Теплоэнергетика, 2021, № 12, стр. 68-75

ОПИСАНИЕ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЙ МОДЕЛИ И СТЕНДА

При создании модели участка смешения СППВ (далее – модель СППВ) были выполнены общепринятые требования для подобных моделей теплообменных аппаратов с двухфазной средой:

обеспечить натурные высоту модели, относительные высотные отметки расположения отдельных элементов участка смешения, диаметры и шаги расположения отверстий в тарелках;

исходя из возможности стенда, выполнить в едином масштабе моделирования 1/245 расходы теплообменивающихся сред, количество отверстий в тарелках и проходные сечения остальных элементов участка смешения.

Модель СППВ с одной тарелкой представлена на рис. 1.

Рис. 1.

Модель СППВ с одной тарелкой. 1 – корпус; 2 – труба водоподводящая; 3 – стакан; 4 – парораздающий “крест”; 5 – выгородка; 6 – тарелка водораспределительная; 7 – патрубок водоотводящий

Корпус 1 модели диаметром 465 × 35.5 мм и высотой внутреннего объема 3385 мм имеет внутреннюю плакировку из нержавеющей стали. Для сохранения масштаба моделирования и снижения потерь тепла на участке смешения потоков внутри корпуса была установлена вертикальная осесимметричная выгородка 5 диаметром 200 × 4 мм и высотой 3085 мм. С той же целью греющий пар подводился по вертикальному осевому трубопроводу диаметром 45 × 4 мм под тарелку 6 на расстоянии 320 мм от нее. Парораспределительное устройство 4 представляло собой две крестообразно расположенные заглушенные с внешних торцов горизонтальные трубы диаметром 45 × 3 мм, по горизонтальной оси которых располагались 32 отверстия диаметром 10 мм для равномерного распределения пара по сечению выгородки. В качестве водоподводящего устройства служили две заглушенные снизу стальные трубы 2 диаметром 32 × 4 мм. В нижней части каждой трубы имелись 36 отверстий диаметром 5 мм для равномерной раздачи воды.

На пароподводящей трубе закреплена тарелка, выполненная в виде перфорированного листа толщиной 10 мм из стали 08Х18Н10Т с 24 отверстиями диаметром 10 мм, расположенными по гексагональной решетке с шагом 25 мм. На тарелке установлен стальной стакан 3 диаметром 159 × 4 мм и высотой 320 мм для обеспечения подпорного уровня воды над тарелкой и равномерной ее раздачи по отверстиям в перфорированном листе. Расстояние от днища модели до тарелки составляло 1880 мм. Смесь нагретой питательной воды и конденсата греющего пара отводилась из модели через нижний патрубок 7.

В варианте с двумя отсеками нагрева дополнительно устанавливали верхнюю тарелку на расстоянии 720 мм от нижней тарелки. При этом расположение последней сохранялось таким же, как и в опытах с одной тарелкой. В крышке и днище модели выполнены отверстия со штуцерами для присоединения к трубопроводам отвода воздуха (паровоздушной смеси) и дренирования модели. На корпусе модели также имелось пять разнесенных по высоте сверлений и штуцеров для системы измерения. Для выравнивания давления (и уровней воды) внутри выгородки и в кольцевом зазоре в ее верхней части выполнено отверстие диаметром 10 мм.

Стендовая установка (рис. 2) включала в себя два циркуляционных контура, из которых к модели 7 подводились греющий пар и питательная вода. Требуемую температуру греющего пара обеспечивал электропароперегреватель 6, а питательной воды – охладитель 8. В электронагревателе 2 происходило образование пароводяной смеси, из которой в сепараторе 3 отделялся пар, поступавший далее в модель. Работу стенда обеспечивали циркуляционные насосы 1, 10. С помощью регулирующего клапана В3 по перепускной линии 12 осуществлялся возврат воды в контур генерации пара, компенсировавшей расход пара, направлявшегося из этого контура в модель.

Рис. 2.

Принципиальная гидравлическая схема стендовой установки. 1, 10 – циркуляционный насос; 2 – электронагреватель; 3 – сепаратор; 4 – паропровод; 5 – линия рециркуляции; 6 – электропароперегреватель; 7 – модель СППВ; 8 – охладитель, 9 – байпасная линия; 11 – подводящая линия; 12 – перепускная линия; Р1–Р3 – датчик давления; Т1–Т3 – датчик температуры; G1–G3 – расходомер; В1–В4 – регулирующий клапан

СИСТЕМА ИЗМЕРЕНИЙ

Стенд оснащен (см. рис. 2) датчиками, с помощью которых измеряли давление и температуру греющего пара (р₁, t₁), питательной воды (р₂, t₂) на входе в модель, а также смеси нагретой питательной воды и конденсата пара на выходе из модели (р₃, t₃). Расходы питательной воды G₂ и смеси питательной воды и конденсата пара G₃ измеряли расходомерами. Из-за малого отличия значения t₃ от t_s расходомер G3 устанавливали за охладителем.

