автореферат диссертации по энергетике, 05.14.14, диссертация на тему:Исследование тепловых процессов и разработка методики теплогидравлического расчета испарителей

6 О Д На правах р\ копией

к/ , ■ '

ШКОНДИН Юрий Анатольевич

ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕПЛОВЫХ ПРОЦЕССОВ И РАЗРАБОТКА МЕТОДИКИ ТЕПЛОГИДРАВЛИЧЕСКОГО РАСЧЕТА

ИСПАРИТЕЛЕЙ

Специальность:05 14.14 - тепловые электростанции (тепловая часть)

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени

Работа выполнена на кафедре Тепловые электрические станции Московского энергетического института (Технического университета)

Научный руководитель -

Научный консультант

доктор технических наук.

профессор Седлов АС. доктор технических наук.

профессор Кузма-Кичта Ю.А

Официальные оппоненты: доктор технических наук

профессор Протопопов В С.

кандидат технических наук ведущий научный сотрудник Жуков В.М.

Ведущая организация - В НИНАМ

Защита состоится « /Л 1997 года в ^часов в аудито-

рии^"ЛО-/' на заседании диссертационного совета К 053.16.01 в Московском энергетическом институ те (Техническом университете) по адресу Москва, у л Красноказарменная, д. 14.

С диссертацией можно ознакомится в библиотеке МЭИ (ТУ)

Отзывы на автореферат просим направлять по адресу: 111250 Москва, ул. Красноказарменная, д. 14, Ученый совет МЭИ (ТУ).

Автореферат разослан «/У» 1997 года

Ученый секретарь диссертационного совета к.т.н.

Андрюшин А.В.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. В настоящее время область применения термического метода обессоливания для подготовки добавочной воды расширяется. Это обуславливается следующими причинами: наблюдения. проводимые как у нас в стране, так и за ру бежом, показывают, что общая минерализация природных вод непрерывно увеличивается; в соответствии с нормами технологического проектирования тепловых электростанций при отпуске пара на технологические нужды преду -смотрено обязательное использование паропреобразовательных установок; имеющийся теоретический и экспериментальный материал позволяет использовать установки термического обессоливания для переработки сточных вод и создания на их основе безотходных, экологически чистых технологий водоподготовок. в соответствии с требованием Закона об охране природы, что позволит существенно улучшить экологические показатели электростанции.

Недостаточное исследование процессов гидродинамики и теплообмена в испарителях типа «И», их высокая металлоемкость, низкая тепловая экономичность в некоторых режимах работы существенно снижают эффективность использования термических установок как для водоподготовки. так и переработки сточных вод. что сдерживает решение проблемы защиты водоемов от загрязнения сточными водами ТЭС.

Как показали исследования на промышленном оборудовании, в длиннотрубных испарителях типа «И» существуют режимы работы с низкими коэффициентами теплопередачи. Это объясняется тем. что в этих режимах в опускной щели имеет место существенное снижение весового уровня (до 1/3 высоты греющей секции). Значительное снижение весового уровня воды в опускной щели приводит к уменьшению скорости циркуляции (массовая скорость рлл около 10 кг/(м:с)) и на выходе из труб греющей секции может возникнуть участок с ухудшенной теплоотдачей.

Как показывает мировая практика, предпочтительно применять испарители с поднимающейся пленкой, имеющие высокую тепловую экономичность. К недостаткам этих испарителей следу ет отнести высокую продувку, что затрудняет их использование в схемах бессточных водоподготовок ТЭС. Для разработки испарителей повышенной производительности. расчета применяющихся аппаратов необходимо располагать надежными данными по границам зон с различным механизмом передачи тепла, и что особо важно, по условиям возникновения области уху дшенного теплообмена.

В настоящее время данные по условиям возникновению области ухудшенного теплообмена при низких давлениях (Р). меньших 2 МПа, и массовых скоростях (р\\). меньших 100 кг/(м2с), крайне ограничены, а при р\\ < 20 кг/(м~с) отсутствуют, что снижает надежность конструкторского расчета испарителей и сдерживает дальнейшее развитие испарительных установок.

Цель работы Экспериментальное исследование условий возникновения области ухудшенного теплообмена в вертикальном канале для воды при низких массовых скоростях и давлениях.

Разработка методики теплогидравлического расчета испарителей. учитывающей возникновение по длине трубы участков с различным механизмом передачи тепла.

