автореферат диссертации по кораблестроению, 05.08.05, диссертация на тему:Исследование параллельной работы пароводяных струйных аппаратов

На правах рукописи

0050453&Э

Андреев Александр Георгиевич

ИССЛЕДОВАНИЕ ПАРАЛЛЕЛЬНОЙ РАБОТЫ ПАРОВОДЯНЫХ СТРУЙНЫХ АППАРАТОВ

Специальность 05.08.05 - Судовые энергетические установки и их элементы (главные и вспомогательные)

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

- 7

2012

Санкт-Петербург - 2012

005045365

Работа выполнена в федеральном государственном бюджетном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Санкт-Петербургский государственный морской технический университет»

Научный руководитель: Шаманов Николай Павлович,

доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой Энергетики СПбГМТУ.

Официальные оппоненты: Медведев Валерий Викторович,

доктор технических наук, доцент кафедры Двигателей внутреннего сгорания СПбГМТУ

Корнеев Борис Сергеевич,

кандидат технических наук, заведующий лабораторией НИЦ «Курчатовский институт»

Ведущая организация: ФГУП ГНЦ РФ «Центральный научно-

исследовательский институт имени академика А.Н.Крылова», г. Санкт-Петербург

Защита состоится « /9 часов на

заседании диссертационного совета Д 212.228.03 при Санкт-Петербургском государственном морском техническом университете по адресу: 190008, г. Санкт-Петербург, ул. Лоцманская, д.З.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке СПбГМТУ.

/7-

Автореферат разослан «' » 2012 г.

Ученый секретарь диссертационного совета д.т.н., профессор А.П.Сеньков

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность.

В настоящее время одним из основных путей повышения надежности и безопасности ядерных энергетических реакторов является сокращение числа обеспечивающих систем и регулирующих воздействий, совмещение функций систем, разукрупнение агрегатов, использовании блочных принципов. Особенно чувствительны традиционные ядерные энергетические установки к исчезновению электропитания, поскольку при этом становится проблематичным отвод тепла от активной зоны и частично или полностью пропадает информация о состоянии реактора. Поскольку 100% управление критичностью реактора во всех возможных случаях внешними органами регулирования связано с большими трудностями, а иногда практически невозможно, наиболее перспективным и безопасным является использование внутренних регулирующих свойств реактора. Для обеспечения надежного охлаждения активной зоны необходимо использовать физические явления, обусловленные самой природой происходящих в реакторных установках процессов, а именно - использовать силу гравитации для обеспечения естественной циркуляции в контурах с теплообменом.

Но в реакторах с естественной циркуляцией неизбежны ограничения по мощности и габаритам и поэтому весьма желательно интенсифицировать циркуляцию до уровня принудительной.

Возникшее противоречие устраняется одновременным применением кипящего реактора, работающего по двухконтурной схеме, и струйных устройств, предназначенных для интенсификации циркуляции, использующих термодинамическую разность потенциалов насыщенного пара, получаемого в активной зоне и используемого в паровом компенсаторе объема, и охлажденной в парогенераторе воды. В процессе конденсации пара в струйных аппаратах его внутренняя энергия преобразуется в гидродинамический напор, достаточный для преодоления сопротивления первого контура. Производительность струйных аппаратов определяется недогревом воды до состояния насыщения и давлением, что дает возможность использовать преимущества регулирования мощности реактора методом вариации расхода теплоносителя первого контура широко применяемым в мире для регулирования кипящих реакторов. Для изменения мощности реактора в установке достаточно изменить мощность теплоотвода в парогенераторе и реактор соответствующим образом изменяет свою мощность в режиме саморегулирования, без вмешательства внешних органов управления и оператора.

Таким образом, совокупность кипящей активной зоны, охваченной сильной обратной связью по реактивности, и пароводяных струйных аппаратов, регулируемых только изменением параметров теплоносителя первого контура, придает новые качества всей установке, делая ее практически независимой от внешних регулирующих воздействий, то есть

автономной. При этом, с целью для обеспечения необходимых параметров работы контура циркуляции во всем диапазоне работы установки, запуска струйного аппарата при низких параметрах теплоносителя, для обеспечения устойчивой работы установки в целом и получения лучшей маневренности установки требуется одновременное применение нескольких параллельно работающих пароводяных струйных аппаратов (ПВСА). При параллельной работе пароводяных струйных аппаратов возникает комплекс вопросов касающихся их поочередного запуска и остановки при разогреве установки, переходах на долевые режимы и расхолаживании. До настоящего времени эти вопросы не были исследованы.

Учитывая вышесказанное, исследование параллельной работы пароводяных струйных аппаратов в первом контуре ядерной паропроизводящей установки является актуальной научно-технической задачей.

Цель работы и задачи исследования.

Целью работы является разработка методики расчета условий запуска пароводяных струйных аппаратов, выполняющих роль циркуляционных средств в первом контуре ядерной моноблочной паропроизводящей установки при их параллельной работе. В работе поставлены и решены задачи:

- исследование условий, определяющих запуск неработающего ПВСА, как одиночного, так и параллельно включенного;

- оценка влияния теплофизических параметров на работу ПВСА в режимах запуска;

- оценка потерь энергии в ПВСА, вызванных расходом через соединительную перемычку.

- разработка конструкции проточной части, позволяющей минимизировать потери;

- исследование различных схем соединения проточных частей ПВСА.

Объект исследований.

Объектом исследований являются пароводяные струйные аппараты, используемые в качестве средства циркуляции в первом контуре ядерной паропроизводящей установки и теплофизические процессы, проходящие в них при их параллельной работе.

Методы исследований и достоверности результатов.

В работе применены общие методы научного познания - методы теоретического и эмпирического исследования, абстрагирование, моделирование. Достоверность теоретических выводов подтверждена методом математического моделирования, экспериментальными данными.

Научная новизна результатов работы заключается в том, что:

- изучено влияние параметров циркуляционного контура и величины движущего напора естественной циркуляции на запуск одиночного ПВСА;

- исследовано влияние недогрева воды на входе на потери в ПВСА;

- рассмотрены особенности запуска при наличии в контуре нескольких аппаратов работающих параллельно;

- дана оценка влияния расхода через соединительную перемычку на потери энергии в ПВСА;

- определено влияние сопротивления всасывающей ветви на коэффициент инжекции неработающего ПВСА;

- на основании анализа потерь определены условия запуска неработающего ПВСА при нескольких работающих ПВСА.

- на основании изучения особенностей запуска ПВСА при большом числе ПВСА обоснована и разработана схема их соединения;

- исследовано влияние схемы соединения проточных частей камер смешения на условия запуска;

- рассмотрено влияние числа параллельно работающих ПВСА на пусковые характеристики циркуляционного контура;

- обоснована и разработана конструкция проточной части ПВСА позволяющая уменьшить потери при подводе дополнительного потока через соединяющую перемычку;

- определено понятие области возможной работы ПВСА и исследованы факторы, определяющие ее граничные условия.

Практическая значимость и реализация.

Выполненные научно-технические разработки позволяют решить практическую задачу применения пароводяных струйных аппаратов в качестве средства циркуляции в первом контуре ядерной моноблочной паропроизводящей установки с целью повышения её конструктивной безопасности.

На защиту выносится методика расчета условий запуска пароводяных струйных аппаратов, выполняющих роль циркуляционных средств в первом контуре ядерной моноблочной паропроизводящей установки при их параллельной работе.

Апробация работы.

Диссертационная работа заслушана и одобрена « 22 » марта 2012 г. на расширенном заседании кафедры Энергетики СПбГМТУ. Основные результаты докладывались на заседаниях научно-технической комиссии СПбГМТУ в 2009-2012 годах.

Публикации.

Основные теоретические и практические результаты диссертации опубликованы в 9 научных работах, все по теме диссертации. Из них 3 статьи, 6 научно-технических отчетов. Авторская доля от 17% до 50%. В рецензируемых научных журналах, определяемых Перечнем ВАК РФ опубликовано 3 работы. Авторкая доля 17%, 33% и 50%.

Структура и объем работы.

Диссертационная работа состоит из введения, пяти глав, заключения, списка использованной литературы. Общий объем работы составляет 127 страниц основного текста, содержащего 59 рисунков и 4 таблицы. Библиография включает 176 наименований отечественной и зарубежной литературы.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы диссертации, сформулирована цель работы и определены основные задачи, которые необходимо решить для ее достижения.

В первой главе выполнен анализ современного состояния проблемы.

Проанализированы работы отечественных и зарубежных ученых и научных коллективов, связанные с исследованием процессов в струйных аппаратах и применением струйных аппаратов в различных конструкциях, а именно: работы, выполненные К.К. Баулиным, Л.Д. Берманом, Г.И. Ефимочкиным, А.Н. Ложкиным, С.А. Христиановичем, Г.А. Аронсом, С.Ю. Келлером, В.П. Шидловским, Г.Н. Абрамовичем, Е.Л. Соколовым, Н.М. Зингером и другими исследователями.

Струйные аппараты - это устройства, в которых происходит процесс инжекции, представляющий собой обмен энергией между активным потоком и пассивным потоком путем непосредственного их контакта (смешения) с образованием в результате смешанного потока. Возможность повышения давления инжектируемого потока до значения, превышающего давления исходных сред является основным, принципиальным качеством пароводяных струйных аппаратов. Двухфазные струйные аппараты, в основном пароводяные, широко применяют в различных областях техники. Этому способствуют простота схем включения в различные установки, сравнительно простое их устройство, несложная технология изготовления, отсутствие движущихся частей, возможность эффективной работы в качестве циркуляционных устройств в разнообразных системах.

Струйный аппарат может быть использован в качестве устройства для обеспечения циркуляции (циркуляционного насоса) в циркуляционном контуре различных установок. Например, Б.Ф. Лямаевым исследуется использование струйного аппарата совместно с лопастным насосом в установке для откачки жидкости с большой глубины центробежным насосом, расположенным на поверхности земли.

Другими словами, струйный аппарат используется в качестве устройства, изменяющего рабочие характеристики насоса другого типа. Таким образом, струйный аппарат в установке выполняет роль бустера, который увеличивает напор и приводится в движение струей рабочей жидкости, создаваемой центробежным насосом. То есть в данной конструкции струйный аппарат не является полноценным циркуляционным насосом. В работах Н.П.Шаманова описывается применение струйного аппарата в качестве циркуляционного насоса в контуре циркуляции судовой ядерной паропроизводящей установки. В работе показано, что для увеличения давления за диффузором необходимо использовать входную скорость инжектируемого потока, что требует специального профилирования проточной части приемной камеры. При этом автозапуск струйного аппарата возможен при некотором значении напора естественной циркуляции, а далее, по мере увеличения производительности струйного аппарата, происходит

переход на принудительную циркуляцию. Рассмотрен случай, когда в циркуляционном контуре применяется один струйный аппарат, обеспечивающий необходимые параметры установки.

