автореферат диссертации по энергетическому, металлургическому и химическому машиностроению, 05.04.01, диссертация на тему:Разработка методов расчета гидродинамики двухфазной среды и теплообмена в поперечно омываемых поверхностях нагрева парогенераторов на основе экспериментальных исследований

621.18.068.

На правах рукописи УДК

Колбасников Анатолий Васильевич

РАЗРАБОТКА МЕТОДОВ РАСЧЕТА ГИДРОДИНАМИКИ

ДВУХФАЗНОЙ СРЕДЫ И ТЕПЛООБМЕНА В ПОПЕРЕЧНООМЫВАЕМЫХ ПОВЕРХНОСТЯХ НАГРЕВА ПАРОГЕНЕРАТОРОВ НА ОСНОВЕ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ

Специальность 05.04.01 - котлы, парогенераторы и камеры сгорания 05.14.03 - ядерные энергетические установки

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва -2000г.

Работа выполнена в Всероссийском дважды ордена Трудового Красного

знамени теплотехническом научно-исследовательском институте (ВТИ)

Официальные оппоненты:

доктор технических наук - А.Г. Тумановский.

доктор технических наук - Б.Г. Гордон.

Научный руководитель - доктор технических наук, профессор, заслуженный деятель науки РФ. А.Л. Шварц.

Ведущее предприятие: Подольский машиностроительный завод

Защита состоится " 6" и № /($ 2000г. в часов на заседании

диссертационного Совета Д.144.02.01. при Всероссийском теплотехническом научно-исследовательском институте (ВТИ) по адресу: 109280, Москва, ул. Автозаводская, 14/23.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Всероссийского Теплотехнического института^ Автореферат разослан " Ь " и 1-0и^ 2000г. Отзыв на диссертацию, заверенный печатью, в одном экземпляре просим направить в адрес специализированного совета 109280, Москва, ул. Автозаводская, 14/23.

Ученый секретарь специализированного совета / кандидат технических наук П.А.

/ Березин!

-мл. о

Общая характеристика работы

Актуальность темы

В Российской Федерации в настоящее время эксплуатируются 13 энергоблоков АЭС с реакторами ВВЭР (шесть энергоблоков с реакторами типа ВВЭР-440 и семь с реакторами типа ВВЭР-1000). Общая установленная мощность энергоблоков АЭС с ВВЭР составляет 9594 МВт. Начаты работы по расконсервации и подготовке к пуску Ростовской и Калининской АЭС.

Основными требованиями к таким установкам является безопасность и надежность их работы. Настоящая работа направлена на повышение надежности одного из основных элементов энергоблока АЭС с ВВЭР - парогенераторов , путем разработки методов расчета гидравлических процессов и теплообмена при движении среды II контура в свободно погруженных теплопередающих трубных поверхностях нагрева, что позволяет расширить представление о характере движения двухфазной среды в парогенераторе, тем самым обеспечить надежный выбор конструктивного оформления его внутреннего объема Научная новизна:

-показан характер движения двухфазной среды в циркуляционном контуре состоящем из подъемного участка, включающего в себя свободно погруженный трубный пучок и прилигающие к нему свободные каналы, опускной участок -опускные каналы;

-получена картина поперечного омывания двухфазной средой свободно погруженных пучков труб;

-определена скорость легкой фазы, при которой имеет место выход пара из трубного пучка в свободные каналы;

-даны рекомендации по расчету истинного объемного паросодер-жания в свободных каналах между соседними секциями теплообменной поверхности парогенератора ПГВ-1000;

-даны рекомендации для расчета истинного локального объемного паросодержания в любой точке по периметру труб при поперечном омыва-нии двухфазной средой шахматных и коридорных пучков труб;

-даны рекомендации по расчету истинного объемного паросодержания при поперечном омывании двухфазной средой коридорных и шахматных пучков труб;

-показано влияние обогрева поверхности теплообмена на истинное объемное паросодержание и гидравлическое сопротивление при поперечном омывании пучка труб двухфазной средой;

-даны рекомендации по расчету гидравлического сопротивления при поперечном омывании двухфазной средой коридорных и шахматных пучков труб;

-даны рекомендации по расчету теплообмена при поперечном омы-вании пучков труб двухфазной средой;

-определена конструкция входа в опускной канал пароводяной смеси с дырчатого листа, которая улучшает циркуляционные характеристики контура;

-доказана правомерность применения для теплообменной поверхности парогенераторов пучков труб с шахматным расположением;

-даны рекомендации по моделированию процессов гидродинамики при движении пароводяной смеси с помощью водовоздушной смеси.

Практическая ценность

-предложенные рекомендации и методики расчета позволяют при проектировании рассчитать истинное обьемное паросодержание и гидравлическое сопротивление, теплообмен при омывании двухфазным потоком теплообменной поверхности парогенератора практически с любыми геометрическими характеристиками, определить условия, при которых отсутствуют пульсации температуры стенки трубы, так и выбрать конструктивное оформление его водяного объема, обеспечив высокую надежность принятых решений , как для существующих, так и вновь разрабатываемых парогенераторов, определить условия изучения указанных процессов с помощью водовоздушных моделей.

Методика расчета гидродинамики и теплообмена при поперечном омывании двухфазной средой коридорных и шахматных пучков труб вошла в РТМ по проектированию атомных электростанций РД 24035.05-89 "Тепловой и гидравлический расчет теплообменного оборудования АЭС".

Личный вклад

разработан и сконструирован экспериментальный стенд, рабочие участки, смонтирована схема у-просвечивания, выполнены экспериментальные стендовые исследования истинного обьемного паросодержания и гидравлического сопротивления, теплообмена при поперечном омывании двухфазным потоком шахматных и коридорных пучков труб, проведены тепловые промышленные испытания парогенераторов ill В-1000, выполнен анализ результатов и разработаны рекомендации по расчету истинного обьемного паросодержания в межтрубном пространстве любой конструкции теплообменной поверхности, гидравлического сопротивления, теплообмена при поперечном омывании двухфазной средой теплообменной поверхности парогенераторов блоков АЭС с ВВЭР.

Автор защищает

результаты исследования гидродинамики среды второго контура •при ее движении в водяном объеме парогенератора и методики расчета истинного обьемного паросодержания, гидравлического сопротивления и теплообмена при поперечном омывании двухфазным потоком коридорных

и шахматных пучков груб применительно к условиям работы парогенераторов АЭС с ВВЭР.

Апробация работы:

Основные результаты работы докладывались на VII и VIII Всесоюзной конференции " Двухфазный поток в энергетических машинах и аппаратах " Ленинград 1985,1990г.

Содержание работы.

В первой главе рассмотрены конструкции отечественных и зарубежных парогенераторов (ПГ) для АЭС с ВВЭР, приведены недостатки и преимущества парогенераторов различных конструкций.

Показано, что в отечественном парогенераторостроении получила развитие горизонтальная конструкция, а в зарубежной практике - вертикальная.

Надежная работа ПГВ-1000 в целом существенно зависит от характера гидродинамики и условий теплообмена среды П контура, которая движется в межтрубном пространстве, поперечно омывая теплообменную поверхность. Наличие в ПГВ-1000 сложного контура естественной циркуляции и отсутствие рекомендаций по расчету таких контуров делает исследования гидродинамики и, в частности, параметров естественной циркуляции среды II контура, а также условий теплообмена важной и актуальной задачей.

Зарубежные ПГ для АЭС с ВВЭР имеют вертикальную компоновку с и-образной теплообменной поверхностью закрепленной в плоской трубной доске, расположенной в нижней части парогенератора. Опыт эксплуатации зарубежных вертикальных ПГ с естественной циркуляцией показал, что характерными для них являются повреждения теплообменных труб в верхней и нижней части трубного пучка.

Несмотря на положительный опыт эксплуатации горизонтальных ПГ блоков АЭС с ВВЭР, широко велись работы по созданию отечественной конструкции вертикального парогенератора, которая позволяла бы избавиться от имеющихся недостатков в конструкции отечественных и зарубежных ПГ.

Применение вертикального парогенератора сокращает диаметр реакторной оболочки., что влияет на безопасность АЭС в целом, его конструкция позволяет иметь во внутреннем обьеме парогенератора организованную естественную циркуляцию среды II контура.

Работа посвящена изучению основных параметров естественной циркуляции, влиянию их на теплообмен при движении двухфазной среды в межтрубном пространстве как горизонтальных, так и вертикальных парогенераторов.

Вторая глава посвящена обзору имеющихся исследований, которые касаются определения истинного объемного паросодержания и гидравлических потерь, теплообмена при поперечном омывании двухфазным потоком теплообменной поверхности. В существующих горизонтальных и разрабатываемых вертикальных парогенераторах преобладающим типом омывания двухфазной средой теплообменной поверхности является поперечное или смешанное.

На ранних стадиях развития атомного парогенераторостроения для теплогидравлических расчетов использовались зависимости, полученные для условий течения двухфазной среды в трубах. И лишь впоследствии появились зависимости, основанные на результатах исследований применительно к условиям, имеющим место в парогенераторах АЭС.

Одну из первых работ по изучению закономерностей движения двухфазной среды в трубах выполнил Арманд A.A. Впоследствии эти исследования были продолжены Холодовским Г.Г., Шварцем А.Л., Балдиной О.М., Локшиным В.А., Bankoff S.G.,3y6epoM, Точигиным A.A. и др. Обобщение имеющихся отечественных исследований позволило дать рекомендации для расчета истинного обьемного паросодержания и гидравлического сопротивления при движении пароводяной смеси в трубах, которые вошли в Нормативный метод - Гидравлический расчет котельных агрегатов.

Выполненные Боришанским В.М., Фокиным Б.С., Крамеровым А.Я., Миропольским З.Л. исследования были уже посвящены продольному омыванию двухфазным потоком труб и сборок стержней. В результате была предложена известная формула для расчета истинного обьемного паросодержания и гидравлического сопротивления при течении двухфазной среды при продольном их омывании.

Исследования, которые проводились в обоснование конструкции горизонтального ПГ были выполнены ЭНИН, МЭИ, ОКБ «Гидропресс» и в основном были направлены на выявление зон «запариваемости» в пучках труб. Во всех этих работах исследования проводились в условиях естественной циркуляции среды, что ограничивает возможности изменения таких параметров как скорость циркуляции-wo, истинное обьемное паросо-держание- <р, массовое паросодержание -X, поэтому полученные значения Ф и гидравлических потерь ДР были привязаны к конкретным условиям и не позволяли их обобщить.

Исследования, выполненные в промышленных условиях, также не позволяли обобщить полученные данные так, как не был изучен механизм движения двухфазной среды в свободно погруженных теплообменных пучках.

Другая группа исследований истинного обьемного паросодержания и гидравлического сопротивления при поперечном омывании тепло-

обменной поверхности была направлена на обоснование конструкции вертикального парогенератора. Эти работы проводили ВТИ, НПО ЦКТИ, ВНИИАМ, Подольский машиностроительный завод. Для этого были сооружены крупные как воздушные, так и пароводяные модели. Однако получить обоснованные универсальные расчетные рекомендации для определения ф и ЛР для теплообменной поверхности с различными геометрическими характеристиками и здесь не удалось.

Предложенные Галецким Н.С., Горбуровым В.И., Зориным В.М. теоретические модели расчета кратности циркуляции среды II контура не полностью учитывают характер движения двухфазной среды в межтрубном пространстве теплообменного пучка, который имеет свободные каналы с обеих сторон. Также в этих работах не были учтены рекомендации по расчету истинного обьемного паросодержания и гидравлического сопротивления при поперечном омывании двухфазным потоком теплообменных пучков труб.

Практически нет работ по изучению характера движения среды в свободно погруженных теплообменных пучках труб.

И последнее, на что следует обратить внимание, является расчет теплообмена при поперечном омывании теплообменной поверхности ПГ. В настоящее время расчет сь выполняется по известной формуле для случая кипения воды в большом объеме. Экспериментальные данные, положенные в ее основу, имеют значительный разброс (до -60%), в то время как запас теплообменной поверхности ПГ очень мал (~3-н5%). В то же время имеются работы, которые показывают, что коэффициент сь может зависеть, в частности, от величины массового паросодержания.

Представленные материалы показывают, что для расчета тепловых и гидравлических характеристик ПГ необходимо знание упомянутых процессов и параметров их определяющих.

Таким образом для обоснования оптимальной конструкции внутреннего объема парогенератора с учетом особенностей гидродинамики среды II контура необходимо было выполнить:

-исследования истинного обьемного паросодержания и гидравлического сопротивления при поперечном и смешанном омывании шахматных, коридорных и смешанных пучков труб с разработкой рекомендации в широком диапазоне изменения параметров;

-исследование теплообмена при поперечном омывании шахматных пучков труб с целью уточнения расчетных рекомендаций и выявление возможных зон ухудшенного теплообмена;

-исследование механизма естественной циркуляции среды в плотно огороженных и свободно погруженных трубных пучках.

