Теплофизика высоких температур, 2020, T. 58, № 3, стр. 384-392

ВВЕДЕНИЕ

Используемые в тепловой и промышленной энергетике термосифоны (ТС) представляют собой полые, запаянные с обоих торцов трубы, частично заполненные двухфазной, в основном пароводяной средой. Их работа основана на гравитационном принципе: противоточном движении парового потока вверх от зоны нагрева (ЗН) к зоне охлаждения (ЗО) и обратном движении пристенной пленки конденсата. Максимальная мощность ТС Q_макс ограничена гидродинамическим кризисом противоточных потоков пара и конденсата (“захлебывание”), определяющим максимальный расход стекающей пленки конденсата G₁ при рассматриваемом расходе пара G₂. Для стационарного режима работы ТС рассматривается лишь частный случай “захлебывания”: G₁ = G₂ и Q_макс = G₂r, где r – теплота парообразования (конденсации), Дж/кг. Рекомендации по определению значения Q_макс для промышленных ТС реального внутреннего диаметра (d = 20–80 мм) приведены в работах [1, 2] соответственно для вертикальных и наклонных ТС.

Наличие внутри ТС капиллярных вставок – фитилей, позволяющих располагать ЗН над ЗО, или внутренней циркуляционной вставки, образующей опускную ветвь контура естественной циркуляции (ЕЦ), переводят ТС в группу тепловых труб (ТТ). Применение циркуляционной вставки позволяет повысить мощность ТТ относительно Q_макс для труб одинакового диаметра. Теплогидравлические характеристики такой ТТ рассмотрены в работе [3], где предлагается проведение их расчета по нормативным рекомендациям [4].

Характерные для радиоэлектронной промышленности фитильные ТТ практически не применяются в теплоэнергетике из-за весьма ограниченной мощности. Авторы считают неудачным используемое в радиоэлектронной промышленности понятие “контурный термосифон” для контуров ЕЦ, в которых разнесенные зоны нагрева и охлаждения соединены двумя трубопроводами меньшего диаметра [5]. Таким образом, к контурным термосифонам можно отнести и контуры ЕЦ системы пассивного отвода теплоты через парогенераторы проекта АЭС-2006. Эти контуры также имеют описанную выше структуру и кратность циркуляции, равную единице, т.е. наличие в трубопроводе, соединяющем ЗН с ЗО, лишь насыщенного пара. Однако их высота составляет около 40 м и мощность – десятки мегаватт. Теплогидравлические характеристики крупномасштабной модели такого контура рассмотрены в работе [6]. Они применяются и в иных проектах систем безопасности АЭС и повсеместно классифицируются как контуры ЕЦ.

Существует понятие “ТС открытого типа”, т.е. заглушенные лишь с одного торца каналы, имеющие только ЗН, заглушенную с нижнего торца, или ЗО, заглушенную с верхнего торца. Открытые торцы таких ТС соединены с “большим объемом” (приводы системы управления и защиты реакторов типа ВВЭР) или с проточной частью трубопроводов большего диаметра (подводящий трубопровод к предохранительной арматуре, закрытой в режиме ожидания, но желательно прогретой до температуры, близкой к температуре среды в защищаемом сосуде или трубопроводе). ТС открытого типа могут работать:

– в двухфазном режиме как отдельные зоны традиционных ТС; их максимальная мощность также ограничена “захлебыванием”;

– в однофазном режиме (некипящая вода или газ). Для таких вертикальных каналов аксиальный теплоперенос по однофазной среде при условии dT_в/dz < 0 осуществляется замкнутыми вихрями естественной конвекции, которые значительно интенсифицируют теплоперенос по сравнению с аксиальной теплопроводностью по рассматриваемой среде, что исследовалось в работах [7–9]. Так, в [8] для воды коэффициент интенсификации доходил до ε_к = λ_эф/λ_в = 2.5 × 10⁵ (при λ_эф = 150 кВт/(м К)). В этих работах предложены соотношения для расчета ε_к в вертикальных адиабатных осесимметричных каналах (трубы, концентрические кольцевые каналы).

Слабо отклоненные от горизонтали ТС обладают рядом преимуществ:

– возможностью компактного размещения эффективных внешне поперечно оребренных поверхностей под потолком охлаждаемого помещения или в вертикальных каналах с естественной тягой воздуха;

– возможностью гравитационной самоочистки внешней поверхности поперечно оребренных труб.

ТС с углом отклонения от горизонтали их ЗН β = 0°–12° использованы в ряде проектов НПО “ЦКТИ” котлов-утилизаторов, установленных на нефтеперерабатывающих заводах России и на центральной аэрационной станции “Водоканал СПб”. Обычно степень водяного заполнения таких ТС ε = m_в/(ρ_хвV_ТС) = 0.4, где ρ_хв = 10³ кг/м³.

