Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1 Обзор исследований по гидродинамике входных устройств цилиндрических коллекторов теплообменных аппаратов тепловых электрических станций 11
1.1 Экспериментальные исследования течения теплоносителя в кожухотрубных теплообменниках теплоэнергетических установок тепловых электрических станций. 11
1.2 Исследование неравномерности потока в теплообменниках с входными камерами с центральным осесимметричным подводом тепловых электрических станций. 20
1.3 Гидравлические характеристики теплообменников тепловых электрических станций с несимметричным подводом теплоносителя . 24
1.4 Влияние гидравлической неравномерности на тепловые характеристики кожухотрубных теплообменников теплоэнергетических установок тепловых электрических станций. 27
1.5 Гидродинамика входных коллекторов теплообменников с внешним омыванием теплоэнергетических установок тепловых электрических станций
1.5.1 Конструкции раздающих коллекторных систем (РКС) теплообменников с центральным подводом и боковым отводом потока теплоэнергетических установок. 31
1.5.2 Конструкции раздающих коллекторных систем теплообменных аппаратов с боковым подводом и центральным отводом потока ядерных энергетических установок. 35
1.5.3 Конструкции раздающих коллекторных систем теплообменных аппаратов с торцевым подводом потока теплоэнергетических установок тепловых электрических станций 39
Выводы к Главе 1: 41
ГЛАВА 2. Методика экспериментального исследования модели входного цилиндрического коллектора теплообменного аппарата теплоэнергетических установок тепловых электрических станций . 44
2.1 Экспериментальная установка 44
2.2 Методика измерений полей скорости модели входного цилиндрического коллектора теплообменного аппарата 51
2.2.1 Система измерений 51
2.2.2 Оценка точности результатов 62
2.2.3 Система измерения скоростей на выходе из входного устройства 70
Выводы к Главе 2: 81
ГЛАВА 3. Экспериментальное исследование полей скорости модели входного цилиндрического коллектора теплообменного аппарата теплоэнергкетической установки тепловых электрических станций 82
3.1. Программа экспериментов 82
3.1.1. Исследование гидродинамических характеристик входной камеры 1 цилиндрического раздаточного коллектора . 84
3.1.2. Исследование гидродинамических характеристик входной камеры II цилиндрического раздаточного коллектора 95
Выводы к Главе 3: 117
ГЛАВА 4. Теоретическое обобщение результатов исследования гидравлики входных цилиндрических коллекторов теплообменных аппаратов теплоэнергетических установок 118
Выводы к Главе 4 132
Заключение 133
Список литературы 135
- Гидравлические характеристики теплообменников тепловых электрических станций с несимметричным подводом теплоносителя
- Методика измерений полей скорости модели входного цилиндрического коллектора теплообменного аппарата
- Исследование гидродинамических характеристик входной камеры 1 цилиндрического раздаточного коллектора
- Исследование гидродинамических характеристик входной камеры II цилиндрического раздаточного коллектора
Гидравлические характеристики теплообменников тепловых электрических станций с несимметричным подводом теплоносителя
Одной из важных задач при проектировании теплообменников является обеспечение равномерного распределения потока теплоносителя по трубному пучку. Во входных камерах сферической и цилиндрической форм с центральным расположением подводящего патрубка не обеспечиваются условия для равномерной раздачи потока по фронту трубной решетки. Это связано с тем, что свободная затопленная струя, выходящая из подводящего патрубка, в объёме входной камеры расширяется незначительно и только при подходе к фронту трубной решетки начинает растекаться радиально. Одним из способов, обеспечивающих равномерное растекание потока по фронту трубной решетки, является применение входных камер, в которых происходит полное расширение струи от сечения подводящего патрубка до сечения трубной решетки. В [35] предложена формула для оценки степени растекания струи Fс/Fр по фронту решетки в зависимости от коэффициента гидравлического сопротивления решетки , полученная в результате экспериментального исследования гидродинамики плоских решеток, применяемых для выравнивания поля скоростей теплоносителя в различных устройствах:
