автореферат диссертации по энергетике, 05.14.05, диссертация на тему:Теплообмен в приемниках пучков термоядерных установок с высокой плотностью энергии

ГГ6 од

А ' * - .■» - г* > .......

На правах рукописи

КОМОВ АЛЕКСАНДР ТИМОФЕЕВИЧ

ТЕПЛООБМЕН В ПРИЕМНИКАХ ПУЧКОВ ТЕРМОЯДЕРНЫХ УСТАНОВОК С ВЫСОКОЙ ПЛОТНОСТЬЮ ЭНЕРГИИ

Специальность — 05.14.05 Теоретические основы теплотехники

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва - 2000

Работа выполнена на кафедре общей физики и ядерного синтеза Московского энергетического института (технического университета)

Официальные оппоненты - доктор технических наук

Ю.А. Зейгарник

- доктор технических наук,

профессор Ю.М. Павлов - доктор технических наук,

профессор Г.Л. Саксаганский

Ведущая организация - Российский научный центр «Курчатовский институт»

Защита состоится « 19» мая 2000 г. в 10°° часов

в Малом актовом зале на заседании диссертационного совета Д 053.16.02

в Московском энергетическом институте (техническом университете) по адресу: 111250, Москва, Красноказарменная 14,

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МЭИ Отзывы на автореферат, заверенные печатью, просим направлять по адресу: 111250, Москва, Красноказарменная 14, Ученый совет МЭИ

Автореферат разослан "АО " апреля 2000 г.

Ученый секретарь диссертационного совета кандидат технических наук, доцент

В.Я. САСИН

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. На современном этапе термоядерных исследова-й перед содружеством ученых ведущих стран мира поставлена задача разработ-технического проекта международного термоядерного экспериментального актора (ИТЭР), цель которой - сооружение и начало эксплуатации уже в первом сятилетии следующего века. При осуществлении проекта ИТЭР должен быть здан инженерно-физический фундамент для ДЕМО- коммерческого энергети-ского реактора, концептуальное рассмотрение которого в России начато в 1992 ду. Актуальной проблемой в создании термоядерных реакторов является разра-тка теплообменных устройств для рекуперации энергии пучков заряженных и йтральных частиц в диверторном устройстве разрядной камеры реактора и в стеме дополнительного нагрева плазмы - инжекторе быстрых нейтральных омов. Проблема разработки подобных теплообменных устройств - приемников чков заключается в обеспечении теплосъема экстремально высоких плотностей ергии, достигающих уровня 120 МВт/м2 в инжекторе и 400 МВт/м2 в диверторе. ;тойчивый, бескризисный теплообмен при столь высокой плотности энергии не ляется тривиальной задачей. Одним из наиболее эффективных способов дости-:ния критических тепловых нагрузок, превышающих 30 МВт/м2, является кипе-[е в недогретом закрученном потоке. Однако экспериментальных данных по итическим тепловым нагрузкам в этих условиях явно недостаточно для уверен-IX обобщений и выработки надежных рекомендаций для создания приемников >щных пучков. Известные экспериментальные данные по критическим тепло-1м нагрузкам, как правило, не выходят за пределы 20-30 МВт/м2 либо получены 1И чрезвычайно высоких скоростях потока или высоких давлениях.

Данная работа выполнена в соответствии с Федеральной целевой научно-хнической программой «Международный термоядерный реактор ИТЭР и науч-»-исследовательские и опытно-конструкторские работы в его поддержку на '96-98 гг.», утвержденной Постановлением Правительства РФ № 1119 от 19 сен-

тября 1996 года и продленной на 1999-2001 гг. Постановлением Правительст РФ № 1417 от 1 декабря 1998 года. Цель работы.

1. Создать массив экспериментальных данных по критическим тепловым и грузкам в области рабочих параметров (давление р = (0,5 -s- 2,0) МПа, массов скорость теплоносителя рw < 10000 кг/(м2-с)), актуальной для приемников moi ных пучков в инжекторах быстрых нейтральных атомов термоядерных реакторо;

2. Дать физическое обоснование возможности рекуперации энергии мощш длинно-импульсных и стационарных пучков с плотностью снимаемых тепловь потоков, достигающей 80 МВт/м2.

3. Разработать расчетную модель приемника с замкнутым математичесю описанием теплогидравлических процессов в теплосъемном элементе приемни; с численной реализацией, позволяющей выполнять инженерные расчеты тепл физических параметров приемника и быть исходной базой для решения терм прочностной задачи теплосъемного элемента.

Научная новизна работы заключается в следующем: 1. Впервые получено семейство из 69 кривых кипения воды в недогретом з крученном потоке в актуальном для приемников пучков диапазоне режимных п раметров. Всего в обработку вошло 1259 экспериментальных точек. Выполш анализ влияния скорости, закрутки, недогрева на интенсивность теплоотдачи. О новными моментами анализа являются следующие положения:

установлено, что в докризисных режимах кипения теплоотдача возрастает ростом массовой скорости при ее значениях, превышающих 4000 кг/(м2-с);

влияние закрутки потока на интенсивность теплоотдачи при кипении веем, заметно при относительно невысоких тепловых нагрузках. С ростом плотное! тепловых потоков отчетливо наблюдается тенденция к снижению эффекта з; крутки при сохранении некоторого превышения теплоотдачи в закрученном пот< ке по сравнению с прямым потоком в области pw > 4000 кг/(м2-с);

зависимость плотности тепловых потоков от температурного напора при ю пении в недогретом потоке заметно более слабая q ~ АТС''8, чем при кипении Hi

иценной жидкости. Получено в безразмерном виде соотношение для расчета эффициента теплоотдачи при развитом кипении в недогретом потоке для широ-го диапазона массовых скоростей.

Впервые получен систематизированный массив экспериментальных данных по критическим тепловым нагрузкам при кипении воды в недогретом закрученном потоке и одностороннем обогреве труб с цилиндрическим внутренним каналом диаметром 8 мм и внешним периметром в форме кольца и прямоугольника для области режимных параметров, актуальной для приемников мощных пучков.

Экспериментально установлено, что в условиях неоднородного обогрева появление локальной паровой пленки в окрестности «лобовой» точки при кипении в недогретом закрученном потоке не приводит к быстрому росту температуры стенки с последующим ее пережогом. В режимах кипения с сильным недогре-вом и высокими массовыми скоростями при неоднородном обогреве по периметру канала могут одновременно устойчиво существовать три режима теплообмена: конвективный, пузырьковое и пленочное кипение. Установлено, что после достижения критической тепловой нагрузки возможен квазистационарный режим теплообмена в течение времени (10'-102) с, по истечении которого наблюдается медленный рост температуры стенки с одновременным ростом амплитуды ее колебаний.

. Выполнен критический анализ наиболее известных эмпирических и полуэмпирических соотношений. На основе сравнения расчетов по этим соотношениям с данными скелетных таблиц выявлена оптимальная функциональная зависимость критической тепловой нагрузки при кипении в условиях прямого недог-ретого потока от таких режимных параметров как массовая скорость, недогрев, давление, диаметр. Получены эмпирические расчетные соотношения для <укр при кипении недогретого закрученного потока для значений массовых скоростей рн> < 2000 кг/(м2с), относительных энтальпий потока (недогрева) х > -0,1 и ри' > 2000 кг/(м2-с), х < -0,1 с удовлетворительным соответствием известным экспериментальным данным для прямого и закрученного потоков.

5. Разработана физическая модель кризиса кипения в недогретом закручен» потоке при одностороннем обогреве, на основе которой получено полуэмпир ческое соотношение для удовлетворительно согласующееся со всеми Э1 периментальными данными по критическим тепловым нагрузкам (при х < 0,1 и ри> > 2000 кг/(м2-с).

6. Разработан метод адиабатических сечений, который позволяет редуцирова пространственную краевую задачу в плоскую, на базе которого создана м дульная компьютерная программа АСБ-код, позволяющая выполнять расче-теплогидравлических и термопрочностных параметров теплосъемных эх ментов приемников.

7. Получено приближенное аналитическое решение краевой задачи теплопрово ности при неоднородных граничных условиях, позволяющее производить и женерную оценку распределения температурного поля в стенке трубы при о ностороннем обогреве с внешней стороны и смешанном теплообмене по вну реннему периметру теплосъемного элемента, а также оценку времени устано ления стационарного режима теплообмена, по длительности которого мож! судить о характере действующих на приемник пучков (короткоимпульсны длинноимпульсный, или стационарный).