Глава № 3 посвящена изучению механизма движения среды в межтрубном пространстве поперечноомываемых свободно погруженных

пучков труб и влияние на него конструктивного оформления подъемного участка циркуляционного контура.

Учитывая сложную гидродинамику внутреннего объема натурного парогенератора ПГВ-1000, а также невозможность подробного изучения характера движения двухфазной среды на подъемном участке его циркуляционного контура и отсутствия реальных средств измерения истинного объемного riapocoдержания в межтрубном пространстве тсплообменной поверхности в натурных условиях, исследования были выполнены на водовоз-душных моделях парогенератора (ПГ). Правомерность применения водо-воздушного моделирования подтверждается тем , что проведенные на во-довоздушном стенде исследования истинных объемных воздухосодержа-ний при внутритрубном ее течении выполненных A.A. Армандом и на пароводяном стенде истинных объемных паросодержаний в диапазоне давлений до 5МПа имеют не только качественное, но и количественное совпадение. Скорость всплытия воздушных пузырей совпадает со скоростью всплытия паровых пузырей в неподвижной воде и, наконец, применение водовоздушного моделирования дает наглядную картину процесса и позволяет получить не только качественные , но и количественные результаты, что будет показано ниже.

Исследования проводились на трех конструктивно различных моделях ПГ , состоящих из корпуса прямоугольной формы 0,25x0,5 м; высотой ~ 2,0 м ; внутри которого находился трубный пучок, имеющий 57 рядов в высоту и по 10 труб в каждом ряду, дырчатый лист и закраина, отделяющая подъемный участок циркуляционного контура модели от опускного. Геометрические характеристики и система дистанционирования трубного пучка были такими же, как и в натурном парогенераторе ПГВ-1000. Дырчатый лист установлен во всех моделях ПГ на высоте 0,25 м над пучком труб. При исследовании первой модели ПГ были использованы дырчатые листы с перфорацией 4,5%; 7,5%; 12%; 20%, второй - 4,5%; 7,5%; третьей-4,5%; 7,5%;12%.

Закраины были выполнены из органического стекла. Для первой и второй модели высота закраин была равна - 1,35 м (т.е. по всей высоте пучка труб), для третьей - 0,75 м. Движение среды в моделях осуществлялось за счет естественной циркуляции, которая обеспечивалась подачей воздуха через трубы трубного пучка.

Во всех трех моделях ПГ предусмотрена возможность изменения условий входа отсепарированной воды с дырчатого листа в опускные каналы. Первая конструкции имела плавный вход для среды, стекающей с дырчатого листа, а вторая - зажатый. При плавном входе площадь входного сечения была существенно больше площади проходного сечения канала. При зажатом входе площадь входного сечения была равна площади

проходного сечения канала.При этом площадь проходного сечения для среды в обоих каналах была одинакова.

Модели ПГ позволяли исследовать движение двухфазной среды через плотно огороженный ( организованный контур циркуляции) и свободно погруженный пучок труб с различными длиной закраины и перфорацией дырчатого листа.

Корпус модели имел остекление со всех 4-х сторон, что позволяло визуально контролировать процессы, происходящее внутри модели.

Измерения ф проводились методом у-просвечивания в двух взаимно перпендикулярных направлениях в пучке труб, под дырчатым листом, в свободных и опускных каналах . Измерения скорости движения среды проводились турбинными расходомерами (ТИС), которые были установлены в опускных и свободных каналах, а также над трубным пучком.

Визуальные наблюдения за движением среда в модели №1 показали, что циркуляция среды в ее элементах носила упорядоченный характер. Как на подъемных, так и на опускных участках при движении среды в модели отсутствовали застойные зоны.

Сам процесс поперечного омывания двухфазной средой труб оказался более сложным, чем для случая омывания их однофазной средой.

Было обнаружено, что воздухосодержание вокруг трубы при омы-вании ее двухфазной средой не равномерное особенно при малых скоростях циркуляции \Уо < 0,15 м/с. При поперечном обтекании двухфазной средой трубы на лобовой поверхности образуется зона с повышенным давлением, далее «водяная прослойка» толщиной 0,5-1мм, которая видна хорошо визуально, чем выше скорость потока, тем она видна более отчетливее. Наличие «водяной прослойки» влияет на характер движения пузырей вокруг трубы.

С уменьшением толщина «водяной прослойки» на лобовой части трубы уменьшается и она становится менее прочной. Это обстоятельство позволяет воздушным пузырькам сначала подходить к лобовой стенке трубы, а при дальнейшем уменьшении скорости и прилипать к поверхности труб. При этом поток не срывает отдельные пузырьки с поверхности трубы. И только, когда их набирается достаточное количество, они срываются потоком с поверхности трубы. Это обстоятельство объясняет появление пульсации при поперечном омывании водовоздушной смесью пучков труб. Минимальная скорость среды, при которой наблюдается устойчивая «водяная прослойка» составляет 0,17-0.19 м/с. При дальнейшем возрастании скорости среды воздухосодержание вокруг трубы выравнивается.

Интересный результат был получен при изменении условий входа при сливе отсепарированной воды с дырчатого листа в опускной канал. Воздухосодержание в опускных каналах при зажатом входе среды в три раза больше, чем для случая плавного входа .

Это объясняется более высокой входной скоростью среды и соответственно более высоким захватом воздуха при зажатом входе в опускной канал.

Также на модели были получены данные по истинному объемному паросодержанию и гидравлическому сопротивлению при поперечном смывании водовоздушной средой пучка труб и распределению воздухосо-держания под дырчатым листом.

Экспериментальный материал, полученный при исследовании моделей ПГ №2 и №3, трубный пучок которых был свободно погруженный, т.е. имел свободные каналы с обеих сторон, показал существенное влияние конструктивного оформления циркуляционного контура на его основные характеристики.

В моделях ПГ №2 и №3 со свободно погруженным пучком труб было обнаружено наличие нескольких контуров циркуляции среды, которые образовывались за счет выхода воздуха из трубного пучка. Один из них внешний и, в зависимости от значения приведенной скорости воздуха, два внутренних. Высота этих внутренних контуров также зависит от значения воздуха.

Расчет естественной циркуляции в свободно погруженном пучке с такой циркуляцией без знания кординаты места выхода воздуха из трубного пучка, истинного обьемного воздухосодержания и гидравлического сопротивления не представляется возможным.

В связи с тем, что для моделей ПГ №2 и №3 кратность циркуляции для всего пучка не может быть определена однозначно, дальнейшее сравнение параметров циркуляции среды в моделях будет вестись по скорости воды в опускном канале.

В циркуляционном контуре с выгороженным трубным пучком эта скорость максимальна. По значению она в два раза выше, чем в контуре со свободно погруженном пучком труб (модели ПГ №2 и №3).

Механизм выхода воздуха из пучка труб следующий. При малых нагрузках зеркала испарения >Мо<0,1 м/сек полностью отсутствует выход воздуха из боковых стенок пучка труб. При этом циркуляция воды в моделях №2 и №3 происходит за счет внешнего контура циркуляции и одного внутренне-го( через пучок труб и свободные каналы). Одновременно с увеличением скорости \У0 растет истинное обьемное воздухосодержание в пучке труб и свободных каналах, причем в последних этот процесс идет интенсивнее. Интенсивный выход воздуха из пучка происходит при скорости \Уо «0,30,4 м/с. Увеличение ср в свободных каналах может происходить двумя путями за счет возможного захвата воздуха в свободные каналы и за счет выхода воздуха из пучка труб. Последнее может происходить как за счет

выхода воздуха с крайних труб, так и выхода из глубины пучка. Первый процесс понятен. Второй определяется соотношением перепада давления в пучке при движении вверх пузырьков воздуха через оставшееся количество труб и гидравлического сопротивления при боковом движении воздуха из пучка, а также соотношением текущих значений ср пучка и ф канала. Среда на подъемном участке движется двумя потоками: первый - через трубный пучок, второй - по свободным каналам выше места выхода воздуха из пучка труб . Направление движении среды на подъемном участке следующее. При фпу™ > фкашла в пучке наблюдается восходящее движение, а при фпу™ ^ Фютгала в части пучка имеет место либо опускное, либо подъемно-опускное пульсирующие движение. Наличие разницы ф в различных потоках приводит к образованию внутреннего контура циркуляции со своим полезным напором.

Величина истинного обьемного воздухосодержания в трубном пучке моделей ПГ также различна. В случае плотно огороженного трубного пучка (модель ПГ №1) максимальное значение истинного воздухосодержания в среднем выше на 30% соответствующих значений для свободно погруженного трубного пучка моделей ПГ №2^-3. При этом максимальное значение истинного воздухосодержания в свободно погруженном пучке даже при значениях \У0 «1м/с не превышает 0,6+0,65. Таким образом свободно погруженный пучок труб практически сам регулирует свое истинное объемное воздухосодержание, выбрасывая часть легкой фазы в свободные каналы. Последнее является важнейшим свойством свободно погруженного

Экспериментальные данные по истинному воздухосодержанию в свободных каналах в зависимости от значения приведенной скорости показаны на рис. 1а. На основе этих данных автором для расчета истинного паросодер-жания в свободных каналах предложены следующие зависимости . При <2,0 м/с

При 2,0 < \Уо < 4,0 м/с

Ф= 0,035^о + 0,53 - рассчитывается по проходному сечению пучка труб. Для "горячего" и центрального каналов парогенератора рассчитывается как среднеарифметическая величина приведенных скоростей пара для данной высоты в двух соседних секциях.

пучка.

(1)

Для "холодного" канала парогенератора ш" рассчитывается как среднеарифметическая величина приведенных скоростей пара на выходе из трех секций и "холодной" секции в данном сечении.

Приведенные расчетные зависимости с разбросом ±15% описывают экспериментальные и промышленные данные полученных при промышленных испытаниях парогенераторов Ново-Воронежской АЭС, Балаковской АЭС, Калининской АЭС.

Хорошее совпадение полученных экспериментальных данных в стендовых исследований по истинному объемному воздухосодержанию в свободных каналах со значениями истинного объемного паросодержания, измеренными в промышленных условиях на реальных парогенераторах ПГВ-1000 подтверждает возможность моделирования этих процессов на водовоз-душных моделях.

В модели №2 ширина большого свободного канала в 2,7 раза больше, чем малого, а величина истинного воздухосодержания в них отличается в среднем на 10+15% . Следовательно, ширина свободных каналов не оказывает существенного влияния на величину истинного воздухосодержания. Полученные данные по изменению скорости движения среды в опускном канале моделей в зависимости от приведенной скорости воздуха, отнесенной к проходному сечению пучка труб, показаны на рис.1б. При значении приведенной скорости лу ^ =1,5-4-1,6 м/с скорость движения воды в опускном канале равна 0, то есть циркуляция среды через внешний контур прекращается. В этом случае на подъемном участке наблюдается образование внутреннего контура циркуляции с подьемно -опускным хаотическим движением. Дальнейшее увеличение приводит к подъемному движению в опускном канале. Таким образом, величина приведенной скорости воздуха, равная 1,6 м/с, является граничной, при которой наблюдается циркуляция только во внутреннем контуре. При этом величина истинного объемного воздухосодержания в свободных каналах достигает своего максимального значения. Характер изменения скорости воды в опускном канале может быть рассчитан по предложенной автором формуле: \УОП=0,23\У0" 2 -0,018 М^"3-0,9 \У0" +0,9; (2)

формула применима при \У0 < 6 м\с.