Авторами [24, 33] проведены экспериментальные исследования с целью получения равномерного распределения потока по трубной решетке при минимальных размерах входной камеры и подводящего патрубка. Исследовались модели входной камеры в виде короткого диффузора. Геометрические характеристики этих моделей приведены в табл.1.3, а на рис.1.4 приведены их конструктивные схемы. Модели 1 и 2 отличались углами раствора диффузора, а модель 3 была изготовлена с криволинейным профилем диффузора. Результаты исследования моделей входных камер в виде коротких диффузоров приведены на рис.1.5. Видно, что коэффициент гидравлической неравномерности для рассматриваемых входных камер слабо зависит от формы диффузора. Максимальные значения наблюдаются в центре трубной решетки; они практически не отличаются от значений, полученных при испытаниях цилиндрических камер без диффузора. Низкая гидравлическая эффективность входных камер данной конструкции является следствием большого угла раствора диффузора, при котором не обеспечивается плавное, безотрывное движение потока. Проведенные исследования подтвердили, что при отрыве струи от стенок диффузора параметры внутри замкнутого пространства входной камеры мало отличаются от параметров свободной затопленной струи и деформация её происходит только в непосредственной близости от поверхности трубной решетки.
Улучшение гидравлических характеристик входных камер требует введения таких устройств, которые обеспечивают предварительное расширение струи и выравнивание её скоростного поля до соударения с фронтом трубной решетки. Одним из вариантов обеспечивающим достаточно равномерную раздачу потока по фронту трубной решетки, является модель 4 с диффузором и пористым конусным рассекателем, устанавливаемым после входного патрубка. Пористый рассекатель представляет собой конус, диаметр основания которого на 20 % больше диаметра подводящего патрубка, а угол при вершине равен углу раствора диффузора входной камеры = 135 , с пористостью около 50%.
Распределение потока по трубной решетке модели 4 с пористым рассекателем(1) и без него (2). На рис.1.6 приведена зависимость (r/R) для модели 4.Для сравнения там же представлен характер распределения потока в аналогичной модели с цилиндрической входной камерой. Пористый рассекатель, установленный за входным патрубком снижает динамический напор струи в центре трубной решетки и одновременно направляет часть потока к периферии решетки, что позволяет получить практически равномерное распределение потока по трубному пучку при минимальных размерах подводящего патрубка и большом угле раскрытия диффузора.
Методика измерений полей скорости модели входного цилиндрического коллектора теплообменного аппарата
Большой сложностью отличаются гидродинамические процессы в межтрубном пространстве кожухотрубных теплообменников с продольным внешним обтеканием трубного пучка. Движение теплоносителя в таких теплообменниках не строго продольное, так как поток теплоносителя при входе в каналы межтрубного пространства и при выходе из них поперечно омывает трубный пучок. Для межтрубных каналов сложного сечения с продольно-поперечным течением теплоносителя в ячейках трубного пучка основу расчетных методов определения гидродинамических характеристик, как правило, составляют результаты экспериментальных исследований.
В ФЭИ [25,29,46] и др. проведены систематические исследования гидродинамических характеристик продольно обтекаемых правильных решеток стержней, в том числе и каналов с пучками стержней плотной упаковки. Эти исследования дают сведения в частности о распределениях касательных напряжений на стенках ячеек и скоростей в каналах сложного поперечного сечения при турбулентном движении потока и позволяют рассчитать коэффициенты сопротивления трения в зависимости от относительного шага решетки и числа Рейнольдса.
Конструкции раздающих коллекторных систем (РКС) теплообменников с центральным подводом и боковым отводом потока теплоэнергетических установок.
На основании выполненных исследований предложены усовершенствованные конструкции раздающей коллекторной системы (РКС) с центральным подводом и боковым отводом потока. В общем случае РКС подобного типа ограничена трубной доской под пучок теплопередающих труб с центральной опускной трубой для подвода теплоносителя. Конструкции позволяют обеспечить оптимальную гидродинамику потока в РКС.
