- Замечания относительно измерения температуры пара в двухфазном потоке
- Динамический унос жидкости с поверхности пристенной пленки
- Измерительная и регистрирующая аппаратура
Введение к работе
Актуальность темы
Ухудшение теплообмена при кипении в каналах - негативное и потенциально опасное для ЯЭУ явление. Вот почему разработка методов предсказания условий его возникновения и последствий чрезвычайно актуальна для анализа надежности и безопасности ЯЭУ.
Интенсивные колебания температуры теплоотдающей поверхности в зоне перехода от нормального режима кипения к ухудшенному (пленочному), т.е. вблизи сечения так называемого кризиса теплоотдачи, могут быть причиной усталостного разрушения парогенерирующих труб прямоточных парогенераторов, отрицательно сказываясь на ресурсе последних [1]. Поэтому для оценки ресурса парогенераторов необходимо уметь предсказывать как условия наступления кризиса теплоотдачи, так и уровень самой теплоотдачи в до- и закризисной зонах, определяющей амплитуду колебаний температуры теплоотдающих поверхностей.
Другими негативными последствиями ухудшения теплообмена в парогенераторах являются неравновесный перегрев пара и вынос влаги из испарителя [2]. Последнее особенно опасно в случае, когда пароперегреватели изготовлены из стали, склонной к коррозионному растрескиванию при попадании воды. Для исключения попадания влаги в пароперегреватели, номинальные режимы работы установки подбираются такими, чтобы постоянно поддерживать определенный перегрев пара на выходе из испарителя. Например, для парогенератора установки БН-600 величина этого перегрева должна быть не менее 20 С. Однако, как показали результаты испытаний этого парогенератора [3], даже при перегревах до 50С наблюдался вынос влаги из паровой камеры испарителя, а вынос влаги из трубок испарителя - при перегревах до 120С. Таким образом, чтобы обосновать условия предотвращения попадания влаги в пароперегреватели, необходимо уметь рассчитывать термическую неравновесность двухфазного потока в закризисной зоне парогенерирующих каналов и доупаривание влаги в паропроводах.
Кризисное ухудшение теплоотдачи в активной зоне ядерного реактора может привести к перегреву топливных стержней до недопустимо высоких значений температуры [4,5]. Именно пленочный режим кипения определяет в этих условиях пиковое значение температуры оболочек топливных стержней и длительность наиболее опасного периода аварийного охлаждения активной зоны. Поэтому точный расчет закризисного теплообмена имеет решающее значение в анализе безопасности ядерного реактора.
Основным инструментом анализа теплогидравлической обстановки в активной зоне ЯЭУ при нарушениях в работе оборудования и аварийных режимах, включая аварии с
7 разгерметизацией контура охлаждения и потерей теплоносителя, являются системные теплогидравлические коды.
Из-за отсутствия общей теории в качестве математической модели теплообмена при кипении в современных кодах используется описание так называемой «кривой кипения» с помощью набора соотношении, в основном, эмпирического плана.
Наименее проработанными и точными являются соотношения, описывающие участок переходного кипения вышеупомянутой кривой. В связи с этим, а также ввиду того, что пространственная и временная протяженность этого режима кипения относительно невелики, для описания этой ветви кривой кипения в кодах часто используется соответствующая интерполяция между двумя характерными сё точками: критический тепловой поток и минимальная температура пленочного кипения.
Очень важным для оценки теплового состояния элементов активной зоны при аварии с частичным или полным оголением топливных сборок является правильное моделирование режима пленочного кипения.
Структура двухфазного потока в этом режиме кипения может быть либо обратно-кольцевой, когда жидкость отделена от теплоотдаюших поверхностей паровой прослойкой, либо дисперсной, когда жидкость распределена в паровом потоке в виде капель. Обратно-кольцевая структура двухфазного потока весьма неустойчива: жидкое ядро довольно быстро распадается на капли, и поток становится дисперсным. Таким образом, преобладающим режимом пленочного кипения является дисперсный.
Одна из главных черт дисперсного режима пленочного кипения (ДРГЖ) - наличие термодинамического неравновесия между фазами, проявляющегося в перегреве паровой фазы по отношению к температуре жидкости, причем различия в температурах фаз могут достигать десятков и сотен градусов. Экспериментальные данные и расчетные рекомендации для этого режима кипения в каналах характеризуются большой неопределенностью, а неравновесный характер протекающих прл этом тепло- и массообменных процессов существенно затрудняет их математическое моделирование. В силу этого модели закризисного теплообмена современных расчетных кодов включают в себя целый набор замыкающих соотношений вместе с алгоритмом, определяющим логику выбора того пли иного соотношения и правила сшивки. Причем, наряду с неравновесными моделями, для описания этой ветви кривой кипения часто используются эмпирические соотношения, основанные на существовании термодинамического равновесия между фазами и применимые, в основном, для каналов простейшей геометрии. Недостатки такого подхода очевидны и связаны, в первую очередь, с его эмпирическим характером и игнорированием важнейшей особенности ДРПК, а именно, его термодинамической неравиовесности.