Очевидно, что применение в циркуляционном контуре только одного струйного аппарата, приводит к увеличению его размеров и не может обеспечить необходимые параметры во всем диапазоне работы установки. Возникают также проблемы с запуском такого струйного аппарата, так как его запуск происходит при повышенных расходах теплоносителя, то есть необходимо обеспечить большой напор естественной циркуляции, что, в свою очередь, приводит к увеличению размеров всей установки. Кроме того, при нестационарных режимах установки работы установки, возможен вариант, когда при переходе на долевой режим происходит отключение струйного аппарата и обратный переход на естественную циркуляцию, что сопровождается резкими колебаниями параметров теплоносителя, приводит к нестабильной работе установки и продолжительному набору мощности в случае необходимости полной нагрузки.

Таким образом, для обеспечения необходимых параметров работы контура циркуляции во всем диапазоне работы установки, запуска струйного аппарата при низких расходах теплоносителя, для обеспечения устойчивой работы установки в целом и получения лучшей маневренности установки следует использовать в циркуляционном контуре нескольких параллельно включенных струйных аппаратов. В связи с этим, в диссертационной работе исследованы условия и процессы, определяющие запуск и работу нескольких параллельно включенных струйных аппаратов в составе первого контура ядерного паропроизводящего агрегата.

Во второй главе работы дано описание экспериментальной установки БЕТА-К, предназначенной для моделирования теплофизических процессов, протекающих в ядерных моноблочных энергетических установках, со следующими техническими характеристиками:

мощность проектная .....................................................................500 кВт

мощность используемая................................................................120 кВт

давление первого контура............................................................10 МПа

средняя температура первого контура.........................................300 С

давление второго контура ............................................................2,5 МПа

Схема установки БЕТА-К изображена на рис. 1.

Контроль параметров установки осуществляется при помощи датчиков и устройств, места установки которых показаны на схеме установки (рис. 1). На схеме обозначены следующие параметры: в - расход теплоносителя первого контура в одной петле . Измеряется при помощи измерительного сопла, установленного на напорном трубопроводе пароводяного инжектора, и дифференциального манометра. ДР - перепад давления на инжекторе. Измеряется при помощи дифференциального манометра, подключённого к напорному и всасывающему трубопроводам инжектора.

Тем - температура воды на выходе из инжектора. Измеряется при помощи

Рисунок 1 - Схема установки Бета-К I — бак-«море»; II - винтовой питательный насос второго контура; III - дозаторный насос подпитки первого контура; IV- измерительная диафрагма; V- измерительное сопло; VI - кассета забортного теплообменника; VII - корпус; VIII - манометр; IX - нагреватель электродного типа; X - струйный аппарат; XI - тёплый ящик; XII - фильтр; XIII - центробежный циркуляционный насос третьего контура.

термопары, подключённой на напорном участке трубопровода первого контура.

Тв - температура воды на входе в инжектор. Измеряется при помощи термопары, подключённой на всасывающем трубопроводе инжектора. Тп - температура пара первого контура, подаваемого в инжекторы. Измеряется при помощи термопары, подключённой на паровом трубопроводе инжектора правого борта №1.

влв - расход питательной воды второго контура. Измеряется при помощи измерительной диафрагмы, установленной на напорном участке трубопровода второго контура после фильтра, и дифференциального манометра.

Тпв - температура питательной воды. Измеряется при помощи термопары, подключённой к напорному участку трубопровода второго контура после измерительной диафрагмы.

Тпп - температура перегретого пара. Измеряется при помощи термопары, подключённой к паропроводу второго контура после цапфы корпуса. Опп - расход перегретого пара. Измеряется при помощи измерительной

диафрагмы, установленной на паропроводе второго контура перед тройником и после термопары, и дифференциального манометра.

Давление первого контура измеряется манометром, подключаемым к напорному трубопроводу инжектора левого борта № 2.

Давление во втором контуре измеряется манометром, подключаемым к паропроводу второго контура перед измерительной диафрагмой.

Уровень жидкости в корпусе установки определяется при помощи прибора "Измеритель уровня", датчик которого установлен внутри корпуса установки.

Уровень мощности, выделяемой нагревателем электродного типа, контролируется при помощи прибора "Регулятор мощности".

Третья глава работы посвящена исследованию условий, определяющих запуск неработающего ПВСА. Процесс запуска струйного аппарата является наиболее характерным процессом из числа нестационарных процессов для циркуляционного контура со струйными аппаратами. Если в контуре установлено несколько ПВСА, работающих параллельно, то запуск каждого следующего ПВСА будет отличаться от запуска предыдущего из-за изменения перепада давления между его входным и выходным патрубками.

Необходимым условием запуска неработающего ПВСА является поступление в его приемную камеру пара и воды. Однако, выполнение этого условия недостаточно. Необходимо еще, чтобы при поступлении и конденсации пара создавался избыточный напор, приводящий к увеличению производительности ПВСА. Осевое распределение давления в проточной части ПВСА показано на рис. 2. В приемной камере ПВСА давление среды падает на величину ДРь, определяемую разгоном жидкости и потерями на трение о стенки. В срезе парового сопла пар конденсируется в воде и давление увеличивается на величину ДРск. Затем в камере смешения давление воды снова уменьшается до Рт1П вследствие разгона и потерь на трение и, наконец, из-за торможения в диффузоре, возрастает до величины Ра. Напор ПВСА, равный ДР£гг= Рй — Рп может быть как положительным, так и отрицательным. В первом случае запуск ПВСА возможен, если

ЛР;п>ЛР„ с (1)

где ДРНС- сопротивление напорной ветви сети

АРт =РЛ-Рп =ЬРск-ЬРъ-ЬР'ъ+ЬРл (2)

или, выразив давление через расход среды, получим:

АР.=

G2„v„ 2fnf„b

fnb

G~mvh

2 ñ

nb

fcr

2fbfnb \2

К)"

G¡mvb 2 flb

G2hvh

2/„7

f,

nh

Gl

cm h

2/„2

nb

fr

nh

fcr,

fb

4,

)-

G}mvh

2/„2

nb

где Сь - расход пассивной среды, кг/с; уь - удельный объем пассивной среды, м3/кг; /ь - площадь сечения камеры, м2; - коэффициент сопротивления приемной камеры; С^ - расход смеси, кг/с; /пй - площадь сечения конденсации, м2; Сь ~ коэффициент сопротивления камеры смешения; Сп - расход активной среды, кг/с; vп - удельный объем активной среды, м3/кг; /п - площадь сечения сопла, м2; {ст - сечение камеры смешения, м2; /пЬ - сечение пароводяной смеси, м2; г]й - КПД диффузора. В итоге, после ряда преобразований, получим:

АР-

fcm

fnc

ы

fn J пв

fr

лвО

-fb-(\-nd)~Ek

>-H

dv

(4)

где hP¿ - динамический напор на входе в диффузор, Па; Hdv - движущий напор естественной циркуляции, Па; <р — истинное объемное паросодержание; /пс - сечение парового сопла, м2; Ек - параметр; /п" -

сечение полной конденсации пара, м2; /пв0- сечение камеры смешения в

2

срезе парового сопла, м .

Эта формула позволяет оценить расход естественной циркуляции, достаточный для запуска ПВСА. Анализ позволяет выявить влияние отдельных параметров на запуск ПВСА. Прежде всего, очевидно влияние отношения сечения парового сопла к сечению камеры смешения в срезе сопла fnc/(fn+fb)- Чем это отношение больше, тем запуск легче. Это значит, что с уменьшением коэффициента инжекции запуск осуществляется легче. Заметное положительное влияние на запуск оказывает коэффициент полезного действия диффузора. Сопротивление контура циркуляции влияет отрицательно.

Для изучения влияния отдельных параметров на пусковые характеристики ПВСА принята следующая схема проточной части (рисунок 2) и исходные данные давление в контуре - 20-100 бар; недогрев смеси до насыщения - 5-20°С; коэффициент инжекции - 8-16; КПД диффузора - 0,80,9; угол al - 12,5-17,5 °С; расстояние L1 - 1...20 мм; диаметр камеры смешения - 13 мм; диаметр парового сопла - 11 мм.

Расчетная схема проточной части приведена на рис. 3.

1

3 1

<

Ь 'а2,

Рисунок 3 - Схема проточной части ПВСА

На рис. 4 приведена зависимость сопротивления ПВСА от относительного расхода ЕЦ при давлении 20 бар и недогреве 5 °С.

—♦—Сопротивление ПВСА1 -«-Сопротивление ПВСА2 «^-Сопротивление ПВСАЗ

Рисунок 4 - Зависимость сопротивления ПВСА от относительного

расхода ЕЦ при давлении 20 бар, недогрев 5 °С, при различных а2

Аналогичные зависимости получены при различных давлениях и недогревах. Из графика следует, что, при уменьшении угла конусности камеры смешения ПВСА а2, запуск ПВСА существенно усложняется из-за увеличения сопротивления. Таким образом, для запуска струйного аппарата под действием естественной циркуляции необходимо, чтобы движущий напор превышал сопротивление ПВСА в точке экстремума.

При наличии в контуре циркуляции более двух параллельно работающих ПВСА появляются некоторые особенности запуска, не имеющие места при двух аппаратах. Прежде всего, появляется неоднозначность в схеме соединения проточных частей ПВСА перепускными каналами - перемычкам для обеспечения запуска

неработающих струйных аппаратов. При числе ПВСА большем двух схема соединения может быть параллельной и последовательной (рис. 5).

Рисунок 5 - Последовательная и параллельная схемы соединения ПВСА

При последовательной схеме соединения работающий струйный аппарат, вследствие малого проходного сечения перепускных каналов влияет практически только на два соседних, в то время как при параллельной схеме работающий аппарат связан со всеми остальными, что не обеспечивает условий их запуска. При параллельной схеме соединения один запустившийся ПВСА прокачивает воду сразу через все остальные неработающие аппараты и, таким образом, не в состоянии обеспечить расход, достаточный для их запуска.

Расчеты, выполненные с целью определить зависимость расходов через работающий и неработающие ПВСА, показали слабое влияние работающего ПВСА на удаленно подключенные ПВСА. Результаты расчетов представлены на графиках (рис. 6).

Рисунок 6 - Зависимость расходов 01, 62, йЗ, ПВСА от недогрева при подключении 4-х и 12-ти ПВСА

Также были рассчитаны зависимости расхода от недогрева при подключении 6-ти, 8-ми,16-ти, 32-х ПВСА.

На рис. 7 представлены Параметры системы параллельно работающих ПВСА. По мере увеличения числа запустившихся ПВСА коэффициент инжекции аппарата падает, температура смеси растет, расход уменьшается.

Рисунок 7- Параметры системы параллельно работающих ПВСА при

давлении 20 ата

Также рассчитаны параметры системы параллельно работающих ПВСА при давлениях 20, 40, 80, 100 ата.

При уменьшении недогрева питательной воды до насыщения температура смеси за неработающими ПВСА становится равной температуре насыщения при меньшем количестве работающих аппаратов и запуск остальных ПВСА становится невозможен.

Поскольку ПВСА и корпус установки образуют систему сообщающихся сосудов, запуск ПВСА определяется также положением парового сопла относительно уровня воды в компенсаторе объема (КО). Схема расположения ПВСА на экспериментальном стенде «Бета-К» представлена на рис. 8.

Рисунок 8 -

Схема расположения ПВСА на экспериментальном стенде 13

Кроме того, необходимо учитывать совместное геометрическое расположение сопла ПВСА относительно камеры смешения, а также различные сопротивления участков трубопроводов ПВСА, обусловленные разным конструктивным положением.