Выполнение исследования скорости воды в опускном канале натурного парогенератора показали, что при одних и тех же значениях приведенных скоростей пара и воздуха в трубном пучке имеет место не только качественное , но и количественное совпадение. Практически, зная в данном сечении величину приведенной скорости пара, можно определить координату места выхода воздуха из пучка труб (»0,3-0,4 м/с ), скорость воды в

Изменение истинного воздухосодержания в свободных каналах в зависимости от приведенной скорости воздуха в пучке труб

фо 0,8

0,6

0,4

0,2

0

0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3,2

О - циркуляционный контур без дырчатого листа + - циркуляционный контур с перфорацией дырчатого листа 4,5% Д - циркуляционный контур с перфорацией дырчатого листа 7,5% • - циркуляционный контур с перфорацией дырчатого листа 12% □ -циркуляционный контур без дырчатого листа ж - циркуляционный контур с перфорацией дырчатого листа 4,5% я - циркуляционный контур с перфорацией дырчатого листа 7,5% А - циркуляционный контур с перфорацией дырчатого листа 12% X - данные промышленных испытаний

3.6 4 \ЛГ'о, М/С

большой свободный канал

Зависимость скорости воды в опускном канале от нагрузки зеркала испарения

Опучка»

• - циркуляционный контур без дырчатого листа и с закрайной длиной 1_=1,3 м + - циркуляционный контур с перфорацией дырчатого листа 4,5% и с закрайной длиной 1=1,3 м X - циркуляционный контур с перфорацией дырчатого листа 7,5% и с закрайной длиной 1=1,3 м О - циркуляционный коитур без дырчатого листа и с закрайной длиной 0,75 м П- циркуляционный контур с перфорацией дырчатого листа 4,5% и с закрайной длиной 1=0,75 м ■ - циркуляционный контур с перфорацией дырчатого листа 7,5% и с закрайной длиной 1=0 75 м А - циркуляционный контур с перфорацией дырчатого листа 12% и с закрайной длиной 1=0,75 м

опускном канале и характер циркуляции среды в трубном пучке,что очень важно.

Выполнение исследования механизма движения двухфазной среды впервые показали реальное движения сред в свободно погруженных пучках труб.

Исследования, выполненные на моделях №2 и №3 позволили дать объяснение данным, полученным в промышленных испытаниях парогенераторов Ново-Воронежской АЭС, Балаковской АЭС, Калининской АЭС, согласно которым средняя величина истинного обьемного паросодерзкания в свободном канале с "горячей" стороны на глубине 0,6м от верхнего ряда составляла -0,55, ( на модели 0,6); на выходе из них 0,7, ( на модели 0,8) при одинаковых значениях приведенной скорости легкой фазы в моделях и парогенераторах. Это говорит о хорошем совпадении результатов, полученных в промышленных испытаниях парогенераторов и на моделях и объясняет наличие таких высоких значений истинного паросодержания в "горячем" канале парогенератора, которые возможны только при интенсивном выходе пара из пучка труб. Так, согласно полученным на моделях №2 и №3 результатам, во втором внутреннем контуре циркуляции в наиболее нагруженной части парогенератора на "горячей" его стороне движение среды в трубном пучке пульсационное подъемно-опускное. Следует отметить, что практически все значения измеренного гидравлического сопротивления пучка труб модели ПГ № 1 ДР,^ > АР^а, где ДРщта рассчитывается в соответствии с рекомендациями Норм гидравлического расчета при движении двухфазной среды в трубах. Измерения ЛР™^ проведенные на модели №2 и №3 со свободно погруженными пучками труб показали, что их сопротивление близко к 0 при наличии нескольких контуров циркуляции. Это полностью подтверждает рассмотренный выше характер движения двухфазной среды в таких пучках.

Сопоставление результатов, полученных при исследовании истинного воз-духосодержания в опускном канале, показало, что конструктивное оформление подъемного участка моделей играет существенную роль. Минимальная величина сроп при максимальной скорости опускного потока воды была получена в модели ПГ №1 и равна 0,1 Зч-0,14. В модели ПГ №2 эта величина уже равна 0,3-5-0,33, а для модели ПГ №3 - 0,5+0,55 при прочих равных условиях, что объясняется наличием короткой закраины. Для свободно погруженного пучка моделей №2 и №3 высота закраины не оказывает влияния ни на характер движения двухфазной среды в пучке труб, ни на абсолютное значение истинного обьемного воздухосодержания в нем.

В свободно погруженном трубном пучке в модели №3 с короткой закраиной при перфорации дырчатого листа ¿4,5% и >0,5м/с в опускном канале имеет место подъемное движение.

В модели ПГ №3 (с короткой закраиной) гидродинамика водовоздушной смеси под дырчатым листом несколько отличается от имеющей место в модели №2. Практически при ш" >0,5м/с и перфорации дырчатого листа 4,5% и 7,5% в модели ПГ №3 под ним имеется воздушная "подушка", которая при небольших снижениях уровня (-0,38м) достигает трубного пучка. Появление ярко выраженной воздушной "подушки" под дырчатым листом явление нежелательное, так как оно приводит к уменьшению гидравлических потерь на дырчатом листе, т.е. уменьшению его выравнивающей способности и приводит к разрыву контура внешней циркуляции. На циркуляцию среды в моделях существенное влияние оказывает профиль входа воды с дырчатого листа в опускные каналы. При плавном входе в опускной канал скорость движения среды в нем (короткая закраина, перфорация дырчатого листа 7,5%) в два раза выше, чем при зажатом. Это говорит о том, что за счет только хорошего профилированного входа в опускной канал можно существенно повысить в нем скорость среды. Имеются отличия и во влиянии массового уровня воды в моделях на естественную циркуляцию среды. В модели ПГ№1 естественная циркуляция среды прекращалась при уровне примерно -0,70-5-0,75м. В модели ПГ №2 прекращение циркуляции имело место при уровнях -0,5м,а в модели ПГ №3 при уровне -0,2м (от дырчатого листа) наблюдалось уже подъемное движение в опускном канале.

Глава 4 посвяшена исследованиям истинного объемного паросодержания и гидравлического сопротивления при поперечном омывании пароводяной средой шахматных и коридорных пучков. Исследования выполнялись в следующем диапазоне изменения параметров: 2,0 < Р < 8,4МПа; 0,05 < < 0,93 м/с; 0 < х < ]; 0^<290,0КВт/м2 Тепловая мощность стенда ~ 4,0 МВт. Первый экспериментальный участок выполнен из корпуса - вертикальной трубы диаметром 180x15 мм , внутри которого одна за другой установлены 7 кассет, имитаторов трубных пучков, длиной ~ 0,35 м, соединенных друг с другом с помощью фланцевых соединений. Второй экспериментальный участок служил также для изучения истинного объемного паросодержания , гидравлического сопротивления и теплообмена при поперечном омывании двухфазным потоком уже как электро-обогрсвасмых, так и необогреваемых трубных пучков. В корпусе первого экспериментального участка для проведения у-просвечивания рабочей среды предусмотрено 80 пар соосных штуцеров, второго-10.

Обогреваемый экспериментальный пучок труб имел 3-5 труб по ширине и 6 рядов по высоте. Геометрические характеристики исследованных пучков труб приведены в таблице № 1.

Таблица № 1.

№ пучка Тип пучка Число рядов труб в пучке Геометрические Характеристики 8]/(1 Бг/ё Условия работы пучка

по высоте по ширине 8,, [м] $2. [м]

1 Шахматный 16 4 0,023 0,019 1,44 1,19 обогреваемый

2 Шахматный 10 5 0,022 0,018 1,37 1,12 не обогреванмый

3 Шахматный 10 5 0,022 0,022 1,37 1,37 не обогреваемый

4 Шахматный 14 4 0,025 0,022 1,56 1,37 не обогреваемый

5 Шахматный 10 4 0,030 0,022 1,87 1,37 не обогреваемый

6 Шахматный 10 4 0,023 0,038 1,44 2,37 не обогреваемый

7 Коридорный 10 5 0,019 0,019 1,19 1,19 обогреваемый не обогреваемый

8 Коридорный 7 3 0,036 0,018 1,12 2,25 не обогреваемый

9 Коридорный 10 3 0,019 0,038 1,19 2,37 не обогреваемый

10 Коридорный 10 3 0,038 0,038 2,37 2,37 не обогреваемый

и Коридорный 10 3 0,023 0,038 1,44 2,37 не обогреваемый

12 Коридорный 10 5 0,023 0,019 1,44 1,19 не обогреваемый

Выбор геометрических характеристик исследуемых пучков труб был произведен в соответствии с имеющимися типами теплообменной поверхности нагрева, как существующих, так и перспективных парогенераторов.

Задачи этих исследований состояли в определении истинного объемного паросодержания и гидравлического сопротивления при поперечном омывании двухфазным потоком трубных поверхностей нагрева. Для прямого измерения величины истинного паросодержания в межтрубном пространстве пучков труб использовался метод возбуждения мягких у-лучей источником жесткого р-иалучения.

Экспериментальные участки были спроектированы таким образом,что позволяли исследовать не только средние значения истинного обьемного паросодержания, но и его локальные значения по периметру трубы. Исследование локального паросодержания в окрестности трубы было выполнено впервые. Важность этого вопроса заключается в том, что знание локальных значений истинного обьемного паросодержания позволяет определить распределение фаз двухфазного потока по периметру трубы и определить возможность появления условий для ухудшения теплообмена. Исследование локального паросодержания в окрестности трубы проводились как на необогреваемых, так и обогреваемых пучках труб с последующей корректировкой полученных значений, учитывающей влияние обогрева.

В соответствии с эпюрами распределения локальных паросодержаний в окрестности трубы (рис 2) можно представить характер движения двухфазной среды в шахматном пучке.

При движении двухфазной смеси в шахматном пучке отмечается скопление пара в лобовой части трубы. При малых скоростях циркуляции среды луо<0,15 м/с наибольшее локальное паросодержание имеется в лобовой части трубы за счет того, что поток, выходя из предыдущего ряда, ударяет прямо в лобовую часть трубы последующего ряда, кроме этого "водяная прослойка" в этом случае мала, что позволяет пузырькам пара подходить и "прилипать" к поверхности трубы. При \Уо> 0,16 м/с для более тесного пучка (8]= 0,022 м, Бг = 0,018 м) наблюдается перемещение зоны <р™ с лобовой части выше по течению в пределах изменения угла а от 60° до 80°. При движении двухфазной смеси в пучке (Б] = 0,022 м, Бг = 0,022 м) этого не наблюдается. Такое перемещение зоны р™ определяется тем, что для более тесного пучка выше скорость течения среды в диагональном сечении пучка, что приводит к частичному вытеснению пара из этой зоны. Общим для обтекания обоих пучков труб является то, что при Р « 0,9 существенно уменьшается неравномерность распределения локального истинного объемного паросодержания в сечении по периметру трубы. Это может быть связано с изменением как структуры течения двухфазного потока, так и характера омывания средой трубы пучка.

При увеличении скорости лу0 уменьшается различие между значениями локального истинного обьемного паросодержания в различных зонах.

Для процесса движения двухфазной среды в коридорном пучке труб характерно наличие застойных водяных зон в лобовой и кормовой частях трубы, величина истинного паросодержания в которых в 3 - 6 раз может быть ниже (р основного потока.

Пароводяная смесь в коридорном пучке в основном движется по прямым каналам, образованным соседними рядами труб (рис. 3). Распределение локального паросодержания от лобовой к кормовой частям труб симметрично по полупериметрам.

Однако в зависимости от скорости движения среды и значения истинного обьемного паросодержания соотношения между <р™* и р™ может быть различно. При малых скоростях циркуляции среды \у0~0,05 - 0,07 м/с и р < 0,93 пар практически не заходит в зазор между трубами пучка в одном ряду. При этом образуются застойные зоны в лобовой и кормовой части трубы и только при р >0,93 паросодержание существенно возрастает в этом зазоре. Такой процесс имеет место вплоть до ^ 0,16 м/с При скоростях движения среды луо> 0,16 м/с наблюдается другая картина распределения фаз вокруг трубы. При расходном паросодержании р < 0,45 локальное истинное объемное паросодержание в зазоре между трубами равно

1 О —ЗОИ

/• -

Зависимость ^ от угла айв окрестности трубы для шахматного пучка в1=0,022 м; 82=0,022 м и Р=2,5-7,5 МПа

Изменение относительного локального паросодержания по периметру трубы в коридорном пучке Э^О.ОЗб м; 52=0,018 м при Р=2,5-7,5 МПа

1.2 1.1 1,0 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0,0

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180

а

г = ¥Г

I —

9 1.2

1,1

1.0

0,9

0,8

0,7

0,6

0,5

0,4

0,3

0,2

0.1

0,0

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180

а

<р„„ ~ 0,5^, т.е. имеет место частичное омывание паром кормовой зоны трубы.

Наличие застойных зон, как в коридорном (2-зоны), так и в шахматном (1- зона) пучках труб, свидетельствует о том, что двухфазный поток ведет себя несколько отлично от однофазного при омывании труб или других элементов теплообменной поверхности. В эти зоны собирается преимущественно тяжелая фаза (вода), т.е. имеет место ухудшение условий омывания двухфазным потоком элемента теплообменной поверхности, которое ведет ведет к появлению застойных водяных зон.

Полученные результаты позволяют выбрать оптимальный тип тепло-обменной поверхности для реальных парогенераторов.