8 И ел ыо работы являлась разработка физически обоснованных и применимых и широком диапазоне изменения режимных параметров для каналов различной формы, включая сборки тепловыделяющих элементов, рекомендаций по расчету закризисного теплообмена при дисперсном режиме пленочного кипения в элементах 51ЭУ. В соответствии с этим, основными задачами исследований были:
критический анализ методов и результатов исследования термической неравновесности, а также неравновесных моделей закризисного теплообмена;
разработка одномерной базовой модели и методики расчета закризисного теплообмена;
экспериментальное исследование ухудшения теплообмена в круглых трубах;
верификация базовой методики расчета закризисного теплообмена с использованием экспериментальных данных для круглых труб.
Основные результаты и их научная новизна
Впервые в единых критериях обобщены экспериментальные данные для разных жидкостей об относительном расходе жидкости в пленке, интенсивности динамического уноса и размере капель в дисперсно-кольцевых потоках, о критическом и граничном паросодержании при кризисе кипения, обусловленном истощением пристенной пленки жидкости.
Разработана одномерная математическая модель генерации пара в термически неравновесном дисперсном потоке, позволяющая рассчитать осевое изменение паросодержания и температуры пара в закризиснои зоне цилиндрических каналов произвольной формы.
На основе предложенной модели генерации пара впервые разработана единая для каналов различного сечения, включая стержневые сборки, неравновесная методика расчета закризисного теплообмена.
Впервые экспериментально выявлен и подтвержден расчетами по неравновесной методике неоднозначный характер влияния величины теплового потока в закризиснои зоне на закршисный теплообмен.
Достоверность результатов и выводов работы основана на:
тщательной проработке методологии проведения и обработки опытов;
системе калибровочных и тестовых измерений и их метрологическом обеспечении;
применении современных средств измерения и регистрации параметров;
детальном анализе ошибок измерении, устранении методических и систематических погрешностей;
воспроизводимости опытных данных и их согласовании с данными других авторов и с результатами расчетов;
использовании при обобщении данных физически обоснованных критериев подобия, при формулировке математической модели процесса - фундаментальных законов сохранения, а при разработке расчетных методик - хорошо известных и апробированных соотношений;
- согласовании расчетов по разработанным соотношениям и методикам не только с
собственными данными, но и данными других авторов в широком диапазоне изменения
геометрических и режимных параметров;
- результатах верификации и кросс-верификации расчетных методик.
Практическая значимость работы
Полученные автором экспериментальные данные о критических паросодержапиях и закризисном теплообмене в круглых трубах включены в Отраслевой банк тсплофизическнх данных и используются для верификации и уточнения расчетных рекомендаций и тепло гидравлических кодов, применяемых при оптимизации режимов работы и анализе безопасности ЯЭУ. В частности, они использовались при верификации отечественных расчетных кодов для ВВЭР - программного комплекса ТРАП (ОКБ "Гидропресс") и КОРСАР (НИТИ).
Разработанные автором рекомендации по расчету граничных паросодержаний и закризнсного теплообмена в каналах включены в отраслевые РТМ, справочник по тепло гидравлическим расчетам элементов и узлов ЯЭУ, использованы в ряде вузовских учебных пособий по теплообмену в ЯЭУ.
Предложенные автором параметры и форма интерполяционной зависимости широко используются при обобщении экспериментальных данных о граничных паросодержаниях при кипении в каналах.
Разработанные соотношение для оценки величины граничного паросодержания и методика расчета ЗТО в круглых трубах использованы в расчетных программах ОКБ "Гидропресс" для парогенераторов АЭС с реакторами типа БН,
Разработанная автором программа расчета ЗТО внедрена на Белоярской АЭС в составе комплекса теплофизических расчетов парогенераторов ПГН-200М и использовалась, в частности, для оценки выноса влаги из испарителей установки БН-600.
Экспериментальные данные по ЗТО в круглых трубах были использованы во ВНИИАЭС для отработки методик расчета температурного режима тепловыделяющих сборок водоохлаждаемых ядерных реакторов.
Формула для критического паросодержания в пучках стержней используется в модуле КАНАЛ-97 программного комплекса ТРАП ОКБ "Гидропресс" для оценки границы перехода к ухудшенному теплообмену в активной зоне ВВЭР в аварийных условиях.
Автор защищает
Результаты экспериментального исследования кризиса кипения и закризисного теплообмена в круглых трубах, в характерном для ЯЭУ диапазоне режимных параметров.
Обобщение в единых критериях экспериментальных данных о критических и граничных паросодержаннях при кризисе кипения, обусловленном переходом дисперсно-кольцевой структуры потока в дисперсную в каналах ЯЭУ.