8. Создан оригинальный экспериментальный стенд для исследования теплообм на и кризиса кипения в условиях, идентичных имеющим место в приемник; мощных пучков. Стенд оснащен автоматизированной системой управлени сбора и обработки данных теплофизических измерений.

Практическая ценность и апробация работы

1. Полученные экспериментальные данные по теплообмену и критическим те ловым нагрузкам могут быть непосредственно использованы при проектир вании и разработке приемников мощных пучков, они существенно расширяк существующие представления о физике процессов теплообмена при кипении недогретом закрученном потоке в условиях одностороннего обогрева.

2. Разработанный в работе метод адиабатических сечений позволяет проводи* оптимизацию параметров режима охлаждения тепловоспринимающих трубе

приемников пучков нейтральных атомов-калориметров и отклоненных ионов импульсной системы инжекции.

Разработанная на основе метода адиабатических сечений модульная компьютерная программа АСЭ-код официально принята Международной рабочей группой по проектированию инжекторов в качестве рабочего инструмента для расчета теплогидравлических и термопрочностных параметров калориметра и приемника отклоненных ионов ИТЭР. Результаты соответствующих расчетов содержатся в технической документации проекта ИТЭР. Приближенное решение краевой задачи теплопроводности с неоднородными граничными условиями позволяет выполнять оценочные инженерно-технические расчеты стационарных температурных полей и времени установления стационарного теплообмена, которое важно знать при проектировании теплообменных устройств, работающих в импульсном режиме, для определения характера теплообмена. Время установления стационарного теплообмена можно рассматривать как объективный критерий для временной классификации импульсных воздействий (короткоимпульсный, длинноимпульсный, стационарный).

Основные положения и результаты диссертационной работы изложены и обсуждены на VI Всероссийской конференции по инженерным проблемам термоядерных реакторов (ИПТР) в Санкт-Петербурге 27-29 мая 1997 г.; на второй Российской национальной конференции по теплообмену в Москве 26-30 октября 1998 г.; на Международной конференции «Информационные средства и технологии» в Москве 20-22 октября 1998 г.; на XII Школе-семинаре молодых ученых и специалистов в Москве 25-28 мая 1999 г.; на первой научно-технической конференции «Моделирование технологических процессов в энергетике» в г.Волжском 26-28 сентября 1999 г.

Достоверность полученных результатов подтверждается: • тщательной проработкой методики измерений и обработки первичных кспериментальных данных;

• воспроизводимостью полученных результатов исследований и согл сованностью их с имеющимися в литературе опытными данными в перекрывай щихся диапазонах параметров режимов;

• использованием хорошо зарекомендовавшей себя в отношении ко] ректности теплофизических измерений автоматизированной системы измерений стандарте приборного интерфейса МЭК 625.1, установленной и отлаженной Це> тром автоматизированных теплофизических исследований;

• достоверность представленных в работе теоретических положени подтверждается сопоставлением результатов расчетов по полученным соотношу ниям с экспериментальными данными или точным численным решением.

Автор защищает:

• экспериментальные данные по теплообмену и критическим тепловьи нагрузкам при кипении в недогретом закрученном потоке в условиях неоднород ного обогрева;

• расчетную модель приемников пучков с замкнутым математическт описанием процессов в теплосъемном элементе, основанную на методе адиабата ческих сечений и позволяющую с использованием модульной компьютерной про граммы АСБ-код выполнять расчеты теплогидравлических и термопрочностньп параметров теплосъемных элементов приемников мощных пучков;

• физическую модель возникновения кризиса теплообмена при кипент в недогретом закрученном потоке при неоднородном обогреве и полученное на ее основе расчетное соотношение для критических тепловых нагрузок;

• приближенное решение краевой задачи теплопроводности с неоднородными граничными условиями, позволяющее выполнять оценочные инженерно-технические расчеты стационарного теплообмена и времени выхода на стационарный режим теплообмена.

Публикации.

Основное содержание диссертационной работы изложено в 26 публикациях.

Структура и объем работы.

Диссертация состоит из введения, восьми глав и заключения (основные езультаты и выводы). Общий объем 402 страниц компьютерного текста, эдержащих 146 рисунка, 12 таблиц. Список использованной литературы ключает 225 наименований.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Глава 1. Анализ принципов разработки приемников пучков

В главе выполнены обзор и анализ существующих подходов к созданию риемников мощных пучков в системах инжекции термоядерных установок.

При разработке и создании приемников мощных пучков в инжекционных истемах термоядерных установок могут быть использованы два типа [риемников:

• термоинерционные - в системах инжекции с короткоимпульсными ■учками (ти < 0,5 с);

• с активной системой охлаждения в системах инжекции с длинноим-[ульсными и стационарными пучками.

В качестве базовых теплосъемных элементов в приемниках пучков с 1ктивной системой теплоотвода в настоящее время используются либо НУ-.1 одул и с максимумом плотности воспринимаемых тепловых потоков до 30 У1Вт/м2 в импульсном режиме с ограниченным числом импульсов, либо трубчатые теплосъемные элементы с интенсификацией теплообмена спиральными вставками.

В обзоре приведены результаты основных работ ватЫМ и Ве^еэ по интенсификации теплообмена и критическим тепловым нагрузкам при использовании закрученных лент. В качестве основного вывода этих фундаментальных работ приводится следующее:

• применение закрутки заметно увеличивает теплоотдачу при конвективном теплообмене;

• критические тепловые потоки в закрученных потоках приблизительно вдвое выше, чем в прямом потоке при сопоставимых условиях измерений.

Приводится краткое описание некоторых приемников пучков, в том чис приемника, разработаного лабораторией ORNL. Описаны концептуальная схе модульного приемника пучков, приемник пучков термоядерной установки JET вращающимися теплосъемными панелями, набранными из HV-модулей, а так: приемник пучков системы инжекции Т-15.

Обзор литературных источников по принципам разработки приемник мощных пучков показал, что в настоящее время отсутствует единый расчета теоретический подход к анализу теплогидравлической и термопрочностной зада позволяющий выполнять замкнутые расчеты обобщенной модели приемник! пучков.

Глава 2. Критические тепловые нагрузки при кипении в недогрето потоке с неоднородным обогревом

Во второй главе автором выполнен сравнительный анализ 17 наиболее и вестных эмпирических и полуэмпирических соотношений по критическим тепл< вым нагрузкам. На основе сравнения приведенных в главе 2 результатов расчете по этим соотношениям с данными скелетных таблиц для кипения воды в условия прямого недогретого потока была выявлена оптимальная функциональная зав1 симость критического теплового потока от следующих параметров: давленш массовой скорости, недогрева, диаметра канала.

Автором получены эмпирические соотношения для критических тепловы нагрузок при кипении в условиях прямого и закрученного потока недогрето жидкости с поправкой на учет влияния закрутки потока, описывающие экспери ментальные данные с удовлетворительным согласием (среднеквадратичное от клонение вошедших в обработку данных не выше ± 30% ): при pw > 2000 кг/(м2-с), д: <-0,1

9к =0.0004г-

Re°44 [l + 0.16x/—1 Ы (-30'5 \PvJ Kdo)

+ kH, (l,a)

при pw < 2000 кг/(м2-с), X > - 0,1

дкр=0.02дкрЛКеом[1+4.22х{^

\Р»

0,45

Г , Л "0.25 £г

г „V/3 3,2

1 + (1,6)

ее?о=8 мм, х - недогрев, - степень закрутки потока, <укро - критический теплой поток, рассчитанный по соотношению гидродинамической теории, к„ -эффициент неоднородности распределения теплового потока по периметру лаждаемого канала.

Сравнение результатов расчетов ^„р по (1,а) и (1,6) при кипении в условиях 1Ямого и закрученного потока недогретой жидкости приведено на рис.1,а и 1,6.

Глава 3. Описание экспериментальной установки для исследования штического теплообмена

На кафедре общей физики и ядерного синтеза создан и успешно работает шгинальный экспериментальный стенд по исследованию теплообмена и криса кипения.

