автореферат диссертации по энергетике, 05.14.03, диссертация на тему:Экспериментальное исследование теплогидравлических характеристик теплообменников с развитой внешней поверхностью в системах безопасности АЭС

9 15-5/455

На правах рукописи

ЛЫЧАКОВ Виталий Дмитриевич

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕПЛОГИДРАВЛИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК ТЕПЛООБМЕННИКОВ С РАЗВИТОЙ ВНЕШНЕЙ ПОВЕРХНОСТЬЮ В СИСТЕМАХ БЕЗОПАСНОСТИ АЭС

Специальность 05.14.03 -«Ядерные энергетические установки, включая проектирование, эксплуатацию и вывод из эксплуатации»

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Санкт-Петербург 2015

Работа выполнена в открытом акционерном обществе «Научно-производственное объединение по исследованию и проектированию энергетического оборудования им. И.И. Ползунова» (ОАО «НПО ЦКТИ»).

Официальные оппоненты: Мигров Юрий Андреевич, доктор технических наук,

Ведущая организация: АО «АТОМПРОЕКТ», г. Санкт-Петербург.

Защита диссертации состоится 30 октября 2015 года в 10 часов на заседании диссертационного совета Д 520.023.01 при ОАО "Научно-производственное объединение по исследованию и проектированию энергетического оборудования им. И.И. Ползунова" (ОАО "НПО ЦКТИ") по адресу: 191167, Санкт-Петербург, ул. Атаманская, д. 3/6.

С диссертацией можно ознакомиться в научно-технической библиотеке и на сайте www.ckti.ru ОАО «НПО ЦКТИ».

Автореферат разослан "Q9 " сентября 2015 г.

Отзыв на автореферат, заверенный печатью организации, просим направлять по адресу Диссертационного Совета ОАО "НПО ЦКТИ": 191167, Санкт-Петербург, ул. Атаманская, д. 3/6. Факс: (812)717-43-00 E-mail: peneral@ckti.ru

Научный руководитель:

доктор технических наук, профессор Валунов Борис Федорович

профессор, начальник отдела НИТИ им. А.П. Александрова;

Агафонова Наталия Дмитриевна, кандидат технических наук, доцент, ФГАОУ ВО СПбПУ Петра Великого, доцент кафедры реакторных и котельных установок

Ученый секретарь диссертационного совета, кандидат технических наук

В.М. Ляпунов

3 . >потока

Общая характеристика работы

Основным доказательством безопасности АЭС является её способность предотвратить пассивными средствами, то есть без использования внешних источников энергии, выход за пределы защитной оболочки (30) радиоактивных продуктов. Для этого необходимо обеспечить отвод остаточных тепловыделений и расхолаживание реакторной установки (РУ). А для предотвращения разгерметизации ЗО при разуплотнении оборудования со вскипающей водой или паром не допустить повышения давления под ней выше допустимого значения. Для отвода остаточных тепловыделений в современных проектах атомных станций предусмотрена система пассивного отвода тепла (СПОТ). Так в СПОТ Нововоронежской АЭС-2 контуром естественной циркуляции (ЕЦ) тепло от РУ через парогенератор передается оребренным теплообменникам (ТО), которые в свою очередь охлаждаются атмосферным воздухом, движущимся за счет естественной тяги. I Существенные отличия коэффициентов теплоотдачиаф п ри конденсации пара внутри труб ТО СПОТ и на их внешней поверхности при обтекании воздушным потоком вынуждает развивать эту внешнюю поверхность. К теплообменным аппаратам (ТА) с развитой внешней поверхностью относятся ТА, состоящие из пучков оребренных труб (ОТ), и трубчато-пластинчатые ТА (ТПТА) (см. рис. 1).

Рисунок 1 - Пример компоновки ТПТА.

Такие ТА также применяются в сухих градирнях и в рециркуляционно-охлаждающих установках (РОУ), предназначенных для поддержания требуемой температуры и влажности воздуха в отсеках под защитной оболочкой. В аварийных условиях при разгерметизации оборудования со вскипающей водой или паром РОУ (при сохранении их водоснабжения) используются как эффективное оборудование для конденсации пара из паровоздушной смеси и тем самым снижения аварийного давления под защитной оболочкой. За счет конденсации пара на внешней поверхности ОТ мощности теплоотвода РОУ увеличивается в десятки

раз по сравнению с номинальным режимом их работы.

ТА с ОТ и ТПТА изготавливаются с использованием различных металлов как для несущих давление труб, так и для рёбер или пластин. Существуют и различные технологии обеспечения контакта внешней поверхности трубы и ребра: пайка, приварка ребер токами высокой частоты, дорнование, накатка и навивка. Однако, накатка, навивка и дорнование не обеспечивают гарантированного плотного контакта ребра с наружной поверхностью трубы и неизменности степени этого контакта, а, следовательно, постоянства термического контактного сопротивления в длительный период эксплуатации (60 лет и более).

Актуальность темы исследования связана с широким применением в атомной энергетике и, в частности, в СПОТ, охлаждаемых воздухом, ОТ и ТПТА при неоднозначности результатов расчетаа к газовому потоку и аэродинамич е-ского сопротивления (¿¡) дл я данных ТА по нормативным рекомендациям. Диапазон применения данных рекомендаций часто не охватывает реальные условия работы ТА с ОТ и ТПТА в системах безопасности АЭС.

Также для систем безопасности АЭС важен вопрос создания пассивными средствами, т.е. ЕЦ двухфазного теплоносителя, надежного отвода остаточных тепловыделений от РУ и тепла из паровоздушного объема под 30. Расход теплоносителя по такому контуру, в основном, определяется значением истинного объёмного паросодержания (ср) в тяговом участке контура. Такие контура часто работают при атмосферном давлении или в области умеренного вакуума, при ф=0,6 -0,98. Разработка комплекса соотношений для расчёту в вертикальных каналах простой формы, какими, как правило, являются тяговые участки контуров ЕЦ, учитывающего изменение структуры двухфазного потока, также актуальна.