Одномерную модель термически неравновесной генерации пара и основанную па ней методику расчета теплообмена при ДРІЖ в цилиндрических каналах различной формы, включая сборки тепловыделяющих элементов.
Результаты верификации и кросс-верификации методики расчета закризисного теплообмена.
Апробация работы
Основные положения и результаты диссертационной работы докладывались п обсуждались на следующих конференциях, школах, семинарах и совещаниях.
7-я Международная конференция по теплообмену, Мюнхен, ФРГ, 1982.
Отраслевой семинар "Закризисньш теплообмен в трубах и каналах", Обнинск, 1983.
Всесоюзная конференция "Надежность котельных поверхностей нагрева и актуальные вопросы теплообмена и гидравлики", Подольск, 1984.
Франко-советское совещание по парогенераторам для реакторов на быстрых нейтронах, Кадараш, Франция, 1989.
Совместное заседание секции тепломассообмена Научного совета АН СССР по комплексной проблеме "Теплофизика и теплоэнергетика" и межотраслевого семинара "Теплофизические процессы в системах безопасности АЭС", Москва, 1990.
Международный семинар "Теплофизические аспекты безопасности ВВЭР", Обнинск, 1990.
Международный семинар "Теплофизические аспекты безопасности ВВЭР", Обнинск, 1994.
3-е совещание участников согласованного исследовательского проекта МАГАТЭ "Теплогидравлические соотношения для водоохлаждаемых реакторов нового поколения", Обнинск, 1997.
Международный семинар "Теплофизические аспекты безопасности ВВЭР", Обнинск, 1998.
2-я Российская национальная конференция по теплообмену, Москва, 1998.
13-я школа-семинар под рук. акад. А.И. Леонтьева "Физические основы экспериментального и математического моделирования процессов газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках", Санкт-Петербург, 2001.
3-я Российская национальная конференция по теплообмену, Москва, 2002.
Публикани»
Основное содержание диссертации отражено в 18 публикациях.
Структура и объем работы
Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения и списка использованных источников. Общий объем диссертации -150 страниц, включая 79 рисунков, 3 таблицы и список цитированной литературы из 224 наименований на 17 страницах.
Содержание работы
Во введении дана краткая характеристика современного состояния проблемы, обоснована актуальность темы диссертации, сформулированы цель и задачи исследования, указаны научная новизна и практическая значимость работы, представлены основные защищаемые положения, кратко описано содержание глав, приведены сведения о структуре работы,её апробации и числе публикаций.
В первой главе рассмотрены феноменологические аспекты ухудшения теплообмена при кипении в элементах ЯЭУ. Подчеркнута роль дисперсного режима пленочного кипения и термической неравновесности двухфазного потока в проблеме целостности топливных оболочек. Рассмотрены основные механизмы теплообмена при ДРПК и дана оценка вклада отдельных составляющих в суммарный теплообмен со стенкой.
Во второй главе проанализированы методология и результаты экспериментального исследования термически неравновесных дисперсных потоков. Выполнен обзор методов расчета закризисного теплообмена при дисперсном режиме течения, основное внимание в котором уделено критическому анализу одномерных неравновесных методик.
предназначенных для практических расчетов. Отмечены их недостатки и противоречивость исходных допущений.
Третья глава посвящена разработке основ расчета закрнзисного теплообмена. В ней описана одномерная модель генерации пара в термически неравновесном дисперсном потоке в закризисной зоне цилиндрических каналов произвольной формы. Проанализированы и обобщены в единых критериях литературные данные о расходе жидкости в пленке и размере капель в дисперсно-кольцевых потоках, о критическом и граничном паросодержании при кризисе кипения, обусловленном истощением пристенной жидкой пленки. Разработана базовая неравновесная методика расчета закризисЕїого теплообмена, основанная на двухступенчатом механизме переноса теплоты от стенки. Продемонстрирована сё применимость для цилиндрических каналов различного сечения.
В четвертой главе описаны оборудование и методология экспериментального исследования ухудшения теплообмена в паро генерирующих каналах. Приведены принципиальная схема стенда, сведения об использованных при проведении опытов приборах и датчиках, о системе сбора и регистрации информации. Кратко описаны рабочие участки, метрологическое обеспечение опытов, система калибровочных и тестовых измерений, методики проведения и обработки основных опытов, методология и результаты оценки их погрешности.
В пятой главе приведены результаты экспериментального исследования кризиса кипения и закрнзисного теплообмена в круглых трубах, послужившие основой для уточнения базовой методики расчета закрнзисного теплообмена, а также результаты верификации последней с использованием экспериментальных данных ФЭИ и данных литературных источников. Описаны результаты исследования закрнзисного теплообмена в двухсекционной трубе с независимым обогревом секций.
В заключении приведены основные результаты и выводы.