Через штуцеры в корпусе модели измеряли давление среды под ее крышкой р, перепады давления по всей высоте модели и на ее отдельных участках (для определения уровня воды). Кроме того, к внешней поверхности корпуса модели были приварены три термопары, разнесенные по высоте с шагом 1 м. Показания этих термопар использовали при контроле стационарности рассматриваемого опыта.

Измерения температуры среды внутри модели с одной тарелкой (в основном, внутри выгородки на разных расстояниях вниз от тарелки) проводились тремя 12-зонными блоками кабельных термопар типа КТХА. В серии опытов с двумя тарелками были использованы такие же принципы расположения термопар КТХА внутри объема модели.

Повышенная инерционность измерения термопарами типа КТХА (их постоянная времени равна 1 с) искажала представление о фазовом состоянии сред (воды и пара) при измерении их температуры над уровнем воды в пределах участка смешения потоков. Достоверный результат фиксировался лишь термопарами, расположенными под уровнем нагретой воды в модели. В большинстве опытов наиболее низко расположенные термопары находились в выгородке под этим уровнем воды, и при наличии не менее двух таких термопар (и при отличии их показаний не более 0.3°С) предпочтение при определении t₃ отдавали показаниям этих термопар, а не показаниям термопреобразователя сопротивления Т3, расположенного на отводящем трубопроводе. При этом практически исключалось снижение температуры нагретой воды в модели под ее уровнем из-за тепловых потерь.

Давление теплообменивающихся сред измеряли с помощью датчиков избыточного давления “Метран 150 TG-4” с максимальной абсолютной погрешностью (МАП) измерения 18.75 кПа. Расходы сред измеряли вихревыми расходомерами с максимальной относительной погрешностью 1%. Высоту массового уровня воды в модели определяли на основе измерения перепада давления по ее высоте с помощью датчиков разности давления типа “Метран 150 CD-3” (МАП составляет 37.5 Па). С учетом погрешностей вторичных преобразователей среднеквадратичные относительные погрешности (СКОП) автоматической регистрации (с частотой 1 Гц) не превышали по измерению давления среды ±0.5% и расхода сред ±1.5%, МАП определения массового уровня воды в модели составила ±1 см.

Основные измерения температур сред на входе в модель и на выходе из нее выполняли термопреобразователями сопротивления типа PT-100 (класс точности А). С учетом максимальной относительной погрешности вторичного преобразователя СКОП автоматической регистрации температуры цепью этих преобразователей составила 0.34%, т.е. общая абсолютная погрешность при 340°С не превышала 1.03°С, а для термопар типа КТХА – 1.6°С.

Наиболее строгие требования предъявлялись к определению отличия t₃ от t_s, так как в соответствии с проектом (t_s – t₃) < 1°С. Поэтому во время испытаний периодически проводили контрольные градуировки в среде влажного пара и при отсутствии подвода в модель питательной воды. Эти градуировки основаны на сравнении данных таблиц [7] по температуре насыщения t_s,tabl = f(р) с измеряемыми при градуировках давлением в модели и показаниями термодатчика Т3 и расположенных в объеме выгородки термопар ТКХА. По результатам этого сравнения, проводившегося при различных давлениях, к показаниям рассматриваемых термопреобразователей вводили индивидуальные поправки, принимая за эталон взаимосвязь t_s,tabl = f(р). Эти поправки позволили понизить до 0.3–0.5°С погрешность определения отличия показаний термодатчиков от t_s.

