Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА I. Анализ результатов исследования вращающихся тепловых труб и применения их в системах охлаждения электрических машин L2
1.1. Применение вращающихся тепловых труб в электромашиностроении и анализ их конструкций 12
1.2. Исследование процессов теплообмена во вращающихся тепловых трубах. 19
1.2.1. Теплообмен в зоне конденсации 2L
1.2.2. Теплообмен в зоне испарения 36
1.3. Исследование гидродинамики течения теплоносителя во вращающихся тепловых трубах 42
1.4. Выводы по анализу состояния исследований в области вращающихся тепловых труб 45
1.5. Постановка задач исследования 47
ГЛАВА 2. Аналитическое исследование гидродинамики жидкости во вращающшся тепловой трубе 49
2.1. Исследование гидродинамики жидкости в горизонтальной вращающейся тепловой трубе С = 0) 49
2.2. Аналитическое решение задачи об увлечении тонкого слоя жидкости цилиндрической стенкой вращающейся тепловой трубы 67
2.3. Исследование влияния угла наклона вращающейся тепловой трубы на гидродинамику жидкости , 76
ГЛАВА 3. Аналитическое исследование процессов теплообмена во вращающихся тепловых трубах . 88
3.1. Теоретический анализ процессов теплообмена
при низких скоростях вращения 89
3.1.1. Теплообмен в зоне конденсации 89
3.1.2. Теплообмен в зоне нагрева 101
3.2. Теоретический анализ процессов теплообмена при высоких угловых скоростях вращения Юб
ГЛАВА 4. Экспериментальная установка и методика исследования процессов гидродинамики и теплообмена во вращающихся тепловых трубах . 115
4.1. Описание экспериментальной установки II5
4.2. Методика проведения экспериментального исследования 128
4.3. Анализ погрешности измерений в экспериментальном исследовании 133
ГЛАВА 5. Экспершуштальное исследование гидродинамики и теплообмена во вращающихся тепловых трубах . 110
5.1. Экспериментальное исследование границ
режимов течения и распределения теплоносителя
во вращающихся тепловых трубах,. 143
5.2. Влияние угловой скорости вращения на интенсивность процессов теплообмена в зонах испарения и конденсации . 154
5.3. Экспериментальное исследование закономерностей теплообмена в зоне нагрева 166
4 5.4 Обобщение экспериментальных данных по теплоотдаче в области низких угловых скоростей вращения 172.
5.5. Обобщение экспериментальных данных по теплоотдаче в области высоких угловых скоростей вращения 182
ГЛАВА 6. Разработка рекомендаций по расчету и изготовлению вращающихся тепловых труб для условий охлаждения электрических машин 189
6.1. Методика теплового расчета вращающихся тепловых труб 189
6.1.1. Методика поверочного расчета. 192
6.1.2. Методика конструкторского расчета 196
6.2. Технология опытно-промышленного произ водства вращающихся тепловых труб 201
6.3 Разработка специального оборудования для изготовления тепловых труб-валов электрических машин 205
Заключение 209
Литература.
- Теплообмен в зоне конденсации
- Исследование влияния угла наклона вращающейся тепловой трубы на гидродинамику жидкости
- Теоретический анализ процессов теплообмена при высоких угловых скоростях вращения
- Влияние угловой скорости вращения на интенсивность процессов теплообмена в зонах испарения и конденсации
Введение к работе
Повышение единичной мощности машин и оборудования при одновременном уменьшении их габаритов, металлоемкости, снижении стоимости на единицу конечного полезного эффекта является одной из основных задач технического прогресса в электротехнической промышленности, поставленной ХХУІ съездом КПСС, Особое внимание намечено уделить разработке и освоению выпуска электротехнического оборудования, имеющего более высокий коэффициент полезного действия, меньший удельный расход цветных металлов и других дорогостоящих материалов»
Успешное решение поставленной задачи тесно связано с оптимизацией тепловых режимов электрических машин и с интенсификацией отвода теплоты от теплонагруженных элементов, в том числе от вращающихся деталей. Как известно, отвод теплоты от вращающихся элементов оборудования связан с существенными затруднениями. Однако в ряде случаев наличие вращательного движения позволяет использовать высокоэффективные теплопередающие устройства-вращающиеся тепловые трубы (BIT).