Работа выполнялась в течение целого ряда лет в лаборатории тепловых нестационарных процессов ГНЦ РФ-ФЭИ, руководимой к.т.н. О-В. Ремизовым, а затем ныне покойным к,т.н. В.А. Воробьевым, которым автор благодарен за консультации и помощь, обсуждение хода и результатов работы. Автор благодарит также сотрудников лаборатории, помогавших готовить и проводить эксперименты. Особую признательность автор выражает Э.Ф. Гальченко за многолетнее сотрудничество и помощь в подготовке расчетных программ, выполнении расчетов, в обработке и анализе результатов экспериментов, в оформлении данной работы. Трудно переоценить вклад в эту работу В.М. Лощипина и рано ушедшего из жизни Б.В. Кокорева, постоянное общение и совместная работа с которыми, много дала
ІЗ автору этих строк, а их помощь и конструктивная критика во многом определили содержание и качество настоящей работы. И, наконец, эта работа вряд ли увидела бы свет без постоянного внимания, настойчивости и ценных советов со стороны научного руководителя профессора П.Л. Кириллова и директора Теплофизического отделения ПІЦ РФ-ФЭИ доктора технических наук А.Д. Ефанова.
Особенности теплообмена при дисперсном режиме пленочного кипения
Коэффициент конвективного теплообмена при ДРПК может быть и больше, и меньше, чем при течении однофазного потока, поскольку дисперсная фаза двояким образом влияет на конвекцию: (а) через изменение профиля температуры и (б) через изменение скоростного и теплового погранслоев. Первый эффект (эффект стоков тепла) совершенно очевиден: наиболее интенсивно равномерно распределенные по сечению канала капли испаряются вблизи стенки, где температура пара максимальна. Это приводит к сильному снижению температуры пара в вязком подслое, через который тепло (в отсутствие капель) может передаваться только молекулярной теплопроводностью. Детальное обсуждение влияния испарения капель на число Нуссельта в предположении достаточно равномерного распределения капель в паре можно найти в работе [11]. Второй эффект обусловлен изменением толщины вязкого подслоя и градиента скорости пара, которые определяют теплообмен в конвективном потоке. Действительно, дисперсная фаза оказывает сильное Ь влияние на структуру турбулентности: присутствие капель в пристенной области способствует турбулизации пограничного слоя, увеличивая теплообмен, в то время как капли в ядре потока могут и подавлять, и увеличивать турбулентность несущей среды [12, 13].
Вклад теплообмена путем непосредственного контакта капель со стенкой в суммарный теплоотвод от стенки обычно считается заметным только в непосредственной близости к фронту повторного смачивания, где капли обладают кинетической энергией, достаточной для соударения со стенкой [14, 15].
4 Вкладом лучистого теплообмена часто пренебрегают [16, 17], хотя многие авторы (см., например, [18]) указывают на то, что при условиях, типичных для повторного залива, радиационный тепловой поток от стенки к каплям может достигать значений, характерных для конвективного теплообмена.
Межфазный теплообмен зависит от движущего напора (перегрева пара) и площади межфазной поверхности. Последняя, в свою очередь, определяется не только объемной концентрацией капель, но и их «средним» диаметром и, соответственно, спектром размеров.
Концентрация и спектр размеров капель существенным образом зависят от предыстории потока и механизмов генерации капель, поэтому теплообмен при ДРПК тоже должен считаться зависящим от истории развития двухфазного потока.
Как уже упоминалось выше, характерной особенностью двухфазного потока при ДРПК является присутствие капель влаги в потоке перегретого относительно температуры насыщения пара. Такой поток называется термически (или термодинамически) неравновесным, причем степень неравновесное может быть весьма высокой. Степень термической неравновесности двухфазного потока чаще всего характеризуют относительным перегревом пара ((/ /")// ) или отношением истинного массового расходного паросодержания к равновесному {хй!х).
Паркер и Грош [19], изучая теплоотдачу к восходящему пароводяному потоку в трубе при давлениях, близких к атмосферному, обнаружили присутствие капель жидкости при равновесных паросодержаниях потока более 100% и высказали предположении о существовании значительного перегрева пара при меньших паросодержаниях.
Авторы [20], изучавшие закрнзисный теплообмен при течении пароводяной смеси в кольцевом канале при давлении 69 бар, обнаружили, что коэффициенты теплоотдачи в закризисной зоне были ниже, чем для эквивалентного потока сухого насыщенного пара. Это, по их мнению, свидетельствовало о перегреве пара в присутствии в потоке весьма значительного количества влаги.
К аналогичному заключению пришли авторы работы [21], которые, проанализировав измеренные профили температуры стенки трубы, убедительно показали, что при пленочном кипении азота имеет место значительный перегрев пара, т.е. пленочное кипение является неравновесным процессом.