Экспериментальный стенд включает в себя вакуумную камеру, в которую шещается рабочий участок - фрагмент теплосъемного элемента приемника эщных пучков. Давление в вакуумной камерер 2 МО"3 Па создается вакуумной 1стемой, включающей в себя два диффузионных и три форвакуумных насоса, агрев рабочего участка осуществляется электронным пучком, генерируемым (ектронно-лучевым агрегатом ЭЛА-60/15Т. Циркуляция теплоносителя в гид-шлическом контуре со стабилизацией давления обеспечивается двухплунжер-з!м насосом, а его охлаждение после нагрева в рабочем участке - в типовом те-юобменнике. Измерения электротехнических, теплофизических параметров лполняются АСНИ в стандарте КАМАК и приборного интерфейса МЭК 625.1.

Схема рабочего участка представлена на рис. 2. Рабочий участок представит собой мишень 1, являющуюся фрагментом приемника пучков в системе ин-екции токамака Т—15 (рис.2,а) и реактора ИТЭР (рис.2,б), изготовленную из мел, к которой приварены трубки-держатели 2 (они же тепловые мосты) из нержа-:ющей стали Х18Н10Т.

Источник данных Давление теплоносителя р, МПа -X рн>, кг/(м2с) У

о Скелетные таблицы 0.12+ 1.3 0.01+0.14 220 + 8000 СО

А Оволков Куэма-Кичта 0.12+ 1.3 0.01 +0.14 220 + 8000 1.875

С Suzuki 0.6+1.5 0.12 + 0.20 5000 3.47

X Kinoshita 0.2 0.20 1200 + 3600 1.8+ оо

Рис. 1. Сравнение критических тепловых нагрузок, рассчитанных по соотношению (1, а) и (1, б), с экспериментальными

Для интенсификации теплообмена поток теплоносителя закручивается крученной лентой 3, установленной внутри канала, изготовленной из стальной енты (XI8H10T) толщиной 0,5 мм с шагом закрутки 28 мм.

Односторонний нагрев рабочего участка осуществляется вертикально ори-нтированным электронным пучком с энергией электронов (40-60) кэВ и токами о 250 мА. Рабочий участок, служащий анодом и находящийся под нулевым по-енциалом, изолировался от гидравлического контура фторопластовыми втулка-1И, что позволяло достаточно точно производить измерения анодного тока и расчитывать подводимый к теплоносителю тепловой поток.

а) б)

Рис. 2. Схема рабочего участка:

1 — фрагмент штатной теплосъёмной трубки приёмника пучков (медь) Т - 15 и ИТЭР; 2 — термомосты-держатели фрагмента; 3 — скрученная лента с шагом 28 мм; 4 — управляющая хромель-алюмелевая микротермопара; 5 - 9 - хромель-алюмелевые термопары, 10 - пьезоэлектрический датчик

Схема размещения исследуемого фрагмента приемника в вакуумной камере фиведена на рис. 3.

В этой же главе приведен тщательный анализ погрешности прямых и кос-1енных измерений, выполняемых на экспериментальном стенде.

Рис.3. Схема размещения фрагмента приёмника в вакуумной камере теплофизического стенда ЭЛА-60/15Т:

1 — электронная пушка электронно - лучевого ЭЛА-60/15Т; 2 — катод; 3 — управляющий электрод; 4 — испытуемый фрагмент (анод); 5 — высоковольтный изолятор; 6 — катушки юстирующей системы (ЮС); 7 — катушки фокусирующей системы (ФС): 8 — катушки отклоняющей системы (ОС); 9 — лучепровод; 10 — вакуумная камера; 11 — охлаждаемая диафрагма калибровки пучка электронов; 12 — вращающийся зонд; 13 — дополнительные катуш

ки отклоняющей системы

Глава 4. Расчетная модель теплогидравлических процессов в приемника] пучков с интенсификацией теплообмена закрученными лентами

В данной главе разработана расчетная модель приемника с замкнутым ма тематическим описанием и численной реализацией в модульной компьютерно? программе АСБ-код, позволяющая выполнять теплогидравлические расчеты, быт! исходной базой для расчетов термопрочностных параметров приемников мощны> пучков.

Определение полей температуры в теплосъемных элементах в виду нели-ейности граничных условий теплообмена на границе контакта жидкость - стенка з-за наличия в общем случае смешанных зон кипения и однофазного конвектив-ого теплосъёма как при импульсном, так и стационарном воздействии внешнего гплового потока пучка, находится численно. Решение указанной задачи совмест-о с термопрочностным анализом теплосъёмной трубки может быть реализовано помощью известного специализированного компьютерного пакета АЫБУБ. Од-ако, высокая стоимость этого пакета, сложность подготовки исходных данных о описанию специфики теплофизических и термопрочностных моделей процес-ов с последующей конечно-элементной дискретизацией геометрической области сследования общего вида приводят на практике к необходимости разработки отельной расчётно-теоретической модели теплогидравлического, термопрочност-ого расчётов и анализа параметров охлаждения трубчатых теплосъёмных эле-[ентов.

Метод адиабатических сечений

Для класса длинных £ » ге трубок общая трёхмерная задача по определе-ию поля температуры может быть редуцирована в двухмерную. В безразмерных илиндрических координатах г =г/г,, г=21Ь и при фиксированных теплофизи-еских свойствах материала краевая задача теплопроводности примет вид:

люс соответствующие граничные условия, где 9? = д?(, — плоский оператор

д I

равнения теплопроводности.

Уравнение (2) содержит квадрат малого параметра г,/Ь« 1, соответствующего условию, выделяющему класс длинных трубок. Очевидно представление

Ы2а^«1>гдет,в!ц (3)

УЬ) ^ «с ас

десь г,, - характеристические масштабы времени диффузии теплового потока доль периметра сечения трубки и вдоль продольной оси соответственно. Физи-

чески условие (3) указывает на преобладание процессов теплообмена с теплонс сителем при растекании теплового потока по периметру сечения трубки в cpai нении с кондуктивным теплообменом между сечениями, взаимно расположении ми вдоль оси трубки. Для таких сечений поле температуры может быть представ лено в виде:

Ге(/,г,ет?)=Ге0(/,г,?;?)+7;,(/,?>;?)+..., (4)

где в членах ряда справа координата z рассматривается в качестве параметра идентификатора расположения сечения в z-направлении.

Все изложенные далее результаты теплогидравлических исследований ос нованы на применении этого метода, названного нами как метод «адиабатически? сечений». Соответствующая компьютерная реализация числовых схем названг как ACS-код (Adiabatic Cross Section Code).

При расстояниях между сечениями, меньших Ах, представление поля температуры в виде (4) неприемлемо из-за влияния процессов кондуктивного теплообмена между сечениями трубки в конструкционном материале. Поле температуры в отрезках трубки длиной, меньшей Ах, определяется из решения общей задачи краевой теплопроводности с учётом кондуктивного перетекания тепла по материалу в направлении продольной оси трубки. Параметр адиабатичности тепло-съёмной трубки Дх может быть определён из сравнения теплового потока за счёт теплопроводности конструкционного материала между прилегающими сечениями фрагмента трубки длиной Дх в z-направлении и радиально направленного теплового потока, отводимого теплоносителем через стенки канала охлаждения той же длины за счёт локального процесса теплообмена с коэффициентом теплоотдачи а между рассматриваемыми сечениями:

(5)

а

Из анализа (5) следует, что метод адиабатических сечений тем точнее описывает поле температуры в длинных тонких трубках, чем выше теплоотдача. Например, при поверхностном кипении в высокорасходном недогретом потоке схе-

[а идеальной адиабатичности реализуется практически полностью за исключе-ием кондуктивного теплообмена между сечениями в г-направлении трубки с остаточно малым значением параметра адиабатичности, Дх ~ 10° м.

Математическая формулировка основных уравнений и граничных условий

1. Общая постановка.