Применение ВТТ для систем охлаждения элементов электрических машин позволяет повысить мощность в заданном габарите, коэффициент полезного действия, сэкономить электротехнические материалы, снизить себестоимость и т.д.
Экспериментальные испытания ВТТ с целью оценки возможности и эффективности их применения для охлаждения электродвигателей различных типов были проведены во Всесоюзном научно-исследовательском и проектно-технологическом институте электромашиностроения (г, Владимир) [і,3,12,13,15.,.17 и др.] и в Харьковском авиационном институте [19,38,50,90] . Экспериментальные и теоретические исследования различных конструкций ВТТ, в част-
8 ности труб с пористыми вставками и коаксиальных ВТТ, выполнены в Институте тепло- и массообмена имени Лыкова АН БССР [21,22, 24,52,88,49 и др.].
Однако выполненные исследования и полученные данные не позволяют считать данную проблему решенной. Недостаточно изучены гидродинамика теплоносителя и характер его распределения при изменении угловой скорости вращения, количества жидкости и ее физических свойств, угла наклона и размеров ВТТ. Малочисленны экспериментальные данные по теплообмену в области низких угловых скоростей. Отсутствуют обобщающие зависимости для определения интенсивности теплоотдачи при испарении и конденсации в зонах теплоподвода и теплоотвода. Это вызывает необходимость дальнейшего углубленного и комплексного исследования процессов гидродинамики и теплообмена в ВТТ. Важным для успешного внедрения новой системы охлаждения является разработка технологии изготовления ВТТ, отвечающей требованиям современного производства и обеспечивающей высокую надежность и долговечность тепловых труб.
В настоящей работе исследована цилиндрическая конструкция ВТТ со ступенчатым переходом от зоны конденсации к зоне испарения. Достоинствами такой конструкции являются относительно простая и доступная для промышленного производства технология изготовления и высокие теплопередающие характеристики.
На основании новых результатов исследования гидродинамики в гладкостенной горизонтальной и наклонной ВТТ описаны основные режимы течения теплоносителя, которые имеют место при различных соотношениях физических и режимных параметров процесса. Аналитически решена задача об увлечении тонкого слоя жидкости цилиндрической вращающейся стенкой и получена новая формула для оп-
5 ределения толщины увлекаемого слоя, учитывающая характерные условия ВТТ.
Проведен теоретический анализ процессов теплообмена при низких и высоких угловых скоростях вращения и получены дифференциальные уравнения, описывающие распределение толщины пленки теплоносителя по внутренней поверхности ВТТ.
В результате экспериментальных исследований процессов гидродинамики и теплообмена выявлено елиянйє угловой скорости вращения на характер течения жидкости и коэффициенты теплоотдачи в зонах нагрева и конденсации. На основе обработки экспериментальных данных получены уравнения подобия, обобщающие результаты исследования по интенсивности теплообмена в зонах нагрева и конденсации.
На основе проведенных исследований разработана методика расчета гладкостенных ВТТ. Приведены рекомендации по технологии изготовления ВТТ-валов электрических машин и описание специального оборудования для организации производства в опытно-промышленных условиях.
В диссертационной работе защищаются:
Экспериментально установленные границы режимов течения теплоносителя в горизонтальных ВТТ и аналитически полученное уравнение для определения толщины увлекаемого стенкой ВТТ тонкого слоя жидкости.
Установленная зависимость количества одновременно существующих режимов течения теплоносителя от угла наклона ВТТ.
Экспериментально и теоретически выявленные закономерности теплообмена в зонах нагрева и конденсации, а также обобщающие уравнения для определения интенсивности теплоотдачи.