В экспериментах авторов, обосновывающих теплогидравлические характеристики этих ТС, обнаружено, что при β = 1.35°–5° и ε = 0.8–0.97 в их ЗН возникала ЕЦ среды.

Наличие малого отклонения ТС от горизонтали приводило к существенной температурной (плотностной) стратификации среды по поперечному сечению его ЗН, что вызывало ЕЦ с подъемным движением воды или пароводяной смеси в верхней по сечению части ТС и опускным движением воды в ее нижней части.

Целью настоящей работы является экспериментальное исследование ТС натурных размеров для оценки интенсивности ЕЦ при различных углах отклонения ТС от горизонтали и различной степени его водяного заполнения. Кроме того, для такого ТС исследовались и условия перехода к традиционному режиму работы с противоточным движением парового потока и пристенной пленки его конденсата.

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ УСТАНОВКА

Схема испытываемого ТС приведена на рис. 1. Материал ТС – низкотеплопроводная сталь 12Х18Н10Т. Диаметр – 50 мм; толщина стенки – 2 мм; длины ЗН, ЗО и промежуточного транспортного участка (ТУ) составляли соответственно 3.15, 2.0 и 0.55 м. Выбор материала, нехарактерного для ТС (обычно используется высоко теплопроводная Ст20 и большая толщина стенки – 4–6 мм), связан с необходимостью минимизировать для исследуемой внутритрубной ЕЦ растекание теплоты по периметру стенки ТС. Рассматриваемая ЕЦ характеризуется существенным отличием температур среды в верхней и нижней частях поперечного сечения ТС от замеряемых температур наружной поверхности ТС по его верхней и нижней образующим. Растекание теплоты по периметру стенки ТС смазывает картину теплогидравлического процесса.

Рис. 1.

Схема ТС: 1 – электрические клеммы; 2 – электроизолированные опоры; 3 – зона нагрева; 4 – транспортный участок; 5 – зона охлаждения; 6, 8 – запорные клапаны; 7 – короб с охлаждающей водой.

В экспериментах измерялись давление Р в верхнем сечении ТС, мощность Q_зн, затрачиваемая на электрообогрев ЗН, температуры Т_i наружной поверхности ТС. По длине ТС и его периметру располагались 22 термопары, приваренные или прижатые через электроизоляцию к поверхности ТС (рис. 1). Кроме того, замерялась температура охлаждающей воды в коробе Т_охл. В каждом эксперименте определялась масса воды в ТС m_в. Максимальные абсолютные Δi и относительные δi погрешности измерения перечисленных величин составляли (по абсолютной величине): Δm_в = 0.02 кг, δР = 8 × 10^–3, δQ_зн = 0.02, ΔТ_i = ΔТ_охл = 1°С.

Эксперименты проводились при β = 1.35°–5° и ε = 0.3–0.97. Граница разделения на ЕЦ некипящей воды и пароводяной смеси при ее подъемном движении в верхней по сечению части ТС определялась значением ε = 0.915. Это значение ε характеризовало и наиболее интенсивную ЕЦ в ТС. Вероятно, приведенное значение ε является характеристикой лишь рассматриваемой геометрии ТС. Однако ЕЦ в слабо отклоненном от горизонтали ТС и определенная степень его водяного заполнения, когда ЕЦ наиболее интенсивна, имеет место и в ТС иных размеров.

Перед проведением каждой серии экспериментов ТС заполнялся холодным конденсатом, а внешний короб ЗО заливался охлаждающей водой. Прогрев ЗН ТС вызывал рост давления воды и выделение растворенного в нем воздуха. Сбросом воздуха и порционным замеряемым сбросом части воды (по 0.5–1% от начальной ее массы) из ТС через запорный клапан 6 (рис. 1) в верхнем донышке ТС и соответствующим увеличением электрической мощности ЗН обеспечивался переход к следующему стационарному эксперименту при сохранении давления в ТС за счет уменьшения плотности воды в нем при росте средней ее температуры.

При определенном шаге уменьшения ε описанные выше меры уже не обеспечивали полного заполнения ТС некипящей водой. В верхней по поперечному сечению (далее сечению) части объема ЗН появлялись паровые включения, т.е. происходил переход к ЕЦ пароводяной смеси. В этой серии опытов температура охлаждающей воды атмосферного давления в коробе 7 поддерживалась равной 100°С. Ее уровень обеспечивал полное покрытие водой поверхности ЗО ТС.

ЕСТЕСТВЕННАЯ ЦИРКУЛЯЦИЯ НЕКИПЯЩЕЙ ВОДЫ

В проведенной серии экспериментов абсолютное давление Р = 1.8–3.1 МПа, Q_зо = 3–10.5 кВт. Диапазон ε = 0.915–0.970 соответствовал по плотности осредненным температурам воды по объему ТС (84–153)°С. При этом сохранялось заполнение ТС водой при соблюдении для всех замеряемых температур ТС (включая температуры поверхности ЗН) условия Т_н – Т_i > 5°С, обеспечивающего сохранение полного растворения воздуха, содержавшегося в заливаемом конденсате.