Исходя из выше перечисленных особенностей запуска и работы ПВСА, экспериментальные исследования влияния уровня в КО на запуск ПВСА, разделены на два этапа.

На первом этапе исследовалась очередность запуска струйных аппаратов, сопла которых имеют одинаковое взаимное расположение (13 мм от «упора»). При данном исследовании начальный уровень в КО соответствует предельно высокому (~110 см). Установка предварительно была прогрета на рабочих режимах. Открыта вся арматура управления состоянием ПВСА. Парогенератор отключен по воде второго контура. Мощность подавалась «броском» от 0 % до 98 % (-130 кВт). Данное условие было необходимо для уменьшения фактора «разгона» включившегося ПВСА, на пусковые характеристики остальных ПВСА. Регистрировались следующие величины:

- Тсм-Тв (°С) - перепад температур на напоре и всасе ПВСА -

основной критерий запуска, т.к. поступление пара в ПВСА

характеризуется увеличением перепада температур;

- уровень в КО (см), относительно нижней кромки корпуса (см.

рисунок 3.29);

- G11..14 (т/ч) - расход теплоносителя через струйные аппараты;

- мощность, %;

- время, с.

Время опроса датчиков установки 1сек (минимальное). Определялись:

- уровень ЕЦ Geni..4, необходимый для запуска каждого струйного аппарата, (в качестве Geni..4 были приняты величины расходов G11..14, до момента увеличения перепада температур Тсм-Тв);

- уровень ЬкО, соответствующий моменту запуска каждого аппарата;

- очередность запуска ПВСА.

Индивидуальные динамические характеристики ПВСА не рассматривались.

На втором этапе испытаний производился анализ влияния уровня КО на запуск ПВСА, применительно к конкретному ПВСА. Для исследования был выбран ПВСА1- как имеющий геометрический запас, как по верхнему, так и по нижнему положению уровня в КО. Арматура управления ПВСА2..4 находилась в закрытом состоянии, кольцевые перемычки ПВСА разобщены отсечными вентилями. Парогенератор отключен по воде второго контура. Мощность плавно поднималась от 20 % до 50 %. Регистрировалось увеличение ЕЦ, порог запуска ПВСА и соответствующий уровень КО. Перед каждым последующим циклом исследований, установка приводится к начальным параметрам - путем расхолаживания водой второго контура. Изменение первоначального уровня КО производилось путем сброса

некоторого количества пара из КО через клапан вентиляции в бак «море». Регистрировались следующие величины:

- Тсм1-Тв1 (°С) — перепад температур на напоре и всасе ПВСА -основной критерий запуска, т.к. поступление пара в ПВСА характеризуется увеличением перепада температур;

- уровень в КО (см), относительно нижней кромки корпуса (рисунок 3.29);

- G11 (т/ч) - расход теплоносителя через струйный аппарат;

- мощность, %;

- время, с.

График запуска ПВСА приведен на рис. 9.

Рисунок 9 - Совместный запуск ПВСА

По результатам экспериментов был построен график зависимости пускового расхода естественной циркуляции от уровня воды в КО (рис. 10).

ч 11 < ■-J : s

1> ■е о с о о "С ■ о ся

о с а. II ; т;

; -

50 (¡0 70 80 90 100 110 120 Уровень!!!, СМ

Рисунок 10- График экспериментальной зависимости пускового расхода ЕЦ

от уровня КО

При большом числе ПВСА запуск первого аппарата происходит под действием расхода естественной циркуляции, однако наличие других ПВСА оказывает влияние на характер запуска из-за соединений камер смешения перепускной трубой. Запуск каждого следующего аппарата осуществляется уже под действием работающих аппаратов с помощью перепускной трубы.

Естественно, что расход через перепускную трубу в этом случае имеет такое же решающее значение, как и расход естественной циркуляции при запуске первого ПВСА. При уменьшении коэффициента инжекции вследствие увеличенного сопротивления всасывающей магистрали увеличивается температура смеси за неработающим ПВСА. Это может вызвать запирание перепускной трубы из-за вскипания в ней воды. Если запирание происходит, то расход через перепускную трубу будет определяться уже не перепадом давления между камерами смешения работающего и неработающего аппаратов, а недогревом смеси до состояния насыщения. Это явление играет отрицательную роль, поэтому нежелательно иметь большую разницу между коэффициентами инжекции работающего и неработающего ПВСА.

В четвертой главе рассмотрены потери механической энергии в работающем ПВСА, вызванные расходом через соединительную перемычку, при одном или нескольких работающих ПВСА. Эти потери могут быть определены исходя из повышения давления в скачке конденсации работающего аппарата.

^-тЫж-'] <5)

где Щ.м - скорость смеси, 1УВ - скорость воды в камере смешения. Изменение приращения давления в скачке, вызванное расходом через перемычку, будет

5АРГК = 2ДР,

ЧЩ,

(Ссм У 1УСМ \С™ / ^

(6)

где Ссм = Ссм + СП7П - суммарный поток жидкости перед диффузором; АРЁ -динамический напор перед диффузором. Изменение напора ПВСА, вызванное изменением величины скачка и повышением перепада давления в диффузоре, составит

ГА ПИН _ др

Ц ум

т-

(2 -|?8)

Уменьшение относительного напора будет равно

ДЕ = (2 - Чв)

(Ь)-

(7)

(8)

График, построенный по этому уравнению приведен на рисунке 10. Из графика следует, что потери в работающем ПВСА, связанные с расходом через перепускную трубу, сильно зависят от величины относительного расхода У=Опт/Осм и от КПД диффузора >]к.

16

На рис. 11 представлена зависимость потерь относительного напора ДЕ от относительного расхода через перемычку У при разных углах входа потока а.

0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 Относительный расход через перемычку, У

—В-30' —й—45*

-60" —с—90"

Рисунок 11 - Зависимость потерь относительного напора ДЕ от относительного расхода через перемычку У при разных углах входа

потока а

С целью снижения дополнительных потерь рассмотрены три системы подвода дополнительного потока:

1. Подвод через конические отверстия;

2. Подвод через кольцевые щели;

3. Подвод через кольцевые щели с внезапным расширением сечения.

На рис. 12 представлены результаты экспериментов по потерям в камере смешения ПВСА.

1

0,9

ш

«(- 0,8

а о,?

I 0,6 о.

а 0,5 I о,4

О»

|0,3

К 0,2 О

0,1

- - 1 ' . ' ,' 1

—«г —. - 1

: !

0,1

0,2 0,3

Относительный расход, У

0,5

Камера смешения с отверстиями О Камера смешения с одной щелью

Рисунок 12 - Результаты экспериментов по потерям в камере смешения

ПВСА

Зависимость изменения относительных потерь ДЕ от относительных сечений X перепускной трубы и камеры смешения представлена на рис. 13.

0,15 • ---._._■_, I -:-г—----г-~-......

и камеры смешения, X

6 ' Относительные потери, ЛЕ

Рисунок 13 - Зависимость изменения относительных потерь ДЕ от относительных сечений X перепускной трубы и камеры смешения

На основании анализа потерь разработана конструкция ПВСА с минимальными потерями за счет максимального использования скорости подводимого потока представленная на рис. 14.

Входная ег/та Корпус Простэвка Выкоднэя вту^о

Рисунок 14 - ПВСА с осевым подводом дополнительного потока.

В пятой главе работы рассмотрено определение области возможной работы ПВСА в циркуляционном контуре и особенности работы ПВСА на различных режимах и, в частности переход с правой на левую ветку зависимости Ссм= Ссм(ДТз).

На основании изложенного в предыдущих разделах можно сформулировать следующие условия запуска остановленного ПВСА с помощью естественной циркуляции:

1. Температура смеси неработающего ПВСА должна быть ниже температуры смеси при давлении в контуре;

2. Для работающего ПВСА должно выполняться условие:

АР'

( г Л2 2(р-(р2 -

\/пс ^ ы / \ гп У пв ЛеО, 2

4-0-Ъ)~Ек

>-Н

сЬ

(9)

3. Для работающего ПВСА должно выполняться условие:

А^ИН — ^ин — ЕК

где АЕИН- потеря относительного напора; - относительный напор ПВСА; Ек - относительное сопротивление контура.

Одновременное выполнение всех трех условий возможно только в некоторой области параметров, как это следует из графика на рис. 15. Если провести на этом графике горизонтальную прямую параллельно оси абсцисс, при некотором значении ДРпр, то, двигаясь по этой прямой слева направо, можно последовательно пройти три области параметра недогрева воды до насыщения на входе в ПВСА ДТб .

Область 1 - работа невозможна из-за ограничения по горячей воде; Область 2 - работа возможна;

Область 3 - работа невозможна из-за слишком холодной воды.

в <о»Э«мцмемт имжекцин 02 «♦"Ограничение по гсвечей воде

— — Ограничение по холодной воде при Ш

— - -Ограничение по горяч«« воде при 112

Рисунок 15- Область возможной работы ПВСА

При изменении характеристик контура и ПВСА область возможной работы может увеличивается или уменьшается. Для каждого конкретного сочетания параметров контура, используя приведенные в предыдущих главах формулы, можно построить кривые, аналогичные изображенным на рис.15 и выявить влияние характеристик ПВСА и контура на область возможной работы для каждого конкретного случая.

Рассмотрим процессы, происходящие в ПВСА в зависимости от недогрева воды до насыщения на входе в ПВСА при фиксированных значениях теплофизических параметров, и фиксированном расходе пара через паровое сопло.

Правая часть графика. При больших значениях недогрева воды до насыщения на входе в ПВСА ДТб, пар, поступающий в сопло, конденсируется практически в срезе парового сопла, в связи с тем, что расход воды через инжектор слишком велик для перемещения скачка конденсации пара в цилиндрическую часть камеры смешения. Как следствие, запуск ПВСА в данной области невозможен из-за явления, которое можно обозначить как «затапливание» ПВСА. Согласно графику ограничения запуска по предельному напору, ПВСА, при этом, находится в условиях превышения предельного напора.

По мере уменьшения недогрева воды до насыщения на входе в ПВСА ДТб создаются все более благоприятные условия для запуска ПВСА. И, вследствие этого, скачок конденсации пара происходит уже не на срезе парового сопла, а сдвигается относительно среза парового сопла в сторону камеры смешения. Однако, запуск ПВСА все еще невозможен из-за большой площади скачка конденсации, поскольку он все еще происходит в приемной камере. ПВСА все еще находится в условиях превышения предельного напора.