Научная новизна. Впервые получены систематические экспериментальные данные по паросодержанию (Х-) и тепловой нагрузке (я-), при которых начинается переход в область ухудшенной теплоотдачи, длине переходной области (ДХ1Ю) при низких массовых скоростях и давлениях. Установлены закономерности возникновения области >худшенного теплообмена при низких массовых скоростях и давлениях Разработаны расчетные рекомендации по Х-. q.. ДХ,Ю. Разработана методика теплогидравлического расчета испарителей кипящего типа, учитывающая возникновение по длине трубы участков с различным механизмом передачи тепла.

Достоверность полу ченных в диссертации резу льтатов обеспечивается. обоснованностью методики экспериментального исследования, использованием статистических методов при обработке опытных данных. анализом погрешностей измерения и воспроизводимостью опытных данных Полученные опытные данные по условиям возникновения области ухудшенного теплообмена согласуются с известными представлениями. Резу льтаты расчета коэффициентов теплопередачи в испарителях по предложенной методике согласуются с известными экспериментальными данными.

Практическая ценность работы. Предложенная автором методика расчета может быть использована при проектировании и проведении теплогидравлических расчетов испарителей кипящего типа и других аппаратов. Массивы данных по условиям перехода к области у худшенного теплообмена создают возможность для разработки более обоснованных моделей исследованных процессов.

Автор защищает.

1. Массив данных по температурным режимам канала .Х-. q•.

ДХ110 при низких массовых скоростях и давлениях.

-ь-

2. Расчетные зависимости, обобщающие данные по Х-, q•. АХпо в исследованном диапазоне параметров.

3. Методику теплогидравлического расчета испарителей кипящего типа, учитывающую возникновение по длине трубы участков с различным механизмом передачи тепла.

Апробация работы. Основные положения и результаты работы были доложены: на Международном симпозиуме «Обессоливание и окружающая среда» (1996г. Генуя. Италия). Международном симпозиуме "Физика передачи тепла при кипении и конденсации" (1997г.. Москва, Россия), заседании кафедры ТЭС МЭИ.

Публикации. Основное содержание работы отражено в 4 печатных публикациях.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, выводов, списка использованной литературы и приложений. Работа содержит 134 страниц основного машинописного текста. 39 рисунков. 25 страниц приложений, библиография содержит 93 наименования.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

В первой главе проведен обзор работ, посвященных исследованию гидродинамики и теплообмена в испарителях ТЭС. Показано, что при работе испарителей кипящего типа возможны режимы с пониженным весовым уровнем жидкости в опускной щели и низкими скоростями циркуляции. Производительность аппаратов может оказаться существенно ниже расчетной из-за особенностей гидродинамики испарителей в случае высокой минерализацией концентрата. Это объясняется возникновением на выходе из труб греющей секции участка с у худшенной теплоотдачей, что необходимо ^-читывать при расчете испарителей. Рассмотрены исследования по определению границ участков с различным механизмом передачи тепла по длине парогенерирующего канала и методики их расчета.

Данные по паросодержанию. при котором происходит переход к области ухудшенного теплообмена при р\у<100 кг/м"с и Р<2.0 МПа. малочисленны и противоречивы, а при рн < 20 кгЛгс отсутствуют. Крайне ограничены данные по длине переходной зоны при низких давлениях и массовых скоростях, меньших 100 кг/м"с.

Для расчета испарителей и паропреобразователей различной конструкции необходимы надежные зависимости для паросодержания. при котором происходит переход к области ухудшенного теплообмена

X- . и относительной длине переходной зоны ДХП0 в указанном выше диапазоне параметров.

На основании материалов литературных источников сформулированы задачи исследования.

Во второй главе приведено описание экспериментальной установки. методики исследования и обработки опытных данных. Эксперименты проводились на автоматизированном стенде (рис.1), представляющем из себя замкнутый контур, все элементы которого изготовлены из нержавеющей стали. В качестве теплоносителя использовалась вода.

Расход в контуре создается высоконапорным насосом-дозатором НД 100/250 с переменной производительностью. Обогрев рабочего участка осуществляется путем непосредственного пропускания переменного тока от низковольтного трансформатора ОСУ-ЮО, регулирование нагрузки которого осуществляется с помощью автотрансформатора АОМК-ЮО Располагаемая электрическая мощность стенда составляет 125 кВт.