Уравнение нестационарной теплопроводности, определяющее поле темпе-1атуры в конструкционном материале без внутренних источников тепла, имеет ¡ид:

д 1 д ' ^ ' а '

\ ЭТА 1 д Х.г—- +— — с дг ) г2 Эф

При изменении параметров в области ф е [-л,л], г е [г,, ге], г е [0,1] и гра-шчных условий в виде: » начальные условия:

Гс(0,г,ф1г) = ГС1О(г,ф,г), (7)

> граничные условия: 1) на внешней поверхности

зт

дг

5) на внутренней стенке канала охлаждения в) на концевых сечениях:

ЛТ* ЛТ

—^,г,ф,0) = -^,г,ф,£)=0, (10)

дг дг

: дополнительным условием угловой симметрии поля температуры относительно оси пучка

= (11) д<р оф

Для получения поля температуры из решения краевой задачи (6)—(11) нео( ходимо найти распределение среднемассовой температуры в потоке теплоносит< ля по длине трубы, которое определяется из уравнения теплового баланса:

Р/ср,/

начальные условия:

граничные условия:

dTf

~эГ

дТ.

_/

&

-±U

~&Г" &

г.- ,

ze [0,L \ 7>М=Г0,

7>(/,0) = Г0>

дТг , . дТг . .

(12]

(13]

(И)

dz dz

Коэффициент турбулентной теплопроводности в закрученном поток!

определяется по эмпирическому соотношению

A,/,=A./(l + 0.0144Re/Pr/S,) (15)

здесь — коэффициент гидравлического сопротивления канала со скрученное

лентой.

• Взаимное влияние поля температуры в стенке и среднемассовой температуры теплоносителя, как это следует из (9), определяется коэффициентом теплоотдачи на границе жидкость стенка, который рассчитывается по уравнениям А.Берглеса при однофазной конвекции в закрученном потоке, кривой кипения Thorn в области докризисного кипения и соотношению для пленочного кипения, полученному в данной работе:

а-с

*-У(р/-р„К2

где (pw)o = 500 кг/(м2с), с = 0.71.

0.2,

Pfw

JWo,

\0.34 / чО.Зб

El

р

\ri> У

Глава 5. Результаты экспериментальных исследований теплообмена и ризиса теплоотдачи при кипении в недогретом закрученном потоке

Описана методика обработки первичных данных экспериментальных иссле-званий. Приведены результаты экспериментальных исследований по теплообме-/ при кипении воды в недогретом закрученном потоке (69 кривых кипения) воды цилиндрической трубе и трубе с внешним периметром в форме квадрата. Диапа->ны изменения режимных параметров: р е [0,7; 1,5] МПа, рн> 6 [540;8800] ~/(м2-с); х е [-0,2;-0,4]. В качестве примера на рис. 4 приведены кривые кипения )ды при р = 0,7 МПа, х = - 0,245, ри-е[540,8800] кг/(м2-с).

юо.о

МВт/м2 10.0

1.0 г-

0.1

р», кг/(м!-с) 8800 6500 4400 220 1640 1080 540

0 50 100 150 200 250 300 350 400 &Гс,°С

Рис. 4. Кривые кипения воды в недогретом закрученном потоке С использованием методики решения теплогидравлической задачи, описан-ой в главе 4, выполнены расчеты по распределению температуры по сечению эубы, плотности тепловых потоков по внешнему и внутреннему периметрам, ко-|>фициентов теплоотдачи к воде (см. рис. 5- 7).

60 90 120 Ф, град

150 180

30 60 90 12

<р, град

150 180

а)

б)

Рис. 5. Распределение температуры (а) и плотности теплового потока (б): 1 - по внешнему, 2 - по внутреннему периметру трубы при дс = 30 МВт/м2; - - внешний периметр в форме квадрата,......цилиндрическая труба

Г,°С 600 500 400 300 200

100

0 1000 2000 3000 б. Вт

Рис. 6 Сравнение прямо измеренных значений температуры стенки рабочего участка (маркеры) с полученными численным решением (сплошные линии), р = 1.0 МПа, ри» = 4350 кг/(м2-с), х = - 0.23, () - отводимый тепловой поток

Т.4 Т5 Ть Тп Ть т9

г, мм 4.5 5.2 5.2 1А 6.0 6.0

Ф,градус 0 51 51 42 90 180

г, мм 0 -1.1 1.9 3.5 0 0

• Начало системы отсчета совмещено с центральным поперечным сечением

а) б)

Рис. 7. Изменение плотности теплового потока (а) и коэффициента теплоотдачи (б) по внутреннему периметру трубы, <зге = 33,7 МВт/м2, рм> = 8800 кг/(м2-с), Т,х = 20°С: 1 -р = 0,7 МПа; 2-р = 1,0 МПа; 3 -р = 1,5 МПа

На основании полученных экспериментальных данных можно сделать сле*-дующие выводы:

при массовой скорости ри> < 2500 кг/(м2-с) практически отсутствует влияние скорости теплоносителя в ядре потока на теплоотдачу; кривые кипения описываются соотношением

<7 = 4800ДГ,.1'8 ехр(р/ р0), (17)

где ро = 3,0 МПа;

при массовой скорости, превышающей значение рн< > 4000 кг/(м2 с), возникает заметное расслоение кривых кипения по скорости потока, кривые кипения описываются соотношением

£.1.

УРо

при 2500 < р<*> < 4000 кг/(м с)

д = 4800

0.85 +

рм>

V

м

Д7;,8ехр

'о у

/ \ р_

{Ро,

(18)

(19)

здесь ро = 3,0 МПа, (ри>0) = 500 кг/(м -с);

недогрев теплоносителя в исследованном диапазоне изменения х не оказывает влияния на теплоотдачу;

влияние закрутки на интенсивность теплоотдачи в области тепловых нагрузок, соответствующих началу кипения весьма заметно;

в области высоких тепловых нагрузок зависимость теплоотдачи от закрутки потока уменьшается;

вблизи кризиса тенденция к сближению кривых кипения при сохранении несколько более высокой теплоотдачи в закрученном потоке по сравнению с прямым очевидна.

В этой главе приводятся также описание методики идентификации кризиса теплоотдачи и массив экспериментальных данных по критическим тепловым нагрузкам при кипении в закрученном недогретом потоке. На рис.8 представлена зависимость экспериментальных значений критических тепловых нагрузок от массовой скорости при р = 0,7 МПа.

80

75

(N 70

S

CÛ

2 65

à.

С? 60

55

50

45

•

+ 0

лт ! I

1 % v

1 •

100 200 300 400 500 600 700 800 900 100 pw, кг/(мг с)

Рис.8. Зависимость экспериментальных значений критических тепловых нагрузок от массовой скорости ( р = 0,7 МПа; у = 1.75 х: ♦ - 0,280; □ - 0,240; А - 0,200); V,+, о- данные «Евроатома», у = 2,0

Сравнение собственных экспериментальных данных, а также данных «Ев-роатома» и Гэмбилла по критическим тепловым нагрузкам с расчетными по (1,а) приведено на рис. 9. Отклонение значительной части данных Гэмбилла от расчетных превышает - 30%, что объясняется тем, что эти данные получены при чрезвычайно высоких скоростях потока, достигающих 53 м/с, при которых, по-видимому, происходит вырождение кризиса теплоотдачи при кипении 1-го рода.

т 2

♦ -ОФиЯС,р= 1.5 МПа х -ОФиЯС.р- 1.3 МПа * - ОФ и ЯС, р = 1.0 МПа - ОФ и ЯС, р " 0.7 МПа 1 ^ 1 + 30% + 20%

д ж-" 'Ж +

ж - "Евроато* + • Гэмбилл - - д .Л-"* + -20% "

-г-Г-1-„ - ■ + _ -зо%

- 'я * Т т . » ^ - - +

^Т** - X , - " ^ . ж— " ж X

ж - X Г-Л-" * + + +

■ + **"" + + + + + + + + + 1-

Чтеисч. МВт/м

Рис.9.Критические тепловые нагрузки при кипении в недогретом закрученном потоке, ^«р.эксп - эксперимент, дХр,ркч - расчет по (1 а)

Глава 6. Физическая модель кризиса теплообмена при кипении в закрученном недогретом потоке при неоднородном обогреве

Основные положения разработанной автором диссертации физической модели кризиса кипения в сильно недогретом закрученном потоке:

1. Согласно модели высыхания микрослоя жидкости под образовавшимся паровым скоплением - бланкетом (Харамура, Като) кризис при кипении имеет место, когда паровой бланкет изолирует нагреваемую поверхность и тонкий слой

жидкости от ядра потока, при этом испарение жидкости идет интенсивнее, чем поступление жидкости из ядра.

Модель получила достаточно убедительное обоснование в ряде экспериментальных работ, подтверждающих существование микрослоя жидкости под паровым бланкетом.