Степень разработанности темы исследования. Помимо перечисленных в предыдущем пункте ограничений применения и неоднозначности результатов расчётов значений а и С, по разным рекомендациям, не су ществует унифицированной методики расчета ТПТА. Также отсутствуют рекомендации по расчёту ф в трубах при давлениях ниже атмосферного.

Цели и задачи исследования:

создание методик расчёта теплоотдачи на внешней поверхности труб с поперечными элементами оребрения, применимой при скоростях воздуха, характерных для естественной тяги (для СПОТ и сухих градирен), и более высоких скоростях, характерных для принудительной прокачки воздуха (для РОУ).

- разработка системы соотношений по определению значенияр в ве р-тикальных каналах простой формы. Методика должна учитывать изменение режима течения пароводяной смеси и быть применима в области низких давлений.

Научная новизна:

- разработаны уточнённые соотношения расчёта а к газовому потоку в пучках ОТ, которые расширяют пределы применения нормативных формул;

- разработана методика расчёта а и £ для газового потока в ТПТА;

- разработана методика расчётах на поверхности ОТ, учитывающая конденсацию пара из парогазовой смеси на этой поверхности;

- скорректированы соотношения для расчёта истинного объемного па-росодержания в вертикальных каналах простой формы с расширением пределов их применения на область высоких значений истинного объемного паросодержа-ния и давлений ниже атмосферного значения (Р=26+515 кПа, абс).

Практическая ценность. Результаты работы используются при обосновании и проектировании систем безопасности и ТА в АО «АТОМПРОЕКТ», АО «ОКБМ Африкантов», ОАО «НПО ЦКТИ», ВЗВИ и ООО «ВЕЗА».

Методический подход основан на следующем:

- эксперименты проведены с 3 натурными ТА, поставляемыми на АЭС, 9 теплообменными сборками и 3 ТПТА. При этом испытаны ОТ, изготовленные по 5 различным технологиям. В экспериментах охвачен широкий диапазон скорости газового потока (1,0+41,7 м/с) и коэффициентов оребрения (4,7+44,3);

- при испытаниях РОУ получены данные по теплоотдаче при конденсации чистого пара и пара из парогазовой смеси на внешней поверхности ОТ;

- исследование ср проведено на вертикальной трубе диаметром 140 мм и высотой 5,4 м, при обобщении также использованы результаты экспериментов на трёх вертикальных трубах и кольцевом канале разных размеров;

- предложенные физические модели и соотношения основаны на современных достижениях в области теплогидравлики и массообмена.

Положения, выносимые на защиту:

- экспериментальные данные по значениям а и £ в пучках ОТ и ТПТА; уточнённые соотношения расчёта а для газового потока в пучках ОТ; методика расчёта а и С, для газового потока в ТПТА;

методика расчёта а на поверхности ОТ, учитывающ ая конденсацию пара из парогазовой смеси;

- экспериментальные данные по значениям ср в вертикальной трубе диаметром 140 мм и высотой 5,4 м при низком давлении пароводяного потока в области кольцевой и дисперсно-кольцевой его структуры (<р=0,81-0,98);

- соотношения для расчёта ср в вертикальных каналах простой формы , применимые и при давлении пароводяного потока ниже атмосферного значения.

Степень достоверности результатов работы. Достоверность предложенных расчётных методик и соотношений основывается на соответствии полученных данных расчёту по нормативным рекомендациям (в изученных областях), на данных других исследователей и на результатах экспериментов, проведённых автором с 15 оребренными ТО различной конструкции и технологии изготовления. В экспериментах охвачен широкий диапазон геометрических и режимных параметров. К обработке привлечены данные по <р, полученные на 5 тяговых участках при низком давлении в широком диапазоне значений <р=0,22-0,98.

Апробация результатов работы. Результаты работы представлялись на международной научно-практической конференции XXXVIII Неделя Науки в СПбГПУ 30.11-05.12 2009 г. Молодёжной научно-технической конференции (НТК) «Эксперимент-2010», Н. Новгород 19-20.05 2010 г. Пятой и шестой российских национальных конференциях по теплообмену Москва 25-29.10 2010 г и 27-31.10 2014 г. Международном молодёжном научном форуме «Ядерное Будущее» в Голицыно 25-27.04 2011 г. НТК молодых ученых и специалистов атомной отрасли «КОМАНДА-2012» 26-29.06 2012 г. и «КОМАНДА-2013» 04-07.06 2012 г. в СПб. Конференции молодых специалистов «Инновации в атомной энергетике», Москва 20-21.11 2014 г. В институте термодинамики Ганноверского университета имени Лейбница в Германии в 27.04.2015.

Личный вклад автора. В диссертации представлены результаты экспериментальных и расчётных разработок, выполненных автором самостоятельно и совместно с сотрудниками лаборатории 160 ОАО «НПО ЦКТИ». При этом автор являлся руководителем большинства работ, результаты которых легли в основу диссертации, ему принадлежит проведение экспериментов, анализ их результатов и разработка предлагаемых соотношений.

Структура и объём работы. Диссертация содержит 118 страниц основного текста (введение, четыре главы с выводами, заключение), 53 рисунка, 12 таблиц. Список литературных источников содержит 116 наименований (из них 109 без участия автора). Общий объем диссертации с приложениями 150 страниц.

Основное содержание работы В главе 1 описаны способы изготовления поперечно-оребренных труб, ТПТА и теплообменных сборок из спаянных элементов КП-20. Освещена проблема термического контактного сопротивления (ТКС) между ребром и несущей давление трубой, и необходимости учета ТКС при тепловом расчете ТА.

Изложены нормативные методики теплового и аэродинамического расчета пучков поперечно-оребренных труб. К ним относятся методики, изложенные в РД 24.035.05-89 Тепловой и гидравлический расчет теплообменного оборудования АЭС НПО ЦКТИ. Л. 1991 (далее «РД»), в Тепловом расчете котельных агрегатов (нормативный метод) НПО ЦКТИ, СПб, 1998 (далее «котельные нормы») и в РБ-040-09 Расчетные соотношения и методики расчета гидродинамических и тепловых характеристик элементов и оборудования водоохлаждаемых ядерных энергетических установок (ГНЦ РФ-ФЭИ и НТЦ ЯРБ) 2009 (далее «РБ»), Также изложены наиболее известные зарубежные методики.