Для снижения гидравлического сопротивления проточной части РКС в [6] рекомендовано расположенный на днище коллектора распределитель потока выполнить в виде перфорированного усеченного конуса, ориентированного большим основанием в сторону теплопередающих труб, а его высоту выбрать равной 0,3 – 0,95 от высоты раздающего коллектора (рис.1.7 а). Кроме того, в данной конструкции РКС выходящий через отверстия в боковой стенке распределителя поток ликвидирует или существенно уменьшает размеры вихревых зон у его наружной поверхности. Проблема обеспечения заданных закономерностей распределения расходов теплоносителя, для которых характерны переменные по периметру трубного пучка величина и положение максимального расхода, решена в устройствах, рассмотренных в (1.7 б-1.7и). В указанных устройствах решение задачи достигнуто за счет изменения места и площади встречи струи с трубной доской, уменьшения средней скорости струи, которая возникает при расширении движущейся струи в спутном потоке. В [7] предложено на днище коллектора установить распределитель потока в виде усеченного конуса, у которого образующая боковой стенки имеет переменные по периметру длину и угол наклона (рис.1.7 б). В [51] рекомендовано высоту зазора между торцом центральной опускной трубы и внутренней поверхностью днища под ней выполнить переменными по периметру коллектора (рис. 1.7в). В этой конструкции возможно обеспечить различную толщину затопленной струи уже в центральной части коллектора. В [52] представлен коллектор с переменными по периметру шириной ступени на внутренней стенке корпуса и расстоянием от нее до трубной доски (рис. 1.7 г,д), а в [53] - коллектор со вставкой между трубной доской и днищем, у которой наружная поверхность выполнена эквидистантно внутренней поверхности корпуса, а толщина ее переменна по периметру коллектора (рис. 1.7е, 1.7ж). В обоих случаях принимали во внимание тот факт, что в цилиндрической коллекторной системе толщина движущейся вдоль днища струи уменьшается по мере удаления от центра коллектора к его периферии. Для увеличения массовых расходов в центральных теплопередающих трубах, расположенных у центральной опускной трубы, в [54] предложено из трубной решетки в раздающий коллектор выдвинуть трубы со срезанными торцами, ориентированными в сторону центральной опускной трубы, а вылет концов труб сделать переменным по периметру трубной решетки и возрастающим по ее радиусу (рис.1.7з). Суть решения состоит в том, что выдвинутые из трубной доски концы теплопередающих труб проходят через вихревые зоны, возникающие под трубной доской при резком повороте потока, и в них попадает поток, непосредственно движущийся в струе вдоль днища. Для перераспределения расхода по периметру трубного пучка в относительно "мелких" РКС в [55] рекомендовано на днище коллектора установить распределитель в виде перфорированного усеченного конуса, ориентированного большим основанием в сторону труб, а шаг и диаметр отверстий боковой стенки выполнить идентичными по ее высоте и переменными по ее периметру (рис. 1.7и). Требуемое распределение расхода в трубном пучке достигают за счет изменения по периметру распределителя доли теплоносителя, выходящего из него через отверстия в боковой стенке.
Исследование гидродинамических характеристик входной камеры 1 цилиндрического раздаточного коллектора
Откуда угол отклонения потока равен примерно пяти градусам, что дает основание пренебречь влиянием скоса потока на измерение продольной скорости потока за счет неодномерности струи т. к. при П10о погрешность измерения пренебрежимо мала [67].
Из анализа ранее выполненных оценок точности измерений следует, что существенное влияние на точность оказывает величина абсолютной ошибки h при отсчете разности уровней жидкости в манометре, в особенности при малых значениях давлений (рис.2.8). Поэтому для измерений давления были применены наклонные жидкостные манометры, связанные с трубками Пито на гребенке, установленные на одном общем щите. С целью снижения ошибки при отсчете давлений производилась одновременная фотосъемка показаний всех манометров при каждом измерении. Отсчет показаний манометров производили с масштабных фотоснимков, на которых для каждого измерения были обозначены номер опыта и необходимые параметры.