2. Схема обогрева трубы и характер распределения температуры стенки изображены на рис. 10.

скрученная лента

Г

г.

<Эл

Ф

Рис. 10. Схема обогрева трубы и характер распределения температуры стенки

3. При кипении сильно недогретого потока образующиеся на поверхности нагрева паровые пузырьки располагаются внутри части пограничного слоя, ограниченного изотермической поверхностью теплоносителя 7}= 7$.

4. В условиях неоднородного обогрева наиболее опасной с точки зрения возникновения кризиса теплообмена является «лобовая» точка, ф = 0°.

5. С ростом плотности теплового потока ц растут плотность центров парообразования П{ и максимальный диаметр парового пузыря в недогретом потоке. При некотором значении д. начинается процесс слияния паровых пузырьков в миделевом сечении, образуются паровые скопления (бланкеты), имеющие вытянутую форму вдоль оси трубы и в поперечном сечении имеют размер нескольких предотрывных диаметров паровых пузырьков ЬбЛ ~ пЭ0. Толщина парового блан-кета имеет порядок максимального диаметра 8ел ~ О0.

6. Теплоноситель движется по винтовой траектории, тангенциальная составляющая скорости определяется по соотношению

= , (20) где I - шаг закрутки, - осевая скорость в ядре потока.

Под действием импульса жидкости в пристенном слое, направленного по нормали к радиусу, паровые конгломераты (бланкеты) смещаются из горячей зоны в более холодную. При этом происходит замещение парового бланкета жидкостью из холодной зоны, тем самым эффективно затягивается наступление кризиса.

7. Паровой бланкет со скольжением относительно жидкой фазы перемещается в тангенциальном направлении со скоростью н>б„, = ки»,, где к - коэффициент скольжения. Кризис теплообмена наступает при условии, если за время переме-4 щения парового бланкета по периметру трубы на ширину бланкета Ь6л в зону с более низкой температурой, стенки микрослой жидкости испарится.

Тепловой баланс для указанных условий (рис.11) имеет вид:

Ч, Р^бл^ = '-,р/8мс,о^л1, (21)

здесь г= Ь6л / и'бл,/ - время смещения бланкета в холодную зону.

Рис. 11. Схема рассматриваемого процесса теплообмена

Автором выполнен анализ ряда работ по определению толщины микрослоя жидкости под паровым бланкетом и предотрывного диаметра парового пузырька. С учетом аналогии Рейнольдса для неметаллических жидкостей принято, что профиль скорости в пограничном слое подчиняется закону «одной седьмой». Учитывая подобие теплового и динамического пограничных слоев, автор получил расчетное соотношение для критической тепловой нагрузки при кипении в недог-ретом закрученном потоке:

Якр=Щг'Р/

А Т

*р

(

0.93 + 0.065

М7^

* 4

(х/х0Уп X

' >

1+6

(р/Ч

Р/И-

"бл,<

2/3

(22)

в котором г* - теплота парообразования; р/, X/, V/, ср - плотность, теплопроводность, кинематическая вязкость и теплоемкость жидкости соответственно; Г5 -температура насыщения при актуальном давлении; и>0, То - скорость и температура жидкости в ядре соответственно; АТи = (Тд - Т,), х - недогрев жидкости; г, -внутренний радиус канала; w6Лl, - скорость парового бланкета в тангенциальном (поперечном) направлении; хо - недогрев жидкости при Tf- 20°С, ро =1.0 МПа, (р/у)0 = 6750 кг/(м2-с).

В этом соотношении скорость бланкета определяется в соответствии с трехслойной моделью пограничного слоя в зависимости от координаты изотермы насыщения _у5 с учетом скольжения фаз.

В соотношение (22) входит АТхр - критический перегрев стенки, значение которого определяется по следующему выражению:

АГкр=(Гпп-г12.3|хГ(^)(^

\0.03

-1

где Тпп - температура предельного перегрева жидкости, ри'о = 10000 кг/(м -с), р0 = 0.5 МПа.

Соотношение для критического перегрева стенки найдено из анализа собственных экспериментальных данных, было использовано при обработке данных других авторов, представленных на рис. 12, что вполне подтверждает ее адекватность.

На рис. 12 приведено сравнение критических тепловых нагрузок, рассчитанных по (22) с собственными экспериментальными данными и данными, полученными Гэмбиллом и в «Евроатоме».

Ч кр, экс.. МВт/м!

Рис.12. Критические тепловые нагрузки при кипении воды в недогретом

закрученном потоке Ш - данные настоящей работы, р е [0.7; 1.5] МПа, о - данные "Евроатома", р е [0.3; 3.7] МПа, ри>0 е [2760, 14200] кг/(м2с),д: е [-0.06; -0,49], 46 экспериментальных точек; О-Данные Гэмбилла.р е [0.1; 3.75] МПа, рууо е [4500, 53000] кг/(м2с), х е [-0.006;-0,40], 19 экспериментальных точек

Глава 7. Приближенное решение краевой задачи теплопроводности в трубе при импульсном неоднородном обогреве

Точное решение краевой задачи теплопроводности в трубе при одностороннем неравномерном обогреве и неоднородных граничных условиях возможно лишь численными методами. Однако в инженерных расчетах удобно иметь возможность использовать более простой, но приближенный метод получения результата. С этой целью автором получено приближенное аналитическое решение краевой задачи теплопроводности в цилиндрических координатах, достаточно хорошо коррелирующееся с численным решением, которое позволяет быстро проводить расчеты для случая, когда коэффициент теплоотдачи на внутренней поверхности трубы меняется в пределах одного порядка. Кроме того, с практической точки зрения оказывается полезно оценить время установления стационарного распределения температур с тем чтобы знать, какой характер имеет теплообмен в трубе при воздействии пучков с разными временными параметрами.

Постановка задачи.

К цилиндрической трубе с одной стороны подводится импульсный тепловой поток (рис. 13.).

Рис.13. Схема одностороннего подвода теплового потока

«Теневая» часть трубы является адиабатической. Теплоотвод осуществляется циркуляцией теплоносителя по внутреннему каналу. Рассматривается задача для длинных трубок (Ь »Яг) с высокоэффективным теплоотводом. В этом случае

:арактерный масштаб времени диффузии тепла по сечению трубы существенно 1еныие времени диффузии тепла вдоль продольной оси: теплообмен в попереч-юм сечении преобладает по сравнению с растечками тепла в осевом направлении. 1ля указанного случая описание краевой задачи теплопроводности имеет вид: дТ

= а -г- ■+ ,

г дг г д<р )

д(

(23)

[ачальное условие:

раничные условия:

Г(г = 0,г,ф) = 0,

г = Л,, Х^- = а Т, дг

дг

(24)

(25)

(26)

де

/(Ф) =

О, я < Ф < 2л,

5(0 =

1, 0 < / < т, О, т < Г;

цесь т — длительность импульса, Т= Тс- 7}.

Для приближенного аналитического решения задачи будем полагать тепло-1изические свойства материала стенок постоянными, а в качестве коэффициента

1 л

еплоотдачи использовать значение коэффициента теплоотдачи <а> = - [сиЛр,

яб

олученное осреднением по периметру трубы.

Полагается, что длительность импульса т достаточно велика для установ-ения стационарного распределения температур в стенке трубы. Краевая задача гационарной теплопроводности решается методом разделения переменных с об-щм решением в виде

Г(г,ф)= /4 + Я1пг + ^[(а„соз(иф) + ^л8т(пф)г'1 +(спсо5(иф) + ^пзт(иф)))- "]. (27)

л= 1

Функция / (ф), имеющая разрывную производную, довольно точно аппроксимируется гладкой функцией /(ф), являющейся отрезком ряда Фурье:

(28)

С учетом граничного условия на внешней поверхности (26) общее решение (27) ограничивается двумя членами ряда с погрешностью AT в «лобовой» точке (ф = 0°), не превышающей 15%, и имеет вид:

TzT = Л + Я1пг + ^аг + -^т(ф) + ^сг2 + 4^соб(2Ф). (29)

Коэффициенты разложения в (29) определяются подстановкой его в граничные условия (25), (26) с учетом (28):

я aRx

пХ

д22(а/г, + х)

2Х

с = -

2 А. [_ Л2 (аЛ, -Х)+ Rl(аЛ, + A.)j

RfRHX-aR{) Л,2(а/?, -X)+RHaR[+X)

R}2{aRt +2Х) R* {2Х-а/?,)-/?24 (ccR, + 2Х)

(30)

ЗлХ

ЗnXlR*(2X-aR^)-R¡(aR^+2X)_' Сравнение стационарного поля температур, полученное по (29), дает удовлетворительное согласие с точным численным решением.

