Содержание к диссертации
Введение
1. Анализ выполненных работ по гидравлическому сопротивлению и температурному режиму гори зонтальных и слабонаклонных парогенерирующих труб 10
1.1. Гидравлическое сопротивление при течении двухфазного потока в обогреваемых и необо-греваемых каналах 10
1.2. Пульсации температуры стенки в различных зонах парогенерирующего канала 17
2. Физическая модель гидравлического сопротивления при пузырьковом режиме кипения воды в обогреваемых каналах 24
3. Экспериментальное исследование теплогидравли-ческих характеристик в горизонтальных трубах .. 38
3.1. Описание экспериментального стенда 38
3.2. Методика измерения основных режимных параметров 41
3.3. Методика обработки экспериментальных данных 45
3.4. Обоснование методики определения истинного паросодержания 49
3.5. Обработка экспериментальных данных по гидравлическому сопротивлению на ЭВМ 55
4. Анализ и обобщение экспериментальных данных 60
4.1. Гидравлическое сопротивление при течении пароводяного потока в горизонтальном и слабонаклонном необогреваемом канале 60
4.2. Гидравлическое сопротивление при течении пароводяного потока в горизонтальном и слабонаклонном обогреваемом канале 72
4.3. Температурный режим горизонтальных и слабонаклонных парогенериругащих труб 89
4.4. Анализ погрешностей определения основных экспериментальных и расчетных величин 117
5. Выводы 129
Список использованных источников
- Пульсации температуры стенки в различных зонах парогенерирующего канала
- Методика измерения основных режимных параметров
- Обоснование методики определения истинного паросодержания
- Гидравлическое сопротивление при течении пароводяного потока в горизонтальном и слабонаклонном обогреваемом канале
Введение к работе
В решениях ХХУІ съезда КПСС поставлена задача дальнейшего развития теплоэнергетики и повышения качества и надежности работы энергетического оборудования /I/. Надежность работы теплоэнергетических установок и особенно парогенерирующих систем в большой степени зависит от организации процессов генерации пара и теплогидравлических условий течения рабочей среды в парогенерирующих каналах.
Процессы генерации пара отличаются большой сложностью, так как они представляют собой комплекс процессов гидродинамики, теплообмена и массообмена воды, пара и примесей, находящихся в рабочей среде, причем, каждая из этих проблем сама по себе является сложной.
В настоящее время имеется достатрчно большое количество работ, посвященных процессам генерации пара на погруженной поверхности и в парогенерирующих каналах. Однако, большинство исследований по теплообмену и гидродинамике выполнялись на вертикальных трубах. Небольшое количество работ проводилось на горизонтальных трубах и совсем мало изучены эти аспекты в слабонаклонных и змеевиковых парогенерирующих каналах.
В последнее время созданы и проектируются парогенераторы с различным конструктивным исполнением паро-генерирующих поверхностей. Так например, созданный в Чехословакии парогенератор со слабонаклонными паро-генерирующими трубами поставлен на одной из петель установки БН-350. Прорабатываются варианты парогенераторов со змеевиковыми парогенерирующими трубами. В котлах-утилизаторах также используются горизонтальные и слабонаклонные трубы. В этой связи в последнее время уделяется большое внимание вопросам гидродинамики и теплообмена в каналах с различным расположением их в пространстве.
Дальнейшее развитие и совершенствование парогенераторов с естественной и многократной принудительной циркуляцией привело к необходимости более детального изучения процессов гидродинамики и теплообмена при течении двухфазного потока в области отрицательных и небольших положительных относительных энтальпий.
Большинство выполненных ранее исследований по гидравлическому сопротивлению относилось к случаю раздельного изучения равновесной и неравновесной областей течения пароводяного потока. Разбиение области исследования на область равновесного и неравновесного течения приводит к тому, что расчет гидравлического сопротивления по различным методикам представляется достаточно сложным, главным образом из-за трудности стыковки этих методик в точке начала равновесного течения.
Наиболее достоверные данные по гидравлическому сопротивлению могут быть получены путем моделирования (натурного или полунатурного) парогенерирующего контура однотрубной или многотрубной моделью.
Температурный режим парогенерирующих труб является одним из основных факторов, по которому оценивается надежность и работоспособность парогенераторов.