Общая методика расчета коэффициента теплоотдачи, приведенного к полной внешней поверхности в РД и котельных нормах одинакова:

(1)

где Е=Г(РЬр) - коэффициент эффективности ребра, для кольцевого ребра вычисляется аналитически с использованием функций Бесселя; \|*=(1-0,058р11р) - коэффициент, учитывающий неравномерность теплоотдачи по поверхности ребра, Р = ; а=ЫиХУ10; Хр - коэффициент теплопроводности материала ребра,

Вт/мК; 5ср, Ьр, <1р - средняя толщина, высота и диаметр ребра, м; Рр, Рт, Р„, - поверхности ребер, трубы и полная поверхность оребренной трубы, м2; цр - коэффициент, учитывающий влияние уширения ребер к основанию. Отличие заключается в величине, принимаемой за характерный размер, 10, м. В котельных нормах это - наружный диаметр трубы - ё (при наличии трубной рубашки - ее наружный диаметр ёруб), м, в РД - сложный комплекс, вычисляемый по формуле:

/, = (1 - Р,/Рн)с/ + /Рп Х/0,25*(^-^)• (2)

Критерий Нуссельта при поперечном обтекании шахматных пучков ОТ, отнесенный к полной наружной поверхности, по РД:

Ыи=0,36КепРг0,33(р"°'5СгС5, (3)

где п=0,6ф0 07; ф - коэффициент оребрения труб (отношение полной наружной поверхности ОТ к поверхности несущей трубы); С2 - поправочный коэффициент на количество рядов труб в пучке по ходу потока (г) (см. рис. 2А);

Сл. =((о, - 1)/(а1 _ 1)Г коэффициент формы пучка, 01=в|/<1, Ог^/б - относительные шаги труб в пучке поперечный и продольный, соответственно. Соотношение (3) рекомендуется при Яе=5 10:!-3,7 т5, <р=*£1,2, 10=0,012-0,178 м и ((а, - \)/{а[ - 1))=0,46^2,2, где о'2 = у]о;/4 + о1 .

В тех же условиях для коридорных пучков по РД:

Nu=0,2RenPr0"V"°-7CzC5

(4)

где п=0,65фио7; С2 - см. рис. 2Б. Соотношение (4) применимо при 11е=104-КЗ,7-105, <р=К18,5 и 10=0,027^),178 м.

В котельных нормах предложено иное соотношение:

N11=0,113КепРг0,33С1С5, (5)

где п=0,7+0,08^+0,005ф; £=Л(х); для шахматных пучков ОТ х = ст, /ст3 - 1,26/ф - 2, для коридорных дс = 4(ф/7 + 2-о2); Сг - см. рис. 2В. Данная методика применима при Ке=5-103-2-105; ф=1,2-39; о,= 1,7-6,5; о2=1,3^9,5; (а,/а2=0,3-5,2).

ч

1.0 и

0,7

ав

Ч 1

«/vi

Л

г

А)

Б) В)

Рисунок 2. Графики для расчета коэффициента С2. А), Б) соответственно, для шахматного и коридорного пучков по РД; В) по котельным нормам.

По котельным нормам показатель степени при Re п>0,7 (и даже может быть больше 0,8), а по РД п>0,6-0,65, что более логично и при ф=1 соответствует значению при обтекании гладкотрубных пучков. В хронологически последнем нормативном документ РБ, содержится устаревшая методика расчета критерия Нуссельта 1982 г, а соотношение (1) и описание понятия эффективности ребра отсутствуют. Рассмотренные зарубежные методики также уступают методикам РД и котельных норм и носят упрощенный характер.

В главе 2 описаны испытанные ТА и теплообменные сборки: три натурных ТА из ОТ (изготовитель ВЗВИ г. Волгодонск) для РоАЭС; три ТПТА (ООО «ВЕЗА» г. Москва);

пять сборок из спаянных элементов КП-20 (ООО «НББК» г. Москва); две двухрядные сборки из ОТ с оребрением, приваренным токами высокой частоты (ООО НПП «БАСЭТ» Республика Башкортостан);

• одна двурядная сборка из накатных биметаллических ОТ (ОАО "Калориферный завод", г. Кострома);

• одна двурядная сборка из биметаллических спирально навитых ОТ (ЗАО «Невский завод», г. Санкт-Петербург).

В таблице 1 приведены геометрические характеристики испытанных ТА.

Приведено описание трех испытательных установок, сооруженных в пределах стенда КС 10606 ОАО «НПО ЦКТИ», системы измерений и методики обработки результатов испытаний.

Все ТА и сборки из ОТ испытывались в режиме на1рева более холодного воздуха более горячей водой. При этом по воде (см. рис. 3) замерялись: давление на входе (Р|), расход и температуры на входе в ТО (Т)11Х) и на выходе из него (Т)вых). Расход воды определялся на основе измерения перепада давления на рас-ходомерной трубе Вентури. По воздуху замерялись: температура на входе в ТА (Т2вх) и на выходе из него (Т2вих). Для натурных ТА (см. таблицу 1 № 3-5; 8-10) также замерялось разряжение за ТА (ёРг). Воздух через ТА прогонялся вентилятором, либо подавался от компрессора.

Рисунок 3. Схема установки для испытаний ТА. 1 - вентилятор; 2 - ТО; 3 -компенсатор давления; 4 и 5 - электронагреватели; 6 - циркуляционный насос.

РОУ-6,3 испытывалась в режиме, моделировавшем режим нормальной эксплуатации (с инверсией, т.е. нагревом более холодного воздуха), режиме нарушения нормальной эксплуатации и аварийном режиме. При имитации режима нарушения нормальной эксплуатации к входящему в РОУ воздуху подмешивался пар, что повышало температуру и влажность паровоздушной смеси. При имитации аварийного режима вентилятор останавливался, входное сечение ТА заглушалось, и через установку проходил лишь пар атмосферного давления с замеряемым расходом, слегка перегретый на входе в ТО и влажный на выходе из него. В этих режимах было сохранено проектное направление теплового потока от паровоздушной смеси или пара к охлаждающей воде.