Известно, что с ростом паросодержания среды концентрация растворимых солей в каплях воды резко возрастает. Тогда в застойных водяных зонах создаются неблагоприятные условия для работы металла труб, так как в них собирается имеющаяся в потоке влага с повышенной концентрацией солей, что в свою очередь, вызывает усиление коррозионных процессов металла в указанных зонах. Таким образом с целью повышения надежности работы теплообменной поверхности надо свести к минимуму наличие застойных зон.

Этому условию удовлетворяет шахматный пучок, что делает этот тип пучка приоритетным для теплообменной поверхности парогенераторов АЭС. Для уменьшения влияния застойных зон на надежность работы теплообменной поверхности в виде коридорного пучка труб, следует выбирать такой шаг труб пучка Бг , который сводил бы к минимуму величину этих зон или обеспечить эксплуатацию теплообменной поверхности при умеренных значениях паросодержания.

Таким образом знание величины локальных паросодержаний и их распределение в окрестности трубы не только дает возможность рассчитывать среднее паросодержание в пучке труб, но и позволяет произвести выбор типа пучка для теплообменной поверхности парогенератора. Расчет локального истинного обьемного паросодержания производится в соответствии со значением средней величины истинного обьемного паросодержания в пучке.

Результатом анализа и обработки экспериментальных данных явились рекомендации для расчета локального истинного обьемного паросодержания в любой точке по периметру трубы. Координатой точки, в которой определяется локальное истинное объемное паросодержание является угол а , образованный осью потока и радиусом соединяющим центр трубы и координату искомой точки. Диапазон изменения р был выбран из условий представляющих практический интерес.

Для расчета локальных значений истинного обьемного паросодержания в шах

матных пучках труб предлагаются следующие рекомендации: = ф[(А - В ■ р)- (С •'С - Д• )■ а] (3)

где <р рассчитывается по приведенной ниже формуле (5) 0<а <60и

При 0,4 <р<0,84 и 0,1 < \Уа < 0,29 м/с

А=1,86; В=0,9; С=0,0071; К=0,673; Д=0,0062; Л=0,645

При 0,84<Р<1,0 и 0,1 < < 0,29м/с

А=1,05; В=0; С=0,0071; К=0,673; Д=0,0062; Л=0,645

При 0,4 < р < 0,84 и 0,29 < \У0 < 0,9 м/с А=1,86; В=0,9; С=0,041; К=2,05; Д=0,047; Л=2,32

При 0,84< Р <1,0 и 0,29 < \У0 < 0,9 м/с А=1,05; В=0; С=0,045; К=2,05; Д=0,047; Л=2,32

60° <а < 120°

При 0,4<р < 0,7 и 0,1 < W0 < 0,9м/с А=4,55; В=4,56; С=0,0312; К=0; Д=0,0393; Л=0

При0,7<р<1,0и0,1<\¥0<0,9 м/с А=2,13; В=1,1; С=0,00112; К=0; Д=0,0106; Л=0

120° <а < 180°

При 0,4 < Р < 0,72 и О, I < \У0 < 0,9 м/с А=4,3; В=4,36; С=0,017; К=0; Д=0,0184; Л=0

При 0,72<Р <1,0 и 0,1 < < 0,9 м/с А=1,35; В=0,291; С=0,01; К=0; Д=0,01; Л=0

На основе полученных результатов для расчета локального истинного обьемного паросодержания в любой точке по периметру трубы коридорного пучка предложены следующие зависимости: При 0,5 <р<0,9 и 0,045 < V/,,<0,16м/с , 0<а<90"

Флс

(0,96 + Пт,)^-2'-7'™*> - Бта + Ш25^"

0,1 ■ Бта + I

(4)

где ф рассчитывается по формуле (5) При 0,9 < р < 0,96 и 0,045 < W0 < 0,1 м/с «р„ = Ф • kl 11,5W0 - 3,84).p(702W°-,0) +0,165 .p-WW) • Sinaj

При p < 0,9, 0,16 < W0 < 0,44 м/с

U7-Sina+(0'538W«-°'0561) 0,1-Sina + l

При p > 0,9, 0,16 < W0 < 0,44м/с

Фш = ф-

флок = ф'

• ка+(0№^086) 0,1-Sina + l

Область применения формул:

2,0 < Р S 8,4 Мпа; 0,045 < W0 < 0,45 м/с

Средняя погрешность между рассчитанными <рта1 и экспериментальными значениями ф^ для коридорного пучка составляет ± 15 %. Определение средней величины истинного объемного паросодержания в пучке производилось в соответствии со значениями локального паросодержания в окрестности трубы и площади зоны, в которой оно имеет место.

Исследования истинного обьемного паросодержания при поперечном омывании коридорных и шахматных пучков труб показали, что геометрические характеристики и давление среды слабо влияют на его величину при wo= const и P=const.

При расчете ф следует учитывать влияние теплового потока. Влияние его различно и зависит от величины расходного паросодержания . При р < 0,5 обогрев существенно влияет на истинного объемного паросодержания, и увеличивает величину ф примерно в 1,5 -г 1,7 раза, по сравнению с не-обогреваемым пучком. При 0,5 < р < 0,7 разница между истинным объемным паросодержанием в обогреваемом и необогреваемом пучках составляет »25+30%. При Р £ 0,7 эта разница уменьшается и становится мала (рис 4).

Существенно влияет на истинное объемное паросодержание скорость циркуляции wo.

Полученные результаты исследования истинного обьемного паросодержания при поперечном омывания двухфазным потоком шахматных и

1.0 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0.0

Влияние обогрева труб на «р=ЧР) для коридорного пучка

1 1 1

\Л/О=0,33 м/с щ

5,=и,ШН и; ¡¿2=0,019 м 17/ /у

1 1 1 • -а=0 - 1 А г к

+• - 4=91,0 кВт/ы2--- о - 4=190,0 Шт/и2 ...... л Ж -г-Л/

.А

X - <р260,0 кВт/м2---- 1 у

1 1 и-^'-'

I ------- —ж-—Г 1 1 1

0,0

0.1

0,2

0,3

0,4

0,5 0,6

0,7

0,8

0,9

Влияние обогрева труб на ч>=ЧР) для шахматного пучка

ф 1,0 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0,0

0,0

0,2 Р=2,2 МПа

,-*-ч

а -ч=о & -ч=91 кВт/2 X - 4=170 кВт/2 Ж - 4=280 кВт/2 ......4=0

0,4

0,6 Р=6,5 МПа

о -4=0 + - 4=91 кВт/2 в -4=170 кВт/2 А • 4»280 кВт/2 --4>90 кВт/м2

0,8

1,0 Р=Д,3 МПа

,-*-

• -4=0

» - 4=91 кВт/2

• - 4=170 кВт/2 - - 4=280 кВт/2

1,0 Р

1

\Л/„=0.31 м/с

=0,023 н; 82=0,019 м

Л.

У

------------ /V

¿У*

(

1,2 Р

коридорных пучков труб представлены в виде зависимости ф = Г (^Р) (рис.5,6).

Характерной особенностью зависимости ф= АПйР) (рис.5,6) при = уаг является наличие трех зон с постоянными углами наклона - первая зона р < 0,9; вторая зона 0,9 <р< 0,98; третья зона 0,98<Р<1. Анализ параметров двухфазной среды показал, что каждая зона соответствует своему режиму течения.

На основе обработки опытных данных и с учетом теории размерности для расчета истинного объемного паросодержания при поперечном омывании средой коридорных и шахматных пучков предлагается следующая зависимость:

При р < 0,9 и 0,05 < \У0 < 0,9 м/с

ф = ф0+ф, (5)

где ф0 = 0,396Ь°'092 (1 - 0,6р)

• > **П ' '

V -и г-р

Я - [кВт/м2]; г - [кдж/кг]; р - [кг/м3].

При р > 0,9 и 0,05 < АУ0 < 0,9 м/с

Для расчета ф, при омывании коридорных пучков труб с 1,12 < Б, < 2,37 и 1,19 < < 2,37 рекомендуется формула:

= А-Ро -(Ке-Рг)ш -рс

Р ~Р

где р0 =

Р

При р < 0,9 и 0,05 < \У0 < 0,25 м/с

А = 0,119; Ь = 0,0824; ш = 0,142; с = 5,35-р^00451 -(11е- Рг)""'0925

При Р ^ 0,9 и 0,25 < V/,, < 0,8 м/с А = 0,119; Ь = 0,0824; ш = 0,142; с = 2,04

При 0,9 < р < 0,98 и 0,05 < < 0,8 м/с

Зависимость при омывании шахматных пучков

0,92

• - Р=0,1-2,5 МПа А -Р=0,15-2,5МПа □ - Р=0,3-2,5 МПа О - Р=0,1-5,0 МПа А - Р=0,15-5,0 МПа ■ - Р=0,3-5,0 МПа + -Р=0,1-7,5МПа X - Р=0,15-7,5 МПа X - Р=0,3-7,5 МПа

---\Л/о=0,6-0,8 м/с ......\Л/о=0,3 м/с

-7\/о=0,15 м/с ----\Л/о=0,1 м/с

----\Л/о-0,89 м/с

......\Л/о=0,2 м/с

0,94 0,96 1

'гР

О - Р=0,62-7,5 МПа ♦ - Р=0,83-7,5 МПа - - Р=0,83-5,0 МПа ---\ЛЛ>=0,33 м/с

Зависимость для коридорных пучков

0,01

0,97 1

А = 0,975; Ь = 0; ш = - 0,0072; с = 43,66-р^-805 (Яе-Рг)"0"2

При 0,98 < Р < 1,0 и 0,05 < W0 < 0,8 м/с А = 1,0; Ь = 0; т = 0; с = 24,84 - р^801 • (Яе- Рг)^-№

Для расчета ср, при омывании шахматных пучков труб с 1,37 <; Б, < 1,87 и 1,12 < Б-, < 2,37 следует использовать формулу: Ф, = А-(11е-Рг)т рс

При 03<(3<0,9 и 0,050,25 м/с А = 1,25; т = - 0,0172; с = 12,93-р"0646 •(Яе-Рг)^1158

При 0,3 <Р 5 0,9 и 0,25 <\»/0 < 0,93 м/с А = 1,18; т = - 0,0172; с = 4,55 • (Яе- Рг)41'0382

При 0,9 < р < 0,98 и 0,05 < \У(| < 0,93 м/с А = 0,826; т = 0,00483; с = 3,13-^е-Рг)"0 0293

При 0,98 < Р < 1,0 и 0,05 < W0 < 0,93 м/с А=1,0; т=0; с = 9,22

Настоящие зависимости с погрешностью *15% описывают все экспериментальные данные как для коридорных , так и для шахматных пучков труб. Это позволяет рекомендовать полученную зависимость для расчета <р при поперечном омывании двухфазным потоком коридорных и шахматных пучков труб.

Зная рекомендации для расчета <р для разных типов пучков труб можно рассчитать истинное обьемное паросодержанне для любой сложноомывае-мой теплообменной поверхности. Автором разработана и предложена модель расчета истинного обьемного паросодержания для любой теплообменной поверхности. Если рассмотреть движение двухфазной среды в ширмовой поверхности нагрева, то можно отметить следующую особенность - среда движется между ширмами в образованных ими коридорах. При этом на входе в любой участок ширмы ( а они достаточно большие) будет такое паросодержанне, которое имеет среда на выходе из предыдущего участка с учетом характера омывания средой теплообменной поверхности. Таким образом, среднее истинное паросодержанне в ширмовой по-

верхности, по-видимому, должно колебаться в пределах значений <р, которое соответствует продольному н поперечному омыванию пучков труб, а конечное значение паросодержания в такой поверхности будет зависеть от соотношения участков поперечного и продольного омывания. Исходя из предложенной расчетной модели для определения истинного объемного паросодержания при движении двухфазной среды в ширмовой теплообменной поверхности и на основе экспериментально полученных данных по истинному паросодержанию при поперечном омывании двухфазной средой пучков труб для такой поверхности рекомендуется следующая формула:

п -поп „ _прод „ _

ф=-Е!---Ей--—- (6)

¿Fr+ZFT'+iX

i=l 1=1 K=1

_ BOO

где <|»j - рассчитывается по формулам (5)

_ про д

Ф 1 -рассчитывается по формуле ф = сР в соответствии с Нормами Гидравлического расчета котельных агрегатов.

<рк - принимается равным ф в предшествующем, не занятому теплообменной поверхностью, участке.

Ft; F t; Ft-площади, предшествующих продольноомываемого, поперечно-омываемого , пустотелого участков.