Центральная часть графика. Далее, по мере уменьшения недогрева воды до насыщения на входе в ПВСА ДТб, пар уже способен преодолеть участок приемной камеры без конденсации, даже при дальнейшем уменьшении площади приемной камеры, по мере приближения к камере смешения. Таким образом, скачок конденсации происходит уже непосредственно в камере смешения, и запуск ПВСА становится возможен. Однако, существует такая область комбинации параметров теплоносителя и геометрических параметров ПВСА, в которой запуск по прежнему невозможен из-за ограничения по холодной воде. Причем, при достижении некоторого значения недогрева воды до насыщения на входе в ПВСА ДТб, график ограничения по предельному напору проходит точку экстремума, что говорит о стабилизации процессов в ПВСА. Можно, сказать, что именно в этой области располагаются режимы оптимальной работы ПВСА. При увеличении сопротивления контура, и, как следствие, уменьшения расхода ПВСА, изменения напора не происходит до достижения контуром некоторого сопротивления, при котором происходит срыв работы ПВСА. По мере возрастания сопротивления контура происходит смещение скачка

конденсации из зоны начала диффузора сначала в конец камеры смешения и, далее, в начало камеры смешения, то есть по направлению к паровому соплу. Поскольку, площадь сечения камеры смешения является константой, скачок конденсации обеспечивает повышение давления на выходе из ПВСА на всем протяжении своего перемещения. При дальнейшем смещении скачка, он премещается в приемную камеру, которая имеет конический участок, и площадь сечения скачка увеличивается. Энергии скачка уже недостаточно для удержания давления на выходе из ПВСА и происходит срыв его работы.

Левая часть графика. При дальнейшем уменьшении недогрева воды до насыщения на входе в ПВСА ДТб, количество пара постепенно превышает возможности пассивной среды по его конденсации. Таким образом, происходит явление, называемое «запариванием» ПВСА. В данных условиях запуск ПВСА невозможен из-за недостатка расхода пассивной среды через ПВСА. То есть, напор не может быть обеспечен при существующих комбинациях теплофизических параметрах теплоносителей. Это соответствует левой части графика, постепенно загибающейся к оси абсцисс.

На основании вышеизложенного можно сделать вывод, что при запуске ПВСА при помощи естественной циркуляции, считая фиксированными параметры теплоносителей, определяющее значение имеет собственно недогрев воды до насыщения на входе в ПВСА ДТб, при уменьшении которого происходит перемещение скачка конденсации по направлению от среза парового сопла к диффузору что и приводит, собственно, к запуску ПВСА.

Очевидно, что запуск ПВСА возможен при достижении питательной водой некоторой температуры, которую можно назвать температурой запуска по воде, подаваемой на вход ПВСА. В зависимости от геометрических параметров ПВСА, а также других параметров установки (температур, давлений, сопротивлений), температура воды, при которой ПВСА запустится может быть различной. Рассмотрим изменение температуры запуска ПВСА по холодной воде в зависимости от расхода естественной циркуляции.

При незначительном расходе естественной циркуляции для запуска ПВСА, то есть, формирования скачка конденсации в цилиндрической части камеры смешения, возможно увеличение недогрева воды до насыщения на входе в ПВСА ДТб. По мере увеличения расхода естественной циркуляции, запуск ПВСА возможен при уменьшении недогрева воды до насыщения на входе в ПВСА.

Из графика ограничения по холодной воде (кривая «X») следует, что, наиболее выгодные условия, с точки зрения температуры холодной воды, для запуска ПВСА возникают при наименьшем коэффициенте инжекции. В этом случае ПВСА может обеспечивать минимальный подогрев воды при работе. Однако, существующие ограничения по предельному напору, рассмотренные в предыдущем параграфе, и ограничения по горячей воде, которые будут рассмотрены ниже, сужают область запуска ПВСА по холодной воде, то есть,

при увеличении коэффициента инжекции необходимо уменьшать недогрев до насыщения на входе в ПВСА.

Для практического использования указанной зависимости необходимо представлять себе, что, при фиксированном расходе естественной циркуляции, чтобы ПВСА запустился, требуется недогрев воды до насыщения на входе в ПВСА снижать, например, изменяя давление в контуре.

Ограничение по горячей воде (кривая «Г») определяется таким состоянием процесса работы ПВСА, когда температура смеси на выходе из ПВСА достигает температуры насыщения и ПВСА прекращает работу независимо от коэффициента инжекции. ПВСА «запаривается». Вода, в данном случае, неспособна сконденсировать паровой факел и он заполняет все пространство ПВСА.

Аналогично процессам, рассмотренным в предыдущем параграфе, можно отметить, что запуск ПВСА произойдет только в случае, если, при фиксированном расходе естественной циркуляции, температура этого теплоносителя не будет превышать некоторого максимально возможного значения температуры запуска.

Очевидно, что при увеличении расхода естественной циркуляции, для получения скачка конденсации в цилиндрической части камеры смешения ПВСА необходимо уменьшать недогрев воды до насыщения на входе в ПВСА.

По мере снижения расхода естественной циркуляции, возможно и увеличение недогрева воды до насыщения на входе в ПВСА ДТб.

Кривая ограничения по горячей воде «Г» является границей области, когда, даже при любом изменении расхода естественной циркуляции, ПВСА не может быть запущен при недогреве воды до насыщения, меньшем некоторого значения.

С точки зрения физических процессов происходящих в ПВСА, смысл кривой ограничения по горячей воде «Г» состоит в том, чтобы получить при данной температуре воды и удержать скачок конденсации в некотором сечении цилиндрической части камеры смешения для запуска ПВСА.

Запуск каждого последующего ПВСА в установке представляет собой физический процесс достижения требуемых для преодоления ограничений запуска теплофизических параметров (кривые ограничений).

Определение области возможной работы ПВСА позволяет прогнозировать работу ПВСА при нестационарных процессах запуска, остановки, перехода на долевые режимы.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ

В результате выполненного комплекса теоретических и экспериментальных исследований разработана методика расчета условий запуска ПВСА, выполняющих роль циркуляционных средств в первом контуре ядерного моноблочного паропроизводящего агрегата при их параллельной работе. В работе получены следующие результаты:

1. Изучено влияние параметров циркуляционного контура и величины движущего напора естественной циркуляции на запуск одиночного ПВСА. Исследовано влияние недогрева воды на входе на потери энергии в ПВСА.

2. Исследован запуск ПВСА при помощи естественной циркуляции.

3. Дана оценка влияния расхода через соединительную перемычку на потери энергии в ПВСА. Определено влияние сопротивления всасывающей ветви на коэффициент инжекции неработающего ПВСА.

4. На основании анализа потерь определены условия запуска неработающего ПВСА при нескольких работающих ПВСА.

5. Обоснована и разработана схема соединения ПВСА. Исследовано влияние схемы соединения ПВСА на запуск. Рассмотрено влияние числа параллельно работающих ПВСА на пусковые характеристики циркуляционного контура.

6. Обоснована и разработана конструкция проточной части ПВСА позволяющая снизить потери при подводе дополнительного потока.

7. Определено понятие области возможной работы ПВСА и исследованы факторы, определяющие граничные условия возможной работы. Рассмотрены граничные условия области возможной работы.

8. Выполненные исследования являются решением проблемы запуска ПВСА при параллельной работе в первом контуре моноблочной ядерной энергетической установки и позволяют реализовать принцип конструктивной безопасности за счет отказа от циркуляционного насоса первого контура.

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах:

I. В изданиях, рекомендованных Перечнем ВАК РФ:

1. Шаманов Н.П., Шаманов Д.Н., Андреев А.Г. Особенности запуска струйного аппарата в первом контуре ядерной паропроизводящей установки. - Морской вестник №2, 2011 г., стр. 49-51. (автор - 33%)

2. Шаманов Н.П., Андреев А.Г. Определение области возможного запуска неработающего пароводяного струйного аппарата в случае двух параллельно работающих аппаратов. — Морские интеллектуальные технологии №3, 2011 г., стр. 37 - 39. (автор - 50%)

3. Шаманов Н.П., Кожемякин В.В., Шаманов Д.Н., Соломянский В.Б., Андреев А.Г., Коршунов А.И. Экспериментальные исследования на полунатурном стенде судового ядерного моноблочного паропроизводящего агрегата «Бета-К» на Приморской учебно-научной базе СПбГМТУ. — Морские интеллектуальные технологии №4, 2011 г., стр.21-28. (автор - 17%)

II. Прочие публикации:

4. Разработка научно-технологической базы для создания ядерного моноблочного паропроизводящего агрегата для плавучих АЭС с высоким уровнем безопасности и энергосбережения за счет использования струйных технологий. Отчет о НИР. (промежуточ., этап № 1): Государственный контракт № П965/Х-237;СП6ГМТУ; рук. Шаманов Н.П.; исполн.: Кожемякин В.В., Андреев А.Г.[и др.].- Санкт-Петербург, 2009.- 87 е.- № ГР 01200961489. (автор - 20%)

5. Разработка научно-технологической базы для создания ядерного моноблочного паропроизводящего агрегата для плавучих АЭС с высоким уровнем безопасности и энергосбережения за счет использования струйных технологий. Отчет о НИР. (промежуточ., этап № 2): Государственный контракт № П965/Х-237;СП6ГМТУ; рук. Шаманов Н.П.; исполн.: Кожемякин В.В., Андреев А.Г.[и др.].- Санкт-Петербург, 2010,- 141с,- № ГР 01200961489. (автор - 20%)

6. Разработка научно-технологической базы для создания энергосберегающей безбойлерной системы теплоснабжения со струйными средствами циркуляции не требующими затрат электроэнергии на циркуляцию теплоносителя. Отчет о НИР. (промежуточ., этап № 1): Государственный контракт № 14.740.11.0106/Х-341;СПбГМТУ; рук. Шаманов Н.П.; исполн.: Кожемякин В.В., Андреев А.Г.[и др.].- Санкт-Петербург, 2010.- 133с.- № ГР 01201064664. (автор -20%)

7. Разработка научно-технологической базы для создания ядерного моноблочного паропроизводящего агрегата для плавучих АЭС с высоким уровнем безопасности и энергосбережения за счет использования струйных технологий. Отчет о НИР. (заключ.): Государственный контракт № П965/Х-237;СП6ГМТУ; рук. Шаманов Н.П.; исполн.: Кожемякин В.В., Андреев А.Г.[и др.].- Санкт-Петербург, 2011.- 141с,- № ГР 01200961489. (автор - 20%)

8. Разработка научно-технологической базы для создания энергосберегающей безбойлерной системы теплоснабжения со струйными средствами циркуляции не требующими затрат электроэнергии на циркуляцию теплоносителя. Отчет о НИР. (промежуточ., этап № 2): Государственный контракт № 14.740.11.0106/Х-341;СПбГМТУ; рук. Шаманов Н.П.; исполн.: Кожемякин В.В., Андреев А.Г.[и др.].- Санкт-Петербург, 2011.- 137с.- № ГР 01201064664. (автор - 20%)

9. Разработка научно-технологической базы для создания энергосберегающей безбойлерной системы теплоснабжения со струйными средствами циркуляции не требующими затрат электроэнергии на циркуляцию теплоносителя. Отчет о НИР. (промежуточ., этап № 3): Государственный контракт № 14.740.11.0106/Х-341;СПбГМТУ; рук. Шаманов Н.П.; исполн.: Кожемякин В.В., Андреев А.Г.[и др.].- Санкт-Петербург, 2011.- 78с.-№ ГР 01201064664. (автор - 20%)

Изд-во СПбГМТУ, Лоцманская, 10 Подписано в печать 15.05. 2012. Зак. 4360. Тир. 80. 1,2 печ. л.

ВВЕДЕНИЕ.

Глава 1 Анализ состояния проблемы, цель и задачи исследования.

1.1 Пароводяные струйные аппараты и их применение.

1.2 Устройство и работа пароводяного струйного аппарата.

1.3 Классификация струйных аппаратов.

1.4 Развитие теории пароводяных струйных аппаратов.