Рабочий участок представляет собой вертикально расположенную трубу с технически гладкой поверхностью из стали Х18Н10Т с внутренним диаметром 6.89 мм и толщиной стенки 0.55 мм. Обогреваемая длина трубы составила 1785 мм. В трубе осуществлялось подъемное течение воды.

Для измерения температуры стенки на наружной поверхности канала установлены 42 хромель-алюмелсвыс термопары с диаметром электродов 0.3 мм.

На входе и выходе из рабочего участка измеряются давление с помощью ИПДЦ-89010 и температура потока с помощью хро.мсль-алюмелевых термопар Благодаря тонкостенному рабочему участку и относительно малому шагу установки термопар надежно определяются границы зон с различным механизмом передачи тепла по изменению пу льсаций температур стенки.

Регистрация данных измерений и управление экспериментом осуществляются с помощью ИВК на базе аппаратуры фирмы HEWLETT-PACKARD с максимальной скоростью опроса 22 измерения в секу нду и разрешающей способностью 1 мкВ.

Погрешность определения паросодержания. при котором начинается переход в область ухудшенного теплообмена, составила 10%.

В третьей главе представлены результаты исследований условий возникновения области ухудшенного теплообмена.

УП-20, 12- дифманометр ДСЭР-3, 13-трансформатор тока УТТ-6М2,14-трансформатор ОСУ-ЮО, 15-автотрансформатор АОМК-ЮО, 16- манометр ИГЩЦ-89010, 17- шм^лггеяьно-Бычислшельньш комплекс, 12- разгрузочная емкость, 19- демпфирующая емкость, 20- баллон с инертным та?отл

. Данные получены для воды в диапазоне массовых скоростей 12-150 кг/ (м:с) и давлений 0.4-1.6 МПа.

На рис. 2 представлены типичные профили осредненной температуры стенки и её интенсивности пульсаций по длине трубы для различных массовых скоростей. Измерение только распределения температуры стенки по длине трубы не дает возможность точно определить паросодержание. при котором начинается переход к области уху дшенного теплообмена X». длину переходной зоны ДХП0 . тем самым начало области ухудшенного теплообмена. За начало переходной области принимается сечение, предшествующее началу необратимого роста осредненной температуры стенки и интенсивности ее пульсаций. Распределение интенсивности пульсаций температуры стенки позволяет определить длину переходной области, равную (Х- - Х-) и начало области ухудшенного теплообмена Х-. Как видно из рисунка 2, пульсации температуры стенки возрастают по длине переходной области, проходят через максимум и уменьшаются до значений, характерных для области ухудшенного теплообмена.

В опытах измерялась температура потока на выходе из рабочего участка во времени. Амплитуда колебаний температуры потока, характеризующая его степень неравновесности (наличие капель влаги), с ростом балансового паросодержания уменьшается, что согласуется с известными представлениями.

Полуденные данные по Х- представлены на рис. 3. Здесь же приведены известные опытные и расчетные данные. Из рисунка видно, что значения Х- удовлетворительно согласуются с рассчитанными по уравнению Ю Г. Хасанова лишь при р\\ > 75 кг/ (м~с) (область III на рис. 3) При меньших массовых скоростях значения X* могут быть значительно ниже единицы. Рассчитанные по уравнению H.H. Савкина значения Х- . удовлетворительно согласуются с полученными данными лишь в узком диапазоне массовых скоростей (около 30 кг/ (м~с)). Обнаружено. что в исследованном диапазоне параметров влияние давления на X« практически не проявляется.

Анализ полученных результатов позволил предложить следующую схему перехода в область ухудшенного теплообмена при пониженных массовых скоростях. Расход жидкости в пленке определяется процессами массообмена между пленкой и ядром потока (уносом жидкой фазы, испарением жидкости, осаждением капель из ядра потока на пленку).

Распределения температуры стенки ( а, в ) н интенсивности пульсаций температуры стенки ( б, г ).

и

с

400 ■

___\_______\____,

дГЛД & Д АААА/уААЛЛ АА АЛАД дй1

"К

-04

00

0 4 0 8

X

1 2

Б н

800

400 —

""2ГД~Л""Д ¿Ай УЛАЛЛЛ.ЧЛ ААЛЛ

-0.4

0.0

04 X

08

1.2

и

э

( а, б ) : Р = 0.4 МПа , р\\= 12 кг/м2с , ч = 42 кВт/м2 ; ( в, г ) : Р = 0.4 МПа , Р"= 53 кг/м2с , я = 156 кВт/м2 .