В этой же главе получена оценка времени выхода на стационарный режим теплообмена, которое в безразмерном виде имеет вид:

2l 5А8 BiJ

(31)

- б аЛ, я'уст

здесь 5 =~; В! = -г — число Био; Бо = 2 — число Фурье, соответст-А. о

вующее времени установления стационарного режима теплообмена. На рис.14, представлена зависимость числа Фурье от числа Био.

Рис.14. Зависимость числа Фурье от числа Био.

Результаты расчетов по соотношению (31) для различных материалов стенки тру-5ы при фиксированной относительной толщине 8 , как видно из рис.14, описывается практически общей кривой. Таким образом, используя это соотношение, ложно оценить время установления стационарного режима теплообмена по изустным теплофизическим свойствам материала трубы в зависимости от условий теплообмена на внутренней поверхности трубы.

Глава 8. Практическое применение расчетной модели теплогидравлических процессов в приемниках пучков системы инжекции токамака Т-15 и термоядерного реактора ИТЭР

Расчетная модель приемников с замкнутым математическим описание! теплогидравлических процессов, происходящих в тепловоспринимающих элемен тах приемников мощных пучков для систем инжекции установок управляемол термоядерного синтеза, описанная в главе 4, реализована в эффективный вычис лительный алгоритм, гибко включающий в себя экспериментальные соотноше ния, описывающие теплообмен, гидравлические характеристики каналов, тепло физические свойства теплоносителя и конструкционных материалов стенок. Чис ленный алгоритм, оформленный в виде ACS-кода (метод адиабатических сече ний), используется в качестве рабочего инструмента при инженерном проектиро вании калориметра CAL и приемника ионов RID, модулей инжекции для разраба тываемого экспериментального термоядерного реактора ИТЭР. Эта теплофизиче екая модель позволяет от расчетов теплогидравлических параметров перейти ; расчету прочностных параметров.

Метод адиабатических сечений позволяет производить обоснованный вы

бор параметров системы охлаждени приемника и материал, из которог должны быть изготовлены теплосъем ные трубки приемника.

В главе дано краткое описани концепции построения численного ал горитма. На рис. 14 приведены в гра фической форме некоторые результат! расчетов, выполненных по ACS-код для реальных приемников пучков от клоненных ионов токамака Т-15 и ка лориметра ИТЭР. В некотором смысл

ции ИТЭР

0-1—,——,——,——,——,——,——.— О 10 20 X 40 50 60 70 <йград

Рис.14. Допустимое число циклов термических нагружений по периметру наиболее опасного сечения трубки модуля инжек-

итогом этой части работы является число циклов термического нагружеиия приемников, определенное для самого опасного сечения теплосъемного элемента.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ

На основе выполненных автором исследований в работе получены экспериментальные и расчетно-аналитические результаты, совокупность которых можно <валифицировать как решение важной научно-технической задачи, связанной с зазработкой приемников энергии инжекторов термоядерных установок и реакторов и выполняемой в рамках международной программы ИТЭР.

1. Под личным руководством и при непосредственном участии автора дис-¡ертационной работы на кафедре общей физики и ядерного синтеза создан ориги-1альный экспериментальный стенд (аналогичный стенд "Евроатома" был создан юзднее).

Односторонний нагрев исследуемых фрагментов приемников мощных пуч-:ов обеспечивается сканирующим электронным пучком. Стенд снабжен специ-льно разработанным электронным блоком управления теплофизическими провесами, который позволяет фиксировать явление кризиса теплоотдачи при ки-[ении и вырабатывает управляющий сигнал для отключения силового контура лектронно-лучевого аппарата. Сбор, обработка первичных данных теплофизиче-ких и электротехнических измерений осуществляются АСНИ в стандарте КА-/1АК и приборного интерфейса МЭК 625.1.

2. Впервые получен систематизированный массив экспериментальных дан-:ых по критическим тепловым нагрузкам при кипении воды в недогретом закру-енном потоке и одностороннем обогреве пучками заряженных частиц в области ежимных параметров теплоносителя, актуальной для приемников мощных пуч-ов: давление р е [0,5; 2,0] МПа, массовая скорость ри» е [4000,10000] кг/(м2-с), тносительная энтальпия потока (недогрев) х < - 0,1, при которых обеспечивается еплосъем с плотностью тепловых потоков, превышающей 30 МВт/м2. Ранее при тих параметрах были получены единичные экспериментальные данные (прежде

всего, данные «Евроатома»), вполне согласующиеся с данными настоящей диссертации.

Установлено влияние неоднородности обогрева на значения дхр в исследованных режимах. Критические тепловые нагрузки при кипении в закрученном потоке недогретой воды при одностороннем обогреве, полученные в данной работе, заметно выше соответствующих значений в прямых потоках. Так, при давлении р = 0,7 МПа, массовой скорости р>у = 8750 кг/(м2-с), недогреве х < - 0,267 в закрученном потоке приблизительно в пять раз выше, чем в прямом потоке (по данным скелетных таблиц).

В исследованных режимах критические тепловые нагрузки при кипении в недогретом закрученном потоке с ростом давления падают. По данным же скелетных таблиц в прямом потоке такая тенденция отмечается лишь при * = — (0,4 + 0,5). Все исследования в целях обеспечения возможности сравнительного анализа проводились при одних и тех же параметрах: давление р = 0,7; 1,0; 1,3; 1,5 МПа; температура воды на входе Т/>вх = 20,40,60° С; массовая скорость ри> = 540+8800 кг/(м2-с). Отмечается вполне удовлетворительная воспроизводимость результатов. Экспериментально достигнутый максимальный уровень критических тепловых нагрузок равен 78,3 МВт/м2 при р = 0,7 МПа, ри> = 8800 кг/(м2-с), х = -0,279.

Полученные экспериментальные данные о критических тепловых нагрузках при р е [0,7; 1,5] МПа в совокупности с данными «Евроатома» при р е [3,2; 3,5] МПа, х <= [—0,060;—0,490], ри>е[2770; 14200] кг/(м2-с), = 77,7 МВт/м2, и Оводкова при р е [0,1;0,8] МПа, х е [-0,030;-0,165], ри>е[100;3000] кг/(м2-с). Якр.тах = 14,2 МВт/м2, создают необходимый массив данных в области параметров, имеющей практический интерес для разработчиков приемников мощных пучков в термоядерных реакторах.

3. Экспериментально установлено, что при неоднородном обогреве кризис теплообмена при кипении в недогретом закрученном потоке проходит более мягко без резких скачков температуры стенки, присущих кипению при однородном обогреве. В условиях неоднородного обогрева появление локальной паровой пленки при кипении в недогретом закрученном потоке не приводит к быстрому

юсту температуры с последующим пережогом стенки. Обнаружены режимы кипе-шя с сильным недогревом и ри» > 6000 кг/(м2-с), при которых по внутреннему пе->иметру канала одновременно существуют три режима теплообмена: конвектив-1ый, пузырьковое и пленочное кипение. Установлено, что после достижения кри-ической тепловой нагрузки возможен квазистационарный режим теплообмена. )днако по истечении некоторого времени (Ю'-т-Ю2 с) начинается медленный рост емпературы стенки с одновременным ростом амплитуды ее колебаний.