Механизм гистерезиса термического сопротивления цилиндрической ВТТ со ступенчатым переходом от зоны конденсации к
10 зоне нагрева.
5, Методики поверочного и конструкторского расчетов ВТТ.
Результаты работы внедрены в виде методики расчета вращающихся тепловых труб для систем охлаждения теплонагруженных элементов электрических машин и рекомендаций по технологии их изготовления.
Материалы диссертационной работы изложены в следующих публикациях:
Хмелев Ю.А., Савченко А.С. Установки для изготовления и экспериментального исследования центробежных тепловых труб.- В кн.: Исследование процессов тепло- и массопереноса. Киев: Наукова думка, 1979, с. 136-142.
Жук С.К., Хмелев Ю.А. Экспериментальное исследование распределения температуры и интенсивности теплообмена в центробежных тепловых трубах-валах высокомоментных электродвигателей.-Промышленная теплотехника, 1980, т. 2, Л 3, с. 28-32.
Семена М.Г., Хмелев Ю.А. Исследование гидродинамики жидкости в гладкостенной вращающейся тепловой трубе. L- ШШ, 1982, т. 43, Л 5, с. 766-774.
Семена М.Г., Хмелев Ю.А. Исследование гидродинамики жидкости в гладкостенной вращающейся тепловой трубе. П.- ШВЕ, 1983, т. 44, $ I, с. 8-14.
А.с. 840623 (СССР). Устройство для заполнения сосудов дозированным количеством жидкости ДИ.Г.Семена, Ю.Е.Николаенко, Ю.А.Хмелев и др.- Опубл. в Б.И., 1981, $ 23.
Результаты диссертационной работы докладывались на: Всесоюзных конференциях "Вопросы применения тепловых трубив технике" г. Киев, 1979 г. и "Разработка и применение тепловых труб в технике" г.Киев, 1982г.; конференциях молодых ученых в Инсти-
туте технической теплофизики АН УССР г. Киев 1978 и 1982 г.г.; отчетных конференциях профессорско-преподавательского состава Киевского политехнического института 1979, 1980 и 1982 г.г.
Примечание Экспериментальные исследования проведены ві.і. Жуком С.К. и СаЕченко А.С, Вклад автора диссерта' цаи в совместные публикации оценен на заседании кафедры пароге-нераторостроения и инженерной теплофизики Киевского политехнического института и оформлен в выписке из протокола заседания кафедры. Автор выражает искренюю благодарность д.т.н. Семене М.Г. за научное руководство данной работой.
Теплообмен в зоне конденсации
Одной из первых работ по аналитическому исследованию процесса теплообмена в зоне конденсации ВТТ является работа [25] . Авторы, исходя из упрощенной модели процесса, получили аналитическое выражение для определения мощности теплового потока, передаваемого ВТТ с общей для всех зон конической поверхностью, а также провели сравнение с аналогичным параметром стационарной капиллярной ТТ идентичных размеров. При рассмотрении аналитической модели процесса конденсации были сделаны следующие допущения: потоки теплоты и массы рассматриваются как одномерные; плотность теплового потока по поверхности зоны конденсации постоянна; толщина слоя конденсата мала по сравнению с радиусом; продольный градиент давления в пограничном слое такой же, как в свободном потоке; течение слоя жидкости -ламинарное; толщина слоя конденсата в зоне конденсации постоянна. Было получено выражение для толщины слоя конденсата: из которого видно, что толщина слоя конденсата не зависит от продольной координаты J. зоны конденсации. Выражение (I.I) аналогично результатам, полученным в [26] и [27] , согласно которым толщина пленки конденсата на вращающемся конусе и диске постоянна по длине конденсатора и обратно пропорциональна корню квадратному из угловой скорости вращения. Формула (I.I), как и результаты [26] , справедливы для области, где толщина пограничного слоя постоянна. Они могут быть применимы только для зоны конденсации в виде неусеченного конуса с большим полуконусным углом [28] .