С целью подтверждения значительной неравновесности дисперсного потока азота в [22] была предпринята попытка визуально определить, как далеко вниз по потоку сохраняются капли жидкости при пленочном кипении. Фотографирование потока показало, что капли наблюдались даже при равновесных паросодержаниях около 300%. Наличие значительного перегрева пара было доказано в [22] с помощью предложенного Хыоиттом изящного метода определения истинного паросодержания. Этот метод, называемый методам гелиевого индикатора, основан на введении в поток азота на входе в рабочий участок небольшого (около 1% от объёма азота) количества гелия и отборе проб газовой смеси на выходе из участка и в точке контура, где вся жидкость уже испарилась. Отношение концентраций гелия в пробах газа из последней точки и на выходе дает величину истинного массового паросодержания потока на выходе из экспериментального участка. Проведенные авторами [22] измерения и расчеты показали, что степень неравновесности дисперсного потока зависит от массовой скорости и теплового потока. Ряд исследований термической неравновесности закризисного пароводяного потока при высоких давлениях и массовых скоростях применительно к прямоточным парогенераторам был выполнен в ФЭИ.
Так, в работах [23, 24] для этой цели использовалась установленная сразу же за парогенерирующим каналом необогреваемая труба с размещенными но её оси термопарами для измерения температуры потока. Опыты проводились при давлениях 9,8 и 13,7 МПа, массовых скоростях 350, 500 и 700 кг/(м2с) и равновесных паросодержаниях потока до 200%. При паросодержаниях до 90-95% термопары в потоке показывали температуру насыщения. С ростом паросодержания термопары начинали показывать пульсации температуры, амплитуда которых сначала увеличивалась с ростом паросодержания, достигая максимума в несколько десятков градусов при некотором значении паросодержания, а затем снижалась. При х 2 пульсации температуры практически исчезали.
Авторы работы [25] попытались определить степень термической неравновесности пароводяного потока, измеряя температуру пара в дисперсном потоке с помощью термопарного зонда с инерционной сепарацией фаз. Такой зонд представляет собой несколько (обычно 2-3) капилляров, вставленных с некоторым зазором друг в друга. Во внутреннем капилляре размещается термопара. Поскольку зонд устанавливается перпендикулярно направлению движения потока, большая часть капель пролетает мимо заборного отверстия зонда. Влага, осаждающаяся на наружном капилляре, отсасывается через внешний зазор. Остальные зазоры служат, в основном, для термостатировапия термопары. Суть работы с зондом состоит в подборе таких расходов через зазоры, чтобы ка термопару попадал только пар, температуру которого и зарегистрирует термопара. В [25] за истинную температуру пара принимали наибольшую температуру, зарегистрированную зондом в конкретном режиме течения двухфазной смеси, причем косвенным доказательством этого считалось снижение амплитуды пульсаций температуры при оптимальном подборе расходов через зазоры. Полученные данные позволили авторам [25] оценить величину истинного массового паросодержания потока, т.е. определить степень его термической неравновесности. Следует, однако, заметить, что поскольку нет полной уверенности в том, что зонд регистрировал истинную температуру пара, а не занижал её, полученные в [25] результаты нужно понимать как верхнюю оценку величины истинного паросодержания. Более подробно вопросы достоверности измерения температуры пара в дисперсном потоке будут обсуждены в следующей главе.
Замечания относительно измерения температуры пара в двухфазном потоке
Авторы [46], использовавшие усовершенствованную модификацию зонда с диаметром наружного капилляра 2,4 мм, оценили погрешность измерения температуры пара с учетом погрешности интерпретации выходного сигнала зонда в ±25С, отметив при этом возрастание погрешности интерпретации с увеличением частоты актов резкого охлаждения термопары каплями.
В заключение еще раз подчеркнем некоторые проблемы, связанные с измерением температуры перегретого пара в дисперсном потоке с помощью термопарных зондов. Механическая сепарация фаз неизбежно ведет к изменению структуры двухфазного потока и интенсивности тепло- и массообменных процессов между фазами в проточных частях сепараторов и, соответственно, к изменению термодинамического состояния ( в том числе и температуры) пара, попадающего после сепарации на датчик температуры. Другая серьезная проблема - изоляция термоприемника и пара, текущего в проточных частях сепаратора, от теплообмена со стенками последнего, имеющими, как правило, температуру, отличную от температуры пара. Кроме того, при интерпретации показаний термозонда за истинную температуру пара обычно принимают максимальное либо стабильное значение измеренной зондом температуры. Однако, первое в значительной мере определяется инерционностью зонда, а стабильность или малая амплитуда флуктуации регистрируемой зондом температуры может быть следствием целого ряда причин (смотри выше) и поэтому не является доказательством того, что зонд измеряет истинную температуру пара. Вышеперечисленные факторы существенно зависят от конструктивных особенностей зонда и режима течения двухфазного потока и трудно поддаются количественной оценке. Ввиду этого судить о том, насколько измеренная термозондом температура соответствует истинной температуре пара в интересующей точке двухфазного потока, достаточно сложно. Поэтому, полученные с помощью термозондов сведения о температуре пара в неравновесном двухфазном потоке носят скорее качественный, нежели количественный характер, и использовать их для разработки и верификации моделей термической неравновесности можно лишь с очень большой осторожностью.