1.5 Использование струйного аппарата в контуре циркуляции.

1.6 Выводы. Постановка цели и задач исследования.

Глава 2 Описание экспериментальной установки Бета-К.

2.1 Описание конструкции.

2.2 Измеряемые величины.

2.3 Описание эксплуатации.

2.3.1 Заполнение контуров водой.

2.3.2 Разогрев установки.

2.3.3 Работа пароводяного струйного аппарата при запуске.

Глава 3 Исследование условий, определяющих запуск неработающего ПВСА.

3.1 Расчетная модель. Определение и анализ напора естественной циркуляции, достаточной для запуска.

3.2 Особенности запуска при большом числе параллельно работающих ПВСА.

3.2.1 Схемы соединения проточных частей струйных аппаратов для обеспечения их последовательного запуска.

3.2.2 Расчетная схема соединения ПВСА. Анализ влияния работающего ПВСА на неработающие аппараты.

3.3 Исследование влияния положения уровня в компенсаторе объема отностительно среза сопла на запуск струйных аппаратов.

3.4 Влияние недогрева воды на условия конденсации пара в неработающем ПВСА.

3.5 Выводы.

Глава 4 Оценка потерь механической энергии в работающем ПВСА, вызванных расходом через соединительную перемычку, при одном или нескольких неработающих ПВСА.

4.1 Зависимость потерь относительного напора АЕ от относительного расхода через перемычку Упри разных углах входа потока а.

4.2 Подвод дополнительного потока через конические отверстия и через кольцевые щели.

4.3 Осевой подвод дополнительного потока.

4.4 Выводы.

Глава 5 Определение области возможной работы ПВСА в циркуляционном контуре.

5.1 Особенности работы ПВСА на различных режимах.

5.2 Условия запуска ПВСА с помощью естественной циркуляции.

5.3 Ограничение по предельному напору.

5.4 Ограничение по холодной воде (кривая «X»).

5.5 Ограничение по горячей воде (кривая «Г»).

5.6 Выводы.

Традиционные ядерные энергетические установки (ЯЭУ) с водо-водяными реакторами, доказавшие достаточно высокую надежность и безопасность в течение многих тысяч реакторолет, обладают и некоторыми недостатками, объективно снижающими их надежность и безопасность.

Главнейшим недостатком является наличие большого числа обеспечивающих систем, которые делают реактор заложником их работоспособности, уязвимым для внешних воздействий, которые усложняют его работу и, в ряде случаев, могут приводить к возникновению аварийных ситуаций.

Особенно чувствительны традиционные ядерные энергетические установки к исчезновению электропитания, поскольку при этом становится проблематичным отвод тепла от активной зоны и пропадает информация о состоянии реактора.

Вот почему в настоящее время считается, что основной путь дальнейшего совершенствования энергетических реакторов, повышения их надежности и безопасности состоит в расширении использования физических явлений, внутренне присущих ядерным реакторам свойств, сокращении числа обеспечивающих систем и регулирующих воздействий, совмещении функций систем, разукрупнении агрегатов, использовании блочных принципов.

Наиболее важным, с точки зрения безопасности ЯЭУ, является обеспечение надежного управления реактивностью и теплоотвода от активной зоны и первого контура в целом.

Поскольку 100% управление критичностью реактора во всех возможных случаях внешними органами регулирования связано с большими трудностями, а иногда практически невозможно, наиболее перспективным и безопасным является использование внутренних регулирующих свойств реактора.

Для обеспечения надежного охлаждения активной зоны необходимо использовать физические явления, обусловленные самой природой происходящих в реакторных установках процессов, а именно - использовать силу гравитации для обеспечения естественной циркуляции в контурах с теплообменом.

Но в реакторах с естественной циркуляцией неизбежны ограничения по мощности и габаритам и поэтому весьма желательно интенсифицировать циркуляцию до уровня принудительной.

Возникшее противоречие устраняется одновременным применением кипящего реактора, работающего по двухконтурной схеме, и струйных устройств для интенсификации циркуляции, использующих термодинамическую разность потенциалов насыщенного пара, получаемого в активной зоне и используемого в паровом компенсаторе объема, и охлажденной в парогенераторе воды. В процессе конденсации пара в струйных аппаратах его внутренняя энергия преобразуется в гидродинамический напор, достаточный для преодоления сопротивления первого контура.

Производительность струйных аппаратов определяется недогревом воды до состояния насыщения и давлением, что дает возможность полностью использовать преимущества регулирования мощности реактора методом вариации расхода теплоносителя первого контура - методом, широко применяемым в мире для регулирования кипящих реакторов. Для изменения мощности реактора в установке достаточно изменить мощность теплоотвода в парогенераторе и реактор соответствующим образом изменяет свою мощность в режиме саморегулирования, без вмешательства внешних органов управления и оператора.

Таким образом, совокупность кипящей активной зоны, охваченной сильной обратной связью по реактивности, и пароводяных струйных аппаратов, регулируемых только изменением параметров теплоносителя первого контура, придает новые качества всей установке, делая ее практически независимой от внешних регулирующих воздействий, то есть автономной. 5

В настоящее время, когда на первый план вышла безопасность реакторов, одним из наиболее перспективных направлений ядерной энергетики является создание моноблочных (интегральных) паропроизводящих агрегатов (ППА). В таком ППА активная зона, парогенераторы и компенсатор объема размещаются в одном прочном корпусе. Таким образом, в них реализована концепция «конструктивной безопасности».

Впервые ядерный моноблочный ППА был применен на немецком рудовозе «Отто Ган», где он прошел всесторонние испытания в морских условиях. Следует, правда, отметить, что этот ППА нельзя в полной мере назвать моноблочным, поскольку два циркуляционных насоса первого контура были вынесены за пределы прочного корпуса.

ППА рудовоза «Отто Ган» имел паровой компенсатор объема, расположенный внутри прочного корпуса, и прямоточный змеевиковый парогенератор, также расположенный внутри корпуса в кольцевом зазоре между активной зоной и прочным корпусом. Вследствие небольшого гидравлического сопротивления первого контура уровень естественной циркуляции в ПГА превышал 20% от расхода на полной мощности.

В условиях вертикальной и бортовой качки наблюдались периодические колебания мощности реактора с амплитудой до 8 %. Это не приводило к заметным негативным последствиям, как для реактора, так и для установки. В целом ядерный моноблочный ППА рудовоза «Отто Ган» продемонстрировал достаточную надежность при эксплуатации и перспективность использования моноблочного принципа компоновки для корабельных установок. Однако, циркуляционные насосы первого контура, находящиеся за пределами прочного корпуса, не позволили в полной мере осуществить идею конструктивной безопасности.

Среди многочисленных новых проектов, появившихся в последние годы, необходимо отметить проект «IRIS» (International Reactor Innovative and Secure). Он представляет собой модульный реактор с интегральной компоновкой, в котором теплоносителем является вода под давлением. Все компо6 ненты первого контура - насосы, парогенераторы, компенсатор объема и приводные механизмы регулирующих стержней - находятся внутри корпуса реактора.

Авторы проекта «IRIS» последовательно воплотили идею конструктивной безопасности, но им пришлось сделать то, из-за чего, собственно, моноблочные ППА и не получили развития. Циркуляционные насосы первого контура с электродвигателями расположены целиком внутри корпуса ППА, хотя циркуляционные насосы первого контура надо обслуживать и ремонтировать. Использована не кипящая активная зона (PWR), причем применен паровой компенсатор объема. Это сочетание потребовало теплоизоляции компенсатора объема и электронагревателей, с помощью которых получают пар для компенсатора объема.

С точки зрения повышения безопасности ядерных энергетических реакторов идея первого контура с электрическими циркуляционными насосами первого контура уже полностью исчерпала себя. Авторы проекта «IRIS» пытаются сделать невозможное - хотят получить новое качество, манипулируя старыми идеями.

С 1968 г. в Санкт-Петербургском морском техническом университете ведутся работы над созданием ядерного моноблочного ППА, в котором циркуляция теплоносителя первого контура осуществляется пароводяными струйными аппаратами (ПВСА). Этот ядерный моноблочный ППА получил название «Бета». ПВСА располагаются внутри прочного корпуса моноблока. Струйные аппараты были специально разработаны для использования в ППА и имеют высокий коэффициент инжекции при высоком срывном напоре.

Ядерный моноблочный ППА типа «Бета» является двухконтурной ядерной паропроизводящей установкой, поэтому имеет уровень радиационной безопасности, характерный для двухконтурных установок.

В ППА «Бета» использована кипящая водо-водяная активная зона с достаточно низким массовым паросодержанием на выходе (до 7 %), обладающая в большой степени свойством саморегулирования.

В ядерном агрегате «Бета» расход теплоносителя увеличивается с увеличением отводимой мощности во всем диапазоне мощностей. Это повышает качество саморегулирования, поскольку уменьшается время запаздывания при возмущении по отводимой мощности. Вследствие малого времени запаздывания реакции ПВСА на изменние температуры теплоносителя на входе, возмущение по расходу распространяется в контуре циркуляции значительно быстрее возмущения по температуре.

Вследствие несжимаемости жидкости возмущение по расходу распространяется не только в направлении активной зоны, но и в направлении парогенератора. .

Одной из характерных особенностей агрегата «Бета» является более тесная связь и взаимное влияние друг на друга основных элементов агрегата, что предопределяет необходимость системного подхода при его проектировании и требует комплексной оптимизации.

Для обеспечения работы ППА «Бета» используется несколько ПВСА, запускающихся последовательно, по мере повышения теплофизических параметров при работе установки. Соответственно, при понижении теплофизических параметров и при переходе на долевые режимы остановка ПВСА происходит также последовательно. При процессах запуска и остановки ПВСА необходимо обеспечить стабильность теплофизических параметров по расходу, давлению и температуре запуска. Необходимо также обеспечить устойчивую работу ПВСА как на долевых, так и на номинальных режимах. В данной работе проведены исследования различных аспектов процессов запуска и остановки параллельно включенных ПВСА, используемых в качестве циркуляционного насоса первого контура ППА в рамках создания моноблочного ППА типа «Бета».

5.6 Выводы

1. Рассмотренные в настоящей главе аспекты работы ПВСА с точки зрения ограничений по предельному напору, горячей и холодной воде, позволяют говорить о существовании области работы ПВСА, которая ограничена кривыми: ограничения по холодной воде (кривая «X»), ограничения по горячей воде (кривая «Г»), ограничения по предельному напору (кривая «П»). В случае, если геометрические характеристики ПВСА и теплофизические параметры установки удовлетворяют рассмотренным выше ограничениям, то есть находятся внутри области работы, ПВСА запустится.

2. Запуск каждого последующего ПВСА в установке представляет собой физический процесс достижения требуемых для преодоления ограничений запуска теплофизических параметров (кривые ограничений).

3. Важным следствием рассмотренного является то, что прекращение работы ПВСА происходит также при достижении некоторых граничных величин, определяемых областью работы ПВСА, что имеет существенное значение для исследования особенностей работы установки на долевых режимах и в режиме расхолаживания.