Таблица 1 - Геометрические характеристики испытанных ТА и теплообменных сборок.

№ Изготовитель Способ изготовления Форма ребра Материал трубы Материал ребер мм л, мм ¿руб, мм ¿я. мм мм 8ф, мм Ф а2 1о, мм а X Ь*

1 ЗАО «Невский завод» Навивка Кольцевая Латунь Алюминий АД1 16 19 20,5 34 2,61 0,5 8,0 1,9 1,9 26,8 1*2

2 ОАО "Калориферный завод" Накатка Ст. 20 10 16 19 37 5Д 0,5 6,3 1,7 1,7 23,7

3 ВЗВИ при изготовлении ОТ в ООО «Энергетик» 08Х18Н10Т 19 25 27 49 3,5 0,6 9,8 1,9 1,6 35,5 32 х7

4 13 16 17 39 2,8 0,55 14,2 2,5 2,2 30,3 11 хЗ

5 Сварка 08Х18Н10Т 19 25 - 44 4,5 1 7,0 2,0 1,7 31,3 8х 10

6 ООО НПП «БА-СЭТ» 08Х18Н10 21 26 42 5,85 0,7 4,7 1,6 1,6 28,7 1x2

7 08Х18Н10 08X18Н 14 18 36 4,3 0,7 7,4 2,0 2,0 26,5

8 ООО «ВЕЗА» Дорнова-ние Прямоуг. 08Х18Н10 Медь М1 14,5 16,4 16,8 44,2 3,5 0,16 20,2 2,9 2,5 35,6 12 хЗ

9 2,5 27,9 35,9

10 1.8 38,4 36,1

11 ООО «НББК» Пайка Кольцевая Ст. 08КП омеднённая 20 23 - 56 6,5 0,5 9,8 2,4 2,4 43,2 1x2

12 13 8угольн 58 12,4 2,8 45,5 1x2 1x4

14 Прямоуг. 75 24,3 3,9 2,8 62,2 1x2

15 75 3,5 44,3 62,9 1x4

* - Количество труб в пучке (по ширине * по глубине). ** - б,, - шаг расположения ребер.

Все термопары дублировались, а для воздушного потока для замера поля температур устанавливалось по 3-8 термопар. При прокачке воздуха вентилятором, его расход определялся по тепловому балансу (на основе замеренных значений расхода воды и температур воды и воздуха на входе и выходе из ТА). При подаче воздуха от компрессора, его расход замерялся по перепаду на трубе Вен-тури, установленной на подводящем воздуховоде.

Помимо аттестации всех приборов в ФБУ «ТЕСТ-СПб», перед каждой серией испытаний проводились дополнительная градуировки термопар, и максимальная абсолютная погрешность (или неопределенность по РМГ 91-2009) определения температуры и изменения температуры сред в ТА составляла 0,5°С. Давления и перепады давления измерялись электронными манометрами (класс 0,075) и дифманометрами (класс 0,1) «Метран 150». С учётом погрешностей, вносимых цепями передачи к автоматической записи показаний среднеквадратичная относительная погрешность (СКОП) измерения давления не превышала 0,212%, а перепада давления 0,224%. Автоматическая регистрация показаний приведённых выше измерений проводилась с частотой 1Гц. При обработке СКОП определения расхода BOflbi5Gi<5,5 10"3; мощности ТА (из балансного соотношения N=G]Ai|) SN<0,093; расхода воздуха 5G2<0,118. При дальнейшей обработке, используя известные соотношения по расчёту теплоотдачи при протоке воды внутри труб, методом теплообменника определялись значения коэффициентов теплоотдачи к воздуху, приведенные к полной наружной поверхности теплообмена (а.,), СКОП 8(а,)=0,101-0,142.

В главе 3 приведены результаты экспериментального исследования теплоотдачи к воздушному потоку в пучках ОТ и в ТПТА. Диапазон исследованных параметров испытанных ТА и сборок из оребренных труб приведен в таблице 2.

Таблица 2 - Диапазон исследованных параметров испытанных ТА и сборок.

Параметр т,„ Т|,ых Т2в, Тгвых а, w2 R 2*

Размерность °с °с °с °с Вт/м'К м/с %

Диапазон 40+198 27+176 -25+24 -4+97 10,5+229 1+41,7 49+89

* - Я2=(ДТ2/ДТ)-100% процент термического сопротивления, приходящийся

на внешнюю поверхность ОТ.

Коэффиииент теплоотдачи к eojdvxv в ТПТА.

За основу для создания методики расчета теплоотдачи к газовому потоку на внешней поверхности ТПТА (поз. 8-10; 14; 15 в табл. 1) были взяты нормативные

рекомендации, описанные выше. При расчете по РД отклонение Ор от а, составило ±31%, по котельным нормам - (-62+20)%. В обоих случаях наблюдалось увеличение отношения а/ар с ростом числа Рейнольдса, что свидетельствует о завышении степени п при числе Рейнольдса в (3) и (5). Кроме того прямое использование этих рекомендаций для расчета ТПТА не корректно, что связано с иными требуемыми соотношениями для расчета Е по сравнению со случаем осесимметричных кольцевых ребер. В ТПТА даже при виртуальном разделении пластины на отдельные участки вокруг каждой трубы, границы этих участков будут иметь неравноудаленную относительно оси трубы форму. Для корректного расчета Е в ТПТА требуется решение с применением численных методов и соответствующих программных систем. В данной работе учет этого фактора проводился при расчете высоты ребра Ьр=0,5(с1р-(1рУб), при ёр=4Рр/Пр, где Рр - площадь условного единичного ребра, м2, Пр - его внешний периметр, м.

И, что более важно, воздушный поток, проходящий через ТПТА имеет иную структуру, нежели поток, проходящий через сборку из ОТ. Эта структура похожа на структуру движения потока в щелевом канале с сужениями и расширениями его проходного сечения. Поэтому за характерный размер взят гидравлический диаметр в узком сечении т.е. <^=2^-6^X5,-ёруоУ^р-Зср+я,-с^).