В основном температурный режим исследовался в вертикальных парогенерирующих трубах. Экспериментальные и теоретические работы, посвященные изучению теплообмена в горизонтальных и зме-евиковых каналах, малочисленны. Температурный режим слабонаклонных труб исследован в еще меньшей степени. Появление в последнее время различных конструктивных решений парогенераторов (в частности, с горизонтальным и наклонным расположением парогенерирующих труб) привело к необходимости проведения экспериментальных работ, связанных с изучением температурного режима парогенерирущих труб, различным образом ориентированных в пространстве.
Пульсации температуры стенки в различных зонах парогенерирующего канала
Причины возникновения колебаний температуры, их интенсивность и спектр различны по длине трубы и для каждой зоны теплообмена характерен свой температурный режим. Течение в канале можно подразделить на следующие зоны /29/: экономайзерная зона, зона поверхностного кипения, зона развитого (пузырькового) кипения, зона перехода к ухудшенному теплообмену (зона интенсивных пульсаций температур), зона ухудшенного теплообмена, зона перегрева.
В экономайзерной зоне температурные пульсации на стенке малы и определяются в основном пульсациями со стороны теплоносителя, а также турбулентными пульсациями в потоке воды.
В зонах поверхностного и пузырькового кипения пульсации температуры обусловлены случайным характером образования пузырьков и пленок пара на обогреваемых поверхностях /30,31/. Интенсивность пульсаций в этих зонах также незначительна. Частота пульсаций различна, но не менее 0,3 Гц.
В зоне ухудшенного теплообмена пристенная часть пара сильно перегревается, а в ядре по-прежнему имеются капли воды. В результате даже при балансовом паросодержании выше 1,0 паровой поток не является равновесным. В работе /32/ обнаружено, что капли жидкости могут существовать в потоке перегретого пара фреона-12 до балансового паросодержания ОС = 2,0. В результате поток в зонах ухудшенного теплообмена и перегрева является неравновесным и содержит капли влаги. Количественные исследования неравновесного потока проведены в работах /32-35/. В /33/ при массовой скорости порядка 700 кгЛг С и ЗСВЫХ= 1э0-1»3 отмечены пульсации температуры, которые составляли около 5 К. При уменьшении массовой скорости до 350 КТ/УГ-С амплитуда пульсаций возрастала до 25-30 К. Частота пульсаций составляла 10 Гц.
Несмотря на то, что пульсации температуры стенки имеют место на всем протяжении парогенерирующего канала, наиболее опасной является зона перехода от пузырькового кипения к ухудшенному теплообмену, поскольку в этой зоне амплитуда термопульсаций максимальна. В работах /29,36-40/ исследовался механизм перехода к режиму с ухудшенной теплоотдачей в вертикальных трубах. В этих работах отмечается, что кризис второго рода (или ухудшение теплообмена) вызывается переходом от дисперсно-кольцевого режима к дисперсному, который сопровождается высыханием пленки жидкости на внутренней стенке трубы. Визуальное наблюдение высыхания пленки проводилось в работах /41-44/. Эти исследования показали, что граница перехода колеблется, в результате чего на некоторой длине стенка трубы омывается попеременно жидкостью и паром. Длина зоны перехода (зона термопульсаций) в вертикальных парогенерирующих каналах определялась в работах /45-46/. Отмечается, что длина зоны пульсаций зависит от параг-метров потока. Увеличение массовой скорости и теплового потока приводит к уменьшению протяженности зоны колебаний температуры стенки трубы. При подаче на вход пароводяной смеси протяженность зоны термопульсаций возрастает в 1,5-2 раза, что объясняется уменьшением гидродинамической устойчивости потока.
Режим ухудшенного теплообмена в горизонтальных и наклонных трубах аналогичен кризису в вертикальных трубах. Однако в результате действия гравитационных сил горизонтальный пароводяной поток имеет асимметричность. В зоне перехода к ухудшенному теплообмену температурные пульсации начинаются на верхней образующей трубы, в то время как на боковых и нижней образующей того же сечения трубы температурный режим соответствует режиму развитого кипения. Ниже по течению пароводяного потока режим термопульсаций будет охватывать боковые образующие трубы, пока не достигнет нижней. Поэтому зона термопульсаций в горизонтальных и наклонных трубах может быть значительно протяженнее, чем в вертикальных.