Примеры анализа экспериментальных результатов В работе [46] с помощью термозонда с дифференциальным отсосом экспериментально исследовано продольное распределение перегрева пара при пленочном кипении воды, движущейся в вертикальной трубе при низких и умеренных давлениях и расходах, в условиях медленно продвигающегося фронта повторного смачивания. Полученные результаты (см. рис. 2.6) особенно примечательны в двух отношениях. Во-первых, сравнительно низкий перегрев пара на достаточно протяженном (-0,3 м) участке непосредственно за фронтом смачивания свидетельствует, по мнению авторов [46], о том, что в этой, примыкающей к фронту, «переходной» зоне происходит относительно высокая генерация пара. Но тогда совершенно непонятно, почему именно в этой зоне наблюдается интенсивный рост температуры стенки. Во-вторых, с удалением вниз по потоку от фронта смачивания (на расстояние AZ 0,6 м в данных опытах) темп возрастания перегрева пара вдоль рабочего участка (градиент изменения температуры пара) приближается к теоретической границе, рассчитанной для «замороженного» двухфазного потока. Хотя абсолютное значение измеренного перегрева пара остается ниже упомянутой теоретической границы, сам факт одинакового темпа изменения измеренного и расчетного перегрева пара означает, по мнению авторов [46], что в этой зоне скорость генерации пара становится очень низкой, приближаясь к нулю. Покажем, что этот вывод не соответствует действительности.
Значки - эксперимент: светлые - перегрев стенки, темные - перегрев пара. Пунктир-расчет температуры пара по модели «замороженного» потока. Поскольку опыты [46] проводились с соблюдением условия квазистационарности термических условий ниже по потоку от фронта смачивания, запишем стационарное уравнение энергии для этой зоны в виде: (2.1) где D — диаметр трубы, q - тепловой поток от стенки трубы, Q!lcn - тепло, пошедшее па испарение. Первый член в левой части уравнения (2,1) обозначает тепло, пошедшее па перегрев имевшегося пара, а второй - тепло, пошедшее на перегрев вновь образовавшегося
счетной практике.
Динамический унос жидкости с поверхности пристенной пленки
Дисперсно-кольцевой поток является одним из наиболее часто встречающихся в элементах энергетического оборудования режимов течения двухфазных смесей. Для пего, как и для всякого режима с раздельным течением фаз, характерно наличие массообмсна между пристенной пленкой жидкости и ядром потока. Знание составляющих этого процесса необходимо для расчета теплогидравлических характеристик парогенерирующих каналов. В частности, для предсказания условий наступления кризиса теплоотдачи н расчета теплообмена в закризисной области требуется знать интенсивность уноса и осаждения влаги, расход жидкости в пленке, размеры и концентрацию капель в ядре потока. Однако, надежных рекомендаций для расчета этих характеристик в настоящее время нет, а степень обобщения имеющихся экспериментальных данных, особенно для пароводяных потоков, оставляет желать лучшего. Такое положение дел объясняется, в первую очередь, нехваткой систематических данных, полученных в широком диапазоне изменения геометрических и режимных параметров, физических свойств пара (газа) и жидкости, а также отсутствием единого подхода к описанию различных, по взаимосвязанных сторон процесса массообмсна в дисперсно-кольцевом потоке. Поясним сказанное на примере работ последних лет, касающихся определения расхода жидкости в пленке, интенсивности уноса и размера капель.
Автор работы [117] обобщил собственные экспериментальные данные по расходу жидкости в пленке с точностью ±20%, однако полученное им соотношение не учитывает влияния диаметра канала, и уже поэтому не может быть рекомендовано для практических расчетов. Это и подтвердило выполненное авторами работы [118] сопоставление расчетов по соотношению из [117] с экспериментальными данными других авторов: среднеквадратичное отклонение составило 42%. Почти такую же погрешность (37%) имеет и соотношение, предложенное авторами [118], однако причина этого здесь кроется, по-видимому, в двойном учете диаметра канала и некоторых физических свойств жидкости и пара. При использовании стандартной процедуры метода наименьших квадратов это могло привести из-за наличия сильной связи между параметрами обобщения к плохо обусловленной матрице коэффициентов, определяемой экспериментальными данными, и соответственно, к ненадежности коэффициентов и показателей степеней в обобщающем соотношении.
Эмпирическое соотношение работы [119] с точностью ±20% обобщает, по оценке автора этой работы, не только опытные данные самого автора по интенсивности динамического уноса жидкости с поверхности пристенной пленки в воздушно-водяном потоке, но и данные работы [121] для пароводяной смеси. Однако, два обстоятельства заставляют усомниться в надежности предложенной в [119] корреляции. Во-первых, она содержит диаметр трубы в степени 0,1, что противоречит экспериментальным данным и выводам самого автора работы [119] о сильном влиянии диаметра капала на интенсивность # динамического уноса. Кроме того, данные СВ. Нетунаева [119,120] качественно отличаются от данных В.И. Рачкова [121], а именно: у последнего интенсивность динамического уноса линейно растет с ростом плотности орошения во всем диапазоне изменения последней, в то время как у первого - только при относительно больших плотностях орошения. Возможная причина этого расхождения - различия в методиках проведения и обработки опытов.