Для создания методики расчета теплоотдачи к газовому потоку в ТПТА соотношение (3) из РД было приведено к виду:

N11=3,31 Ке°'5Рг° "ф"с'7,,СгС5. (6)

Для учета интенсификации теплоотдачи, вызываемой гофрировкой платин в ТПТА производства ООО «ВЕЗА», в соотношение (1) добавлен коэффициент интенсификации теплоотдачи от ребра (Кр):

ар=(КгЕ^Гр/Гп+Гт/Ги)а, (7)

для ТПТА производства ООО «ВЕЗА» Кр=1,28, для сборок производства ООО «НББК», имеющих гладкие ребра Кр=1.

Отношение а, к а,, по соотношениям (6 и 7) приведено на рис. 4. При этом максимальные и среднеапгебраические относительные отклоненияи 5аср, где 6а=|а/Ор-1|) 5ама„1.=0,09 и §0,^=0,03; среднеквадратическое отклонение о=0,04.

- ■ ■

Рисунок 4. Зависимость а,/ар=Г(11е) для ТПТА при расчёте ар по соотношениям (6) и (7). ТА ВЕЗА: ■ - № 8; ■ - № 9; ■ - № 10; НББК: А - № 14; А - № 15.

Коэффициент теплоотдачи к воздуху в шахматных пучках ОТ.

Три испытанных натурных ТА производства ВЗВИ (поз. 3-5 в табл. 1) имели шахматную компоновку пучка ОТ. Полученные экспериментальные данные были обработаны по методикам РД (см. рис. 5А) и котельных норм (см. рис. 5Б).

Расчёт по РД удовлетворительно описывает экспериментальные данные (отклонения 5амакс=0,09; 5^=0,04; а=0,04). Повышенные отклонения при расчет по котельным нормам ири низких числах Рейнольдса, связаны с завышеннием в них показателя степени при 1<е.

• * . .. <,». А» * •

♦ • у» у ♦ * »

А) Б)

Рисунок 5. Зависимость а/ар=Г(11е) для ТА с шахматной компоновкой пучка ОТ при расчёте Ор: А) по РД; Б) по котельным нормам. ТА: № 3; ♦ - № 4; ♦ - № 5.

Коэффициент теплоотдачи к воздуху в коридорных пучках ОТ. При обработке данных для сборок с коридорным пучком ОТ (поз. 1; 2; 6; 7; 11-13 в табл. 1), по методике РД отклонениеа р от а, составило (-40-10)%, по методике котельных норм - (-67^-3)%. С применением тех же рекомендаций были обработаны и данные, полученные при испытаниях коридорных сборок из вось-

миугольных элементов КП-20 (поз. 12 и 13 в таб. 1). Испытанный ТО№ 12 состоял из одной двухтрубной сборки, а ТО № 13 из двух последовательно расположенных таких же сборок. Т.о. в сборке № 12 по ходу потока воздуха располагалось два ряда труб, а в сборке № 13 - четыре.

При обработке по РД заметно расслоение данных между сборками с различным количеством рядов труб. Это свидетельствует об ошибочности предлагаемого в РД графика (см. рис. 2Б) для определения коэффициента Сг.

Для корректного определения коэффициента С2 для коридорных пучков ОТ предлагается рассчитывать его также как и для шахматных, т.е. по графику рис. 2А. Именно такая методика предлагается в котельных нормах (см. рис. 2В). Сборки № 12 и № 13 сходны по конструкции с ТПТА, и также как для проанализированного выше шахматного расположения труб прямое использование нормативных рекомендаций дает большое отличие значений ъ и ар. Для его ликвидации соотношение (4) из РД было приведено к виду:

Ми=0,4811епРго:,уо'7С2С!!, (8)

где п=0,59ф"'"7, коэффициент С7 определяется как для шахматных пучков ОТ.

На рис. 6А для сборок № 12 и № 13 приведен график а/а^ДКе) при расчёте ар но (8). При отсутствии расслоения данных по разным сборкам отклонения составляют 8аМШ!С=0,12; §аср=0,04; а=0,05.

А Ц. 1.Л ^ *

■ • л да"» 4 * 4 * < *-

5 1

• лг • л ; «Г .. . • .

О

А) Б)

Рисунок 6. Зависимость сц/а^^е) для ТА с коридорной компоновкой пучка ОТ при расчёте а,,: А) по (8) для ТА: А - № 12; /\ - № 13.; Б) по (9) для ТА: • - № 1; о -№ 2; • -№ 6; • -№ 7; ▲ -№ 11.

Для расчета теплоотдачи в сборках ОТ с коридорной компоновкой пучка (поз. 1; 2; 6;7 и 11 в табл. 1) соотношение (4) из РД было приведено к виду:

Ыи=0,155КепРг°'33ф"°,23С2С!1,

где п=0,63ф ' , коэффициент С7 определяется как для шахматных пучков ОТ.

Сопоставление аУар=ЯТ1е) для ТА № 1; 2; 6;7 и 11 при расчёте ар по (9) приведен на рис. 6Б. Отклонения составляют 8амакс=0,14; 8^=0,05; <т=0,06.

Коэффициент теплоотдачи при конденсации пара на внешней поверхности ОТ.

При испытаниях РОУ-6,3 (поз. 5 в таб. 1) в режиме нарушения нормальной эксплуатации, наряду с охлаждением воздуха, происходила конденсация водяных паров, и более 90% мощности, отводимой ТА, приходилось на конденсацию пара.