На рис. 2 приведено распределение температуры наружной поверхности ТС Т_i по длине ЗН и ТУ для одного из экспериментов. Видна стратификация температур по разным образующим ТС. В ЗН при постоянных по длине, но различных по значениям температурах верхней и средней образующих имеет место рост температуры нижней образующей при движении к нижнему торцу ТС. Такая же температурная стратификация, но со снижением температуры по всем образующим в сторону ЗО имеет место и по длине ТУ. Это свидетельствует о существовании в ТС контура ЕЦ.

Рис. 2.

Распределение температуры поверхности ТС по длине ЗН и ТУ при β = 4°, ε = 0.92, P = 2.74 МПа, Т_н = 229°С, Q_зо =10.5 кВт, α_7в = 1.39 кВт/(м² К), (ρW)_α = 93 кг/(м² с), (ρW)_δ = 105 кг/(м² с): 1–3 – данные для верхней, средней и нижней образующих трубы; I – ЗН, II – ТУ.

В термометрируемой по трем образующим верхней половине длины ЗН температуры средней образующей примерно соответствуют полусумме их значений на верхней и нижней образующих. Это обстоятельство дает основание предположить, что подъемный и опускной потоки воды занимают соответственно верхнюю и нижнюю половины сечения трубы.

Предпринят ряд попыток определения интенсивности ЕЦ некипящей воды во всех проведенных экспериментах. При этом авторы допускали, что расстояние 0.25 м (5.5d) адиабатного ТУ от верхней клеммы ЗН до сечения установки с термопарами Т₈ не разрушает контур ЕЦ по ТС, но дает температурное перемешивание в противоточных потоках воды при имевших в них место значениях Re_в = (7.6–30) × 10³. Поэтому показания термопар Т_8н и Т_8в принимались за среднюю температуру рассматриваемых потоков воды вверху ЗН (при z = L_зн). Допуская линейное изменение средних температур подъемного и опускного потоков воды по длине ЗН при их одинаковом значении у нижнего торца ТС, определялась средняя температура подъемного и опускного потоков воды в термометрируемых сечениях Т_iв и Т_iн ЗН (в частности, в сечении Т_7в). Ниже описаны методы определения массовой скорости ЕЦ.

1. При замеренной температуре верхней образующей в конце ЗН Т_7в и определенной описанным выше методом средней температуре подъемного потока воды в этом сечении Т_в7в находился коэффициент теплоотдачи α_7в = q_зн/(Т_7в – Т_в7в – ‒ ΔТ_ст) (рис. 3а). Здесь q_зн = Q_зн/(πdL_зн); ΔТ_ст = = (q_знd/(4λ_ст)){[2D ²/(D² – d ²)]ln[D/d] – 1} – перепад температур в стенке трубы с распределенным в ней источником теплоты (омическое тепловыделение) при отводе тепла через внутреннюю поверхность трубы; d и D – соответственно внутренний и наружный диаметры ТС, м; λ_ст – теплопроводность стенки ТС, Вт/(м К). Далее с использованием соотношения для турбулентной теплоотдачи в трубах Nu = αd/λ_в = 0.023Re^0.8Pr^0.4, где Re = ρWd/μ_в, находилось значение массовой скорости воды (ρW)_α = (27–105) кг/(м² с) (рис. 3б), соответствующее определенному выше значению α_7в. Значение (ρw)_α увеличивалось с ростом мощности ТС, который имел место при уменьшении степени водяного заполнения модели ε. Описанное связано с необходимостью повышения температуры среды в ТС в целях ликвидации снижения массового заполнения ТС за счет уменьшения плотности оставшейся в нем воды. Это изменение сопровождается увеличением различия средних температур у верхней и нижней образующих ЗН, т.е. повышением движущего напора контура ЕЦ, температурного напора в ЗО и, как следствие, увеличением отводимого в ней теплового потока.

Рис. 3.

Теплогидравлические характеристики слабо отклоненного от горизонтали ТС при ЕЦ некипящей воды и разных значениях угла наклона ТС: 1 – β = 1.4°, 2 – 2.8°, 3 – 4.0°, 4 – 5.0°.

Смена направления теплового потока от стенки трубы в ЗО должна устранять температурную стратификацию в “подъемной” ветви контура ЕЦ, меняя ее знак на обратный. Между сечениями Т₈ и Т₉ происходит выравнивание температуры воды по высоте сечения трубы с более резким ее снижением по верхней образующей. Последнее можно связать с характерным для вертикальных ТС с некипящей водой образованием вихрей естественной конвекции, передающих тепловой поток через ТУ от ЗН к ЗО. Это свидетельствует о снижении интенсивности ЕЦ в пределах ТУ и ЗО.