Наиболее общий теоретический анализ процесса конденсации для конической поверхности ВТТ и больших угловых скоростей вращения был выполнен в работах [28, 29] . В его основе положены общие принципы анализа Нуссельта, примененные для иных условий: а) движущей силой, обеспечивающей перемещение конденсата является осевая составляющая центробежной силы; б) конденсация происходит внутри вращающейся конической зоны конденсации ВТТ. При рассмотрении процесса в [28] были приняты допущения: I) конденсация пленочная; 2) режим течения ламинарный; 3) распределение температуры в пленке жидкости линейное; 4) осевой градиент давления в паре равен нулю; 5) свойства жидкости не зависят от температуры; 6) плотность жидкости во много раз больше скорости пара; 7) градиент скорости в радиальном направлении незначителен; 8) температура стенки в зоне конденсации постоянна по длине, Было получено выражение для локальной скорости конденсата: где ОС - продольная координата зоны конденсации, у - поперечная координата, /77 - массовая скорость конденсата, 1 % -скорости пара и конденсата при /= соответственно. Выражение для распределения толщины слоя конденсата представлено в виде: потока. С учетом того, что локальный тепловой поток Ця = кЛТ/8 ,т.е. теплота передается только теплопроводностью, уравнение (1.3) было записано в виде:
Это уравнение учитывает влияние локального теплового потока, угловую скорость вращения и разность между температурой насыщения и температурой стенки. Выражение для числа Nu было представлено в виде:
Графическая интерпретация уравнения (1.5) на рис. 1.3 позволяет судить о интенсивности теплообмена при различных скоростях вращения в зависимости от числа Ren Увеличение числа Ren при СО = const (увеличение скорости пара) приводит к уменьшению числа Nu (увеличение толщины слоя конденсата). В тоже время, при постоянном числе Ren , увеличение угловой скорости вращения вызывает повышение коэффициента теплоотдачи за счет уменьшения толщины слоя. Кроме того, число Nu стремится к нулю при очень высоких значениях числа /?6Я , когда скорость потока пара и создаваемая им сила трения становится значительными.
Исследование влияния силы трения пара о поверхность движущегося конденсата в [28] показало, что, хотя с увеличением передаваемого теплового потока сила трения увеличивается, но вследствие относительно большого поперечното сечения ВТТ она приобретает определяющее значение только при очень высоких значениях теплового потока.
В отличие от [28] в теоретической! решении задачи конденсации [29] было рассмотрено влияние не только трения на границе раздела фаз, но и падения давления пара в осевом направлении ВТТ. Кроме допущений, принятых в [28] , предполагалось также, что центробежное ускорение намного больше ускорения силы тяжести.
Исследование влияния угла наклона вращающейся тепловой трубы на гидродинамику жидкости
Формула (2.60) позволяет определить толщину увлекаемого слоя при постоянном значений глубины ручья. В условиях работы ВТТ глубина ручья уменьшается с увеличением угловой скорости вращения, так как с ее ростом возрастает толщина слоя вне ручья, а количество жидкости в трубе постоянно, т.е. величина h в (2.60) является функцией угловой скорости, а следовательно, и 5у Запишем соотношение, связывающее количество жидкости в кольцевом слое, вращающемся вместе со стенкой, и в ручье. Предположим при этом,учитывая небольшие значения 8у , что средняя толщина слоя вне ручья раЕна 8у . Тогда: где ср - половинный угол затопления.
Учитывая малые значения t 3 для ВТТ, заменим функцию sin2ij5 в (2.61) двумя членами разложения в ряд Тейлора и выразим величину h через угол if3 :
Таким образом, формула (2.64) дает возможность определить толщину слоя, увлекаемого внутренней поверхностью цилиндрической БТТ, как функцию угловой скорости вращения, геометрических размеров БТТ, физических свойств теплоносителя и его количества.
Как было показано в главе I, теплопередающая способность и другие характеристики БТТ существенно ЗЭЕИСЯТ ОТ ориентации в поле сил тяжести, что особенно заметно при относительно невысоких угловых скоростях ьращения.