Рассмотрим основные работы, проведенные советскими и зарубежными исследователями по изучению кризиса теплообмена в горизонтальных и наклонных трубах. Роунсвейтт /47/ исследовал кипение внутри U -образного испарителя при 80 КВт/м2, Р 6,5 МПа, ОІт= 32 мм, = = 6,25 м, труба изогнута под углом 180 со средним радиусом гиба 63 мм. Гиб лежит в горизонтальной плоскости. Роунсвейтт наблюдал термопульсации и кризис на верхней образующей, причем коэффициент теплоотдачи на верхней образующей был в 30 раз меньше, чем на нижней. Это явление наблюдалось при относительной энтальпии потока, значительно более низкой, чем можно было бы ожидать по результатам эксперимента на вертикальных каналах. Роунсвейтт также отмечает, что кризис на верхней образующей можно избежать путем увеличения массовой скорости или в противоположность вертикальным трубам того же размера, путем увеличения относительной энтальпии.
Методика измерения основных режимных параметров
При проведении экспериментов на стенде измерялись следующие параметры: температура воды на входе в экспериментальный канал; температура потока на выходе из экспериментального канала; температура воды в расходомерной шайбе; температура наружной поверхности стенки на нижней и верхней образующей экспериментального канала; пульсации температур на верхней образующей экспериментального канала; расход жидкости в контуре; давление на входе и выходе из экспериментального канала; перепады давления на участках экспериментального канала; сила тока и падение напряжения на участках экспериментального канала. Схема измерений основных параметров представлена на рис. 3.2.
Температура потока на входе и выходе из эксперименталь ного канала, а также температура в расходомерной шайбе измерялась датчиками температуры потока (6, 7, 8). Датчик представляет собой хромель-алюмелевую термопару (диаметр термоэлектродов 0,2 мм), вмонтированную в капилляр из нержавеющей стали диаметром 0,5 мм. Капилляр вводился в поток через уплотняющий штуцер. В качестве вторичных приборов для измерения температур потока использовались аналого-цифровые преобразователи (4) типа Ф4833.
Температура наружной поверхности экспериментального канала измерялась в 18 сечениях на нижней и верхней образующей трубы хромель-алюмелевыми термопарами (10) с диаметром термоэлектродов 0,2 мм. Термопары приварены к трубе методом .контактной сварки. Данные о расположении термопар по длине экспериментального канала представлены в табл. 3.1.
Примечание. Установочные размеры термопар на втором и третьем участках аналогичны первому. Для сбора информации, поступающей от термопар, установленных на стенке канала, использована информационно-измерительная система (3). Информационно-измерительная система (ИИС) включает в себя коммутатор типа $799/1, аналого-цифровой преобразователь (АВД) типа 168000 и цифропечатающее устройство (ЦПУ) типа Щ68000К. ИИС позволяет "опрашивать" все термопары в однократном, многократном и адресном режимах. В последнем случае номер термопары устанавливается с пульта управления коммутатора. Максимальная частота переключения в однократном и многократном режимах составляет 10 Гц.
Давление на входе и выходе из экспериментального канала измерялось образцовым манометром (14) типа М0І00 класса точности 0,4.
Расход воды измерялся дифманометром (ІЗ) типа ДТ-50, соединенным с расходомерной шайбой (17). Расходомерная шайба была протарирована объемным методом непосредственно на рабочем месте.
Перепады давления на участках экспериментального канала измерялись дифманометрами (ІЗ) типа ДТ-50, заполненными ртутью или бромоформом. Отборники статического давления (12) выполнялись в виде кольцевых камер, которые сообщались с потоком четырьмя отверстиями диаметром 1,2 мм.
Тепловой поток определялся по измеренным значениям силы тока и напряжения, подводимого к каждому участку экспериментального канала. Сила тока измерялась амперметром (16) типа Э-59 класса точности 0,5, подключенного через трансформатор тока (5) типа УТТ-бМ класса точности 0,2. Напряжение измерялось вольтметром (15) типа Э-59 класса точности 0,5. На рис. 3.2 показана схема измерения силы тока и напряжения на подогревательном участке. Изменение этих параметров на участках экспериментального канала проводилось аналогично.