2. Предположив разбиение сечения трубы на две половины для противоточных потоков воды и допустив соответствие средних температур в этих потоках значениям, замеряемым на верхней и нижней образующих ТУ (сечение Т₈), из уравнения теплового баланса Q_зо = 0.5(ρW)_δс_рF_пр(Т_в – Т_н)₈ (при F_пр = πd ²/4) определяются значения (ρW)_δ = = 50–108 кг/(м² с) (рис. 3в). Они с учетом принятых грубых допущений соответствуют приведенным выше значениям (ρW)_α.

3. Практически полное отсутствие на рис. 2 изменения температуры верхней образующей по длине ЗН (Т_вi ≈ 190°C, что на 39°C ниже Т_н). Такая же горизонталь Т_вi = f(z) наблюдалась и в других экспериментах ЕЦ без кипения. Это дает основание предположить, что вся мощность, подводимая на отрезке между верхним сечением ЗН и сечением Т₂, т.е. к верхней половине длины ЗН Q = = 0.5Q_зн = 5.25 кВт, тратится лишь на подогрев “опускного” потока воды, двигающегося по нижней половине сечения трубы. Кроме того, допускается, что разность температур Т_н2 – Т_н7 = 18°C характеризует и средний прогрев этого потока воды на рассматриваемом отрезке ЗН. Расчет при перечисленных допущениях дает значение ρW = = 82 кг/(м² с), что также соответствует значениям (ρW)_α и (ρW)_δ.

Принятые выше допущения дают право полагать, что мощность, подводимая от верхней половины окружности трубы на рассматриваемом отрезке длины ЗН, Q_сер = 0.25Q_зн = 2.62 кВт, передается через горизонтальное диаметральное сечение ТС потоку воды, двигающемуся по нижней половине сечения ТС. Исходя из этого допущения, а также используя среднюю разность показаний поверхностных термопар на верхней и нижней образующих между сечениями Т₂ и Т₇, можно определить значение коэффициента теплоотдачи через среднее сечение α_сер = = 2Q_сер/[L_знd(Т_в – Т_н)_ср] = 0.8 кВт/(м² К). Это значение соответствует значительной величине числа Нуссельта, если за характерный размер выбрана половина диаметра канала, т.е. Nu = = α_серd/(2λ_в) = 29.3. При этом более горячая вода располагается вверху, что исключает развитие токов естественной конвекции при аксиальном переносе теплоты по высоте вертикальных однофазных ТС. Поэтому значение α_сер должно определяться гидродинамикой взаимодействия рассматриваемых противоточных потоков воды и степенью подобия полей скоростей и температур (число Прандтля).

Как и выше, для эксперимента на рис. 2 при допущении о распределении опускного и подъемного потоков воды соответственно по нижней и верхней половинам сечения трубы при ρW = = 98 кг/(м² с) проведен гидродинамический расчет контура ЕЦ, занимающего всю длину ЗН. При расчете движущего напора контура ΔР_дв = = gL_знsin β(ρ_оп – ρ_под)_в принималось, что средние значения плотности воды в опускном и подъемном участках контура ЕЦ характеризуют показания термопар, замеряющих температуру поверхности ЗН в среднем по ее длине в сечении Т₃. Из этих показаний вычиталось значение ΔТ_ст и связанная с термосопротивлением внутреннего пограничного слоя величина ΔТ_п. сл = q_зн/α, т.е. использовалось ранее приведенное значение (Т₇ – Т₈)_в при допущении, что оно сохраняется и в сечении Т₃ по всей окружности трубы. Авторы осознают, что приведенные допущения весьма грубы и приемлемы лишь для расчетной оценки.

Для определения ρ_оп использовалось показание термопары Т_3н, а для ρ_под – два варианта показаний термопар, равные 0.5(Т_3в + Т_3с) и Т_3в.

При расчете гидросопротивления трения потока о внутреннюю поверхность трубы и его поворота у нижнего торца ТС учитывались рекомендации [4]: ΔР_сопр = ((2λ_трL_зн/d) + ξ_пов)(ρW)²/2ρ_ср при λ_тр = 0.11[(Δ/d) + (68/Re)]^0.25 и ξ_пов = 1.5. Результаты расчетов таковы: ΔР_дв= 53.9 и 71.3 Па, ΔР_сопр = = 26.9 Па. Без учета сопротивления поворота потока сопротивление трения потока о стенку трубы ΔР_тр = 18.9 Па при Re = 2.37 × 10⁴. Отсюда сопротивление трения противоточных потоков воды на “поверхности их соприкосновения” ΔР_прот = ΔР_дв – ΔР_сопр = 27.0 и 44.4 Па, которые превосходят значения ΔР_тр в 1.43 и 2.34 раза.