4. Определение области возможной работы ПВСА позволяет прогнозировать работу ПВСА при нестационарных процессах запуска, остановки, перехода на долевые режимы.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В результате выполненного комплекса теоретических и экспериментальных исследований разработана методика расчета запуска пароводяных струйных аппаратов, выполняющих роль циркуляционных средств в первом контуре ядерного моноблочного паропроизводящего агрегата при их параллельной работе. В работе получены следующие результаты.

1. Изучено влияние параметров циркуляционного контура и величины движущего напора естественной циркуляции на запуск одиночного ПВСА. Исследовано влияние недогрева воды на входе на потери энергии в ПВСА.

2. Рассмотрены особенности запуска ПВСА при помощи естественной циркуляции.

3. Дана оценка влияния расхода через соединительную перемычку на потери энергии в ПВСА. Определено влияние сопротивления всасывающей ветви на коэффициент инжекции неработающего ПВСА.

4. На основании анализа потерь определены условия запуска неработающего ПВСА при нескольких работающих ПВСА.

5. На основании изучения особенностей запуска ПВСА при большом числе ПВСА обоснована и разработана схема их соединения. Исследовано влияние схемы соединения проточных частей камер смешения на условия запуска. Рассмотрено влияние числа параллельно работающих ПВСА на пусковые характеристики циркуляционного контура.

6. Обоснована и разработана конструкция проточной части ПВСА позволяющая уменьшить потери при подводе дополнительного потока через соединяющую перемычку.

7. Определено понятие области возможной работы и исследованы факторы, определяющие граничные условия возможной работы. Рассмотрены зависимости области возможной работы от параметров теплоносителя в циркуляционном контуре.

8. В целом, выполненные исследования являются решением проблемы запуска ПВСА при параллельной работе в первом контуре моноблочной ядерной энергетической установки и позволяют реализовать принцип конструктивной безопасности за счет отказа от циркуляционного насоса первого контура.

Основные положения диссертации опубликованы в работах:

1. Шаманов Н.П., Шаманов Д.Н., Андреев А.Г. Особенности запуска струйного аппарата в первом контуре ядерной паропроизводящей установки. -Морской вестник №2, 2011 г., стр. 49 - 51.(автор - 33%)

2. Шаманов Н.П., Андреев А.Г. Определение области возможного запуска неработающего пароводяного струйного аппарата в случае двух параллельно работающих аппаратов. - Морские интеллектуальные технологии №3(13), 2011 г., стр. 37 - 39. (автор - 50%)

3. Шаманов Н.П., Кожемякин В.В., Шаманов Д.Н., Соломянский В.Б., Андреев А.Г., Коршунов А.И. Экспериментальные исследования на полунатурном стенде судового ядерного моноблочного паропроизводящего агрегата «Бета-К» на Приморской учебно-научной базе СПбГМТУ. - Морские интеллектуальные технологии №4, 2011 г., стр.21-28. (автор - 17%)

1. Абрамович Г.Н. Прикладная газовая динамика. Часть 1. 1991., 600 с.

2. Абрамович Г.Н. Прикладная газовая динамика. Часть 2. 1991., 304 с.

3. Абрамович Г.Н. Теория турбулентных струй. М.: Физматгиз, 1960.-824с.

4. Абрамович Г.Н., Гиршович Т.А., Крашенинников С.Ю. и др. Теория турбулентных струй / М: Наука, 1984. -716 с.

5. Абрамович Г.Н., Крашенинников С.Ю., Секундов А.И. и др. Турбулентное смешение газовых струй / М.; Наука, 1974. - 272 с.

6. Акимов М.В., Цегельский В.Г. Экспериментальное исследование жид-костно-газовых струйных аппаратов с активным двухфазным потоком // Изв. вузов. Машиностроение. 2002. - № 5. - с. 21 - 34.

7. Аладьев И.Т., Кабаков В.И. Анализ эффективности конденсационного инжектора // Вопросы тепло- и массопереноса в энергетических установках: Тр. ЭНИН; Вып. 19. М., 1974. - с. 45 - 61.

8. Ароне Г.А. Струйные аппараты. М.: Госэнергонздат, 1948.- 139 с.

9. Бабуха Г.Л., Шрайбер A.A., Миютин В.Н., Подвысоцкий A.M. Экспериментальное исследование устойчивости капель при соударениях // Теплофизика и теплотехника. Киев.: Наукова думка, 1972. -Вып.21 .-с.41-44.

10. Баженов М.И. Экспериментальное исследование водовоздушного струйного аппарата на прозрачной модели // Изв. вузов. Энергетика. -1966.-№3.- с. 82-86.

11. Басаргин Б.Н., Звездин Ю.Г., Соболев В.Г. Математическое описание процесса совместного переноса тепла и массы в дисперсных системах // Массообменные и теплообмеиные процессы химической технологии. -Ярославль, 1975. с. 3 - 6.

12. Баттерворс Д., Хьюитт Г. Теплопередача в двухфазном потоке. -М: Энергия, 1980.-325 с.1 3 . Баулин К. Н. Исследование работы эжектора // Отопление и вентиляция, 1933, №2.

13. Баулин К. Н. О расчете эжекторов // Отопление и вентиляция, 1938, №6.

14. Баулин К. Н. Эжекторы // Отопление и вентиляция, 1931, № 10.

15. Белевич А.И., Кузнецов C.B. Пароэжекторные вакуумные насосы для масложировой промышленности // Масложировая промышленность, № 2, 2000, с. 24-27.

16. Берман Л.Д. Определение коэффициентов массо- и теплоотдачи при расчете конденсации пара из парогазовой смеси // Теплоэнергетика.-1972. -ЛШ.- с. 52-55.

17. Берман Л.Д., Ефимочкин Г.И. Влияние длины камеры смешения на режимы работы и экономичность водоструйного воздушного эжектора // Теплоэнергетика. 1978. - № 12. - с. 66 - 71.

18. Берман Л.Д., Ефимочкин Г.И. Особенности рабочего процесса и режимы работы водоструйного эжектора//Теплоэнергетика. 1964. -№2.-с.31-35.

19. Берман Л.Д., Ефимочкин Г.И. Расчетные зависимости для водоструйных эжекторов // Теплоэнергетика. 1964. - № 7. - с. 44 - 48.

20. Берман Л.Д., Ефимочкин Г.И. Характеристика и расчет низконапорныхводоструйных эжекторов // Теплоэнергетика. 1966. - № 10. - с. 89-90.113

21. Берман Л.Д., Ефимочкин Г.И. Экспериментальное исследование водоструйного эжектора//Теплоэнергетика. 1963 .-№9.- с. 9-15.

22. Боровков И. С. Работа простейшего газового эжектора с точки зрения термодинамики необратимых процессов // Иихсенерно-физический журнал. 1974. - Т. 26, № 4. - с. 630 - 639.

23. Боровков И.С. О принципе минимального производства энтропии // Инженерно-физический журнал. -1978. -Т. 35, № 3. с. 531 - 539.

24. Брэдшоу П. Введение в турбулентность и ее измерение; Пер. с англ. -М.:Мир, 1974.-278 с.

25. Вайнштейн С.И., Шпильрайн Э.Э., Ан И.В. и др. Исследование поведения скачка уплотнения в процессе пуска конденсационного инжекторам/Вопросы газотермодинамики энергоустановок: Тр. ХАИ; Вып. 4. Харьков, 1977. - с. 88 - 98.

26. Вайнштейн СИ., Ан И.В., Гандельсман А.Ф. и др. Влияние некоторых режимных и геометрических параметров на запуск конденсационного инжектора / // Вопросы газотермодинамики энергоустановок: Тр. ХАИ; Вып. 3. Харьков, 1976. - с. 36 - 45.

27. Вайнштейн СИ., Гандельсман А.Ф., Рябцев В.А. и др. Развитие метода «сброса массы» для запуска конденсационного инжектора и исследование внешних характеристик аппарата///Теплофизика высоких температур. 1973.-Т. 11,№6.- с. 1264- 1271.

28. Вайнштейн СИ., Гандельсман А.Ф., Севастьянов А.П. и др. Анализ эффективности работы однокомпонентного конденсационного инжектора с малым размером горла диффузора / // Теплоэнергетика. -1976,-№5.- с. 62-70.

29. Вайнштейн СИ., Гандельсман А.Ф., Севастьянов А.П. и др. К вопросу об оптимизации условий работы двухфазного диффузора с конденсирующимся потоком / // Теплофизика высоких температур. -1975. -Т. 13, №2.- с. 416-422.

30. Васильев Д.В. Использование струйных газоаэраторов в технологических линиях производства газированных напитков //Прогрессивные технологии и оборудование для пищевой промышленности — Сборник тезисов И-ой конференции, г. Воронеж — 2004.

31. Васильев Д.В. К вопросу эффективности применения паро-жидкостных струйных аппаратов для стерилизации мелассы // Известия Санкт-Петербургского государственного университета низкотемпературных и пищевых технологий. -2006. №1.- с. 67-69.

32. Васильев Д.В. Пароводяной насос-подогреватель. Свидетельство на полезную модель №12442// Бюлл. Изобр. 1999.

33. Васильев Д.В. Пароводяной струйный аппарат. Свидетельство на полезную модель №16019 // Бюлл. Изобр. 2000.

34. Васильев Д.В. Подход к решению проблемы помпажа в схемах с пароводяными струйными аппаратами // Техника и технология пищевых производств сборник тезисов У-ой конференции, г. Могилев - 2005.

35. Васильев Д.В. Практические аспекты применения пароводяных инжекторов в пищевой промышленности // Хранение и переработка с/х сырья 2004.

36. Васильев Ю.Н. Газовые эжекторы со сверхзвуковыми соплами. — Сборник работ по исследованию сверхзвуковых газовых эжекторов, БНИЦЛГИ, 1961,- с. 134.

37. Васильев Ю.Н. К теории газового эжектора. — Сборник работ по исследованию сверхзвуковых газовых эжекторов, БНИ ЦАГИ, 1961. — с. 48.

38. Васильев Ю.Н. Некоторые одномерные задачи течения двухфазной

39. Васильев Ю.Н. Теория двухфазного газожидкостного эжектора с цилиндрической камерой смешения // Лопаточные машины и струйные аппараты.-М.Машиностроение, 1971.-Вып. 5.- с. 175-261.

40. Васильев Ю.Н., Гладков Е.П. Экспериментальное исследование вакуумного водовоздушного эжектора с многоствольным соплом // Лопа115точные машины и струйные аппараты. М: Машиностроение, 1971.-Вып. 5.- с. 262-306.

41. Волынский М.С Распыливание жидкости в сверхзвуковом потоке //Изв. АН СССР. Механика и машиностроение 1963. - № 2. - с. 20 - 27.

42. Вукалович М.П. Таблицы термодинамических свойств воды и водяного пара. М.; Л.: Энергия, 1965. - 400 с.

43. Вукалович М.П., Новиков И.И. Термодинамика. М: Машиностроение, 1972. -670 с.

44. Гапонов К.Г. Процессы и аппараты микробиологических производств. -М.: Легкая и пищевая промышленность, 1981.- 239 с.

45. Гельперин Н.И. Основные процессы и аппараты химической технологии (в 2-х книгах).- М.: Химия, 1981.-811 с.

46. Гельперин Н.И., Басаргин Б.Н., Оссовский Б.Г. К теории жидкостно-газовой инжекции. Математическая модель процесса // Теоретические основы химической технологии. 1969. - Т. 3, № 3. - с. 429-440.