Рис. 3.

Устончивость пленки зависит от соотношения сил инерции Р,. стремящихся сорвать пленку со стенки, поверхностного натяжения Ра , удерживающих пленку жидкости на стенке, сил тяжести Р„ . действующих при подъемном движении жидкости против Р,. При уменьшении скорости потока можно достичь таких условий, при которых силы тяжести Р(. сгановятся соизмеримыми с силами инерции Р, . При этом силы поверхностного натяжения Рс недостаточно, чтобы удержать пленку на стенке, она может потерять у стойчивость, и возникнет возвратное течение жидкости, что приводит к снижению Х- ( участок II на рис. 3). При дальнейшем снижении скорости потока тепловая нагрузка с]- уменьшается, отдув пара с поверхности пленки, препятствующий осаждению капель, ослабляется и усиливается подпитка пристенной пленки жидкости каплями, вследствие чего нарушение устойчивости пленки происходит при более высоких X (участок I на рис. 3). Особенности возникновения области ухудшенного теплообмена при низких массовых скоростях в трубе с пористым покрытием могут служить подтверждением предложенного механизма процесса. В опытах Н.Н. Сав-кина на тру бе с пористым покрытием для Р = 0.15 - 6.5 МПа и р\л=20-100 кг/м:с не отмечено снижение Х- (Х- близко к 1). В трубе с покрытием наличие пористой структуры на поверхности нагрева приводит к увеличению составляющей Рп в общем балансе сил. действующих на пленку. поэтому при малых Р, устойчивость пленки выше, чем в технически гладкой трубе

В исследованном диапазоне р\\ механизм возникновения области ухудшенного теплообмена изменяется. Поэтому обобщение данных по Х- проведено для различных областей р\\. Данные по Х- с разбросом менее 10 % обобщаются зависимостями:

Л* = 1-4.32-С1/43 (1)

( 0 < С, <0.130);

Л"; = 0.73+ 0.33-С р5 (2)

( 0.130 <СГ< 0.815).

/ л 0.55 О

где С, =Рг- —

\р )

Рг =

м3

(р")2

Для расчета Х- при С[ > 0.815 можно пользоваться известными зависимостями.

-/л

Нароеодержание начала перехода к области ухудшенного теплообмена

1 О — 08 — 06 — -04

02 — 00

•—- ¿4 ^ _

1 ' ' н

III

о

20

40

120

140

160

60 80 100

р\\ , кг/М"с Рнс.З.

- данные настоящей работы ; Р = 0.3 - 1.6 МИа ; ■jf - данные Савкнна ; Р = 0.7 - 1.2 МПа . Pac»iei : 1 - ур-е 11.11. Савкнна ; 2 - ур-е Ю.Г. Хасанова , Р = 0.8 Mlla , 3 - ур-е (1), 4-ур-е (2).

Тепловая нагрузка перехода к ухудшенному теплообмену

I II ' III

^ 300 —

и

* 200

100—1 о

т

О 40 80

р\\ , м /м2с

Рис. 4 - полученные данные, Р=0.3-1.6 МПа, Тн\=18 оС; •к - дамшие Н.Н. Савкнна, Р=0.7-1.2 МПа; 1- у р-е (3).

160

X

1.00 -3

0.10 -=

0 01

Длина переходной зоны

JX - I

т—i i 111111-1 i i i iiuj-lili llllj-1 i i 111 llj

0.00

0 01

О 10

с.

1 00

1000

Рис. 5. - Р = 0.4 МПа; -Р = 0.8МПа; - Р = 1.6 МПа : 1 - ур-е Ю.Г. Хасанова , Р = 1.6 МПа ; 2 - ур-е (4).

Данные по тепловой нагрузке, при которой происходит переход к области ухудшенного теплообмена, представлены на рис. 4. Здесь же представлены известные данные. В исследованном диапазоне параметров влияние давления на q• не обнаружено. Опытные данные с разбросом ± 7% описываются зависимостью :

где А=0.05 . В=2.18 . С=1.33 для 12<p\v<30 кг/(м:с) (область I);

А=0 . В=0.769 . С=1 для 30<pw<75 кг/(м:с) (область II);

А=0 . В=0.843 . С=1 для 75<pw<150 кг/(м2с) (область III).