Основной массив данных по размерам капель в дисперсно-кольцевых потоках, как и при исследовании интенсивности уноса, получен на газо- и парожидкостных смесях в узком диапазоне изменения геометрических и режимных параметров. В частности, большинство данных по размерам капель получено на воздушно-водяных смесях при давлениях 0,1...0,4 МПа, т.е. при практически неизменных физевойствах. Это обстоятельство в значительной мере снижает практическую ценность предложенных эмпирических корреляций, особенно в применении к пароводяным потокам высокого давления. Для примера укажем, что соотношение Кумо [ПО] для среднего диаметра капель базируется на данных, полученных при течении кипящего фреона-12 в канале одного размера и с фиксированной массовой скоростью, а соотношения из работ [114,122,124,126] - на данных, полученных при давлениях, близких к атмосферному. Попытки теоретического анализа механизма уноса и учета взаимосвязанности различных характеристик дисперсно-кольцевого потока содержатся в работах [114,122,125,126]. Особенно показательны в этом отношении работы Исии [125,126], где делается попытка в единых критериях обобщить данные по уносу, размерам капель и коэффициентам сопротивления для такого потока. Хотя предложенные им эмпирические корреляции пока еще далеки от совершенства (основаны па данных для узкого диапазона изменения параметров и имеют невысокую точность), однако сам подход, несомненно, привлекателен,
В настоящей работе в развитие этой идеи показана возможность обобщения в широком диапазоне изменения режимных и геометрических параметров имеющихся экспериментальных данных по расходам жидкости в пленке, интенсивности динамического уноса и размерам капель в ядре дисперсно-кольцевого потока на основе модели уноса,
Модель динамического уноса
Как уже упоминалось выше, различные характеристики дисперсно-кольцевого потока тесно связаны между собой и взаимообусловлены. В самом деле, расход жидкости в пристенной пленке в значительном мере определяется интенсивностью уноса влаги. В свою очередь количество сорванной с пленки жидкости определяет размер и концентрацию капель в ядре потока. Именно при срыве жидкости с гребней волн, как показано в [126], формируется спектр размеров капель. Таким образом, фундаментальным процессом, определяющим основные характеристики влагообмена в адиабатных дисперсно-кольцевых потоках, является динамический унос жидкости с поверхности пленки, а параметры, описывающие этот процесс, суть фундаментальные параметры обобщения данных по вышеупомянутым характеристикам. Поэтому отправной пункт настоящего исследования -анализ механизма динамического уноса.
Многочисленные экспериментальные исследования показали [127,128], что характерной особенностью кольцевых и дисперсно-кольцевых двухфазных потоков является волновой характер течения пристенной пленки, на которой под воздействием потока газа (пара) возникают как мелкомасштабные (рябь), так и движущиеся с гораздо большей скоростью крупномасштабные волны возмущения {роликовые, или катящиеся волны). Именно с гребней последних происходит срыв и унос в ядро потока капель жидкости [121,127,129], а началу этого процесса соответствует появление на пленке воли возмущения большой амплитуды. Этот факт и положен в основу теоретического анализа процесса динамического уноса [114,125,126,130].
Измерительная и регистрирующая аппаратура
Нормальная эксплуатация стенда обеспечивается приборами теплотехнического контроля всех параметров в контуре: расхода, давления, температуры воды, пара и стенки рабочего участка. Расход воды контролируется с помощью штатного расходомерного комплекта, состоящего из дроссельной расходомерной шайбы, дифманометра и вторичных приборов типа ЭПВИ-14 и ЭИВ-2. Давление - с помощью образцового пружинного манометра типа МО класса 0,4, Температура теплоносителя на входе и выходе из рабочих участков контролируется по показаниям платиновых термометров сопротивления типа ТСП-713 или ТСП-864С в комплекте с одноточечными самопишущими мостами тина ЭМП-209 класса 0,5, Для визуального контроля температуры стенки рабочего участка используются приваренные на его выходном конце хромель-алюмелевые термопары с диаметром термоэлектродов 0,5 мм, выведенные на электронные потенциометры типа ЭПП-09. Температура дистиллята на входе и выходе из холодильников, температура на всасе насоса, а также температура технической воды на выходе из холодильников измеряется платиновыми термометрами сопротивления ТСП-713 в комплекте с автоматическим электронным мостом ЭМВ-2-218. Давление в контуре на всасе насоса измеряется котловым манометром МГН-250 Х400.