Измерение давлений МПД производилось следующим образом. С помощью стопоров 10 (Рис.2.9) вертикального перемещения плоскости измерения приемника (торцы трубок Пито) гребенка креста фиксировалась на заданном расстоянии X от выхода. Затем, через каждые 100 поворота гребенки, отсчитываемых по шкале координатника поворота, снимались показания разности уровня жидкости на манометрах. Во время измерений каждая из 9-ти трубок Пито каждого из 4-х плеч гребенки описывала девятью точками на своем радиусе четверть окружности так, что общая картина измеренного распределения давлений имеет вид девяти концентрических окружностей, расположенных с шагом ri=10 мм из 36 точек давлений на каждой окружности (рис.2.11). На этом рисунке показано в качестве примера распределение измеренных давлений по радиусам r50, r70 и r90.По данным этих измерений произведено определение средней относительной погрешности по трем указанным радиусам плоскости измерений (рис.2.11).
Таким образом, анализируя погрешности измерения динамического давления с помощью МПД с учетом изложенных ранее требований видно, что суммарная относительная погрешность измерений не превышает полутора процентов. С учетом погрешностей, связанных с расчетом при обработке результатов вычислений следует ожидать, что суммарная относительная погрешность результата не превысит трех процентов. Убедительным показателем такого предположения может быть сопоставление измерений суммарного расхода, определенного с помощью измерительных шайб на дроссельных расходомерах восьми ветвей установки с расходом, рассчитанным по измеренному распределению давлений с помощью МПД.
Такое сопоставление было произведено для одного произвольно выбранного опыта. Значение перепадов давлений на дроссельных расходомерах в этом опыте и расчет расходов на входе и выходе из установки приводится в табл. 2.4.
Обработка среднего при определении расхода по измерениям многоточечного приемника производилась по кольцевым площадкам расчетной схемы, указанной на рис.2.11.
Как показывают результаты расчетов, расходы разнятся незначительно. Относительное отклонение расхода, вычисленного по измеренному распределению давлений на выходе из входного устройства и расхода, измеренного с помощью дроссельных расходомеров, составляет 1,4% , что хорошо согласуется с проведенным анализом погрешности измерения.
Производились также измерения полного и статического давления на входе в кольцевой канал входного устройства. Трубки отбора устанавливали на расстоянии 35 мм от поворота потока в кольцевую щель. Отсчет показаний производился с наклонного жидкостного манометра.
Погрешность измерения, оцененная по сопоставлению расхода на выходе из щели при открытой крышке (днище) и на входе в кольцевую щель составила величину менее трех процентов.
Таким образом, величина погрешности, определяемой разностью измеренного расхода потока и расхода вычисленного суммированием по полю скоростей, составляющей менее трех процентов, принималась допустимой при определении поля скоростей.
Исследование гидродинамических характеристик входной камеры II цилиндрического раздаточного коллектора
При решении дифференциальных уравнении, описывающих течение теплоносителя в круговом раздаточном коллекторе приходится задаваться значениями коэффициентов количества движения основного z и отделяющегося r потоков, величиной, радиальной составляющей скорости отделяющегося потока Ur , а также коэффициентом гидравлического сопротивления решетки коллектора p. Значения этих величин берут либо из расчетных [38,39,70], либо из экспериментальных [68,40,44] работ. Однако, в разных работах приводятся разные значения как по коэффициентам Буссинеска (0 r 400) [60], так и по величине Ur: в работе [39] Ur = 0, в работе [63] Ur = Vr . Сложный, характер течения потока в коллекторе затрудняет оценку величины p.