Существенный разброс экспериментальных данных, представленных на рис. 3, в значительной степени связан с погрешностью их определения и не дает четкого представления об увеличении интенсивности ЕЦ с ростом β. Более строго эту взаимосвязь можно определить при рассмотренном ниже материале по ухудшению охлаждения ЗН.

ДВУХФАЗНАЯ ЕСТЕСТВЕННАЯ ЦИРКУЛЯЦИЯ

При массовом заполнении ТС ε = 0.915 и компенсирующем увеличении теплового потока ЗН значение Т_8в на верхней образующей ТУ возрастало до температуры насыщения (рис. 4). Горизонталь распределения температуры поверхности верхней образующей ЗН соответствует значению 198°С, что превышает Т_н на расчетную величину ΔТ_ст + ΔТ_п. сл. При расчете ΔТ_п. сл использовалась рекомендация [4] для кипения воды. При этом по средней и нижней образующим термометрируемой части ЗН сохранялась некипящая вода.

Рис. 4.

Распределение по длине температур поверхности ТС в эксперименте № 5 при β = 2.8°, ε = 0.91, P = = 1.21 МПа, T_н = 191°С, Q_зо = 12.1 кВт: 1–3, I, II – см. рис. 2; III – ЗО.

При дальнейшем снижении массового заполнения ТС показания термопар по всем образующим ЗН начинали приобретать значения, соответствующие кипению воды по всему поперечному сечению трубы. С уменьшением ε область этих одинаковых значений температур по всем образующим ЗН расширялась к ее верхней границе. Так, для эксперимента № 22, рассмотренного на рис. 5, лишь в верхнем термометрируемом сечении Т₇ показания термопар Т_7с и Т_7н указывают на наличие некипящей воды в области нижней и средней образующих трубы.

Рис. 5.

Распределение по длине температур поверхности ТС в эксперименте № 22 при β = 2.8°, ε = 0.81, P = = 2.94 МПа, Т_н = 230°С, Q_зо = 8.45 кВт: 1–3, I, II – см. рис. 2; III – ЗО.

ЕЦ распространялась на ТУ и на ЗО, где во всех экспериментах, рассмотренных на рис. 4 и 5, имелись области некипящей воды, а ее температура над ЗО Т₁₀ превосходила значения Т_9с и Т_9н на входе в ЗО, тогда как при теплопереносе вихрями естественной конвекции в вертикальных каналах dТ_в/dz < 0 по всему сечению трубы. Наличие ЕЦ снижало в 3–7 раз по сравнению с теплопереносом в вертикальных каналах падение температуры воды по высоте этих зон и повышало средний температурный перепад между теплообменивающимися средами в ЗО, а следовательно, и ее тепловой поток.

Появление пара в подъемной ветви контура ЕЦ должно увеличить ее интенсивность из-за значительного снижения плотности среды в подъемной ветви контура и, как следствие, роста его движущего напора. Однако при рассмотренных давлениях уже при малых массовых паросодержаниях х рост гидросопротивления двухфазной смеси начинает превышать рост движущего напора, что вызывает снижение массового расхода ЕЦ с ростом х. Так, в соответствии с данными работы [10] для контура ЕЦ реактора АСТ-500 это имело место уже при х = 1–2%. Для рассматриваемого контура, слабо отклоненного от горизонтали, происходит сепарация паровых включений у верхней образующей трубы, что в соответствии с результатами работы [2] при идентичных значениях х увеличивает объемное паросодержание двухфазного потока φ по сравнению с вертикальной трубой и увеличивает его гидросопротивление. Кроме того, ненулевое паросодержание существенно отличает объемные расходы среды в подъемной и опускной ветвях контура и, наряду с повышенной пульсационностью двухфазного потока, должно значительно повысить гидросопротивление трения на границе противоточных потоков среды в ТС. Так, приведенные в последнем разделе статьи значения (ρW)_δ = 25–47 кг/(м² с), полученные в экспериментах при ε и Q_зо, характерных для ЕЦ некипящей воды, существенно ниже величин, приведенных на рис. 3в. Отличие можно связать с более низким давлением проведения экспериментов последнего раздела статьи, при котором не обеспечивалось отсутствие пара у верхней образующей ТС.