Конденсация пара на тепловоспринимающей поверхности ОТ вызывала увеличение газосодержания в пограничном слое, термическое сопротивление которого (адиф)"1 определяет интенсивность диффундирующего через него парового потока, характеризуемого его удельным значением .¡п, (кг/с)/м2, т.е. аДИф=]пг/(Тпвс-Тгр), где Тпвс. - температура паровоздушной смеси, Ц - температура на внешней границе пристенной плёнки конденсата. Т.к. удельные тепловые потоки при испытаниях были низки (6,2-7,6 кВт/м 2), термическое сопротивление плёнки конденсата не учитывалось и принималось Т^Т,,^ - температура тепловоспринимающей поверхности ОТ. Для определения значения ^ использовалось соотношение, характерное для диффузионных процессов:

Л, = №,0Я1п(/>,/^гс)Р/Лп7У„, (10)

где в Р; Рк и РпгС - соответственно, полное давление паровоздушной смеси (при испытаниях - атмосферное давление), парциальное давление воздуха на поверхности плёнки конденсата и в объёме паровоздушной смеси, Па. При определении последних двух величин допускалось термодинамическое равновесие пара и воздуха. Я„=462Дж/кгК - газовая постоянная для водяного пара. Соотношении (10) основано на аналогии интенсивности процессов тепло- и массообмена и значение №10 определялось по соотношению для теплоотдачи от воздушного потока при замене в нём значения числа Прандтля на диффузионное число Прандгля Рг0 = V//), где О - коэффициент диффузии, м2/с. При атмосферном давлении И = ^„(^пвс/7^)''75.для смеси пар-воздух 00=0,2410^ м2/с; Т0=273 К.

Поскольку рассматривались два невзаимосвязанных процесса теплоперено-са, то общее значение внешнего коэффициента теплоотдачи (ац) представлялось как сумма конвективной теплоотдачи (ак0„„) от потока воздуха, и диффузионной от конденсации пара (ад„ф):

(П)

Отдельно рассчитывались коэффициент теплоотдачи к трубе (а1тр) и к реб-

рам (аЕр). Диффузионная составляющая теплоотдачи к ребру (аДИф.р) является функцией интенсивности парового потока к ребру (]п р), определяемой по соотношению (10), при Рк=Р-Рр, где Рр - давление насыщения пара при средней температуре ребра (Тр, К), Па; Тр=Тпгс-Е(Тпгс-Т1р), при расчёте коэффициента эффективности ребра Е, р = 11/2аГ ;)/>./,6гя . Решение находилось итеративным методом.

После определения коэффициентов теплоотдачи, определялись значения теплового потока, передаваемого непосредственно через наружную поверхностью трубы Ытр=а5;.ТрРхр(Тпгс-Ттр) и через ребра Ыр=а1рЕрРр(Тпгс-Тр), а общий тепловой поток Ы^Ытр+Ыр. Значение температуры внешней поверхности трубы (Т,р) рассчитывалось по соотношениям для теплоотдачи к водяному потоку, проходящему внутри труб и термического сопротивления их стенок.

Отличие значений экспериментального теплового потока (Ы3) и общего теплового потока (N5;) составило 1 ООО^/Ы^-1 )=(-4+19)%. Малое изменение температуры паровоздушной смеси в ТО (ТВХ-ТВЫХ)::=20С давало существенную погрешность (неопределенность) расчётного определения значения Поэтому приведённое отличие между значениями Ыэ и N5; можно считать приемлемым. Кроме того, необходимо отметить превалирующая роль в значении N1 слагаемого Ы^О.бЫь хотя соприкасающаяся с воздушным потоком поверхность трубы составляет лишь 11% от общей наружной поверхности теплообмена.

При рассмотрении работы РОУ-6,3 в режиме конденсации чистого пара атмосферного давления экспериментальные значения коэффициента теплопередачи, отнесённые к внешней поверхности труб (кэ), сопоставлялись с расчётными (кр). Отличие не превышало 1,3%. Расчёт коэффициента теплоотдачи (а2) проводился по рекомендациям для конденсации пара на внешней поверхности горизонтальных труб (а2=Ок=11,7 кВт/м2оС). На поверхности рёбер расчётные значения а та к-же высоки, что практически исключало рёбра из процесса теплопереноса и значение а, могло относится ко всей внешней поверхности трубы.

Мощность теплоотвода РОУ-6,3 при работе в аварийном режиме превышала в 20-35 раз её проектное значение (в режиме охлаждения воздуха без конденсации пара). Это подтверждает возможность использования РОУ как эффективного средства снижения давления под защитной оболочкой при разуплотнении в ее объеме оборудования со вскипающей водой или паром.

Аэродинамическое сопротивление ТПТА.

При испытаниях трех ТПТА (поз. 8-10 в табл. 1) измерялось и их аэродина-

мическое сопротивление. Данные ТА отличались лишь шагом расположения ребер. Применение рекомендаций РД для расчета аэродинамического сопротивления в пучках ОТ для расчета этого сопротивления в ТПТА дало превышение экспериментальных данных над расчетными, доходящее до трехкратного, и сильное расслоение данных в зависимости от шага расположения ребер (пластин).

Для получения согласования экспериментальных £,) и расчетных ( р) значений коэффициентов аэродинамического сопротивления в соотношение для определения С,р был добавлен коэффициент Сг, корректирующий показатель степени при Рейнольдсе и учитывающий влияние гофрировки пластин:

<Г = £„7 С2Сг, (12)

где по РД = Сш /Яе0'"5 - коэффициент сопротивления оребренного пучка, отнесенный к одному ряду труб, Сш = 5,4(/0/</, )°'1; С. = ехр[0,1(б/г-1)]. Рекомендуемый автором коэффициент СГ определяется по следующему соотношению:

Сг=( 1,435-1п(5рб)+8,523)1п(Кеви.щ)-14,82-1п(Бр6)-86,21 (13)

На рис. 8 приведено сопоставление экспериментальных (£,) и расчетных (£р) значений коэффициента сопротивления при расчёте по соотношениям (12 и 13).

■

I о что 10(100 1МХН1 .'0000 ."иЮО |ГЮПи

\

Рисунок 8. Зависимость ^/^^Яе) для ТПТА к при расчёте ^ по (12) и (13). ТА: ■

- № 8; - № 9; ■ - № 10.

Максимальное и среднеалгебраическое относительные и среднеквадратиче-ское отклонения, составляют 5^Ш1(С=0,11; и 5^р=0,03 и о=0,04.