47. Гроот С. де, Мазур П. Неравновесная термодинамика: Пер. с англ. -М.:Мир, 1964.- 456 с.

48. Гущин Ю.И., Галицкий И.В., Басаргин Б.Н. Коэффициент полезного действия струйного аппарата // Массообменные и теплообменные процессы химической технологии. Ярославль, 1975. - с. 20 - 25.

49. Дейч М.Е., Степанчук В.Ф., Циклаури Г.В. и др. Методика расчета простейшего инжектора // Магнитогидродинамический метод получения электроэнергии. М.: Энергия, 1968. - с. 456 - 467.

50. Дейч М.Е., Филиппов Г.А. Газодинамика двухфазных сред. М.: Энер-гоиздат, 1981.-471 с.

51. Дитякин Ю.Ф., Клячко Л.А., Новиков Б.В. и др. Расиыливание жидкостей / М.: Машиностроение, 1977. - 208 с.

52. Дытнерский Ю.И. Процессы и аппараты химической технологии:

53. Дытнерский Ю.И. Процессы и аппараты химической технологии: Часть 2. Массообменные процессы и аппараты. М.: Химия, 1992. -384 с.

54. Емцев Б.Т. Техническая гидромеханика. М.: Машиностроение, 1978.468 с.

55. Ефимочкин Г.И. Конструкция и расчет водоструйных эжекторов с удлиненной камерой смешения //Теплоэнергетика. 1982. -№ 12. -с.48-51.

56. Ефимочкин Г.И. Сравнительные испытания пароструйных и водоструйных эжекторов на турбине Т-250/300-240 ТМЗ // Электрические станции. 1982. - JI« 8. - с. 20 - 23.

57. Ефимочкин Г.И., Кореннов Б.Е. Методика расчета водовоздушного эжектора с удлиненной цилиндрической камерой смешения // Теплоэнергетика. 1976. - № 1. - с. 84 - 86.

58. Жуков Д.Л., Кузнецов В.И., Левин A.A. Некоторые результаты экспериментального исследования влияния геометрии камеры смешения инжектора на потери в ней // Теплофизика высоких температур. -1975.Т. 13,№1.-с. 166-170.

59. Жуковский B.C. Термодинамика,- М.: Энергоатомиздат, 1983.- 304 с.

60. Зайцев Е. Г. Анализ эффективности сверхзвукового эжектора с перфорированным соплом // Ученые записки ЦАГИ, 1992, XXLLI, № 4.

61. Зайцев Е. Г., Рябинков Г. М. Исследование течения газа в камере смешения эжектора//Труды ЦАГИ, 1988, №2398.

62. Захариков Г.М. Основы теории водоструйных аппаратов для сжатия воздуха. М.: Ин-т горного дела, 1965. - 156 с.

63. Зингер Н.М. Исследование водовоздушного эжектора // Теплоэнергетика. 1958.-№8.- с. 26-31.

64. Иванов В.А. О дроблении жидкой струи // Прикладная механика и техническая физика. 1966. - № 4. - с. 30 - 37.

65. Идельчик И. Е., Гинзбург Я. Л. О механизме влияния условий входа на сопротивление диффузора // ИФЖ, 1969, XVI, № 3.

66. Идельчик И. Е., Гинзбург Я.Л. Экспериментальное определение коэффициентов восстановления давления в конических диффузорах при больших дозвуковых скоростях и различных условиях на входе // Ученые записки ЦАГИ, 1973, IV, № 3.

67. Идельчик И.Е. Аэрогидродинамика технологических аппаратов. -М.: Машиностроение, 1983. 350 с.

68. Идельчик И.Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. -М.: Машиностроение, 1975. 560 с.

69. Иродов В. Ф. К вопросу об описании поля течения в камере смешения инжектора // Инженерно-физический журнал. 1976. - Т. 31, № 5. - с. 788-793.

70. Иродов В. Ф., Аладьев И. Т. К расчету параметров двухфазной смеси в камере смешении инжектора-конденсатора // Теплотехнические проблемы прямого преобразования энергии. Киев: Наукова думка, 1975.-Вып.6.- с.96-98.

71. Иродов В.Ф., Аладьев ИТ. К расчету течения в инжекторе-конденсаторе // Исследования по механике и теплообмену двухфазных сред; Тр. ЭНИН; Вып. 25. М., 1974. - с. 156 - 160.

72. Иродов В.Ф., Теплов СВ. О течении в камере смешения инжектора-конденсатора // Теплофизика высоких температур. 1973. -Т. 11,№5.- с. 1101-1106.

73. Исаченко В.П., Солодов А.П. Теплообмен при конденсации пара на сплошных и диспергированных струях жидкости // Теплоэнергетика. -1972.-№9. с.24-27.

74. Исаченко В.П., Солодов А.П., Самойлович Ю.З. и др. Исследование теплообмена при конденсации пара на турбулентных струях жидкости / // Теплоэнергетика. -1971. № 2. - с. 7 - 10.

75. Исаченко В.П., Сотсков С.А., Якушева Е.В. Теплообмен при конденсации водяного пара на ламинарной цилиндрической струе воды // Теплоэнергетика. -1976. № 8. - с. 72 - 74.

76. Исаченко В.П., Сотсков СЛ., Якушева Е.В. Исследование теплообмена при конденсации водяного пара на турбулентных струях воды // Труды МЭИ. 1975. -Вып.235.- с 145 - 152.

77. Исследование методов пуска конденсационного инжектора / // МГД-метод получения электроэнергии; Под ред. В.А. Кириллина, А.Е. Шейндлина. М.: Энергия, 1972. - с. 220 - 237.

78. Кабаков В.И., Аладьев И.Т. Смешение и конденсация в скоростных двухфазных потоках в энергетических устройствах. М.: ЭНИН, 1974.43 с.

79. Кавецкий Г.Д., Васильев Б.В. Процессы и аппараты пищевых производств.- М.: Колос, 1997.- 551 с.

80. Каменев П.Н. Гидроэлеваторы в строительстве М. Стройиздат, 1964 403 с.

81. Канингэм Р.Ж. Сжатие газа с помощью жидкоструйного насоса // Тр. Американского общества инженеров-механиков. Сер. Д. Теоретические основы инженерных расчетов. 1974. - № 3. - с. 112 - 118.

82. Канингэм Р.Ж., Допкин Р.И. Длины участка разрушения струи и смешивающей горловины жидкоструйного насоса для перекачки газа // Тр. Американского общества инженеров-механиков. Сер. Д. Теоретические основы инженерных расчетов. 1974. - № 3. - с. 128-141.

83. Касаткин А.Г. Основные процессы и аппараты химической техноло-гии.-М.: Химия, 1973. 750 с.

84. Келлер С.Ю. Инжекторы. М.: Машгиз, 1954. - 96 с.

85. Кименов Г. Рациональное использование топлива и энергии в пищевой промышлснности.-М.: Агропромиздат, 1990.- 167 с.

86. Коган В.Б. Теоретические основы типовых процессов химической технологии.- Л.: Химия, 1977.- 590 с.

87. Кудрявцев Б.К., Хураев Л.В. Экспериментальные исследования паро-жидкостного инжектора в замкнутом контуре // Исследование по тепломассообмену: Тр. ЭНИН; Вып. 53. М., 1976. - с. 70 - 85.

88. Кузнецов В.И. Некоторые результаты экспериментального исследования диссипации энергии в камере смешения инжектора разгонного устройства МГД-установки // Теплофизика высоких температур. -1975.-Т. 13, №4.-С 836-841.

89. Кутателадзе С.С Теплопередача при конденсации и кипении. М: Машгиз, 1952.-231с.

90. Кутателадзе С.С. Основы теории теплообмена. Новосибирск: Наука, 1970. - 659 с.

91. Кутателадзе С.С. Теплопередача и гидродинамическое сопротивление. -М.: Энсргоатомиздат, 1990. 366 с.

92. Кутателадзе С.С., Сорокин Ю.Л. О гидравлической устойчивости некоторых газожидкостных систем // Вопросы теплоотдачи и гидравлики двухфазных сред, М.: Госэнергоиздат, 1961. - с. 315 - 324.

93. Ложкин А.Н. и др. Расчет пароструйных компрессоров //Вспомогательное котлотурбиниое оборудование. Вып. 1. М.: 1947

94. Лойцянский Л.Г. Механика жидкости и газа. М.; Наука, 1973. - 848 с.

95. Локотко А. В., Харитонов А. М., ЧернышевА.В. Исследование процесса смешения в канале прямоугольного сечения со сверхзвуковой скоростью течения // Институт теоретической и прикладной механики СО РАН, Новосибирск, 1998.

96. Лунин Н.И., Королев Г. А. Исследование рабочего процесса в приемной камере эжекторного конденсатора//Изв. вузов. Энергетика. -1982.-№2.- с. 114-117.

97. Лышевский A.C. Закономерности дробления жидкостей механическими форсунками давления. Новочеркасск: НПИ, 1961. - 185 с.

98. Лямаев Б.Ф. Гидроструйные насосы и установки Л. Машиностроение. Ленинградское отделение, 1988, 256 с.

99. Маланичев В. А. Исследование оптимальности критического режима работы сверхзвукового газового эжектора // Труды ЦАГИ, 1994, № 2519.

100. Маланичев В. А. Исследование работы газового эжектора при различных параметрах смешиваемых газов //Труды ЦАГИ, 1994, №2519.

101. Маланичев В. А. Система газовых эжекторов и дифференциальный эжектор. — Прикладная механика и техническая физика. Академия наук СССР, Сибирское отделение (отдельный оттиск). — Новосибирск: Наука, Сибирское отделение, 1991.

102. Маланичев В. А. Экспериментальное исследование сверхзвукового газового эжектора // Ученые записки ЦАГИ, 1989, XX, № 4.

103. Матвеенко П.С., Стабников В.Н. Струйные аппараты в пищевой промышленности. М.: Пищевая промышленность, 1980.-224 с.

104. Милютин В.Н., Подвысоцкий A.M., Хелемский СЛ. 0 взаимодействии капель с поверхностью жидкой пленки // Теплофизика и теплотехника. -1978.-Вып. 35.- с. 84-89.

105. Милютин В.Н., Хелемский СЛ. Экспериментальное исследование закономерностей взаимодействия быстродвижущихся капель со стенкой // Промышленная теплотехника. 1979. - Т. 1, № 1. - с.49-56.

106. Нигматулин Б.И. К гидродинамике двухфазного потока в дисперсно-кольцевом режиме течения // Прикладная механика и техническая физика. 1971.-№ 6.- с. 141 - 153.

107. Нигматулин Р.И. Динамика многофазных сред. М.: Наука, 1987. -Ч. 1.- 464с. - Ч.2.-360 с.

108. Нурмухометов Г.З., Коман Г., Реутов А.Н., Валеа Г. Опыт применения новой технологии создания вакуума на установке АВТ-3,5, Румыния // Нефтепереработка и нефтехимия. 2002. - № 2. - с. 14 - 16.

109. Повх И.Л. Техническая гидромеханика. М: Машиностроение, 1976.502 с.