Таким образом, предложенные модели содержат ряд коэффициентов, которые могут быть найдены лишь экспериментально. Однако, на начальных стадиях проектирования теплообменников, когда производится выбор типа конструктивных элементов и определение их основных геометрических соотношений в раздаточном коллекторе необходимо знать величины этих коэффициентов.
В связи с этим представляют интерес аналитические зависимости для определения профиля расходов теплоносителя на выходе из решетки раздаточного коллектора, не содержащие вышеназванных коэффициентов, а учитывающие лишь геометрические параметры собственно коллектора, поэтому целью настоящего раздела работы является разработка методики перехода от дискретного оттока из решетки коллектора к непрерывному и построение математической модели, описывающей распределение расхода на выходе из коллектора как с непрерывным, так и с дискретным оттоком в виде аналитической зависимости [12, 13, 14, 18, 19, 21, 22, 83].
Модель создавалась путем обобщения результатов наших экспериментов, выполненных при широком варьировании геометрических и режимных параметров коллектора.
При построении модели были приняты во внимание факторы, входящие в решения уравнений гидравлики коллектора других авторов [29,38,81,41,45,69], а также результаты работы [37]. Рассматривается круговой раздаточный коллектор с треугольным расположением каналов в трубной решетке. Обозначим через D -диаметр коллектора, dK - диаметр канала, Pi,j - значения максимальных полных давлений на оси i -го канала с радиусом r i – /R, где i =1…М количество радиусов; n i - количество каналов, лежащих на радиусе i: j = 1…n i; r i - относительный радиус; - текущий радиус; R - радиус решетки.
При экспериментальных исследованиях замеры полного давления pi на выходе из решетки производились трубками Пито, установленными на срезе выходных отверстий каналов коллектора. Следовательно, манометры трубок Пито показывали давление потока Рgi в центре каналов. Тогда при нормальных условиях (T0 = 273,15К, P0 = 1,013 105Па) максимальную скорость в центре канала можно определить по формуле
Отметим, что шаг дискретизации радиуса не зависит от " " и "М". Это дает возможность определить шаг дискретизации в соответствии с решаемой задачей, т.е. разбивать радиус неравномерно, что создает определенное преимущество при аппроксимации экспериментальных значений Vi функцией V(z)
При расчете коллектора с непрерывным оттоком (с мелкоячеистыми сетками на выходе) динамические давления определялись как среднее арифметическое из замеренных значений, поэтому величина скорости, в верными и для коллектора с непрерывным оттоком при k = 1 в (4.3).
Таким образом, приведенная методика позволяет описать распределение скоростей на выходе из коллектора как с непрерывным, так и с дискретным оттоком теплоносителя, что в свою очередь, дает возможность построить математическую модель распределения расхода в коллекторах указанных типов [78, 79, 80]. Как показывают расчетные [47,38,39,70,29,69] и экспериментальные [68,44,34,37,80,74] данные, а также данные наших измерений, на выходную гидравлическую неравномерность расходов из решетки коллектора оказывают влияние следующие основные факторы: геометрические размеры камеры (Н и Д), коэффициент гидравлического сопротивления выходной решетки коллектора p, неравномерность выходного профиля скоростей, наличие вихреобразований в объеме камеры и др. Так как во все расчетные формулы оценки гидравлической неравномерности г входят относительная высота коллектора ( h=H/R ) и коэффициент гидравлического сопротивления решетки p , то при построении плана эксперимента необходимо рассмотреть именно эти два фактора. Таким образом, вид предполагаемой модели следующий:
Для определения уравнения регрессии была построена матрица полного факторного эксперимента согласно которой при двух факторах, варьируемых на трех уровнях, потребуется 3 3 =9 экспериментов. Экспериментальные данные взяты из материалов настоящей работы. Для инженерных расчетов желательно, чтобы модель (4.7) содержала минимум элементов p,S,, с другой стороны она должна как можно точнее описывать профиль скоростей на выходе из коллектора. Поэтому вид модели и ее параметры p,S, определялись методом МНК при пошаговой регрессии [30].