Тепло, переданное потоку, определялось по подведенной электрической мощности за вычетом потерь в окружающую среду.
Обоснование методики определения истинного паросодержания
В настоящей работе истинное объемное паросодержание определялось расчетным путем. Как показало сопоставление, приведенные в работе /68/, расчетные значения Р, вычисленные по методикам разных авторов, могут существенно отличаться. Поэтому обоснование расчетной методики определения истинного объемного паросодержания является одним из наиболее важных вопросов, решение которого, в свою очередь, позволит обосновать справедливость определения составляющих потерь гидравлического сопротивления на ускорение, нивелир и трение.
Сравнение экспериментальных данных /68-72/ по Р в равновесной области течения двухфазного потока при Р = 6,8 МПа и U/= 500-1000 кг/м2»с с расчетными методиками /27,28,67,73/ представлено на рис. 3.3, 3.4, 3.5. В работах /68-72/ все опытные точки получены методом jf -просвечивания. В /72/ истинное объемное паросодержание определялось методом отсечки.
Как видно из рис. 3.3-3.5 опытные данные разных авторов ложатся кучно и достаточно хорошо согласуются между собой. Кривая P—f(x) , вычисленная по методике /67/ при малых массовых скоростях проходит несколько ниже экспериментальных значений. Методика /28/ также дает занижение значения Р при Ш - 500-1000 кг/м»с. Из всех рассмотренных методик наилучшее совпадение с опытными данными дают зависимости /27,73/. Кривые, рассчитанные по методикам /27,73/ щт W = 500 кг/м .с практически совпадают, хотя при возрастании массовой скорости результаты, рассчитанные по /27/ ложатся несколько ниже /73/.
Расчетные значения по Ф , вычисленные по методикам /27, 73/ были также сравнены с экспериментальными данными /72/ при Р = 1,96 и 3,92 МПа; J = 300-4000 кг/м с; О = 0-580КВт/м2; о/ = 0,017 м. Результаты сравнения показали, что опытные вн данные /72/ и расчетные значения по методикам /27,73/ согласуются с точностью не ниже +10 %.
В настоящей работе для расчета истинного объемного паросодержания в равновесной области выбрана методика /73/. Зави
Сопоставление опытных и расчетных данных по истинному объемному паросодержанню при Р = 6,8 Ша тлоиг = 500 кг/м2-с (с/вн= 0,017 м) симость /73/ была впервые опубликована в /4/, а затем дополнена и расширена в работах /56,73/. Данная методика получена на основе анализа трехгрупповой структуры движения пузырьков пара в парогенерирующем канале.
Методика /73/ описывает изменение Ф только в равновесной области течения двухфазного потока, поэтому для выбора расчетной зависимости в области кипения с недогревом были взяты методики /27,28,67/. Причем, так как для описания равновесной области течения нами была выбрана методика /73/, то величина Фр в /67/ рассчитывается по /73/ при ОС = эс . Сопоставление опытных данных /74-76/ по истинному объемному паросодержанию в неравновесной области и расчета по методикам /27,28,67/ при Р = = 1,96-10,8 Ша; о = 580-980 КВт/м2 и$М= 1000 кг/м2-с представлено на рис. 3.6 и 3,7.
Как видно из сопоставления наиболее удовлетворительной методикой для расчета Ф в области неравновесного течения двухфазного потока является зависимость /67/.
Необходимо отметить, что все представленные методики относятся к вертикальным каналам. Однако, в настоящее время существует мнение, что эти зависимости могут также быть использованы и для горизонтальных каналов. Для расчета Ф в наклонных трубах нам известна только одна методика /67/, в которой вводится поправка для учета влияний угла наклона на коэффициент скольжения в равновесной области течения двухфазного потока. Однако, как уже отмечалось, методика /67/ является пока единственной работой, связанной с определением Ф в наклонных каналах. Кроме того, она учитывает влияние угла наклона только в равновесной области течения. Поэтому, в первом приближении, для расчета Ф будем использовать методики, полученные для вертикальных парогенерирующих труб.