При наклоне БТТ относительно горизонтального положения становится недостаточным рассмотрение движения жидкости только в произвольном поперечном сечении. Наклон БТТ усложняет гидродинамическую картину, следствием чего является зависимость характе 77 pa течения жидкости от продольной координаты.
Рассмотрим гидродинамику жидкости в ВТТ в диапазоне углов наклона продольной оси 0 j3 finp , где f - угол, при котором наступает осушение крайнего сечения зоны теплоподвода при малых значениях скорости Еращения (GU——0 ). Очевидно, что &пр определяется количеством теплоносителя в ВТТ и ее геометрическими размерами.
При f 0 и малых СО перераспределение жидкости вдоль продольной оси происходит в ручье. Если же угловая скорость достаточна для растекания жидкости по внутренней поверхности без образования1ручья, то перераспределение определяется соотношением осевой составляющей силы тяжести Од и перепада давления в слое жидкости, возникающего за счет продольного градиента толщины О . И в том, и другом случае в любом сечении средняя по периметру толщина слоя S S /2JLR ЯЕЛЯЄТСЯ функцией координаты X , где $л - площадь живого сечения жадности. Если е = 0 или ои-ч-оо, - то 8 = 8=const, Re6 = const, для u)=Ldem . При \fi 0 число Res , определяющее Еместе с числом Ггм режим течения, - функция 0( .
Определим 6 =/ (.х} для двух характерных случаев: а) малые значения CU , при которых в нижней части трубы существует ручей; б) большие угловые скорости, когда жидкость распределяется по всей внутренней поверхности»
При малых значениях вио) составляющая Qj 0 » и ПРИ заданных геометрии ВТТ и количестве жидкости V функция S -jQk) определяется только углом В . Это означает, что жидкость совершает движение в плоскости, перпендикулярной продольной оси трубы, и не движется вдоль оси, в том числе и в ручье.
Теоретический анализ процессов теплообмена при высоких угловых скоростях вращения
Рассмотрим процесс теплообмена при высокой угловой .скорости вращения трубы, когда теплоноситель распределяется кольцеобразным слоем по внутренней поверхности ВТТ. В этом случае отвод теплоносителя в зону нагрева осуществляется за счет его перемещения вдоль образующей трубы. Движение жидкости будет происходить в общем случае под действием перепада гидростатического давления в слое, а также составляющей силы тяжести при наклонном положении трубы» На рис» 3.5,а показаны силы, действующие на дифференциальный элемент слоя теплоносителя горизонтальной ВТТ в проекции на ось Оценим значение Лк1 . Используя формулу, полученную в [64] на основании преобразования уравнения Бернулли для концевого участка, при допущениях R»S и UOlR»Q , запишем выражение для толщины слоя конденсата 5К1
Вычисления по формуле (3.69) показывают, что для условий работы ВТТІ применяемых для охлаждения электромашин, практически ЕСЄГ-да выполняется неравенство Ам 0,6. (3.70)
Так для исследованных в данной работе конструкций при и) -50 рад/сек, Тн = 75, о» 5-Ю4 Вт/м2, Лкі в 0,019, Таким образом, решение уравнения (3.53) с граничным условием (3.60) справедливо, а интенсивность теплоотдачи в зоне конденсации определяется уравнениями (3.64) и (3.65).
Определим распределение толщины слоя теплоносителя в зоне нагрева. Интегрирование уравнения (3.54) с граничными условиями (3.58) дает: А=[2(4-ХУ+А4„] (3.71)
С точки зрения максимального уменьшения толщины слоя в зоне нагрева, т.е. увеличения интенсивности теплоотдачи, величина заполнения ВТТ должна быть такой, которая обеспечивает полное испарение пленки теплоносителя ( ЛИ1 = 0). В этом случае средняя толщина слоя жидкости в зоне нагрега и коэффициент теплоотдачи будут равны:
Однако в практических случаях, для обеспечения гарантированного смачивания всей поверхности нагрева, количество теплоносителя в ВТТ должно быть больше, чем необходимо для выполнения условия Поэтому в общем случае средний коэффициент теплоотдачи в зоне нагрева будет являться функцией величины заполнения.