На рис. 5 приведены полученные данные по длине переходной зоны. При p\v<100 кг/(м~с) уравнение Ю.Г. Хасанова дает заниженные значения ДХпо. Это объясняется тем. что оно получено на основе ограниченных данных в узком диапазоне p\v. В области массовых скоростей p\v < 100 кг/м2с, когда начинает возрастать влияние орошения поверхности каплями из ядра потока, длина переходной зоны с понижением pw увеличивается. Влияния давления на длину переходной области в исследованном диапазоне параметров не обнаружено. Полученные опытные данные описываются с разбросом ± 30% уравнением:

В четвертой главе с использованием полученных зависимостей по границам зон с различным механизмом передачи тепла представлена методика теплогидравлического расчета испарителя.

Как показали исследования, увеличения производительности испарителей кипящего типа (типа "И") нельзя добиться повышением температурного напора (разности температур насыщения, соответствующих давлениям греющего и вторичного пара) .Это объясняется тем, что при увеличении скорости пара на выходе из теплообменных труб греющей секции испарителя создаются условия, препятствующие нормальному сливу жидкости в опускную щель. При этом падает скорость циркуляции и в верхней части теплообменных труб возникает зона ухудшенного теплообмена, в пределах которой поверхность охлаждается парокапельным потоком. С ростом температурного напора в испари-

(3)

ДА' л = 1.83-1.73 С?035

по

(4)

теле протяженность зоны ухудшенного теплообмена увеличивается, и вследствие этого средний по теплообменной поверхности коэффициент теплопередачи в испарителе снижается.

Указанную проблему можно решить, оптимизируя конструкцию греющей секции аппарата и используя двухступенчатое испарение (рис.6). К нижней трубной доске греющей секции приварена цилиндрическая выгородка, разделяющая трубы греющей секции на две ступени: периферийную прямоточную ступень, образованную трубами, расположенными между корпусом испарителя и цилиндрической выгородкой, и центральную с естественной циркуляцией, образованными трубами греющей секции, расположенными между выгородкой и центральной опускной трубой.

В периферийной кольцевой зоне греющей секции организуется прямоточное напорное течение двухфазного потока и в верхней части теплообменных труб возникает зона интенсивного теплообмена. Гарантированное устойчивое движение пленю! при этом обеспечивается достаточно большой продувкой в центральную зону греющей секции (вторая ступень испарения). Таким образом, высокая интенсивность теплообмена в периферийной зоне испарителя позволяет увеличить средний коэффициент теплопередачи в аппарате.

В общем случае, по длине парогенерирующего канала образуются зоны с различным механизмом передачи тепла: конвекцией в однофазном потоке, кипением недогретой жидкости, испарением пленки и капель при дисперсно-кольцевом режиме течения, в переходной области и области ухудшенной теплоотдачи. Поэтому в методике расчета испарителя нужно учитывать неравномерность распределения коэффициента теплоотдачи по длине парогенерирующей трубы и возможное уменьшение скорости циркуляции в испарителе при снижении весового уровня концентрата в опускной щели, используя данные по приведенному перепаду давления на греющей секции В. А. Васина. В методике теплогидравлического расчета испарителя впервые учитывается наличие переходной зоны к области ухудшенного теплообмена.

Предложенная методика применима для испарителей различной конструкции: прямоточного испарителя с поднимающейся пленкой, испарителя типа «И», двухзонного испарителя.

В случае теплогидравлического расчета испарителя с естественной циркуляцией первоначально задаются средний коэффициент теплопередачи в испарителе К. тепловая нагрузка по участкам с различным механизмом передачи тепла q„ полный перепад давления на греющей секции испарителя ДРгси скорость циркуляции в нем w,,.

Рис. 6. Конструктивная схема двухсту пенчатого испарителя. 1 - корпус; 2 - сепаратор; 3 - иаропромывочный лист; 4 - погружной парораспределительный лист; 5 - подвод греющего пара; 6 - отвод конденсата греющего пара; 7 - люк; 8 - отвод вторичного пара; 9 - подвод конденсата на промывку; 10 - центральная опускная труба; 11 - греющая секция; 12 - выгородка; 13 - продувка; 14 - подвод питательной воды.

—

Далее рассчитываются потери давления в подводящих линиях и полезный напор контура цирку ляции с учетом снижения весового уровня концентрата в опу скной щели. Скорость циркуляции определяется из условия равенства полезного напора и сопротивления подводящих линий. Гидродинамический и тепловой расчеты проводятся хтя различных скоростей циркуляции и определяется се величина, соответствующая равенству полезного напора и сопротивления подводящих линий.