Экспериментальное исследование гидравлического сопротивления проводилось на стенде, описанном;в разделе 3.1, в следующем диапазоне изменения режимных параметров: давление в контуре Р = 1,0 5,0 МПа; массовая скорость jit/ = 500-1500 кгД «с; относительная энтальпия ос = 0-0,3; истинное объемное паросодер-жание Р = 0-0,95. Угол наклона экспериментального канала устанавливался равным 0 и 10 к горизонту. Опытный канал - труба w= 0,0168 м длиной I м. tin
Опытные и расчетные данные по гидравлическому сопротивлению при течении пароводяного потока в необогреваемом канале помещены в приложение в табл. П.І.І. Экспериментальные данные обрабатывались в виде зависимости R0=f(x) или R0=f(4 )t (4.1) где Я0= ДРр0/лРо . (4 2) R - относительное сопротивление трения при течении пароводяного потока в необогреваемом канале; Перепад давлениялPQ рассчитывался по формуле Дарси для воды на линии насыщения. Коэффициент гидравлического сопротивления f =/0?е ) , где Re =$diH/ju .
Расчет f проводился по формуле Филоненко. Сравнение расчетных зависимостей /6,8,16,18/ с полученными экспериментальными данными при Р = 3,0-5,0 Ша и % W = = 1000 кг/иг с представлено на рис. 4.1
Анализ приведенного сравнения показывает, что все рассмотренные зависимости не описывают полученных нами опытных данных. В этой связи появилась необходимость в аппроксимации экспериментальных данных другой зависимостью.
Результаты экспериментов по гидравлическому сопротивлению при течении пароводяного потока в необогреваемом горизонтальном и наклонном каналах при Р = 1,0-5,0 МПа и ОЫ = 500-1500 о кг/м с представлены на рис. 4.2-4.4. Из графиков видно, что при обработке опытных данных в виде зависимости R0 f(x) (рис. 4.2) экспериментальные точки существенно расслаиваются по давлению и массовой скорости, причем, уменьшение давления и массовой скорости приводит к возрастанию относительного сопротивления R 0.
При обработке опытных данных в виде функции R 0 / ) опытные точки, полученные при разных массовых скоростях, практически укладываются на одну кривую (рис. 4.3-4.4). Влияние давления на R имеет такой же характер, как и в случае обработки в виде R = / (X). Таким образом, обработка экспериментальных данных по гидравлическому сопротивлению в виде функции R 0=/( ) более предпочтительна, так как в этом случае в конечный вид аппроксимирующей зависимости будут входить только два аргумента: давление и истинное объемное паросодержание 9 . Влияние QIU на R учитывается величиной Р .
В ранее опубликованной работе /78/ была получена формула вида R 0=f(lRfQlA/9 Р)« Однако, как показали дальнейшие исследования, неучёт влияния массовой скорости не оказывает существенного влияния на точность формулы.
Гидравлическое сопротивление при течении пароводяного потока в горизонтальном и слабонаклонном обогреваемом канале
Эксперименты проводились в следующем диапазоне режимных параметров: давление Р = 3,0-5,0 МПа; тепловой потоке = 400--600 КВт/м ; массовая скорость QU/ = 500-1500 кг/лг.с; относительная энтальпия ОС = (-0,1) - 0,4; истинное объемное паросо-держание Р = 0 - 0,95; опытный канал - труба с/вн= 0,0168 м; обогреваемая длина опытного канала 0,88 м.
Опытные и расчетные данные по гидравлическому сопротивлению при течении пароводяного потока в горизонтальном и слабонаклонном обогреваемом канале приведены в приложении в табл.П.1.2--П.І.З.
Полученные экспериментальные данные были сопоставлены с расчетом по формуле (2.36). Анализ сравнения показал, что коэффициент "с" зависимости (2.38) в диапазоне Р = 3,0-5,0 МПа; q = 400-600 КВт/м2, Ч = 0-0,8 и Jf = 0, 10 зависит только от массовой скорости. Зависимость С fCf ) в указанном выше диапазоне режимных параметров можно рассчитать по формуле с = 044 (Ш))2 - 0064 ітт) + 004 (4-4)
Характер влияния массовой скорости на коэффициент и С " иллюстрирован на рис. 4.9
Сравнение опытных данных по дополнительному гидравлическому сопротивлению при течении пароводяного потока в обогреваемом канале с полученной во второй главе расчетной формулой (2.36) представлено на рис. 4.10 - 4.12 в виде зависимости R поп = f # Значение f? доп определялось по формуле
Как видно из рис. 4.10-4.12 совпадение опытных данных с расчетом по формуле (2.36) при Р = 3,0-5,0 МПа; JUr = 500--1500 кг/м с; о = 400-600 КВт/м2; = 0 и 10 удовлетворительное.