В главе 4 описаны режимы подъемного течения двухфазного потока в вертикальном канале. Основными режимами являются: раздельный (включающий в себя пузырьковый, снарядный и вспененный), дисперсный и кольцевой. Изложена получившая в последние 40-50 лет наибольшее распространение для определения истинного объемного паросодержания (ср) модель потока дрейфа. Многие тепл о-

гидравлические расчётные коды, включая RELAP5/MOD3 (США) и КОРСАР (Россия), применяемые для обоснования безопасности АЭС, используют эту модель. В соответствии с ней соотношение для определения ф в вертикальном канале при подъёмном движении двухфазной смеси или при барботаже пара:

V=W:/(C0WCM+AW) (14)

где Со - параметр распределения; w0", wCM и Aw - соответственно, приведенная скорость пара, двухфазной смеси и дрейфа, м/с. Для расчета С0 и Aw к.т.н. C.B. Светловым (АО «АТОМПРОЕКТ») при ф<0,6 - 0,7 рекомендуются соотношения:

C0=l,2-0,2V?T¡y, (15)

при Л^ - ц'[р'ст-Уст/^(р' - р")5 <2,2 Ю-1 (пароводяной поток):

Awllp = 0,0047До°'5 (р'/р")° '" N? 561, при Во = djg (р' - р")!о =840 (16) Awnp = 0,03(р7р")°''" л/;0 ж, при Во>40, (17)

где Aw[lp = Aw(p')0'5 [ga(p' - р*)]-0'" ; ц' - вязкость кипящей воды, Пас;.

При ф>0,75-0,8 им используется подход Ohkawa-Lahey и для расчёта значений Со и Aw в формуле (14), с заменой их обозначения в этой формуле на Coi и Awi или Aw2, соответственно, рекомендуются следующие соотношения:

Coi-Со при ф<фкр; с01 = 1 + (С0-l){l - [(ф-фкр)/(l - фкр)J} при ф>фч), (18)

Awi=Aw при ф<фкр;

Awi=min (Aw; Aw2) при ф>ф„р, (19)

где Со и Aw рассчитываются, соответственно, по соотношениям (15-17), a Aw2 расчитывается через Awnp2:

= к- Во0'5 (р'/р"Г {i - [(ф - фкр )/(l - Ф* )]}, где К=0,804 (20)

Фкр =0,576-(21) Объем рекомендаций по расчёту Aw при высоких ф (дисперсные и кольц е-вые режимы) весьма ограничен. А при давлениях ниже атмосферного они отсутствуют, что затрудняло C.B. Светлову его обобщения.

В рамках данной работы автором получены экспериментальные данные по значениям ф в тяговом участке (модель 1)при испытаниях модели системы аварийного расхолаживания (САР) РУ KJ1T-40C для плавучей АЭС.

Автором при разработке соотношений для расчёта значений С0 и Aw в фор-

муле (14) для различных режимов течения пароводяной смеси также использовались результаты экспериментов других исследователей (модели 2-4). Геометрические характеристики всех используемых моделей и диапазоны изменения режимных параметров, приведены в таблице 3. Для модели 3 тяговый участок имел форму кольцевого канала.

Экспериментальные значения паросодержания (ф э) определялись на основе измерений значений перепада давления на рассматриваемом участке (ДР() с учётом гидродинамической составляющей.

Таблица 3 - Основные геометрические характеристики исследуемых моде-

Параметр Модель 1 Модель 2 Модель 3 Модель 4

<1г, мм 140 50 19 80

Н, м* 5,38 18,5 5,4 3,18 и 5,61

Ф 0,81-0,98 0,59-0,89 0,22-0,92 0,22-0,7

Р, кПа, абс 101-108 61-250 26-187 163-515

м/с 5,2-28,2 1,94-6,19 0,31-7,14 0,29-3,43

м/с 0,01-0,09 0,03-0,47 0,2-0,53 0

Во 56,0-56,5 19,6-20,7 7,3-7,8 32,5-34,5

Кол-во измерений ф 34 70 58 65

При обобщении экспериментальных данных прямое использование приводимых выше рекомендаций не дало соответствия расчетных (фр) и экспериментальных (фэ) значений. Опираясь на то, что двухфазный пароводяной поток в вертикальном канале имеет три основных структуры, автор выделил границы областей этих структур в каналах простой формы. Методика расчета истинного объемного паросодержания в зависимости от режима течения представлена в таблице 4.

Так как к обработке привлечено большое количество экспериментальных точек (227), а диапазон изменения Во=7,3-;-56,5 широк, то данное разделение можно считать достаточно корректным в приведенном выше диапазоне Во и давления.

На рисунке 9 приведено сопоставление фэ с фр по предлагаемой методике.

Таблица 4 - Рекомендуемые соотношения для расчёта ф.

Режим течения Рекомендуемые соотношения для расчёта

Раздельное течение (ф<0,6) (14-17)

Дисперсное течение (0,6<ф<0,77) (14, 18-21), при К=0,68 в (20)

Кольцевое течение (ф>0,77) (14, 18-21), при К=0,34 в (20)

отмечены границы между режимами течения. Модели: • - 1; ■ - 2; ♦ - 3; А - 4.

Заключение

1. Проведено экспериментальное исследование тепловых и аэродинамических характеристик 15 теплообменных аппаратов и сборок из оребренных труб различной конструкции, включая три натурных теплообменных аппарата, поставляемых на АЭС. Коэффициент оребрения испытанных теплообменных аппаратов изменялся в диапазоне от 4,7 до 44,3. Охваченный при испытаниях диапазон скоростей воздушного потока (1,0-5-41,7 м/с), включает в себя как скорости, характерные для естественной тяги (в СПОТ и сухих градирнях), так и более высокие скорости, характерные для принудительной прокачки воздуха (в РОУ).

2. На основе проведенных испытаний:

• скорректированы рекомендации РД 24.035.05-89 для расчета теплоотдачи к газовому потоку на внешней поверхности коридорных пучков оребренных труб;

• показана корректность применения данных рекомендаций для расчета теплоотдачи на внешней поверхности шахматных пучков оребренных труб с коэффициентом оребрения от 7 до 14, расширена область их применения на числа Рейнольдса Яе=3,2-10М04.