4. Впервые получено семейство кривых кипения воды в недогретом закру-[енном потоке в вышеуказанном диапазоне режимных параметров. Всего в обработку вошло 1259 экспериментальных точек. Выполнен анализ влияния скорости, акрутки, недогрева на интенсивность теплоотдачи. При этом установлено сле-;ующее:

в докризисных режимах кипения теплоотдача увеличивается с ростом массо-ой скорости при ее значениях, превышающих 4000 кг/(м2,с). В области pw < 2500 г/(м2-с) влияние массовой скорости на теплоотдачу не наблюдается;

влияние закрутки потока на интенсивность теплоотдачи при кипении весьма аметно в режиме индивидуальных пузырей. С ростом плотности тепловых потоков аблюдается тенденция к снижению эффекта закрутки, в околокритической облас-и кривые кипения в трубе со скрученной лентой и без нее практически совпадают;

зависимость плотности тепловых потоков от температурного напора на стене при кипении в недогретом потоке заметно более слабая, чем при кипении

недогретом потоке заметно более слабая, чем при кипении насыщенной :идкости: ц ~ Д^1'8;

получены эмпирические аппроксимационные соотношения в размерном и езразмерном виде для коэффициента теплоотдачи в докритической области кипе-ия в недогретом потоке воды как функции теплофизических параметров и давле-ия теплоносителя.

Впервые получены экспериментальные данные по пленочному кипению недогретом закрученном потоке воды. Установлена весьма высокая эффек-ивность теплоотдачи при пленочном кипении. Получено эмпирическое

5. Впервые получены экспериментальные данные по пленочному кипению в недогретом закрученном потоке воды. Установлена весьма высокая эффективность теплоотдачи при пленочном кипении. Получено эмпирическое расчетное соотношение для коэффициента теплоотдачи при пленочном кипении воды в сильно недогретом закрученном потоке.

6. Анализ опытных данных и имеющихся расчетных соотношений показал отсутствие надежных методов расчета в закрученных потоках недогретой жидкости в широких диапазонах режимных параметров. Автором получены эмпирические расчетные соотношения для при кипении недогретого закрученного потока, согласующиеся с известными экспериментальными данными для прямого и закрученного потоков в области параметров:

1) недогрев х < -0,1, массовая скорость рю > 2500 кг/(м2-с);

2) недогрев д: > -0,1, массовая скорость рн< < 2500 кг/(м2-с).

7. Разработана физическая модель кризиса теплообмена при кипении в закрученном недогретом потоке, основанная на модели высыхания микрослоя жидкости, располагающегося между паровым образованием (бланкетом) и стенкой. Кризис теплообмена при кипении наступает, если за время смещения парового бланкета в холодную зону периметра трубы микрослой жидкости испаряется. Отмечается вполне удовлетворительное согласие результатов расчета по полученному соотношению с экспериментальными данными в области параметров: ры > 2000 кг/(м2с), х < — 0.1; у < 5.

8. Разработана расчетная модель приемников мощных пучков с замкнутым математическим описанием теплогидравлических процессов, происходящих в приемниках, основанная на разработанном в работе методе адиабатических сечений. Численная реализация расчетной модели в компактной компьютерной программе АБС-код обеспечивает возможность выполнять расчеты реальных приемников мощных пучков. Метод расчета принят Рабочей группой Российской Федерации по проектированию системы инжекции ИТЭР в качестве основного при расчетах параметров приемников мощных пучков.

9. На основе разработанной расчетной модели определены теплогидравли-«ские параметры приемников отклоненных ионов токамака Т-15 и калориметра модуля инжекции ИТЭР. Расчет калориметра модуля инжекции принят Рабочей группой в качестве основного документа. Решение теплогидравлической задачи яв-1яется исходной базой для термопрочностного анализа теплосъемных трубок при-:мников мощных пучков, результатом которого является выполненный расчет до-тустимого числа циклов теплонагружений приемника с сохранением им механиче-:кой прочности.

10. Получено приближенное решение краевой задачи теплопроводности с неоднородными граничными условиями при неоднородном обогреве, позволяющее выполнять оценочные расчеты параметров теплообмена в трубе, оценку времени выхода теплообмена на стационарный режим в зависимости от конструктивных эсобенностей теплосъемных элементов, режимных параметров теплоносителя, параметров воздействующего на приемник пучка заряженных и нейтральных частиц.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИИ ОТРАЖЕНО В СЛЕДУЮЩИХ РАБОТАХ

1. Описание экспериментальной установки по измерению температурных полей, возникающих в образцах при воздействии электронных пучков. /А.П. Касаткин, А.Т. Комов, C.B. Скородумов, Ю.И. Селин, Ю.И. Павлов // Тр. Моск.энерг.ин-та. Инженерные и физические проблемы термоядерной энергетики. 1992. Вып. 657. С. 45-48.

2. Автоматизированная система сбора и обработки экспериментальных данных на теплофизическом стенде по определению критических тепловых нагрузок на фрагменте приемников пучков токамака Т-15. /А.П. Касаткин, А.Т. Комов, C.B. Скородумов, Ю.И. Селин //Вопросы атомной науки и техники. Сер. Термоядерный синтез. 1993. Вып. 1-2. С. 60-65.

3. Экспериментальный стенд для исследования кризиса теплообмена на фрагменте приемника энергии инжектора Т-15. / A.B. Гусаров, А.П. Касаткин, А.Т. Комов, C.B. Скородумов и др. // Тр. Моск. энерг. ин-та. Инженерные и физические проблемы термоядерной энергетики. 1993. Вып. 659. С. 5-10.

4. Экспериментальная установка для измерения температурных полей, появля! щихся в образцах при воздействии электронных пучков. /А.П. Касаткин, А. Комов, C.B. Скородумов, Ю.И. Селин // Тр. Моск. энерг. ин-та. Инженерные физические проблемы термоядерной энергетики. 1993. Вып. 659. С. 24-28.

5. В.К. Наумов, А.Т. Комов, H.H. Семашко. Модельный нагрев сканирующи электронным лучом фрагментов приемников пучков инжекционных систем те; моядерных установок при исследовании критических тепловых режимо //Plasma Devices and Operations. 1995. Vol. 4. P. 91-100. (на англ.яз.).

6. B.K. Наумов, А.Т. Комов, H.H. Семашко. Конечно-разностная аппроксимаш метода адиабатических сечений при численном анализе процесс одностороннего нагрева охлаждаемой трубки со скрученной лентой импульсо внешнего теплового потока. //Plasma Devices and Operations. 1995. Vol. 4. P. 14 161. (на англ.яз.),

7. A.C. Барашков, А.Т. Комов. Анализ условий теплосъема в приемнике сильнс точного пучка при импульсном одностороннем обогреве. //Вестник МЭИ. № ! 1996. С. 53-55.

8. В.К. Наумов, H.H. Семашко, А.Т. Комов. Модификация метода адиабатически сечений для расчета охлаждения трубок, содержащих скрученные ленты, пр асимметричном нагреве внешним стационарным тепловым потоком с большо плотностью мощности. //Plasma Devices and Operation. 1996. Vol. 5. P.43-58. (н англ.яз.).

9. Параметры теплосъема в приемниках пучков системы инжекции ИТЭР. / В.К Наумов, А.Т. Комов, A.A. Панасенков, H.H. Семашко, A.C. Барашков. // Инже нерные проблемы термоядерных реакторов: Тез. докл. Шестой Всероссийско1 Конф. 27-29 мая 1997. С.-П. 1997. С. 78.

10. В.К. Наумов, H.H. Семашко, A.C. Барашков, А.Т. Комов. Нестационарные тер моупругие напряжения в теплосъемных элементах приемников пучков системь инжекции токамака Т—15. //Plasma Devices and Operations. 1997. Vol. 5. P. 1-11 (на англ.яз.).

1. Параметры теплосъема в приемниках пучков системы инжекции ИТЭР. / В.К. Наумов, A.A. Панасенков, H.H. Семашко, A.C. Барашков, А.Т. Комов //Plasma Devices and Operations. 1998. Vol. 6. P. 129-135.

2. АСНИ на экспериментальном стенде по исследованию критического теплообмена. / К.В. Аверьянов, А.Н. Варава, A.B. Дедов, А.Т. Комов, С.А. Щеглов // Информационные средства и технологии: Тез. докл. Междун. конф. 20-22 октября 1998. М. 1998. Т. 2. C.39^Í4.