Для анализа влияния истинного объемного паросодержания на дР оп на рис. 4.13 представлена зависимость дР == / СР). Здесь же приводятся графики АР (Ч ) И ДР ( Р), рассчитанные по зависимостям (2.2), (4.3) и (2,36) для Р = 5,0 МПа; W= Ю00 кг/м2-с; = 400 КВт/м2 и у= 0.
Из рис. 4.13 видно, что при небольших значениях Р (что соответствует неравновесной области течения пароводяного потока) дРдсш в03Растает. ЧРИ дальнейшем увеличении Р величина дР , достигнув максимума, начинает падать и при ftt0,8 практически становится равной нулю.
Увеличение Р приводит к возрастанию скорости смеси и уменьшению отрывного диаметра паровых пузырьков на рассматриваемом участке. Характер изменения Ъ(/ и с/0 в зависимости от Р показан на рис. 4.14.
Как видно из рис. 4.14, в области c/Q II0 D темп роста WCM меньше, чем темп уменьшения or . Так как показатели степени при t CM и c/Q в зависимости (2.36) одинаковы, то с увеличением Ф при неизменных других параметрах величина д Р„оп должна монотонно уменьшаться. Однако, в неравновесной области течения пароводяного потока по мере увеличения Р происходит Влияние истинного объемного паросодержания на потери давления на трение в обогреваемом и необогреваемом каналах при Р=5,0 МПа,QU/ =1000 кг/м «с; О = 400 КВт/м2 и у= 0 возрастание доли тепла, идущего на парообразование о п, что в свою очередь, приводит $с увеличению количества активных центров парообразования. В результате этого в неравновесной области дР возрастает при увеличении Р (см.рис.4.10-4.12), хотя отрывные диаметры пузырьков продолжают уменьшаться.
В равновесной области течения пароводяного потока о = = Cons4 . Поэтому величина АРЛОП» достигнув максимума на границе равновесной области, начинает уменьшаться.
В некоторых случаях, например при Р = 3,0 МПа и 5 1000 кг/м »с, лРд0П становится меньше нуля (см.рис.4.11--4.12). Другими словами, гидравлическое сопротивление трения в обогреваемом канале становится меньше, чем гидравлическое сопротивление на трение в необогреваемом канале при тех же параметрах пароводяного потока.
С точки зрения предложенной физической модели это явление можно объяснить тем, что при некоторой величине Р скорость пароводяного потока возрастает настолько, что происходит подавление пузырькового кипения. В этом случае диаметры паровых пузырей становятся соизмеримыми с величиной естественной шероховатости канала. Паровые образования на стенке "перекрывают" микровпадины, образующие шероховатость. При этом естественная шероховатость стенки канала уменьшается и гидравлическое сопротивление трения на этом участке становится меньше, чем гидравлическое сопротивление трения при течении пароводяного потока в необогреваемом канале.
С другой стороны такое уменьшение потерь давления на трение в обогреваемом канале можно объяснить тем, что паровые пузыри, сидящие на стенке, при достижении определенной величины могут играть роль волноломов и "гасить" волны на поверхности кольцевого слоя жидкости. Необходимо отметить, что аналогичное предположение было высказано Боришанским В.М. с сотрудниками /17/ при анализе влияния шероховатости труб на гидравлическое сопротивление.
На рис. 4.15-4.18 приведено сравнение зависимости ДРТТ)= = / ЄР) рассчитанной по формуле (2.2) с опытными данными при Р = 3,0-5,0 МПа; о = 400-600 КВт/м2; JU/ = 500-1500 кгДЛс и у = 0 и 10. Величина АР0 ЄР) в зависимости (2.2) рассчитывалась по (4.3) при ф = Ц) . Анализ рис. 4.15-4.18 показывает удовлетворительное совпадение опытных и расчетных величин.