Далее рассчитывается средний коэффициент теплопередачи К испарителя:

о 1

где п - число зон с различным механизмом передачи тепла, и сравнивается с заданным. Если рассчитанное значение К при принятой точности расчета отлагается от заданного, то расчет считается законченным. в противном случае расчет повторяется по новому значению К.

Суммарная производительность испарителя с двумя ступенями испарения равна:

(К-Г-М)

О - ^-. (6)

г

где

К - средний коэффициент теплопередачи в испарителе. кВт/(м

иС);

Р - теплообменная поверхность испарителя. м\ Д? - температурный напор. "С; г - теплота парообразования, кДж/кг. Средний коэффициент теплопередачи в испарителе:

А> К' +Кп= А', -д7+Кл •(! - ¿У) . (7)

Ь, +Рц

где

К|, Кп - коэффициенты теплопередачи в первой и второй сту пенях испарения соответственно. кВт/(м~ °С):

о «о

Н

Л оС

Рис. 7. Расчетные коэффициенты телепередачи (11-600); 1-3 - температура вторнчного пара 165,144,127 оС соответственно.

О

Пр

и

рГ

3000 —г

2000 —

1000 —

500

1000

1500

2000

2500

Кр, Вт/(м оС)

Рис.8. Сопоставление экспериментальных коэффициентов теплопередачи в испарителях И-600, И-1000 , паронреобразователе П-585 и расчетных. 1 - расчет но методике В.Л.Васина; - расчет по предложенной методике.

- Ц--

Р]. Рп - поверхности теплообмена ступеней, м": 62 - относительное число труб в первой ступени испарителя (отношения количества труб в первой ступени к общему числу труб в испарителе).

Расчет двухсту пенчатого испарителя проводится методом последовательных приближений. В первом приближении задается производительность аппарата. Затем проводится тепловой и гидродинамический расчеты каждой ступени испарения с целью определения коэффициентов теплопередачи в ступенях и производительности ступеней. При необходимости расчет повторяется по уточненным значениям

Расчетные зависимости коэффициента теплопередачи в испарителе И-600 от температурного напора для различных температур вторичного пара представлены на рис. 7. Как видно, коэффициент теплопередачи уменьшается с у величением температурного напора и снижением температуры вторичного пара, что согласуется с известными представлениями.

Для сопоставления расчетных и экспериментальных значений коэффициентов теплопередачи проведены теплогидравлические расчеты контура естественной циркуляции испарителей И-600, И-1000. па-ропреобразователя П-585. Расчеты проведены для следующих условий: продувка аппарата 2%. длина необогреваемого участка 0.15 м. уровень концентрата над греющей секцией 0.5 м. Расчетные и полученные в опытах В.А. Васина коэффициенты теплопередачи сопоставлены на рис.8. Отклонение расчетных и полученных в опытах значений коэффициентов теплопередачи с вероятностью Р=0.9 составило 21 /Л. что меньше, чем при расчете по известным методикам.

Результаты расчетов испарителя с двухступенчатым испарением приведены на рис. 9. Из расчетов следует, что коэффициент теплопередачи испарителя зависит от отношения площадей ступеней испарения (относительное число труб в первой ступени ЪХ^Х^/Х^ ), от температуры вторичного пара, температурного напора. Оптимальное из соображения тепловой экономичности 62! в рассчитанных вариантах при принятой степени концентрирования питательной воды в трубах первой ступени находится в диапазоне 0.6 - 0.8 Расчетные коэффициенты теплопередачи в двухзонном испарителе в широком диапазоне температурных напоров близки к коэффициентам теплопередачи в испарителе типа «И» в случае, если в тру бах греющей секции зона у худшенного теплообмена не возникает. Применение двухступенчатого испарения позволяет при высоких температурных напорах (Д1и> 10 "С)

Результаты расчета двухзопного испарителя

2500 — 2000 —

1500 -4

0.4 0.6

(а) бг,

1,23,4 - АТ=5,10,15,20 оС соответственно, Твт=100 оС.

1.0

3000 — -

О (б) 10 20 30

ДТи, оС

бг,=0.6, Тв1=100 оС, 1- первой ступени, 2- второй ступени, 3- средний.

4000 —I --------- - ......- - ------------------------- .