Проведенное сопоставление результатов расчета истинного объемного паросодержания согласно рекомендациям (6) и полученных при исследованиях ф в натурной ширмовой поверхности показало хорошее их совпадение. Это позволяет рекомендовать эту формулу для расчета не только предложенной конструкции ширмовой поверхности, но и любой другой ее модификации, т.к. она имеет универсальный характер. На основе полученных рекомендаций автором была разработана обьемная пгармовая теплообменная поверхность, которая защищена авторским свидетельством, позволяющая равномерно заполнить поперечное сечение любого вертикального парогенератора.

Представляет интерес сопоставление результатов полупромышленных исследований истинного объемного паросодержания и полученных значений Ф на основе проведенных стендовых исследований.

Как указывалось ранее, полупромышленные исследования истинного объемного паросодержания при поперечном омывании двухфазным потоком пучков труб выполнялись ВТИ, ЭНИН, ВНИИАМ, НПО ЦКТИ. Эти исследования проводились как на пароводяной, так и на водовоздушной смесях. Исследования истинного объемного паросодержания при движении двухфазной среды в межтрубном пространстве пучка, выполненные ЭНИН, были проведены в следующем диапазоне измерения параметров: 0,49<Р<1,96 МПа, 0,18<ЧМо<0,34м/с, Р<0,78; Пучок был обогреваемый, количество рядов в пучке- 64. Рассчитанные значения <рр для пучка в соответствии с формулой (5) при тех же условиях хорошо согласуются с экспериментальными данными.

Также проведено сопоставление с результатами работы, которая была посвящена исследованию теплогидравлических характеристик вертикального парогенератора тепловой мощностью 5 МВт, выполненной во ВНИИАМе.

Сопоставления полученных величин для ф р, рассчитанных по формуле (6) и фэк ( по данным испытания модели) показало , что имеется очень хорошее совпадение расчетных и экспериментальных значений истинного объемного паросодержания. Такое же сопоставление проведено и по результатам исследования истинного объемного газосодержания в ширмовой теплообменной поверхности выполненного в НПО ЦКТИ. И в этом случае имеется хорошее совпадение расчетных и экспериментальных значений истинного объемного паросодержания.

Важной задачей при расчете параметров естественной циркуляции среды II контура являлось определение гидравлического сопротивления при поперечном омывании теплообменной поверхности парогенератора.

Одновременно при исследовании ф проводились замеры перепадов давления на экспериментальных трубных пучках при поперечном их омывании двухфазным потоком. Исследования были направлены на определение поправочного коэффициента ц/, учитывающего влияние негомогенности потока двухфазной среды и особенности поперечного омывания пучков труб.

Экспериментальные данные по определению коэффициента »у представлены в виде зависимости = Г(1^) для коридорных пучков на рис. 7, а для шахматных пучков труб на рис. 8.

Характер изменения этих зависимостей для всех исследованных пучков одинаков - имеется восходящая и нисходящая ветви, а между ними точка перегиба. Параметры точки перегиба соотвествуют переходу от одного режима течения двухфазной среды к другому.

Общим для всех исследованных пучков труб является то, что при 0 < Х<0,02 и Х = 1,0 коэффициент ц< практически равен 1,0.

Зависимость коэффициента для коридорного пучка с Э .,=0,036 м; 8г=0,018 м

1л>

о

Зависимость коэффициента для шахматных пучков

• - \Л/о=0,1 м/с " о -\ЛГо=0,15 м/с

+ - \«о=0,33 м/с • Р=2,0; 5,0; 8,6 МПа д - Wo=0,61 м/с А - \Л/о=0,9 м/с . + -\«о=0,05м/с '

• - УУо=0,1 м/с о-\л/о=0,33м/с А -У\/о=0,61 м/с А - Wo=0,9 м/с X - Wo=0,04 м/с - водовоздушная смесь

.пароводяная смесь

I I I

5,=22мм;32=18мм | ' |

0,01

1

При малых X < 0,02 неравномерность распределения паросодержания в окрестности трубы мала, условия обтекания трубы еще достаточно хорошие, поэтому коэффициент ц/ близок к 1,0.

На величину коэффициента ц/ для коридорных и шахматных пучков труб в исследованном диапазоне практически не влияет давление среды и тепловой поток. При движении двухфазной среды через коридорные пучки труб при W« = const на величину ц/ геометрические характеристики не оказывают влияния в исследованном диапазоне изменения конструктивных параметров.

При движении двухфазной среды через шахматные пучки коэффициет у зависит от геометрических характеристик пучка: ( S2 < 0,019 м , Si < 0,022 м ) Умакс = 2,2, а для пучка ( S 2 > 0,019 м, Si > 0,022 м ) ^>нкс = 5,0

Для омывании коридорных и шахматных пучков труб при 0,02 < X < 1,0 коэффициент \|/ с увеличением Wo падает при X = const. Это связано с тем, что при увеличении W0 условия обтекания трубы улучшаются. По мере роста массового паросодержания X ( Х< Х11Срегиба) возрастает неравномерность распределения паросодержания в окрестности трубы и соответственно ухудшаются условия обтекания трубы, что приводит к возрастанию коэффициента Ц1, вплоть до ц/ мшс . При дальнейшем возрастании X ( X > Хперегаба) неравномерность распределения фаз уменьшается и соответственно улучшаются условия обтекания трубы, что ведет к уменьшению коэффициента ц/ вплоть до 1,0.

Сравнение эпюр обтекания средой труб в коридорном и шахматном пучках труб, как отмечено выше, показало, что при обтекании коридорного пучка имеются две застойные зоны вокруг трубы, а в шахматных одна. Распределение паровой фазы в коридорном пучке слабо зависит от Wo и X в то время, как в шахматных пучках с ростом Wo и X наблюдается выравнивание локального истинного обьемного паросодержания вокруг трубы. Все это говорит о том, что коэффициент 4/ при поперечном обтекании коридорного пучка труб должен быть выше, чем для шахматного, что подтверждается опытными данными.

На основании полученных результатов для расчета гидравлических потерь ДР при поперечном омывании двухфазным потоком пучков труб предлагается формула:.

W2 . п

ДРдсас. = -vP + X-^-l)] (7)

2 Р

где 4 - коэффициент гидравлического сопротивления пучка труб однофазной среде;

скорость циркуляции; р ,р - плотность воды и пара на линии насыщения; V - коэффициент, учитывающий влияние негомогенности потока двухфазной среды, движующейся в межтрубном пространстве пучка труб и условия их обтекания.

где \|/ = А - Хв (8)

3

Коэффициент *)/ для коридорных пучков труб 1,12 < — < 2,37 и

<!

1,19 < — < 2,37 и рассчитывается в соответствии с формулой. (1

При 0,02 < X < X, и 0,05 < \У0 < 0,43 м/с А = 52,6 • (Ее- Бг)"0'0674; В = 1,03 • (Яе- Рг)"0-0208 При X, < X < 1,0 и 0,05 < W0 < 0,43 м/с А = 1,0; В = -40,58-р^279 • (Яе-Рг)^359 где X, =2,78-р^°'162 -(Ие-Рг)41'293

Р

5

Коэффициент <|/ для шахматных пучков труб 1,37 5 — < 1,44 и

(1

1,12 < — < 1,19 и рассчитывается в соответствии с формулой. (1

При 0,02 < X < Х2 и 0,05 < \У0 < 0,93 м/с А = 4,43 • (Яе- Рг)"00295; В = 0,375 - (Ие- Рг)"00212

При X, < X < 1,0 и 0,05 < \У0 < 0,93 м/с А = 1,0; В = -0,554-(Ке-Рг)"0'0239 где Х2 = 0,195-(Ке-Рг)"°'0239

§

Коэффициент V)/ для шахматных пучков труб 1,44 < -р < 1,56 и

а

§

1,19 < — < 2,37 и рассчитывается в соответствии с формулой. (1

При 0,02<Х<Х3 и 0,05<\У0 <0,25 м/с А = 1090• рЦ0,242 • (Яе-Рг)"0,539; В = 5,96-р0-°'162 • (Ле-Рт)^248

При 0,02 <Х < Х3 и 0,25 <\»/0 < 0,93 м/с А = 15,97 • р^-0743 • (Яе- Рг)^146; В = 5,96 • р^162 • (Яс- Рг)"0'248

При Х3 < X < 1,0 и 0,05 < У/0 < 0,93 м/с . А=1,0 ; В = -21,65-р0-°Л55 •(Яе-Рг)-<и9й где Х3 =0,77-р^°'108 -(Де-Рг)"0'153

но -

Р

Представленные зависимости с погрешностью ± 20% описывает все экспериментальные данные как для коридорных, так и для шахматных пучков труб. Это позволяет рекомендовать полученную зависимость для V)/ (7) при расчете гидравлического сопротивления при поперечном омыва-нии двухфазным потоком коридорных и шахматных пучков труб. При использовании настоящих рекомендаций по расчету истинного паро-содержания и гидравлического сопротивления при поперечном омывании двухфазным потоком коридорных и шахматных пучков труб был рассчитан циркуляционный контур модели парогенератора, исследования на которой были выполнены в ОКБ "Гидропресс" (Гришаковым В.И). Расчет скорости циркуляции для этой модели, выполненный согласно Норм Гидравлического расчета, дает погрешность до 40%, а при расчете с использованием настоящих рекомендаций погрешность составляет менее 10%. Глава 5 посвящена исследованию теплообмена при поперечном омывании обогреваемого пучка труб, целью которого было уточнение расчетных зависимостей и выявление возможного влияния параметров циркуляции на условия теплообмена. Последнее позволяет связать расчеты по теплообмену и циркуляции среды в поверхностях нагрева парогенератора в единое целое.

Эксперименты были проведены при 0,09 < лу0 < 0,55м / с, 0 < Ч < 290,0КВт/м2 2,2МПа < Р < 6,4МПа

Проведенные исследования впервые выявили зону ухудшенного теплообмена при поперечном омывании шахматного пучка. Изучение изменения локального истинного обьемного паросодержания вокруг трубы показало, что в лобовой части трубы относительно движущегося потока при малых скоростях < 0,22м/ с имеет место зона с повышенным локальным истинным обьемным паросодержанием. И чем

ниже скорость потока, тем выше локальное истинное объемное паросо-держание в этой зоне и тем сильнее сказывается эффект "прилипания" пузырьков пара к поверхности трубы. Эти обстоятельства могут вызывать пульсации температуры стенки металла сначала на лобовой части трубы, а затем ими охватывается вся её поверхность, что подтверждено было в исследованиях теплообмена . При скоростях циркуляции воды > 0,22м/с эпюра распределения истинного паросодержания вокруг трубы почти равномерна. Поэтому при этой скорости не были обнаружены пульсации температуры стенки трубы, так как отсутствуют условия их порождающие. В исследованиях было получено, что значение коэффициента теплоотдачи существенно зависит от амплитуды пульсаций температур. При малых амплитудах приблизительно в 10°С коэффициент теплоотдачи а2 уменьшается, но не очень сильно, при амлитудах же 60-80°С а2 падает в 2,5-3 раза. Частота пульсаций колеблется от 0,5 до 1 гц. Таким образом, обнаруженное ухудшение теплообмена при поперечном омывалии шахматного пучка является очень важным результатом, так как определяет один из факторов, влияющих на надежность работы теплообменной поверхности парогенератора. В результате проведенных экспериментов получена диаграмма определения границы зоны ухудшенного теплообмена для теплообменной поверхности, омываемой двухфазной средой (рис.9). Диаграмма позволяет проверить условия работы теплообменной поверхности и в случае необходимости их скорректировать. Скорость циркуляции, при которой возможно ухудшение теплообмена, составляет \у0 < 0,2м / с. С целью исключить возможное зависание пара в теплообменном пучке и связанные с этим пульсации температуры стенки трубы скорость циркуляции в нем должна быть не менее 0.2 м/сек..

Выполненные исследования теплообмена в условиях развитого кипения при поперечном омывании шахматного пучка показали зависимость а^ от массового паросодержания и теплового потока (рис.10 ). Эта зависимость имеет место во всем диапазоне исследованных скоростей. Сравнение полученных экспериментально агэкс и рассчитаных а6 „ значений показывает, что при х < 0,14 0,17 оцкс < а6 0 примерно на 15-20%, а при х > 0,18 а.жс> > а6 0 на 20-25%. Этот эффект подтверждает ранее высказанные соображения о характере поперечного омывания двухфазным потоком пучка труб. Изменение аг связано с тем, что при росте скорости циркуляции и массо

вого паросодержания потока растет скорость смеси, что улучшает орошение поверхности трубки пучка. Также с увеличением скорости смеси должна уменьшаться водяная прослойка вокруг трубы, т.е. будет падать ее термическое сопротивление.