Косвенно интенсивность ЕЦ в ЗО характеризует условный коэффициент теплопередачи в ней $K_{{{\text{усл}}}}^{{{\text{зо}}}}$ = Q_зо/(πdL_зо(T_н – T_охл), где T_охл = 100°С – температура насыщения охлаждающей воды. Для некипящих режимов ЕЦ в ЗН коэффициент $K_{{{\text{усл}}}}^{{{\text{зо}}}}$ рассчитывался с заменой T_н на T_в (средняя температура в ЗН на верхней образующей за вычетом ΔТ_ст + ΔТ_п. сл.). На рис. 6 для β = 1.5°–2° в виде $K_{{{\text{усл}}}}^{{{\text{зо}}}}$ = f(ε) представлены обработанные таким образом данные экспериментов. Для сопоставления также нанесена кривая, обобщающая данные экспериментов при β = 4°–5°. При ε > 0.8 единая кривая удовлетворительно описывает данные обеих групп экспериментов. Эта кривая имеет максимум ($K_{{{\text{усл}}}}^{{{\text{зо}}}}$ ≈ 0.51–0.55 кВт/(м² К)) при ε = 0.915 и минимум ($K_{{{\text{усл}}}}^{{{\text{зо}}}}$ ≈ 0.21 кВт/(м² К)) при ε = 0.81. Максимальное значение $K_{{{\text{усл}}}}^{{{\text{зо}}}}$ связано с переходом к режиму ЕЦ двухфазной среды у верхней образующей ЗН и характеризует максимальный расход ЕЦ по всему ТС, включая ЗО. В подтверждение этого положения на рис. 7 представлены данные по переохлаждению воды относительно температуры насыщения в верхнем сечении ТС (над ЗО) ΔТ_н10 = Т_н – Т₁₀ = f(ε). Как и на рис. 6, для некипящих режимов ЕЦ в ЗН значение ΔТ_н10 рассчитывалось с заменой T_н на T_в. При максимальной интенсивности ЕЦ наблюдается минимум ΔТ_н10. Минимальное значение $K_{{{\text{усл}}}}^{{{\text{зо}}}}$ и связанная с ним максимальная величина ΔТ_н10 имеет место при переходе к кипящему режиму по всему объему ЗН и снижении интенсивности ЕЦ в ТУ и в ЗО.

Рис. 6.

Зависимость $K_{{{\text{усл}}}}^{{{\text{зо}}}}$(ε) при β = 1.5°–2°, Р = 1.0–2.9 МПа: 1, 2 – некипящий и двухфазный режимы ЕЦ в ЗН; 3, 4 – кривые, обобщающие экспериментальные данные при β = 1.5°–2° и β = 4°–5°.

Рис. 7.

Переохлаждение воды в верхнем сечении ТС по сравнению с Т_н при β = 4°–5°, Р = 0.9–3.0 МПа: 1, 2 – некипящий и двухфазный режимы ЕЦ в ЗН.

Дальнейшее снижение ε приводило к увеличению паросодержания в верхней по сечению части ТУ и интенсификации аксиального переноса теплоты по некипящей воде в ЗО. Последнее наблюдалось в работе [11] с вертикальным ТС, где в верней части ЗО происходило охлаждение конденсата, а в нижней части – конденсация паровых включений, поднимающихся из ЗН. Подобное можно видеть в экспериментах [3] с вертикальной ТТ с циркуляционной вставкой (L = 5.4 м при L_зн = 3 м) при термосифонном режиме работы (недостаточное водяное заполнение ТТ не позволяло сверху замкнуть контур ЕЦ). В этой работе при P_верх = 24–30 кПа и высоте уровня воды 4–4.5 м давление в нижней части ЗН составляло 60–65 кПа. Поэтому при q_зн = 10 кВт/м² отсутствовало даже поверхностное кипение и имел место аксиальный перенос теплоты по некипящей воде, интенсифицируемый вскипанием воды в верхней части ЗН и в ТУ.

Дальнейшее снижение значения ε приводило к появлению двухфазной смеси во всем объеме ТУ и его распространению на ЗО с включением нижней части длины этой зоны в режим барботажной конденсации, т.е. конденсации паровых включений в воде, охлажденной на поверхности ЗО, имеющей температуру Т_пов. Как показано в [11], из-за большой площади теплопередающей поверхности всплывающих паровых пузырей и значительной турбулизации ими водяной среды интенсивность теплоотдачи при барботажной конденсации α = q_зо/(Т_н – Т_пов) весьма высока. При φ_зо = 0.16–0.62 и давлении ниже 4 МПа она превосходила интенсивность теплоотдачи при пленочной конденсации пара.

Снижение значения ε, т.е. общее увеличение доли длины ЗО, занятой барботажной конденсацией, приводило к росту $K_{{{\text{усл}}}}^{{{\text{зо}}}}$ и снижению ΔТ_н10. При ε ≈ 0.32 происходил переход к пленочной конденсации в верхней части ЗО, характеризуемой близким к нулю значением ΔТ_н10. Появлялся уровень пароводяной смеси в этой части ЗО. Однако в расположенной под уровнем части ЗО сохранялась барботажная конденсация.

На рис. 6 и 7 не проведено разделения данных по давлению среды, что несколько увеличило их разброс, но практически не изменило характер рассматриваемых зависимостей.