и

„О

н СО

2000 —

!■—

Ч

-1-1-

10 20 ДТн, оС

1- Твт=100 ,160,220 оС соответственно, 52^=0.6.

(в)

1

30

Рис. 9.

существенно повысить средний коэффициент теплопередачи в испарителе по сравнению с испарителями типа «И».

ВЫВОДЫ

1. Анализ работы испарителей показал, что при определении коэффициентов теплопередачи в них необходимо учитывать особенности гидродинамики, обусловленные наличием пара в опускной щели. Показано, что скорость цирку ляции и коэффициент теплопередачи в испарителях сильно зависят от паросодержания в опускной щели, при этом скорость циркуляции может достигать низких величии (р\\ около 10 кг/(м~с)). Расчет коэффициентов теплопередачи без учета возникновения зоны ухудшенной теплоотдачи в длиннотрубных испарителях приводит к су щественному отличию от экспериментальных данных при высоких температурных напорах.

2. Проведено исследование условий возникновения области ухудшенного теплообмена при подъёмном течении воды в диапазонах массовых скоростей 12-150 кг/(м: с), давлений 0.3-1.6 МПа и тепловых нагрузок 50-420 кВт/м2. Получены распределения температуры стенки и интенсивности се пульсаций по длине трубы, изменения во времени температуры потока.

3. Выявлена термическая нсравновесность потока в области ухудшенной теплоотдачи в исследованном диапазоне параметров. Уменьшение теплового нагру зки приводит к ослаблению термической неравновесности потока.

4. Впервые получены систематические экспериментальные данные по тепловым нагрузкам и массовым паросодержаниям. при которых начинается переход к области ухудшенного теплообмена при низких р\\ и Р. В исследованном диапазоне массовых скоростей обнару жен минимум на зависимости Х-(С() при СгО. 13. Предложены зависимости для расчета Х-. q• в исследованном диапазоне параметров.

5. Получены новые экспериментальные данные по характеристикам переходной области и предложена зависимость для расчета её относительной длины в исследованном диапазоне параметров.

6. Разработана методика тсплогидравлического расчета испарителей различных констру кций с учетом снижения уровня концентрата в опускной щели, неравномерности теплоотдачи по высоте греющей секции на участках с различным механизмом передачи тепла и использованием полученных в настоящей работе уравнений. Предло-

-Лу-

женная методика позволяет уменьшить отклонение расчетных и экспериментальных данных по сравнению с известными рекомендациями.

7. Проведены теплогидравлические расчеты двухзонного испарителя повышенной производительности и даны рекомендации по оптимальному из соображений тепловой экономичности отношению числа труб ступеней. Показано, что применение двухступенчатого испарения позволяет повысить при температурных напорах выше = 10 'С коэффициент теплопередачи в испарителе по сравнению с испарителями типа «И».

Основное содержание диссертации опу бликовано в работах:

1 Кузма-Кичта Ю.А.. Седлов A.C.. Абрамов А.И.. Шкондин Ю.А.. Буяков Д.В.. Борисов С. А. Экспериментальное исследование кризиса теплообмена при низких массовых скоростях и давлениях. // Доклад на Международном симпозиуме «Обессодивание и окружающая среда» -1996 г.. 20-23 октября Генуя, Италия (на английском языке).

2. Кузма-Кичта Ю.А.. Седлов A.C.. Абрамов А.И.. Шкондин Ю.А.. Буяков Д.В.. Борисов С.А. Экспериментальное исследование кризиса теплообмена при низких массовых скоростях и давлениях. Обессодивание №108 (1996). С 365-369 (на английском языке).

3. Седлов A.C.. Абрамов А.И.. Кузма-Кичта Ю.А.. Комендантов A.C.. Васин В.А., Шкондин Ю.А.. Хазиахметов P.M. Защита окружающей среды от сброса сточных вод промышленных и промышленно-отопительных ТЭЦ с применением паропрсобразователей . Теплоэнергетика. 1996. №12 .С.46 -51.

4. Кузма-Кичта Ю.А.. Седлов A.C.. Абрамов А.И.. Шкондин Ю.А.. Буяков Д.В.. Сербии П К. Экспериментальное исследование кризиса теплоотдачи при низких массовых скоростях и давлениях. // Доклад на Между народном симпозиуме по теплопередаче при кипении и конденсации - Май 1996 г.. Москва. Россия (на английском языке).

Тиипгрлфия М;-)||, Кр.'н'пок.ч i:i|ivtnm.iw, 1.3