РЕЗУЛЬТАТЫ ИСПЫТАНИЙ

На модели СППВ с одной и двумя тарелками проведено, соответственно, 41 и 54 стационарных опыта, в течение которых изменялись в широком диапазоне значения следующих параметров теплообменивающихся сред, включая их натурные значения:

давление в участке смешения потоков p = = 4.21–15.2 МПа;

температура греющего пара на входе в модель t₁ = 253–413°С, его перегрев относительно t_s составлял 0–86°С;

расход питательной воды на входе в модель G₂ = = 0.21–1.25 кг/с, что соответствовало 15–88% номинального значения 1.42 кг/с (при масштабе моделирования 1/245). Массовая скорость воды в отверстиях тарелок составляла 116–685 кг/(м² · с), средняя скорость истечения – до 0.99 м/с;

температура питательной воды на входе в модель t₂ = 109.5–243.3°С, недогрев до t_s составлял 73.4–151.3°С;

расстояние от тарелки (нижней) до уровня воды в модели l от –0.26 до 1.46 м. Отрицательное значение l соответствует положению уровня выше нижней тарелки, т.е. наличию лишь барботажной конденсации пара в ее районе.

Результаты экспериментов показали удовлетворительные значения недогрева δt:

в варианте с одной ступенью нагрева при l > 0.7 м получено δt = 0.2–2.0°С (в среднем 1.05°С). При l < 0.7 м значения δt увеличивались;

в варианте с двумя ступенями нагрева получено δt = 0.1–1.0°С (в среднем 0.48°С), т.е. дополнение второй тарелки понизило как среднее, так и максимальное значение δt, показывая преимущество двухступенчатого исполнения участка смешения, что должно еще в большей степени проявиться в реальном аппарате с увеличением в 245 раз количества отверстий в тарелках и в 16.2 раза диаметра тарелок. При этом объем воды над нижней тарелкой создает дополнительное температурное перемешивание воды после верхней ступени нагрева, а снижение тепловой нагрузки на нижней ступени повышает равномерность прогрева на ней воды.

При приведенных выше диапазонах параметров теплообменивающихся сред и при l > 0.7 м не было отмечено заметное влияние на значения δt изменений давления, степени перегрева пара, расхода питательной воды и ее подогрева в модели. Эти результаты обусловлены следующими обстоятельствами:

разбиением струй воды, выходящих из отверстий в тарелках, на капли, общая площадь поверхности которых пропорциональна расходу питательной воды, а при занятости каплями менее 10% площади сечения канала (что соответствовало опытам) прогрев каждой капли автономен;

отсутствием влияния на результат перегрева пара, что связывается со скоротечностью процесса, сопровождающегося интенсивным перемешиванием греющего пара;

отсутствием заметного влияния подогрева воды в модели (t₃ – t₂) на заданное значение δt = 0.8–1.0°С. Это объясняется тем, что основная доля периода этого прогрева при любых значениях (t₃ – t₂) приходится на низкие значения (t_s – t_suf) < 1°С (здесь t_suf – температура поверхности капли). При этом период начального прогрева воды при высоких значениях (t₃ – t₂) занимает малую долю общего периода прогрева капли.

Для опытов с одной тарелкой проводили сопоставление продолжительности прогрева капли в экспериментах τ_e = l/U_∞ и рассчитанной по комплексу ANSYS τ_c. При этом теплопроводность λ и теплоемкость c_p воды определяли при ее средней температуре $\bar {t} = {{t}_{s}}--\bar {\Delta }t,$ где $\bar {\Delta }t$ – среднелогарифмическая разность между (t_s – t₂) и (t_s – t₃), вычисляемая по формуле

Для расчета D в первом приближении использовали формулы (1), (2) при k₁ = 0.33, а для расчета U_∞ – формулу (3) при k₂ = 1.6 (по рекомендациям [6]). При этом практически исключалось влияние давления среды на интенсивность рассматриваемых процессов. Значения ρ' и ρ" определяли при общем давлении пароводяных сред.

Первое приближение дало существенное превышение τ_e над τ_c и его увеличение с ростом подогрева воды в модели (t₃ – t₂), изменявшегося в диапазоне 77–139°С и со снижением давления. Так, в пределах изменения р от 5.2 до 15 МПа при расчетах по формулам (1)–(3) при k₁ = 0.33 и k₂ = 1.6 получили D = 0.5–0.8 мм и U_∞ = 0.4–1.1 м/с (меньшие значения D и U_∞ соответствуют высокому давлению).

Для исключения расхождения между τ_e и τ_c в расчетные формулы (1)–(3) были внесены поправки. При расчете b по формуле (2) значение σ определяли при начальной температуре воды t₂, т.е. в условиях формирования капель, а не при $\bar {t}{\text{,}}$ как ранее. При увеличении подогрева воды снижалось значение t₂, что приводило к росту σ и, как следствие, D и τ_c. Кроме того, отношение D/b было повышено при k₁ = 0.66. Вероятно, в работе [6] малый диаметр отверстий истечения (1.4 мм) в большей степени определял размер капель, а не отношение D/b.