Значения $K_{{{\text{усл}}}}^{{{\text{зо}}}}$ и ΔТ_н10 при ε > 0.8 в основном характеризуют интенсивность ЕЦ воды по длине ЗО, т.е. распределение ее температуры, влияющее на средний температурный напор в ЗО. Если данные, приведенные в последнем разделе статьи, указывают на определенную интенсификацию ЕЦ в ЗН с ростом значения β, то идентичность значений $K_{{{\text{усл}}}}^{{{\text{зо}}}}$(ε) на рис. 6 в диапазоне ε = 0.8–0.97 при разных углах наклона ТС, вероятно, связана со сменой направления пристенного теплового потока в ЗО, который более интенсивно разрушает температурную стратификацию при более высоких значениях β и нивелирует его влияние на теплоперенос по длине ЗО.

В диапазоне ε = 0.3–0.8 интенсивность теплоотдачи при барботажной конденсации должна возрастать с увеличением скорости всплытия паровых пузырей, которая, в соответствии с рекомендациями работы [2], увеличивается с ростом угла наклона ТС. С этим авторы связывают более высокие значения $K_{{{\text{усл}}}}^{{{\text{зо}}}}$(ε) при β = 4°–5° по сравнению с данными при β = 1.5°–2°. Отличие между ними увеличивается со снижением значения ε, или с уменьшением верхнего участка, занятого охлажденной водой (ΔТ_н10 > 0).

Последующее уменьшение массового заполнения ТС, проводимое вне рассматриваемой серии экспериментов, способствовало переходу к пленочной конденсации пара по всей высоте ЗО, т.е. расположению физического уровня пароводяной смеси ниже ЗО. Над этим уровнем осуществлялось характерное для работы ТС противоточное движение пара и пристенной пленки его конденсата. При рассматриваемом здесь малом отклонении ТС от горизонтали преобладало азимутальное стекание пленки с неравномерным ее распределением по периметру стенки ТС. Поэтому на подходе к ЗН по верхней образующей трубы водяная пленка отсутствовала или в ней уже имелись разрывы, приводящие к ухудшению охлаждения ЗН. Для исключения этого нежелательного явления, требовалось полное заполнение ЗН пароводяной смесью – поддержание ее уровня выше ЗН.

Для вертикальных ТС такого же диаметра при мощности ЗН, близкой к Q_макс, вследствие осесимметричного распределения расхода конденсата по периметру трубы на значительной части высоты ЗН происходит выпаривание пленки с образованием в ней разрывов лишь на нижних 10–12% высоты ЗН (при dQ/dz = const и значении Q_зн, близком к Q_макс). Поэтому для них допускается весьма низкая степень водяного заполнения ЗН.

УХУДШЕНИЕ ОХЛАЖДЕНИЯ ЗОНЫ НАГРЕВА

Отдельная серия экспериментов проведена также при высокой степени водяного заполнения ТС ε = 0.92–0.96, β = 1.35°–2°, но при более низком давлении по сравнению с рассмотренном выше, сохраняя Q_зн = idem. В диапазоне давления среды 0.8–3.0 МПа и Q_зн = 6.1–13.9 кВт малые массовые скорости ЕЦ (ρW)_δ, составляющие при β = 1.35°, 1.53° и 2° соответственно 26–28, 30–33, 39–47 кг/м²с, не обеспечивали теплоотвода по некипящей воде. Происходило образование паровой прослойки в районе верхней образующей ТС даже при фиксации термопарой Т_8в недогрева воды до температуры насыщения в подъемном ее потоке на выходе из ЗН. В пределах ЗН в этом потоке дополнительно происходила локальная температурная стратификация воды по сечению трубы и перегрев ее поверхности выше значения Т_кип, рассчитанного по рекомендациям [4] для пузырькового кипения. Данный перегрев фиксировался лишь в верхней части ЗН термопарами Т_5в–Т_7в. За начало фиксации ухудшения охлаждения верхней образующей ЗН принималось минимальное значение продольной координаты z_ух, в сечении которой термопара Т_i.в фиксировала превышение значения Т_кип более чем на 6 К (снижение в два раза коэффициента теплоотдачи по сравнению с расчетом по [4] для пузырькового кипения). Описанным выше методом определялась средняя температура подъемного потока воды Т_i.в в сечении с координатой z_ух, а также значение безразмерного критерия Якоба Ja_i.в = c_p(Т_н – Т_i.в)/r.

В безразмерном виде значение теплового потока, характеризующее начало ухудшения охлаждения ЗН, можно выразить функцией К_ух = = f(Re_в, Ja_в, β). Повышение скорости ЕЦ и связанного с ней числа Рейнольдса Re_в = (ρW)_δd/μ_в в основном было вызвано увеличением значения β (ростом движущего напора контура ЕЦ). Поэтому значение Re_в является наиболее представительным аргументом, характеризующим гидродинамику потока.