и> Оч

Диаграмма определения границы зоны ухудшенного теплообмена при поперечном омывании двухфазным потоком шахматного пучка труб

щ,

кг/мас

Я, кВт/м5

Рис. 9

Зависимость коэффициента теплоотдачи аг от удельного теплового потока ч

0906

р-«я /оя

«0-0,3

/ж

//да' г

* У >Л / /лу' / •

/г /| 0,024 Д - яг 0,170 А-«-0.260 «-> = 0,360 О I!0,620 > -» = 0.920 О - ф-га С! в 4 И*

6 1 В 9 10*

7 А 9 10'

»

На основе обобщения экспериментальных данных для расчета коэффициента аг предлагается следующая формула:

<х2 = 3,07 • я0'72 • (р0-14 +1,37 • КГ2 • р2) х [0,49+0,55 • (1 + х)], (9)

где - р[МПа]; я [Вт/м2]; х- массовое паросодержание.

Формула описывает экспериментальные данные с разбросом ± 15%. Диапазон применения формулы 0,09 ¿а>д < 0,55м/с; 0 < х < 0,93;

2,0МПа£р<6,7МПа; 0 < я < 290КВт/м2.

Представляет интерес рассмотреть полученные результаты исследования теплообмена при поперечном омывании двухфазным потоком шахматного пучка труб применительно к условиям работы парогенератора ПГВ-1000 и на их основе с учетом полученных циркуляционных характеристик среды в трубном теплообменном пучке определить средний коэффициент теплопередачи в парогенераторе. При этом будут использованы результаты промышленных тепловых испытаний парогенераторов АЭС с ВВЭР-1000 . Автор в составе бригады ВТИ и ОКБ "Гидропресс" непосредствено принимал участие в исследованиях теплообмена в парогенераторах на АЭС с ВВЭР-1000 Ново-Воронежской АЭС ( 5 блок) и Южно- Украинской АЭС (1,2 блок).

Согласно экспериментальным данным полученным в промышленных условиях работы парогенераторов ПГВ-1000, коэффициент теплопередачи К составляет 6000 Вт/(м2-°С). Рассчитанные по формуле (9) значения коэффициента аг позволяют иметь коэффициент теплопередачи К в парогенераторе 6100 Вт/(м2-°С). Учитывая, что среднее значение термического сопротивления отложений составляет 2-4% общего, тогда коэффициент теплопередачи К становится равным значению, полученному в промышленных испытаниях на реальном парогенераторе я равном 6000 Вт/(м2-°С). Удовлетворительное совпадение значений коэффициента теплопередачи, полученных в тепловых промышленных испытаниях парогенератов блоков ВВЭР-1000 и расчетным путем с использованием формулы (9) показывает, что предложенную схему расчета циркуляции среды в парогенераторе можно использовать в дальнейшем. Результаты исследования теплообмена во втором контуре парогенератора позволяют более рационально рассчитать требуемую теплообменную поверхность парогенератора, что являются важными при конструировании парогенераторов АЭС с ВВЭР.

Выводы

1. Впервые проведен комплекс экспериментальных исследований на стендах, работающих на водовоздушных и пароводяных смесях и на натурном объекте, посвященный изучению механизма движения двухфазных сред, основных гидравлических характеристик - истинного объемного парогазосодержания и гидравлических сопротивлений, а также теплообмена в поперечноомываемых коридорных и шахматных пучках труб применительно к парогенераторам АЭС с ВВЭР.

2. Показана возможность моделирования гидравлических процессов при движении пароводяного потока в области параметров, характерных для парогенераторов АЭС с ВВЭР на стендах с водовоз-душной смесью. При этом определяющим параметром является, т.н. приведенная скорость движения легкой фазы.

3. Выявлен сложный механизм естественной циркуляции при поперечном омывании двухфазной средой свободно погруженных пучков труб применительно, в частности, к теплообменной поверхности парогенератора ПГВ-1000.

4. На основе определения методом прямых измерений локальных значений истинных объемных паросодержаний выявлен механизм поперечного омывания двухфазным потоком труб в пучке, что позволило определить оптимальный тип теплообменной поверхности парогенераторов АЭС с ВВЭР при работе ее в условиях высоких паросодержаний.

5. Проведенные экспериментальные исследования истинных объемных паросодержаний при поперечном омывании двухфазным потоком пучков труб в пределах изменения теплового потока

ккял юсзл

показали, что влияние обогрева

м -ч м -ч

на значения истинного объемного паросодержания по сравнению с адиабатным течением зависит от значения расходного объемного паросодержания (Р): в области малых значений его влияние существенно , а при значениях Р > 0,6 это влияние принебрежимо мало. На значения гидравлического сопротивления обогрев пучков практически влияния не оказывает.

6. Результаты экспериментальных исследований локальных и средних значений истинных объемных паросодержаний и гидравлических сопротивлений при поперечном омывании коридорных и шахматных пучков труб с различными конструктивными характеристиками позволили разработать методические расчетные рекомендации для определения этих величин.

7. Показано, что на значения истинных объемных паросодержаний и гидравлических сопротивлений конструктивные характеристики поперечноомываемых пучков труб не оказывают заметного влияния, лишь при тесных шахматных пучках последние оказывают влияние на гидравлические сопротивления.

8. На основе стендовых экспериментальных исследований механизма движения водовоздушной смеси в свободно погруженном пучке труб получена расчетная зависимость для определения значений истинных объемных паросодержаний в свободных каналах горизонтального парогенератора, которая подтверждена результатами исследований на натурном парогенераторе.

9. На основе исследований теплообмена при поперечном омывании двухфазным потоком шахматного пучка труб получена расчетная зависимость для определения коэффициента теплоотдачи а, и номограмма, позволяющая определить начало ухудшенного теплообмена при поперечном омывании пучков труб двухфазным потоком.

10. Полученные в диссертационной работе расчетные зависимости для определения основных гидравлических характеристик (истинного объемного паросодержания и гидравлических сопротивлений), а также теплообмена), а также теплообмена включены в РТМ и должны использоваться при модернизации существующих и разработке новых парогенераторов АЭС с ВВЭР.

Основные научные результаты опубликованы в следующих работах:

1. Колбасников A.B. Д1варц АЛ.,Галецкий Н.С. Исследование гидродинамики двухфазной среды в свободно погруженных поверхностях нагрева применительно к парогенераторам АЭС. Теплоэнергетика № 4,1992 г.

2. Гребенников В.Н., Колбасников A.B., Локшин В.А., Малкис В.А. Методика и некоторые результаты экспериментальные исследований теплообмена и гидравлики в поверхностях нагрева парогенераторов АЭС. Труды ЦКТИ, №217,1985. Ленинград. Проблемы гидравлики и теплообмена в оборудовании ТЭС и АЭС.

3. Колбасников A.B., Шварц А.Л., Галецкий Н.С. Исследование гидродинамики пароводяной среды в межтрубном пространстве поверхностей нагрева с целью усовершенствования парогенераторов АЭС с ВВЭР. Электрические станции №8, 1991 г

4. Винокуров H.H., Иванов Я.Н., Колбасников A.B., Трубный пучок. Авторское свидетельство №795098, зарегистрировано 08.09.1980г.

5. Колбасников A.B., Шварц AJI., Галецкий Н.С. Исследование теплообмена при поперечном омывании двухфазным потоком пучков труб. Теплоэнергетика № 7,1992 г.

6. Колбасников A.B., Локшии В.А., Галецкий Н.С., Шварц A.JI., Исследования напорного паросодержания и гидравлического сопротивления при поперечном омывании труб двухфазным потоком. Тезисы докладов VII Всесоюзной конференции " Двухфазный поток в энергетических машинах и аппаратах", том №1, стр.86,87. Ленинград 1985 г.

7. Колбасников A.B., Галецкий Н.С., Шварц AJI., Исследования теплообмена и гидравлики при поперечном омывании шахматного пучка труб двухфазным потоком. Тезисы докладов VIII Всесоюзной конференции " Двухфазный поток в энергетических машинах и аппаратах", том №1, стр.67-69. Ленинград 1990 г.

8. Колбасников A.B., Шварц А.Л., Галецкий Н.С. Исследования истинного паросодержания и гидравлического сопротивления при поперечном омывании труб двухфазным потоком теплообменных трубных поверхностей. Тезисы докладов VHI Всесоюзной конференции " Двухфазный поток в энергетических машинах и аппаратах", том №1, стр.224,225. Ленинград 1990 г.

9. Колбасников A.B., Шварц А.Л., Галецкий Н.С. О характере движения двухфазного потока в погруженных теплообменных поверхностях нагрева. Тезисы докладов VIII Всесоюзной конференции "Двухфазный поток в энергетических машинах и аппаратах", том №3, стр.220-222. Ленинград 1990 г.

10. Колбасников A.B., Галецкий Н.С., Шварц AJI. Некоторые вопросы моделирования при исследовании процесов в парогенераторах АЭС. Тезисы докладов VTII Всесоюзной конференции "Двухфазный поток в энергетических машинах и аппаратах", том №3, стр.6,7. Ленинград 1990 г.

Введение.

Глава 1. Конструкции парогенераторов АЭС, особенности теплогидравлических процесов.

Глава 2. Обзор результатов экспериментальных работ по гидравлике и теплообмену в трубных поверхностях нагрева парогенераторов АЭС с ВВЭР.

2.1 Результаты исследований истинного объемного паросо-держания, гидравлического сопротивления и теплообмена при продольном омывании двухфазным потоком тепло-обменной поверхности.

2.2 Результаты исследований истинного объемного паросо-держания, гидравлического сопротивления и теплообмена при поперечном омывании двухфазным потоком тепло-обменной поверхности.

2.3 Задачи исследования. ко

Глава 3. Исследование гидравлики двухфазной среды в свободно погруженых пучках труб.

3.1 Конструкция моделей парогенераторов.

3.2 Методика измерения перепадов давления и расходов сред. и1 3.3.Методика измерения истинного объемного воздухосодержания среды. $

3.4 Методика проведения и обработка результатов экспериментов.

3.5 Результаты исследований.

3.5.1 Результаты исследования модели ПГ № 1. &

3.5.2 Результаты исследования модели ПГ № 2. 62.

3.5.3 Результаты исследования модели П Г № 3. <з

3.6 Анализ полученных результатов. £5"

Глава 4. Исследования на моделях истинного объемного паросодержа-ния и гидравлического сопротивления при поперечном омывании двухфазной средой трубных поверхностей нагрева парогенераторов АЭС.

4.1 Экспериментальная установка, модели трубных поверхностей нагрева.

4.2 Методика исследований и обработка результатов.

4.2.1 Измерение перепадов давления и режимных параметров. &

4.2.2 Измерение температуры стенки электрообогреваемой экспериментальной трубки. 9У

4.2.3 Методика проведения и обработка результатов по теплообмену

4.2.4 Измерение истинного объемного паросодержания.

4.3 Результаты исследований.

4.3.1 Локальное истинное объемное паросодержание в окрестности трубы шахматного пучка.У

4.3.2 Локальное истинное объемное паросодержание в окрестности трубы коридорного пучка.

4.3.3 Анализ полученных данных по локальному истинному объемному паросодержанию.

4.3.4 Рекомендации по расчету локального истинного объемного паросодержания.

4.4. Среднее истинное объемное паросодержание при поперечном омывании пучков труб.

4.4.1 Результаты и анализ исследований ИОП при попеч-ном омывании двухфазной средой коридорных пучков труб. /<2/

4.4.2.Результаты и анализ исследований ИОП при попечном омывании двухфазной средой шахматых пучков труб. /

4.5. Апроксимирующие зависимости для расчета ИОП при поперечном омывании пучков труб двухфазной средой.

4.6 Гидравлическое сопротивление при поперечном омывании пучков труб двухфазным потоком. 4М

4.6.1 Результаты и анализ исследований по определению коэффициента ¥ при омывании двухфазной средой коридорных и шахматных пучков труб.

4.6.2. Рекомендации для расчета коэффициента ¥ при поперечном омывании двухфазным потоком коридорных и шахматных пучков труб. М

4.7 Сравнение полученных экспериментальных данных с имеющимися исследованиями и их внедрение. 1б{

Глава 5. Исследования теплообмена при поперечном омывании пучка труб. 45%

5.1 Результаты исследования теплообмена при поперечном омывании пучка труб.

5.2 Анализ полученных результатов и расчетные рекомендации.

5.3 Сравнение результатов исследования тепловых промышленных испытаний парогенераторов и стендовых исследований теплообмена. ^

Глава 6. Рекомендации по теплогидравлическим расчетам парогенераторов АЭС. Ф

Выводы.