!. Экспериментальное исследование теплообмена в цилиндрической трубе при одностороннем обогреве пучками с высокой плотностью энергии. /А.Н. Варава, A.B. Дедов, А.Т. Комов, В.К. Наумов, С.А. Щеглов //Вторая Российская конф. по теплообмену. 26-30 октября 1998. М. 1998. Т. 4. С.88-90. к A.C. Барашков, A.B. Дедов, А.Т. Комов. Приближенное решение краевой задачи теплопроводности при неоднородном обогреве. //Вопросы атомной науки и техники. Сер.: Теоретическая и прикладная физика. 1998. Вып. 2. С. 53-56. i. Автоматизированная система научных исследований критического теплообмена. / А.Н. Варава, A.B. Дедов, А.Т. Комов и др. //Вестник МЭИ. № 5. 1998. С. 22-25.

i. A.B. Дедов, А.Т. Комов. Измерительный комплекс экспериментальной установки по исследованию процессов теплообмена и критических тепловых нагрузок. Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках. //Труды XII Школы-семинара молодых ученых и специалистов. 25-28 мая 1999. М. 1999. С.З.

.Экспериментальное исследование процессов теплосъема во фрагменте тепло-воспринимающего элемента приемника пучков системы инжекции Т-15. /А.Н. Варава, A.B. Дедов, А.Т. Комов и др. //Вопросы атомной науки и техники. Сер.: Термоядерный синтез. Вып.1-2. 1998. С. 70-73.

. А.Т. Комов. Критические тепловые нагрузки в теплонапряженных элементах энергетических установок. //Моделирование технологических процессов в энергетике: Тез. докл. Первой научно-технической конф. г. Волжский. 1999. С. 2629.

19. А.Т. Комов. Разработка приемников пучков в системах инжекционного нагрев плазмы термоядерных установок. //Вестник МЭИ. 1999. № 4. С. 82-85.

20. А.Т. Комов, Д.Н. Исполатов. Критические тепловые нагрузки в теплонапряж« ных элементах термоядерных ректоров. //Сб. науч. тр. Научные исследования области ядерной энергетики в технических ВУЗах России. М.: Изд-во МЭР 1999. С. 114-117.

21. A.B. Дедов, A.C. Барашков, А.Т. Комов. Оценка времени установления стацис нарного распределения температур в трубе при импульсном односторонне] обогреве. //Теплоэнергетика. 2000. № 1. С. 75-78.

22. Метод адиабатических сечений и его использование для оценк теплофизических и термоупругих параметров приемников системы инжекци ИТЭР. /A.A. Панасенков, В.К. Наумов, H.H. Семашко, А.Т. Комов и д{ //Plasma Devices and Operations. 1999. Vol. 8. P. 39-65. (на англ.яз.).

23. Экспериментальное исследование теплообмена в приемниках термоядерны установок. / В.К. Наумов, H.H. Семашко, А.Т. Комов, A.B. Дедов, А.Н. Варав; //Plasma Devices and Operations. 1999. Vol. 8. P. 67-77. (на англ.яз.).

24. Теплообмен в трубе при несимметричном обогреве в условиях вынужденног движения недогретой жидкости. /А.Н. Варава, A.B. Дедов, А.Т. Комов, С.А Щеглов //Теплофизика высоких температур. 2000. Т. 38. № 1. С. 61-65.

25. Экспериментальные исследования теплообмена при кипении в недогретом за крученном потоке теплоносителя. /А.Н. Варава, A.B. Дедов, А.Т. Комов, С.Е Скородумов //Вестник МЭИ. 2000. № 1. С. 85-89.

26.Экспериментальное исследование критических тепловых нагрузок при кипени] в недогретом закрученном потоке при неоднородном обогреве. /А.Н. Варавг A.B. Дедов, А.Т. Комов, С.В. Скородумов // Проблемы энергетики. Извести ВУЗов. 2000. №1-2. С. 3-11.

Печ- -'• 6______Тираж JOP_Заказ /¿5"

Типография .МЭИ, Красноказарменная, 13.

№ I,., мА рм>, кг/(м2-с) Рвх, МПа рвых, МПА т4, °с Т °С 1 вх> ^ Т °Г 1 вых> ^ АТтб.°С (5, Вт

206 38,9 1924 1,31 1,29 421,9 8,92 14,02 5,05 1895

207 40,2 1910 1,32 1,29 468,6 9,01 14,86 5,99 2162

208 49,7 1937 1,32 1,30 501,2 9,04 15,52 6,43 2428

Гладкая труба. Угол поворота 0 градусов.

209 3,9 8724 1,26 1,20 49,1 8,95 9,02 0,03 120

210 10,0 8705 1,26 1,20 113,6 8,91 9,17 0,22 433

211 16,4 8702 1,26 1,20 179,8 8,89 9,35 0,41 759

212 24,0 8721 1,26 1,20 251,9 8,93 9,61 0,65 1148

213 -969,5 8737 1,25 1,19 280,5 8,93 9,66 0,69 1175

214 30,5 8737 1,25 1,19 322,7 9,04 9,91 0,85 1478

215 38,0 8752 1,27 1,21 401,4 9,43 10,46 1,10 1884

216 38,2 8752 1,27 1,21 404,9 9,43 10,55 1,10 1885

217 45,0 8774 1,27 1,21 474,9 9,74 11,05 1,30 2232

218 3,7 6957 1,25 1,21 48,1 9,76 9,85 0,05 128

219 10,4 6989 1,25 1,21 121,0 9,70 10,05 0,32 474

220 16,8 6984 1,26 1,22 188,7 9,66 10,25 0,56 801

221 24,3 6994 1,26 1,22 279,5 9,65 10,52 0,85 1183

222 32,0 7001 1,26 1,23 371,5 9,71 , 10,88 1,15 1581

223 38,2 7017 1,27 1,23 441,1 9,93 11,33 1,40 1906

224 44,7 7012 1,27 1,23 501,4 10,09 11,74 1,66 2238

225 3,5 4822 1,29 1,28 53,2 9,59 9,70 0,03 103

226 10,3 4826 1,30 1,28 136,1 9,55 10,04 0,41 450

227 17,6 4825 1,29 1,28 213,0 9,53 10,42 0,83 826

228 24,4 4836 1,30 1,28 273,6 9,65 10,90 1,20 1170

229 30,8 4839 1,30 1,28 380,3 9,79 11,39 1,56 1502

230 38,3 4842 1,30 0,00 484,2 10,16 12,17 1,98 1884

231 3,4 3549 1,27 1,27 55,3 10,14 10,34 0,14 135

232 10,4 3554 1,28 1,27 147,7 10,07 10,78 0,67 492

233 13,4 3554 1,28 1,27 194,0 10,00 10,95 0,91 647

234 16,7 3556 1,28 1,27 235,6 10,01 11,20 1,16 816

235 24,3 3569 1,28 1,27 329,1 10,07 11,83 1,75 1212

236 31,1 3588 1,28 1,27 424,7 10,26 12,53 2,29 1572

237 37,9 3584 1,29 1,28 567,3 10,34 13,09 2,77 1906

■

238 4,0 2186 1,26 1,26 76,0 10,20 10,63 0,39 182

239 11,1 2199 1,26 1,26 167,8 10,13 11,41 1,27 548

240 14,7 2207 1,27 1,26 237,6 10,06 11,78 1,73 735

241 16,8 2208 1,27 1,27 272,0 10,04 12,03 2,01 849

242 24,1 2190 1,27 1,26 398,7 10,05 12,92 2,90 1217

243 31,3 2203 1,28 1,27 500,2 10,12 13,86 3,80 1592

244 37,7 2219 1,28 1,28 588,6 10,20 14,70 4,61 1932

245 2,4 1925 1,28 1,27 50,3 10,25 10,54 0,26 109

246 7,4 1879 1,28 1,28 133,9 10,19 11,15 0,91 351

247 10,4 1911 1,28 1,28 178,6 10,14 11,51 1,33 506

248 15,0 1931 1,28 1,28 250,0 10,08 12,08 1,99 747

249 16,8 1916 1,28 1,28 284,5 10,05 12,30 2,24 835

250 21,7 1903 1,29 1,28 357,9 10,05 12,95 2,86 1069

251 25,0 1942 1,28 1,28 421,5 10,11 13,47 3,39 1261

252 28,6 1933 1,29 1,28 480,7 10,22 14,07 3,88 1440

253 31,0 1936 1,29 1,28 520,7 10,41 14,60 4,25 1571

254 35,2 1937 1,29 1,29 571,8 10,52 15,25 4,76 1770

255 38,1 1934 1,29 1,29 606,1 10,60 15,71 5,14 1914

Гладкая труба. Угол поворота 30 градусов.

256 7,3 8818 1,34 1,28 76,7 11,90 12,05 0,15 311