110. Подвидз Л.Г., Кирилловский Ю.Л. Расчет струйных насосов и установок/Яр. ВИГМ 1968 Вып 38 с. 44-97

111. Пригожий И. Введение в термодинамику необратимых процессов. -М.: Изд-во иностр. лит., 1960. 396 с.

112. Радциг A.A. Теория и расчет конденсационных установок. М.: Энер-гоиздат, 1934. - 218 с.

113. Разладин Ю.С, Сагань И.И., Стабников В.Н. Использование вторичных энергоресурсов в пищевой промышленности. М.: Легкая и пищевая промышленность, 1984.-231 с.

114. Рамм В.М. Абсорбция газов. -М.: Химия, 1976.-655 с.

115. Романков П.Г., Курочина М.И. Гидромеханические процессы химической технологии. Л.: Химия, 1974.-288 с.

116. Сабуров А.Г, Васильев Д.В. К теории конденсации пара на одиночной движущейся капле // Известия Санкт-Петербургского государственного университета низкотемпературных и пищевых технологий. -2006. №2.- с. 168-173.

117. Сабуров А.Г., Васильев Д.В. К выводу и анализу обобщенного уравнения состояния вещества // Известия Санкт-Петербургского государственного университета низкотемпературных и пищевых технологий. -2006. №1 с. 33-41.

118. Салтанов Г.А. Сверхзвуковые двухфазные течения- Минск: Высш. шк., I972.-479 с.

119. Севастьянов А.П., Ан И.В., Соловьев A.A. и др. Результаты исследования инжектора, работающего на паровоздушной смеси / // Теплофизика ядерных энергетических установок: Тр. УПИ; Вып. 2. -Свердловск, 1983.-с. 1-10.

120. Сегаль А.И. Теория инжектора в популярном изложении. СПб.: 1910.

121. Сизов Г.Н. Гидравлические расчеты специальных систем речных танкеров Л. Судостроение 1976 288 с.

122. Сизов Г.Н., Аристов Ю.К., Лукин Н.В. Судовые насосы и вспомогательные механизмы М. Транспорт 1982 303 с.

123. Соколов В.К, Яблокова М.А. Аппаратура микробиологической промышленности. Л.: Машиностроение, 1988.- 278 с.

124. Соколов Е.Я., Зингер Н.М. Струйные аппараты.-М.: Энергия, 1970.287 с.

125. Солодов А.П., Ежов Е.В. Модель струйной конденсации // Теплоэнергетика. 1984. - № 3. - с. 32 - 35.

126. Спиридонов Е.К., Темпов В.К. Исследование экстремальных характеристик водовоздушного эжектора //Динамика пневмогидравлических систем: Тематический сб. научн. тр. Челябинск: ЧПИ, 1983.- с.62-75.

127. Старикович М.А., Полонский B.C., Циклаури Г.В. Тепломассообмен и гидродинамика в двухфазных потоках атомных электрических станций. -М.: Наука, 1982.-368 с.

128. Стернин Л.Е. Основы газодинамики двухфазных течений в соплах. -М: Машиностроение, 1974. -211с.

129. Тарата Э.Я., Интенсивные колонные аппараты для обработки газов жидкостями/Под ред. Л.: Изд-во ЛГУ, 240 с.

130. Таубман И.Е. и др. Контактные теплообменники. М.: Химия, 1987.256 с.

131. Тиме И.А. Курс гидравлики. Т.1.: Общая гидравлика. СПб: Горный институт, 1894. 169 с.

132. Уоллис Г. Одномерные двухфазные течения: Пер. с англ. М.: Мир, 1972. - 440 с.

133. Фисенко В.В. Критические двухфазные потоки. М.: Атомиздат, 1978.-160 с.

134. Фисенко В.В., Скакунов Ю.П. и др. О механизме скачка давления в камере смешения струйного аппарата///Теплоэнергетика. 1982, -№ 10,- с. 48-50.

135. Фридман Б.Э. Гидроэлеваторы М. Машгиз 1960 324 с.

136. Христианович С. А. О расчете эжектора // Сб. Промышленная аэродинамика, 1944.

137. Хураев Л.В., Воронцов В.Д., Аладьев И.Т. Приближенная теория запуска инжектора // Исследования по механике и теплообмену двухфазных сред: Тр. ЭНИН; Вып. 25. М., 1974. - с. 161 - 170.

138. Цегельский В.Г. Выбор оптимальной длины камеры смешения жидко-стно-газового струйного аппарата // Изв. вузов. Машиностроение. -1988.-№9.- с.69-73.

139. Цегельский В.Г. Красчету оптимальной длины камеры смешения жид-костно-газового струйного аппарата// Изв. вузов. Машиностроение. -1988.-№7.-с. 61-67.

140. Цегельский В.Г. К расчету характеристик жидкостно-газового струйного аппарата // Изв. вузов. Машиностроение. 1984. - № 3. - с. 63 -68.

141. Цегельский В.Г. К теории двухфазного струйного аппарата // Изв. вузов. Машиностроение. 1977. - № 6. - с. 79-85.

142. Цегельский В.Г. О зависимости для динамического коэффициента связи в выходном сечении жидкостно-газового струйного аппарата // Изв. вузов. Машиностроение. 1984. - № 1, - с. 47 - 51.

143. Цегельский В.Г. Определение режимов работы жидкостно-газового струйного аппарата // Изв. вузов. Машиностроение. 1977. - № 5. - с. 60-65.

144. Цегельский В.Г. Применение теорем термодинамики необратимых процессов в определении режима работы двухфазного струйного ап-парата//Изв. вузов. Машиностроение. -1976. -№ 5. с. 98 -103.

145. Цегельский В.Г., Акимов М.В. Экспериментальное исследование жид-костно-газовых струйных аппаратов с активным двухфазным потоком // Изв. вузов. Машиностроение. 2002. - № 5. - с. 21 - 34.

146. Цегельский В.Г., Куприянов А.Г. О возможности интенсификации процессов тепломассообмена в камере смешения струйного аппарата // Вопросы двигателестроения: Тр. МВТУ им. Н.Э. Баумана; №510.- М., 1988.- с. 42-51.

147. Цегельский В.Г., Чернухин В.А., Глубоковский С.И. Расчет жидкост-но-газового струйного аппарата с конической камерой смешения // Изв. вузов. Машиностроение. 1979. - № 3. - с. 58 - 63.

148. Циклаури Г.В. и др. Экспериментальное исследование двухфазного скачка уплотнения. //Теплофизика высоких температур, т. 14, вып. 4, 1976.

149. Циклаури Г.В., Даншин B.C., Селезнев Л.И. Адиабатные двухфазные течения. М.: Атомиздат, 1973. - 447 с.

150. Часть I. Теоретические основы процессов химической технологии. Гидромеханические и тепловые процессы и аппараты.- М.: Химия, 1992,-416 с.

151. Чернухин В.А. Экспериментальное определение толщины жидкостной пленки и величины «капельного уноса», возникающего под воздействием скоростного газового потока // Изв. вузов. Машиностроение. -1965. -№ 4.- с. 107-112.

152. Чернухин В.А., Цегельский В.Г., Глубоковский СИ. Анализ работы жидкостно-газового струйного аппарата с конической камерой смешения // Вопросы двигателестроения: Тр. МВТУ им. Н.Э. Баумана;313.-М, 1979.-Вып.2.- с.49-58.

153. Чернухин В.А., Цегельский В .Г., Глубоковский СИ. и др. Исследование жидкостно-парогазовых струйных аппаратов / // Изв. вузов. Машиностроение. 1977. - № 11. - с. 88-91.

154. Чернухин В.А., Цегельский В.Г., Глубоковский СИ. О расчете жидко-стно-газовых струйных аппаратов//Изв. вузов. Машиностроение. -1977.-№ 8.- с. 81-86.

155. Чернухин В.А., Цегельский В.Г., Дорофеев А.А. О режимах работы жидкостно-газового струйного аппарата // Вопросы двигателестрое-ния: Тр. МВТУ им. Н.Э. Баумана; № 290. М., 1979. - с. 35 - 46.

156. Чернухин В.А., Цегельский В.Г., Дорофеев А.А. Экспериментальное исследование жидкостно-газовых струйных аппаратов // Изв. вузов. Машиностроение. 1980. - № 3. - с. 48 - 52.

157. Шаманов Н.П., Дядик А.Н., Лабинский А.Ю. Двухфазные струйные аппараты. Л.: Судостроение, 1989. - 240 с.

158. Шаманов Н.П., Хохлушин А.И., Саловатов Е.Х., Шульженко Е.И. Исследование характеристик аппаратов ГТС при малых недогревах воды до состояния насыщения. Отчет ЛКИ, 1971

159. Шапиро Я.Г. Экспериментальное исследование жидкостного эжектора // Присоединение дополнительной массы в струйных аппаратах: Тр. МАИ; Вып. 97. М.: Оборонгиз, 1958. - с. 191 - 236.

160. Шидловский В.П. К расчету газожидкостного эжектора // Изв. АН СССР. ОТН. 1954.-№ 10.-с. 119-123.

161. Шпитов А.Б., Спиридонов Е.К. О предельных режимах работы жидкостно-газового эжектора // Исследование силовых установок и шасси транспортных и тяговых машин: Тематический сб. научн. тр. -Челябинск: ЧГТУ, 1991. с. 129 - 134.

162. Chow W. L., Addy A. L. Interaction between Primary and Secondary Streams of Supersonic Ejector Systems and Their Performance Characteristics//A 1AA J., 1964,2, Ne 4.

163. Elrod G. The Theory of Ejectors //Journ. Appl. Mech., 1945,Ns3.

164. Fabri J., Siestrunck R. Supersonic Air Ejectors //Advances in Applied Mechanics, 1958, V, p. 1-35.

165. FergusonT. Mixing of Parallel Flowing Streams in a Pressure Gradients // Heat Transfer and Fluid Mechanics Institute, 1942.

166. Flugel W. Berechnung von Strahlapparaten // VDI-Vorschungsheft, 1939, Ns 395.

167. Goff E., Coogan T. Some Two-Dimensional Aspects of the Ejector Problem // Journ. Appl. Mech., 1942. № 4.

168. Hastner, Spooner. An Investigation o f the Performance and Design of t h e Air Ejector Employing Low Pressure Air As the Driving Fluid // Institution of Mechanical Engineers, Proceedings, 1950, № 2.

169. Helmbold H. B. Comparison of Mixing Processes in Subsonic Jet Pumps // Journ. Aeron. Sci., 1955,22, N5 6, p. 5.

170. Kecnanl.H., Neumann E. P., LustwerkL. An Investigation of Ejector Design by Analysis and Experiment // Journ. Appl. Mech., 1950, 17, N? 9.

171. Keenan L H., Neumann E. P. A Simple Air Ejector//Journ. Appl. Mech., 1942, №2.

172. Kuethe 0. Investigation of the Turbulent+mixing Region Formed by Jets //Journ. Appl. Mech., 1935, 57, A-81.

173. McClintock C, Mood U. Aircraft Ejector Performance // Journ. Aeron. Sci., 1946, Ns II.

174. Rankin M. Proceedings of the Royal soc. 1870

175. Thomas A. The Discharge of Air through Small Orifices, and the Entrapment of Air by the Ussuing Jet //Philosophical Magazine, 1922,65, N 263, p. 969-988.