Одним из основных элементов АЭС с водоводяным энергетическим реактором является парогенератор, конструкция которого во многом определяет компановку станции, ее стоимость и надежность. В мировой практике сейчас используются два типа парогенератора (ПГ). В нашей стране получил распространение ПГ горизонтального типа, за рубежом - вертикального. Применение на отечественных АЭС ПГ горизонтального типа было связано с технологическими возможностями энергомашиностроительных заводов. Научно-исследовательские и проектные работы по созданию отечественного вертикального парогенератора в нашей стране велись достаточно интенсивно и его конструкция практически была отработана. Для опробирования принятой конструкции была изготовлена и установлена на Зуевской ТЭЦ модель вертикального парогенератора мощностью 21 МВт. Однако промышленное внедрение вертикального парогенератора в состав АЭС не состоялось в связи с известными событиями на Чернобольской АЭС.

Наибольшее распространение в нашей стране сейчас получили блоки АЭС с ВВЭР-1000. Единичная мощность установленных на них ПГ (ПГВ-1000) составляет 250 Мвт. Такая единичная мощность в одном аппарате достигается за счет форсировки внутрикотловых процессов генерации и сепарации пара и предъявляет повышенные требования к обеспечению надежной эксплуатации ПГ и АЭС в целом,что на данный момент является самой актуальной задачей.

В тоже самое время имеющиеся в литературе рекомендации [Л. 1,2 ] не охватывают все условия работы теплообменной поверхности, в том числе влияния различных факторов на теплообмен, которые имеют место как в существующих, так и в проектируемых ПГ АЭС. Затруднения в основном связаны с недостатком рекомендаций по расчету истинного объемного па-росодержания и гидравлического сопротивления в частности при поперечном омывании двухфазным потоком трубных пучков с различной геометрией, как в случае организованной, так и неорганизованной циркуляции. Также в литературе не рассматривался вопрос о возможном влиянии на теплообмен массового паросодержания среды, омывающей теплообменную поверхность применительно к условиям работы ПГ.

В связи с этим в диссертационной работе рассматривается комплекс экспериментальных исследований, позволяющий дать обоснованные рекомендации для проведения тегогогидравлических расчетов парогенераторов. Основное внимание уделено определению истинного объемного паросодержания и гидравлического сопротивления, влиянию на теплообмен различных факторов при движении среды второго контура в широком диапазоне изменения конструктивных характеристик теплообменной поверхности и режимных параметров работы парогенераторов. Также рассматриваются вопросы, касающиеся методики расчета естественной циркуляции и ее моделирования в погруженных испарительных пучках парогенераторов АЭС.

выводы.

1. Впервые проведен комплекс экспериментальных исследований на стендах, работающих на водовоздушных и пароводяных смесях и на натурном объекте, посвященный изучению механизма движения двухфазных сред, основных гидравлических характеристик - истинного объемного парогазосодержания и гидравлических сопротивлений, а также теплообмена в поперечноомываемых коридорных и шахматных пучках труб применительно к парогенераторам АЭС с ВВЭР.

2. Показана возможность моделирования гидравлических процессов при движении пароводяного потока в области параметров, характерных для парогенераторов АЭС с ВВЭР на стендах с водовоздушной смесью. При этом определяющим параметром является, приведенная скорость движения легкой фазы.

3. Выявлен сложный механизм естественной циркуляции при поперечно омывании двухфазной средой свободно погруженных пучков труб применительно, в частности, к теплообменной поверхности парогенератора ПГВ-1 ООО.

4. На основе определения методом прямых измерений локальных значений истинных объемных паросодержаний выявлен механизм поперечного омывания двухфазным потоком труб в пучке, что позволило определить оптимальный тип теплообменной поверхности парогенераторов АЭС с ВВЭР при работе ее в условиях высоких паросодержаний.

5. Проведенные экспериментальные исследования истинных объемных паросодержаний при поперечном омывании двухфазным потоком пучков труб в пределах изменения теплового потока О < я < 290,0квт/м2. установили, что влияние обогрева на значения истинного объемного паросодержания по сравнению с адиабатным течением зависит от значения расходных объемных паро содержаний (р): в области малых значений его влияние существенно , а при значениях р > 0,6 это влияние принебрежимо мало. На величину гидравлического сопротивления обогрев пучков практически влияния не оказывает.

6. Результаты экспериментальных исследований локальных и средних значений истинных объемных паросодержаний и гидравлических сопротивлений при поперечном омывании коридорных и шахматных пучков труб с различными конструктивными характеристиками позволили разработать методические расчетные рекомендации для определения этих величин.

7. Показано, что на значения истинных объемных паросодержаний и гидравлических сопротивлений конструктивные характеристики по-перечноомываемых пучков труб не оказывают заметного влияния, лишь при тесных шахматных пучках последние оказывают влияние на гидравлические сопротивления.

8. На основе стендовых экспериментальных исследований механизма движения водовоздушной смеси в свободно погруженном пучке труб получена расчетная зависимость для определения значений истинных объемных паросодержаний в свободных каналах горизонтального парогенератора, которая подтверждена результатами исследований на натурном парогенераторе.

9. На основе исследований теплообмена при поперечном омывании двухфазным потоком шахматного пучка труб получена расчетная зависимость для определения коэффициента теплоотдачи а2 и номограмма, позволяющая определить начало ухудшенного теплообмена при поперечном омывании пучков труб двухфазным потоком.

10. Полученные в диссертационной работе расчетные зависимости для определения основных гидравлических характеристик ( истинного объемного паросодержания и гидравлического сопротивления), а также теплообмена), а также теплообмена включены в РТМ и которые наряду с конструктивными рекомендациями, изложенными в работе, должны использоваться при модернизации существующих и разработке новых парогенераторов АЭС с ВВЭР.

1. Оборудование теплообменное АЭС. Расчет тепловой и гидравлический. РТМ 108.031.05-84 НПО ЦКТИ, 1986 г.

2. Оптимизация теплоэнергетического оборудования АЭС. Москва, Атомиздат, 1975 г.

3. Рассохин Н.Г. Парогенераторньте установки атомных электростанций. Москва, Атомиздат, 1980 г.

4. Basehek H, Kocovrek Е. Operational Experience with Heat Exchanges in Nucbar Pomer station with Light water reactors, Combustion № 9, 1975.

5. Mayr A. Experience from operating and fuelling Nueiear Power Plants Simposium Vienna 1973 , Vienna 1974.

6. Агеев А.Г., Васильева P.B., Дмитриев А.И. и др. Исследование гидродинамики парогенератора ПГВ-1000. Электрические станции № 6, стр. 19-23, 1987 г.

7. Сотников А.Ф. Эффективность продувки парогенераторов ПГВ-1000. Теплоэнергетика № 5, 1988 г.

8. Маргулова Т.Х., Титов В.Ф., Таранков Г.А., Трунов Н.Б. Горизонтальные парогенераторы для АЭС С ВВЭР. Теплоэнергетика № 5, 1988 г.

9. I. Маргулова Т.Х., Зорин В.М., Горбуров В.И. Совершенствование внутрикорпусных устройств парогенертора ПГВ-1000. Теплоэнергетика № 11, 1988 г.

10. Маргулова Т.Х., Зорин В.М., Платонов C.B. О подогреве питательной воды в парогенераторе горизонтального типа. Теплоэнергетика № 2, 1989 г.

11. Малкис В.А. Разработка рекомендаций по расчету теплообмена к недогретой среде II контура на экономайзерном участкепарогенератора АЭС с ВВЭР. Автореферат на соискание ученой степени кандидата технических наук. Москва 1984г.

12. Bevilaegua F, Gibbons I. sistem-80& Cjmbustion Enginiering standai 3800 M-Wt PWR. Combustion lune 1974.'

13. Симкин Б.П., Богатырева T.M. Конструкции парогенераторов для атомных станций. Зарубежная информация. НИИЭинформэнергомаш, Москва, 1976 г., стр. 55.

14. Williams H.K. Sistem-80. TMWSS. Heam generators desing. Prog. Amer. Power Conf. Palnur House 1976. 38. Cliiago III, 1976, p.218-225Г

15. Гальчевский CH., ГребенниковВ.Н., Шелободкин В. Производство оборудования АЭС на Подольском заводе им. С.Орджоникидзе в кн. Атомные электрические станции. Москва, Энергоиздат, 1985 г., стр. 213-238.

16. Артемов Л.Н., Бурков В.К., Локшин В.А. и др. Поверхностное кипение в парогенераторах АЭС с ВВЭР. Энергетическое машиностроение НИИЭинформэнергомаш, Москва, № 2, стр.52, 1982 г.

17. Котов Ю.В., Марков Н.М., Терентьев И.К. и др. Применение вертикальных парогенераторов дальнейший путь совершенствования энергоблоков с реакторами типа ВВЭР. Энергомашиностроение № 3, 1981 г.

18. Галецкий Н.С., Афанасьев Б.П. и др. Парогенераторы АЭС с ВВЭР. труды ВТИ, № 11, Москва, Энергия, 1977 г.

19. Mapi улова Т.Х. Нормы водного режима парогенераторов АЭС с ВВЭР. Теплоэнергетика № 5, 1973 г.

20. Маргулова Т.Х., Прохоров Ф.Т. Оптимизация водного режима вторых контуров АЭС с ВВЭР. Теплоэнергетика № 7, 1974 г.

21. Стырикович М.А., Маргулова Т.Х. К вопросу о надежности работы парогенераторов АЭС с ВВЭР. Теплоэнергетика № 9, 1974 г.

22. Арманд A.A., Сопротивление при движении двухфазной системы по горизонтальным трубам. Известия ВТИ, № 1, 1946 г.

23. Арманд A.A., Трещев Г.Г. Исследование сопротивления при движении пароводяной смеси в обогреваемой котельной трубе при высоком давлении. Известия ВТИ, № 4, 1947 г.

24. Холодовский Г.Е. Новый метод обобщения опытных данных по движению пароводяной смеси в вертикальных трубах. Теплоэнергетик« №7, 1957 г.

25. Bancoff S.G. A variable density single fluid model for two-phase flo> with partienlar reference to steam-roater flow.

26. Trans. ASME See. C, № 4, vol 82, 1960.

27. ЗО.Зубер P., Финдлей Дж. Средняя объемная концентрация фаз в системах с двухфазным потоком. Труды американского общества инженеров-механиков. Серия Теплопередача (С) № 4, стр.29-47, 1965 г.

28. Семенов Н.И., Точигин A.A. Истинное паросодержание пароводяных течений в вертикальных необогреваемых трубах. И.Ф.Ж. т.1У, № 7, 1961 г.

29. Балдина О.М., Локшин В., Петерсон Д.Ф., Шварц АЛ. Обобщение опытных данных по объемным паросодержниям в подъемных и опускных трубах и сопротивлениям движению пароводяной смеси в трубах. Труды ЦКТИ№ 59, 1965 г.

30. Казин И.В. Исследование истинных паросодержаний в контуре с естественной циркуляцией. Теплоэнергетика № 6, 1963 г.

31. Боришанский В.Ш., Андриевский A.A., Быков Г.С. и д. Истинные объемные газосодержания при атмосферном давлении. Труды ЦКТИ № 139, 1976 г.

32. Шнеерова Р.И. Экспериментальное исследование истинных паросодержаний и гидравлического сопротивления в парогенерирующих трубах с применением радиоизотопных методов. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. Москва 1965 г.

33. Лукомский С.М., Поварнин И.И., Шнеерова Р.И. Исследование структуры течения пароводяной смеси в вертикальной необогреваем ой трубе при высоких давлениях. Труды ЦКТИ, № 101,1970г.

34. Гидравлический расчет котельных агрегатов (нормативный метод). Энергия, 1978г.

35. Крамеров А.Я., Шевелев Я.В. кн. Инженерные расчеты ядерных реакторов , Москва, стр.213, 1984г.

36. Казин И.В. Исследование истинных паросодержаний в контуре с естественной циркуляцией воды. Теплоэнергетика № 6, 1963г.

37. Федоров Л.Ф., Воропаева Э.Н. Истинное паросодержание в обогреваемых каналах при положительных относительных энтальпиях пароводяного потока, кн. Кризисы теплообмена и околокритическая область, Ленинград, 1977 г.

38. Шнеерова Р.И., Шварц А.Л., Миропольский З.Л., Локшин ВА. Гидравлические сопротивления и истинные паросодержания при движении пароводяной смеси в подъемных наклонных трубах. Труды ЦКТИ, № 59, 1965 г.

39. Миропольский З.Л., Шицман М.Е., Шнеерова Р.И. Влияние теплового потока и скорости на гидравлическое сопротивление при движении пароводяной смеси в трубах. Труды ЦКТИ № 59, 1965 г.

40. Пржиялковский М.М. О некоторых закономерностях гидравлического сопротивления при движении пароводяной смеси. Труды ЦКТИ №59, 1965 г.