3. На основе проведенных испытаний создана методика теплового расчета трубчато-пластинчатых теплообменных аппаратов, с шахматной и коридорной компоновкой пучка труб и методика расчета аэродинамического сопротивления трубчато-пластинчатых теплообменных аппаратов с шахматной компоновкой пучка труб и гофрированными ребрами.

4. Предложена методика расчета теплоотдачи при конденсации пара из

паровоздушной смеси на внешней поверхности оребренных труб при работе РОУ в режиме нарушения нормальной эксплуатации и аварийном режиме. Показан рост в десятки раз мощности теплоотвода РОУ в аварийном режиме и возможность их использования для снижения аварийного давления паровоздушной смеси под защитной оболочкой АЭС.

5. Получены экспериментальные данные по истинному объемному паро-содержанию на вертикальном тяговом участке полновысотной модели системы аварийного расхолаживания реакторной установки для плавучей АЭС.

6. Скорректированы соотношения для расчета истинного объемного паро-содержания, основанные на модели потока дрейфа. Они учитывают структуру двухфазного потока и применимы для расчета движущего напора контуров естественной циркуляции в современных системах аварийного расхолаживания реакторной установки при характерных для них параметрах (истинное объемное паро-содержание <р=0,22-Ю,98, давлении Р=26^515 кПа, абс).

Список работ, опубликованных автором по теме диссертации

1. Валунов Б.Ф. Теплогидравлические испытания рециркуляционной охлаждающей установки для Ростовской АЭС / Б.Ф. Балунов, В.А. Балашов, В.А. Ильин, В.В. Краюшников, В.Д. Лычаков, В.В. Мешалкин, А.Н. Устинов, A.A. Щеглов // Теплоэнергетика. - 2013. - № 9. - С. 1-7 (перечень ВАК);

2. Балунов Б.Ф. Истинное объемное паросодержание в вертикальных трубах при низком давлении пароводяного потока / Б.Ф. Балунов, A.A. Щеглов, В.А. Ильин, В.Д. Лычаков, C.B. Светлов, A.M. Хизбуллин, А.Н. Соколов // Теплоэнергетика. - 2012. - № 1. - С. 22-26 (перечень ВАК);

3. Лычаков В.Д. Использование инновационных оребрённых теплообмен-ных элементов в аварийных системах пассивного отвода тепла / В.Д. Лычаков, В.А. Ильин, Н.В. Ляпин, А.Н. Устинов, A.C. Сивоволов // Международный молодежный научный форум «Ядерное будущее 2011»: сб. тезисов и докладов. - 2011.

4. Лычаков В.Д. Интенсификация теплообмена с помощью оребрённых теплообменных элементов КП 20 / В.Д. Лычаков, И.В. Черных // Конференция «КОМАНДА - 2012»: сборник тезисов. - СПб., 2012.

5. Лычаков В.Д. Экспериментальное обоснование методик расчета рецир-куляционно охлаждающих установок / В.Д. Лычаков, И.В. Черных // Конференция «КОМАНДА - 2013»: сборник тезисов. - СПб., 2013.

6. Лычаков В.Д. Экспериментальная методика расчета коэффициентов те-

плоотдачи для оребренных труб с развитой поверхностью теплообмена / В.Д. Лы-чаков, И.В. Черных // Конференция «КОМАНДА - 2013»: сборник тезисов. -СПб., 2013.

7. Валунов Б.Ф. Теплоотдача к газовому потоку на внешней поверхности поперечно оребрённых труб / Б.Ф. Валунов, В.Д. Лычаков, А.Н. Устинов, A.A. Щеглов, А.Н. Соколов // Тезисы Шестой Российской национальной конференции по теплообмену. - Москва: Издательский дом МЭИ, 2014.

8. Лычаков В.Д. Теплоотдача к газовому потоку на внешней поверхности трубчато-пластинчатых теплообменников / В.Д. Лычаков, В.А. Ильин // Конференция молодых специалистов "Инновации в атомной энергетике", 20-21 ноября 2014 г., ОАО "НИКИЭТ", Москва: тезисы докладов. - Москва: ОАО «НИКИЭТ», 2014.

9. Лычаков В.Д. Истинное объемное паросодержание при низком давлении и высокой скорости пароводяного потока / В.Д. Лычаков, A.A. Щеглов // Материалы международной научно-практической конференции «XXXVIII Неделя Науки СПбГПУ». Часть V. Физико-Механический факультет. - СПб., 2009. - С. 116-117.

10. Лычаков В.Д. Методика расчета высоких значений истинного объемного паросодержания в вертикальных трубах / В.Д. Лычаков, В.А. Ильин, Н.В. Ля-пин, А.Н. Соколов // Молодёжная научно-техническая конференция «Эксперимент - 2010»: сборник тезисов. - Н. Новгород, 2010. - С.5.

11. Валунов Б.Ф. Истинное объемное паросодержание в вертикальных трубах при низком давлении пароводяного потока / Б.Ф. Балунов, A.A. Щеглов, В.Д. Лычаков, В.А. Ильин, C.B. Светлов, A.M. Хизбуллин, А.Н. Соколов // Пятая российская национальная конференция по теплообмену. Т. 5 «Двухфазные течения. Дисперсные потоки и пористые среды». - Москва, 2010. - С. 33-36.

12. Лычаков В.Д. Истинное объёмное паросодержание в вертикальных тяговых участках при низком давлении пароводяного потока / В.Д. Лычаков, В.А. Ильин, Н.В. Ляпин, А.Н. Устинов // Международный молодежный научный форум «Ядерное будущее 2011»: сб. тезисов и докладов. - 2011.

13. Лычаков В.Д. Режимы двухфазных течений в вертикальных тяговых участках. Истинное объемное паросодержание / В.Д. Лычаков, И.В. Черных // Конференция «КОМАНДА - 2012»: сборник тезисов. - СПб., 2012.

Подписано в печать 27.08.2015 Формат 60x84'/i6 Цифровая Печ. л. 1.0 Тираж 100 Заказ № 04/09 печать

Типография «Фалкон Принт» (197101, г. Санкт-Петербург, ул. Большая Пушкарская, д. 54, офис 2, Сайт: falconprint.ru)

*zesz9SK)3

2015675374