С целью решения поставленных задач по исследованию процессов гидродинамики и теплообмена была спроектирована и изготовлена экспериментальная установка, позволяющая проводить исследования в широком диапазоне режимных параметров и геометрических размеров ВТТ экспериментальной установки (рис. 4.1 и 4.2) является сварная стальная рама 12, поворачивающаяся в осях 6 основания 14. На ней установлены передвижная каретка 19, система отвода теплоты 8, центрирующее устройство П. Измерительные приборы вынесены на приборную стойку и соединяются с датчиками, расположенными на экспериментальной установке, с помощью экранированного кабеля. Путем поворота рамы, фиксация положения которой осуществляется посредством зажимов 15 на боковых дисках 16, установка,позволяет изменять ориентацию продольной оси ВТТ.
На передвижной каретке, которая фиксируется на раме с помощью зажимов, установлены устройство крепления ВТТ 5, силовой токосъемник 4 для подвода напряжения к основному и охранному нагревателям, измерительный токосъемник I для передачи ЭДС термопар на вторичный прибор, датчик для измерения скорости вращения 18, приводной двигатель постоянного тока с многоступенчатой клиноременной передачей 17, позволяющий плавно изменять угловую скорость вращения в широком диапазоне. Датчик для измерения уг-ЛОЕОЙ скорости представляет собой оптическую систему, состоящую из лампы накаливания и фотодиода между которыми расположен диск с 60 отверстиями.
Система отвода теплоты выполнялась в двух вариантах для воздушного и безнапорного водяного охлаждения. В случае воздушного охлаждения она состоит из аэродинамической трубы разомкнутого типа и вентилятора. В проточную часть прямоугольного сечения помещался радиатор зоны конденсации, для измерения скорости и расхода охлаждающего воздуха во входном сопле 9 установлена дифференциальная трубка Пито 18. Вентилятор 13 приводится в движение двигателем постоянного тока, позволяющим плавно изменять скорость потока охлаждающего воздуха в диапазоне от 1,5 до
При отводе теплоты к охлаждающей воде зона конденсации помещается в разъемную рубашку, состоящую из двух частей (рис. 4.3). Внутри рубашки размещены пять равномерно расположенных по окружности продольных коллекторов I Швнут.- 10 мм), каждый из которых имел по двадцать трубок 3 ( ь = 5 мм, d =0,6 мм), через которые охлаждающая вода попадает на наружную поверхность зоны конденсации. Для исключения выброса капель воды из рубашки на концах зоны конденсации были установлены торцевые диски 4. Удаление охлаждающей воды осуществляется посредством воронки в нижней части рубашки. Температура охлаждающей воды регулировалась и поддерживалась с помощью термостата, в который помещался теплообменник. Расход воды регулировался с помощью системы ЕЄН-тилей.
Влияние угловой скорости вращения на интенсивность процессов теплообмена в зонах испарения и конденсации
Схема измерений представлена на рис. 4.6. Измерение температурного поля осуществлялось медь-константановыми термопарами, горячие спаи которых установлены в точках измерения на БТТ, а холодные размещены на вращающейся муфте I измерительного токосъемника 10. Далее ТЭДС термопар медными проводами передавалась через контактные кольца и щетки на переключатель II, с помощью которого производилось подключение соответствующей термопары к комплексу 12, состоящему из цифрового вольтметра (Щ68000) и циф-ропечатающего устройства (Щ68000К). Температура холодных спаев измерялась полупроводниковым терморезистором 2 (CT3-I8), установленным в теле вращающейся муфты измерительного токосъемника. Терморезистор:.включался через контактные кольца и щетки токосъемника в одно из плеч уравновешенного моста постоянного тока, в состав которого ЕХОДЯТ источник тока Е , реостат для установки рабочего тока Ri , магазин сопротивлений МСР-60 и дга образцовых манганиновых сопротивления R2 и R3 . Для повышения точности измерений номинал терморезистора был выбран значительно выше (3,3 кОм) величины контактного сопротивления пары кольцо-щетка, которое не превышало 0,3 Ом.