Более подробно остановимся на приборах и датчиках, предназначенных для контроля режима на рабочем участке. В экспериментах измеряются следующие параметры: Температура теплоносителя на входе и выходе из рабочих участков измеряется хромель-алюмелевыми термопарами в стальных капиллярах диаметром 3 мм, установленными в смесителях, выравнивающих температуру потока по сечению. Температура стенки рабочих участков измеряется хромель-алюмелевыми термопарами, с диаметром термоэлектродов 0,3 и 0,5 мм, приваренными контактной сваркой к поверхности участков с шагом 50 и 100 мм. Давление на выходе из рабочих участков замеряется датчиком давления типа МПЭ-3 класса 1 с пределами измерения 0...25 МПа, а при низких давлениях -преобразователями разности давлений типа Сапфир-22ДД класса 0,5 с пределами измерений 0,1; 1,0; 2,5 МПа. Перепад давления на рабочих участках измеряется преобразователями разности давлений типа Сапфир-22ДД класса 0,5 с пределами измерений 0,1; 1,0; и 2,5 МПа. Расход воды через рабочий участок измеряется расходомерным комплектом класса 1,5, состоящим из суживающего устройства и преобразователя разности давлений типа Сапфир-22ДЦ с блоком извлечения корня БИК-1. Соответствие показаний расходомерного комплекта определенному расходу устанавливается в опытах на тарировочном стенде. Температура воды у диафрагмы измеряется платиновыми термометрами сопротивления типа ТСП-713 в комплекте с автоматическим электронным мостом типа МСР1-01. Эта температура необходима для введения поправки на температуру при определении расхода. Электрическая мощность, выделяемая на рабочем участке, определяется с помощью преобразователя мощности П022 класса 1,5 по падению напряжения и силе тока, проходящего через рабочий участок. Замеры тока на рабочем участке производятся по показаниям амперметров типа Э-59 класса 0,5 , включенных через трансформаторы тока типа ТНШ класса 0,5, а также с помощью преобразователя тока Е824НП класса 0,5. Замеры напряжения на рабочем участке производятся по показаниям вольтметров типа Э-59 класса 0,5 с диапазонами измерения 7,5...60 вольт.
Для автоматической регистрации всех параметров стенд ЭВ ГУС оснащен системой обегающего контроля (СОК) на 100 точек со скоростью обегания 2 точки в секунду. Система работает па базе цифрового вольтметра Ф-30 (либо Щ68000) в комплекте с цифройечатающим устройством МП-16 и позволяет производить измерения с суммарной погрешностью не хуже 0,5%. Позднее она была заменена системой сбора информации, состоящей из мультиплексора КАМАК 752 класса 0,5 с быстродействием менее 3 мке и аналого-цифрового преобразователя типа 712 класса 0,1 со временем конверсии менее 24 мке и диапазоном анализируемых сигаалов 0,16... 10В, установленных в КРЕЙТ КАМАК и связанных с последним и между собой ЭВМ ИВК-20 и PC/AT. Для управления работой ЭВМ и блоками КАМАК, сбором и преобразованием информации была разработана специальная программа, позволявшая проводить измерения с заданной частотой опроса датчиков и при необходимости автоматически изменять её в процессе опроса по скорости изменения сигнала конкретного датчика. Данная система сбора информации позволяла производить измерения с частотой опроса датчиков до 2 кГц и суммарной погрешностью не хуже 0,5%.
В стационарных опытах показания всех датчиков регистрировались на диске ЭВМ системой сбора информации обычно с частотой опроса 3 измерения в секунду. Оперативная информация, необходимая для поддержания требуемых в опыте параметров, отображалась на дисплее пульта управления стендом. Для контроля стабильности параметров в опыте на диске ЭВМ регистрировалось 2...4 цикла опроса.
Экспериментальные участки для исследования кризиса теплоотдачи и закрнзисного теплообмена при стационарном кипении воды и пароводяной смеси в условиях вынужденного подъемного движения в вертикально расположенных каналах представляли собой стальные круглые трубы с внутренним диаметром от S до 17,8 мм и длиной от 1,77 до 10 м. Более подробно геометрия и оснащение рабочих участков описаны в соответствующих разделах ниже.
Рабочий участок устанавливался па стенде вертикально. Верхней своей частью он крепился в токоподводящем узле, зафиксированном на неподвижной электрически изолированной от основного контура плите. Нижний токоподводящий узел крепился на облегченной плите, способной скользить в вертикальном направлении при температурных изменениях длины рабочего участка. Нижним своим концом через узлы для измерения входной температуры экспериментальный канал соединялся со змеевиковым компенсатором удлинения. Расстояние между токоподводящими узлами менялось в зависимости от длины рабочего участка. Обогрев рабочего участка осуществлялся непосредственным пропусканием по нему переменного тока промышленной частоты. Для электропитания рабочего участка использовались силовые трансформаторы ОСУ 100/0.5 с автотрансформаторами АТМКТ-250. Для снижения тепловых потерь экспериментальные участки обматывались асбестовым шнуром.