41. Тарасова Н.В. Гидравлическое сопротивление при кипении воды и пароводяной смеси в обогреваемых трубах и кольцевых каналах. Труды ЦКТИ № 59, 1965 г.

42. Аверин Е.К., Кружилин Г.Н. Теплоотдача при кипении воды в условиях вынужденной циркуляции, стр.239, сб.Теплопередача и тепловое моделирование. Изд. АН СССР, 1959 г.

43. Стерман A.C. Исследование теплообмена при кипении жидкости в трубах. Ж.Т.Ф. т.24, №11, стр.2046, 1954 г.

44. Алексеев Г.В., Зенкевич Б.А., Субботин В.И. Исследование теплоотдачи при пузырьковом кипении воды в трубах. Теплоэнергетика №4. 1962 г.

45. Cize. A Reseach Program in Two Phase Flow. Euratom contact № 00259-11 R.D.I (Can-1) 1963 r.

46. Тарасова H.B., Арманд A.A., Коньков A.C. Исследование теплоотдачи в трубе при кипении недогретой воды и пароводяной смеси. Сб. Теплообмен при высоких тепловых нагрузках и других специальных условиях. Госэнергоиздат, 1959 г.

47. Миропольский З.Л., Шицман М.Е. Допустимые тепловые потоки и теплоотдача при кипении воды в трубх. Сб. Исследование теплоотдачи к пару и воде кипящей в трубах при высоких давлениях, стр.24, Атомиздат, 1958 г. под ред. Доллежаля H.A.

48. Морозов В.Г. Исследование теплоотдачи при кипении воды в трубах. Сб. Конвективная теплоотдача в двухфазном и однофазном потоках. Энергия 1964 г. стр. 130-139,

49. Тарасова Н.В., Орлов В.М. Теплоотдача и гидравлическое сопротивление при поверхностном кипении воды в кольцевых каналах. Кн. Конвективная теплоотдача в двухфазном и однофазном потоках. Энергия 1964 г. стр. 162-167.

50. Боришанский В.М. Теоретическое обоснование теплового расчета парогенератора в докризисном режиме. Труды ЦКТИ № 108. Состояние и перспективы проектировния парогенераторов АЭС с водоводяными реакторами.

51. Боришанский В.М., Андриевский A.A. и др. Теплоотдача к двухфазному потоку. Теплоэнергетика № 5, 1969 г.

52. Андриевский A.A., Боришанский В.М., Крючков А.Г. Охлаждение поверхности нагрева двухфазным пароводяным потоком. Труды ЦКТИ № 86, 1968 г. Конвективный теплообмен в элементах парогенераторов и теплообменников.

53. Рассохин Н.Г., Швецов P.C., Кузьмин A.B. Расчет теплоотдачи при кипении. Теплоэнергетика №9, 1970 г.

54. Су воров В. А. Экспериментальное исследование гидродинамики парогенератора-испарителя с погруженной теплообменной поверхностью. Автореферат диссертации, 1963 г.

55. Бартоломей Г.Г., Суворов В.А., Тевлин С .А. Исследование барбо-тажа пара через загроможденное сечение и свободный водяной объем. Сб. Водоподготовка и внутрикотловые процессы, вып. № 1, Госэнергоиздат, 1963 г.

56. Гришаков В.И. Исследование и обоснование сепарационных устройств парогенерторов большой единичной мощности с водным теплоносителем . Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. Москва 1975 г.

57. Десятун В.Ф., Москвичев В.Ф., Уласов В.М., Морозов В.Г. и др. Исследование теплогидравлических характеристик вертикального парогенератора на модели. Энергомашиностроение №3, 1984 г.

58. Солодовников A.C. Обобщение опытных данных по истинному объемному паросодержанию в каналах и сборках сплошной конфигурации. Труды ЦКТИ № 27, Лениград, 1986 г. Проблема гидравлики и теплообмена в оборудовании ТЭС и АЭС.

59. Солодовников A.C., Фокин Б.С. Разработка энергетической модели для расчета истинного паросодержания в пучках сплошной формы. Труды ЦКТИ № 247, Ленинград, 1988 г. Исследование и проектирование парогенераторов для энергоблоков электростанций.

60. Федоров Л.Ф. Температурный режим горизонтальных и слабонаклонных парогенерирутощих труб в зоне перехода к ухудшенному теплообмену. Теплоэнергетика №11, 1986 г.

61. Таранков Г.А., Свистунов Е.П., Голубев Б.П. Исследование гидродинамики парового объема модели парогенератора ПГВ-1000 кон-дукторометрическим методом. Теплоэнергетика № 7, 1982 г.

62. Идельчик И.Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. М. Машиностроение, 1972 г.

63. РТМ 24.031.05-72. Методика и зависимость для теоретического расчета теплообмена и гидравлического сопротивления теплооб-менного оборудования АЭС, М. МЭМ, 1972 г.

64. Телетов С.Г. Уравнения гидродинамики двухфазных жидкостей. ДАН СССР т.50, 1945 г.

65. Арманд A.A., Невструева Е.М. Исследование механизма движения двухфазной смеси в вертикальной трубе. Известия ВТИ № 2, 1950г.

66. Арманд A.A. Исследование механизма движения двухфазной смеси в вертикальной трубе. В кн. Гидродинамика и теплообмен при кипении в котлах высокого давления. М. АН СССР, 1955 г.стр.21-34.

67. Телетов С.Г. Об обработке в безразмерных величинах опытных данных по паро и газожидкостным смесям и о методике эксперимента. В кн. Гидродинамика и теплообмен при кипении в котлах высокого давления. М. АН СССР, 1955 г.,стр. 46-64.

68. Кутателадзе С.С.,Стырикович М.А. Гидравлика газожидкостных систем. М-Л. ГЭИ, 1958 г.

69. Сштьвестри М. Гидродинамика и теплообмен в дисперсно-кольцевом режиме двухфазного потока. В кн. Проблемы теплообмена. М. Атомиздат, 1967 г.

70. Телетов С.Г. Вопросы гидродинамики двухфазных смесей. Труды ЦКТИ № 59, 1965 г.

71. Тонг Л. Теплоотдача при кипении и двухфазное течение. М. МИР, 1969 г.

72. Андреев П.А., Алферов Н.С., Фокин Б.С., Гольдберг E.H. Влияние нестационарности двухфазного потока на гидравлические характеристики парогенерирутощих каналов. Труды ЦКТИ № 139, 1975 г. Повышение эффективности теплообмена в парогенерирующих установках.

73. Алферов Н.С., Шульженко E.H. Гидравлические потери в местных сопротивлениях при течении двухфазной смеси. Труды ЦКТИ, № 139,1976г. Повышение эффективности теплообмена в парогенерирутощих установках.

74. Янсен Э. Потери давления в двухфазном пароводяном потоке при течении через резкие сужения и расширения в области давлений 4298 кгс/см2. В кн. Достижения в области теплообмена. Под ред. Боришанского В.М. М.Мир, 1970 г.

75. Wazzan A.R. Cirenlation rativ and carry under in a PWR steam cenerator (Burgey-4 nuclear power plant . Nuclear Engineering and Design.V.70 No 2.1une (11) 1982.

76. Корольков Б.М., Данц В.Г., Некрасов A.B. и др. Исследование па-росодержаний в водяном объеме парогенераторов ПГВ-1 ООО гидростатическим методом. Сборник научных трудов ЭНИН. Теплогид-равлические процессы в элементах энергооборудовния электростанций.

77. Свистунов Е.П., Таранков Г.А. Влияние конструкции ПДЛ на парораспределение. Энергомашиностроение № 1,1987 г.

78. Таранков Г.А., Титов В.Ф., Логвинов С.А. и др. Исследование парогенераторов головного блока АЭС с ВВЭР-1000. Энергомашиностроение № 5, 1986 г.

79. Свистунов Е.П. Исследование реального парораспределения в парогенераторе реакторной установки ВВЭР-1000. Энергомашиностроение № 5, 1986 г.

80. Гуцев Д.Ф., Козлов Ю.В., Некрасов A.B. Особенности гидродинамики парогенератора ПГВ-1000 без погруженного дырчатого листа. Теплоэнергетика № 8, 1988 г.

81. Некрасов A.B., Корольков Б.И., Козлов Ю.В. и др. Исследование температурного режима поверхности теплообмена парогенератора серийного блока ВВЭР-1000. Теплоэнергетика № 12, 1988 г.

82. Трунов Н.Б. Повышение надежности и усовершенствование конструкции парогенераторов горизонтального типа для АЭС с ВВЭР. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук. Москва, 1990 г.

83. Маргулова Т.Х., Зорин В.М., Горбуров В.И. Совершенствование внутрикорпусных устройств парогенератора ПГВ-1000. Теплоэнергетика № 11, 1988 г.

84. Титов В.Ф., Козлов Ю.В., Некрасов A.B., Таранов Г.А., Эскин Н.Б. Циркуляция воды в парогенераторе ПГВ-1000. Теплоэнергетика № 7,1990 г.

85. Юсида X., Ямагучи С. Теплообмен при двухфазном течении фреона-12 в горизонтальной трубе. Кн. Достижения в области теплообмена. Сб.статей под ред. Боришаанского В.Ш.,стр.252-271.

86. Чайка В.Д. Исследование тепловых режимов двухфазного потока при кипении воды на горизонтальных трубах. Тезисы докладов VI I Всесоюзной конференции " Двухфазный поток в энергетических машинах и аппаратах" т. 1, стр. 151-153,Ленинград, 1985 г.

87. Чайка В.Д. О трех процессах парообразования при кипении воды на горизонтальных трубах. Тезисы докладов УП Всесоюзной конференции " Двухфазный поток в энергетических машинах и аппара-тах",т.1, стр.154-156,Лениград, 1985 г.

88. Чайка В.Д. К определению кризиса пузырькового кипения воды на горизонтальных трубах. Тезисы докладов YIII Всесоюзной конференции "Двухфазный поток в энергетических машинах и аппаратах" т.1, стр.365-367,ЛенинградД990 г.

89. Миропольский З.Л., Резников М.К. Радиоизотопные методы исследования внутрикотловых процессов. Энергия, 1964 г.

90. Колбасников A.B., Шварц А.Л., Галецкий Н.С. Исследование гидродинамики двухфазной среды в свободно погруженных поверхностях нагрева применительно к парогенераторам АЭС. Теплоэнергетика № 4, 1992 г.

91. Агеев А.Г., Васильев Р.В., Дмитриев А.И. и др. Исследование гидродинамики парогенератора ПГВ-1000. Электрические станции №6,стр. 19-23,1987 г.

92. Агеев А.Г., Корольков Б.М. Даки В.Г. и др. Исследование сепа-рационных и гидродинамических характеристик парогенератора серийного блока АЭС с ВВЭР.Электрические станции № 1стр. 29-30, 1990г.

93. Мелишенко В.И., Злоказов .Б., Козлов Ю.В. и др. Теплогидравли-ческие и сепарационные испытания ПГВ-1000 в период освоения мощности. Сб. статей "Атомные электрические станции",№ 10 стр.38-48,1988 г.

94. Жукаускас A.A., Улинскас Р.Б. Гидродинамика и вибрации в обтекаемых пучках труб. Вильнюс, Москлас. 1984г.

95. Колбасников A.B., Шварц А.Л., Галецкий Н.С. Исследование гидродинамики пароводяной среды в межтрубном пространстве поверхностей нагрева с целью усовершенствования парогенераторов АЭС с ВВЭР. Электрические станции №8, 1991 г

96. Козлов Ю.В., Колбасников A.B. Расчет сопротивления при движении двухфазного потока в теплообменных поверхностях парогенераторов АЭС. Энергомашиностроение №9, 1989г.

97. Винокуров H.H., Иванов Я.Н., Колбасников A.B., Трубный пучок. Авторское свидетельство №795098, зарегистрировано 08.09.1980г.

98. ПО. Колбасников A.B., Галецкий Н.С., Шварц А.Л., Возможности моделирования естественной циркуляции пароводяных потоков в погруженных трубных испарительных пакетах парогенераторов

99. АЭС на паровых и водовоздушных моделях. Электрические станции №1, 1992г.

100. Жукаускас A.A., Катинас В.И., Шукстерис B.C., Микишев А.Н. Обтекание , гидродинамические силы и сопротивление радиальных пучков труб в поперечном потоке вязкой жидкости. Труды Академии наук Литовской ССР, №5 (108), серия Б.

101. Колбасников A.B., Шварц А.Л., Галецкий Н.С. Исследование теплообмена при поперечном омывании двухфазным потоком пучков труб. Теплоэнергетика № 7, 1992 г.189