На переключатель II подведены также дифференциальные термопары для определения температурной разности между основным и охранным нагревателем и дифференциальные термопары, установленные на входе и выходе проточной части аэродинамической трубы для измерения перепада температуры потока охлаждающего воздуха.
Мощность, подаваемая на основной нагреватель, измерялась ваттметром ІЗ (Д 552). Регулировка напряжения на охранном на гревателе производилась по показаниям дифференциальных термопар. Разность между динамическим и статическим давлениями потока охлаждающего воздуха в сопле аэродинамической трубы измерялась дифференциальной трубкой Пито 6 и микроманометром 14 (ММН-240). для измерения угловой скорости вращения БТТ сигнал от фотодатчика 7 подавался на усилитель и формирователь прямоугольных импульсов 8, и затем поступал на частотомер 9 (43-57),
В случае водяного охлаждения зоны конденсации ВТТ температура охлаждающей воды регулировалась с помощью задатчика термостата и измерялась ртутным термометром. Контроль давления воздуха, поступающего из резервуара 15 на прижим щеток измерительно- го токосъемника, осуществлялся манометром 16.
Экспериментальные исследования проводились на ВТТ двух вариантов конструктивного исполнения. Один из них был предназначен для отвода теплоты потоком воз;щ.а, другой - для ЕОДЯНОГО охлаждения зоны конденсации. Оба варианта имели ступенчатый переход от зоны конденсации к зоне испарения. Геометрические характеристики зон теплообмена двух вариантов были различны.
Конструкция первого варианта ВТТ, зона конденсации которой охлаждалась потоком воздуха, показана на рис. 4.7,а. Цилиндрическая зона нагрева ( otH s 0,064 м, tH - 0,26 м) соединялась со сменными зонами конденсации ( dK - 0,058 м, к - 0,12 м) при помощи фланцев. Герметичность обеспечивалась фторопластовой прокладкой. Заправочный штенгель находился в торцевой стенке зоны конденсации.
Для заделки термопар и укладки термопарных проводов ВТТ имела систему кольцевых и продольных канавок. Схема установки термопар показана на рис. 4.7,6. В зонах нагрева и конденсации установлено по 12 термопар (по 3 шт. в четырех сечениях). Для измерения перепада между температурами стенки и пара в зоне нагрева использовались дифференциальные термопары, холодные спаи которых (26,р 27 , размещались в паровом пространстве, а горячие (26 , 27 ) - в стенке. В зоне конденсации установлены три дифференциальные термопары с горячими спаями (26t, 29t, 30t) в паровом пространстве и холодными (28 , 29х, 30 ) в стенке. Температура пара измерялась термопарой В 25,
Алюминиевый радиатор состоял из двух частей и стягивался винтами. ТЄПЛОЕОЙ контакт радиатора с наружной поверхностью зоны конденсации обеспечивался теплопроводной пастой КПТ-8,
Установка термопар производилась посредством контактной сварки. От места установки термопар провода укладывались на длину 35...40 мм по изотермической поверхности кольцевой канавки, а затем по продольным канавкам отводились к вращающейся муфте токосъемника»
Второй вариант BTT в отличие от первого являлся цельною-ченой конструкцией (рис. 4.8,а). Диаметры зон нагреЕа и конденсации соответственно составляли dH 81,7-КГ3м, dK- 74,1-Ю 3м, а их длины равны н- 0,180 м, к = 0,11 м. Торец зоны нагрева закрывался крышкой, которая герметизировалась фторопластовой прокладкой. В центре крышки впаивался медный заправочный штенгель. Схема установки термопар, которая показана на рис. 4.8,6, была аналогична схеме перього варианта.