При расчете значения К_ух = /[gσ(ρ")² × × (ρ' – ρ")]^0.25 массовая скорость парового потока в сечении z_ух определялась как = = (Q_знz)_ух/(L_знrF_пр). Авторы полагают, что такое определение значения весьма условно. Паровая прослойка у верхней образующей трубы в основном создается лишь тепловым потоком от поверхности части трубы, которая ограничивает сверху эту прослойку. Отмеченная в работе [12] высокая интенсивность конденсации паровых включений в воде, недогретой до Т_н лишь на (1–2) К, не создает заметную паровую подпитку от расположенной ниже поверхности трубы.

На рис. 8 в координатах К_ух/(ρ'/ρ")^0.1–Re_в при параметре β представлено обобщение экспериментальных данных, которое достигалось соотношением

(1)

Рис. 8.

Обобщение экспериментальных данных по параметрам начала ухудшения охлаждения ЗН ТС при Р = 0.9–3.0 МПа и следующих углах наклона: 1 – 1.35°, 2 – 1.53°, 3 – 2.0°; 4 – расчет по формуле (1).

Относительное отклонение экспериментальных данных от рассчитанных по (1) значений не превышает 12%. Значения Re_i.в отражают и взаимосвязь K_ух = f(β).

При β = 1.35° в сечении с координатой z_ух имел место узкий диапазон изменения Re_i.в = (7.6–10.6) × × 10³ при широком изменении Ja_i.в = 0–0.072, чему соответствовали значения Т_н–Т_i.в = 0–29 К. При этом влияние изменения критерия Якоба на значение K_ух не отмечалось, хотя в работе [13] при охлаждении снизу плоских пластин и Ja ≤ 0.4 оно описывалось сомножителем (1 + 0.1Ja(ρ"/ρ')^0.1), вводимым в правую часть уравнения, подобного соотношению (1).

При β = 2.4° и исследованных значениях Q_зн ≤ ≤ 17.6 кВт (q_зн ≤ 39 кВт/м²) ухудшения охлаждения ЗН не фиксировалось, хотя расчет по соотношению (1) должен был его показать. Поэтому следует ограничить пределы применения соотношения (1) значениями β = 1.35°–2°.

Полученные значения закризисной теплоотдачи приемлемы: α_закр = q_ух/ΔТ_пер = 0.3–1.7 кВт/(м² К), где ΔТ_пер = Т_7в – Т_н – ΔТ_ст. При допущении ламинарного характера движения паровой прослойки значения α_закр эквивалентны толщине паровой прослойки δ = λ"/α_закр < 0.1 мм, что нереально. Допустимо предположение, что отличие скоростей движения пара и воды вызывает срыв капель с границы их раздела и орошение ими перегретой поверхности трубы, повышая до полученных значений закризисную теплоотдачу. Приведенные значения α_закр соответствуют минимальным значениям α_закр в работе [13], где для горизонтальных охлаждаемых снизу пластин (α_закр)_min = 0.5 кВт/(м² К).

Полученные значения α_закр в 4.5–10 раз меньше величин, рассчитанных по рекомендациям [4] для пузырькового кипения воды, но соответствуют или несколько выше значений, рассчитанных по формуле для турбулентного потока воды Nu_тур = 0.023(Re^0.8Pr^0.4)_i.в. Для сопоставления на рис. 9 приведена обработка вида Nu_закр/Nu_тур = = f(Ja_i.в.), где Nu_закр = α_закрd/λ'. Помимо линии 4, обобщающей экспериментальные данные, на графике представлена горизонталь 5 со значением, соответствующим Nu_закр = Nu_тур. В диапазоне значений Ja_i.в = 0–0.035 имеется соответствие экспериментальных и расчетных данных, что в определенной степени является случайным совпадением, подтверждающим лишь приемлемость расчета закризисной теплоотдачи по соотношению для потока воды. При более высоких значениях аргумента наблюдается интенсификация теплообмена, связанная с утоньшением паровой прослойки при орошении ее каплями воды, недогретой до Т_н.

Рис. 9.

Обобщение экспериментальных данных по закризисной теплоотдаче в ЗН ТС: 1–3 – см. рис. 8; 4, 5 – кривые, обобщающие экспериментальные данные и результаты расчета Nu_закр = Nu_тур соответственно.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. Проведено экспериментальное исследование теплогидравлических характеристик ТС натурных размеров при углах отклонения от горизонтали 1.35°–5°.

2. Продемонстрировано возникновение естественной циркуляции среды по длине испытываемого ТС при высокой степени его водяного заполнения.

3. Оценена интенсивность рассматриваемой естественной циркуляции и ее зависимость от степени водяного заполнения ТС.