При расчете значения τ_c не рассматриваются промежутки времени, необходимые для разбиения струй на капли и придания им скорости падения, рассчитываемой по формуле (3). Авторы полагают, что эти промежутки существенно меньше времени общего прогрева капли и компенсируются небольшим увеличением отношения D/b для приведения в соответствие результатов расчета и опытов.

Кроме того, при расчете значения U_∞ по формуле (3) при k₂ = 1.6 наблюдалось его изменение в 2.5 раза с изменением давления в диапазоне 5.2–15 МПа. Однако результаты опытов не свидетельствуют о столь резком изменении приведенного выше граничного значения l = 0.7 м. Авторы полагают, что относительно малый объем проведенных опытов мог привести к максимальной неопределенности в пределах 20% экспериментального определения скорости капли с изменением давления.

Допуская небольшое увеличение скорости капли с падением давления (более плотная вода и менее плотный пар) в пределах 5.2–15 МПа и представляя k₂ в виде функции от симплекса (ρ"/ρ'), выражение (3) можно привести к виду

(4)

который дает U_∞ = 0.4–0.48 м/с.

Расчеты при l ≥ 0.7 м с использованием формулы (1) при k₁ = 0.66 и соотношения (4) дали удовлетворительное соответствие значений τ_e и τ_c в диапазоне р = 5.2–15 МПа при D = 1.0–1.6 мм.

На рис. 3 в качестве примера приведены результаты расчета прогрева капли (температуры капли t) в опыте, проведенном при следующих параметрах, близких к проектному режиму с отключением одной нитки подогревателя высокого давления: р = 15.2 МПа, t_s = 343.2°С, t₁ = = 371.5°С, G₂ = 0.878 кг/с, t₂ = 244.0°С, G₃ = = 1.278 кг/с, t₃ = 342.4°С, l = 0.72 м, δt = 0.8°С. Расчет по формуле (1) при k₁ = 0.66 дал D = 1.5 мм и по формуле (4) U_∞ = 0.41 м/с, откуда следует, что τ_e = l/U_∞ = 0.72/0.41 = 1.76 с. При расчете с использованием программного комплекса ANSYS при коэффициенте теплоотдачи α_к = 15 кВт/(м² · К) получены период прогрева капли τ_c = 1.69 с и расхождение с τ_e, равное 4%.

Рис. 3.

Расчетная динамика прогрева воды в капле по ее радиусу r при продолжительности τ. 1 – t_suf; 2, 3 – t; 4 – $\bar {t}{\text{;}}$ 5 – t_s = 343.2°С; r: 1 – 0.5 D; 2 – 0.25 D; 3 – 0

Для остальных сопоставлений при l > 0.7 м также использовали данные опытов с одной тарелкой при δt = 0.7–1.0°С. Для них расчетный период прогрева воды в капле до средней температуры t₃ составил 1.31–1.93 с, конечная разность температур (t_s – t_suf) находилась в пределах 0.2–0.3°С. При этом отличие значений τ_c от τ_e не превышало 15%, практически без одностороннего приоритета.

Дальнейшее снижение δt, помимо значительного роста l, сопровождающегося уменьшением разности температур (t_s – t_suf), возможно, приводит к снижению интенсивности конденсации пара (аналогично процессу кипения, для осуществления которого необходимо определенное превышение t_s). Проведенное такое же сопоставление при выполнении расчета по методике [1], где рассматривается струйная структура потока воды (при равенстве диаметров струй и диаметров отверстий в тарелках), не дало удовлетворительного результата. Для 90% сопоставляемых опытов при принятии за высоту участка смешения экспериментального значения l расчетные δt превышали их действительные значения более чем на 1°С, а в ряде опытов – более чем на 20°С.

ВЫВОДЫ

1. На основе результатов экспериментального исследования, проведенного на модели безнапорного одно- и двухступенчатого отсека нагрева смешивающего подогревателя питательной воды конструкции НПО ЦКТИ, показана возможность обеспечения заданной температуры питательной воды на выходе из аппарата не менее 341°С во всех проектных режимах его эксплуатации.

2. При использовании смешивающего подогревателя высокого давления с двумя ступенями безнапорного распределения воды и высотой отсеков нагрева не менее 0.7 м можно обеспечить недогрев воды в пределах 0.1–1.0°С.

3. Тепловой расчет отсека нагрева смешивающего подогревателя высокого давления на основе капельной модели дает лучшую сходимость с результатами экспериментов по сравнению со струйной моделью.