Интенсивный теплообмен

Под интенсификацией теплообмена авторы понимают увеличение количества тепла, снимаемого с теплоотдающей поверхности, без увеличения расхода теплоносителя. При охлаждении однофазным теплоносителем эффект интенсификации оценивается по увеличению коэффициента теплоотдачи. Критерием эффективности интенсификаторов теплообмена при этом является отношение коэффициентов теплоотдачи с интенсификатора-ми и без них при одинаковом расходе теплоносителя. Такая оценка отвечает физическому смыслу процессов, с помощью которых достигается интенсификация теплообмена. Все они сводятся к увеличению турбулентного обмена между пристенным слоем и турбулентным ядром потока, к утонению или разрушению ламинарного подслоя, к уменьшению его термического сопротивления. Эффективность интенсификаторов при охлаждении двухфазным теплоносителем оценивается по увеличению зоны бескризисного кипения. Под критерием эффективности интенсификаторов в этом случае понимается отношение критических мощностей в каналах с интенсификаторами теплообмена и без них при одинаковых давлении, входной температуре и расходе теплоносителя.

Вполне очевидно, что при создании интенсификаторов теплообмена следует стремиться к снижению их гидравлического сопротивления,

8.3. Экспериментальные исследования локальных интенсификаторов теплообмена в виде отрезков скрученных лент

Оптимальные размеры интенсификаторов теплообмена, эффективность их действия и шаг расположения по длине ТВС определялись экспериментально на моделях ТВС реактора РБМК-1500. Окончательная'проверка эффективности интенсификатора теплообмена проводилась на полномасштабной модели стержневой сборки реактора РБМК-1500.

в целях достижения одинакового изменения физических свойств теплоносителя как в натурной сборке, так и в модели и сохранения одинаковыми предыстории создания условий возникновения кризиса теплообмена. Для оценки эффективности интенсификаторов теплообмена в том же диапазоне режимных параметров были проведены контрольные опыты на аналогичных стержневых сборках, но без интенсификаторов. Для этой цели использовались такие же сборки, но оснащенные дистанционирующими решетками ячеистого типа и установленные с тем же интервалом, что и интенсификаторы.

Сопоставление критических мощностей, рассчитанных и представленных в работе [108] для, сборки реактора РБМК, показало, что применение локальных интенсификаторов теплообмена, состоящих из отрезков скрученных лент, позволяет примерно в 1,5 раза увеличить критическую мощность кассеты по сравнению с таковой без интенсификаторов.

Следует отметить, что применение интенсификаторов теплообмена, рассмотренных в данном параграфе, наряду с увеличением критической мощности стержневых сборок примерно на 40—45% повышает гидравлическое сопротивление их по сравнению с сопротивлением сборок без интенсификаторов. Это увеличение гидравлического сопротивления связано с возрастанием местных гидравлических сопротивлений и дополнительными потерями на вращение потока в межстержневом пространстве. Однако устанавливать локальные интенсификаторы, как показали эксперименты, достаточно лишь в зоне возможного возникновения кризиса теплообмена. Если учесть, что с увеличением критической мощности интенсификаторы теплообмена позволяют еще и снизить кратность циркуляции, то общее гидравлическое сопротивление циркуляционного контура реактора может остаться на приемлемом уровне.

При наличии интенсификаторов теплообмена возникновение и развитие кризиса теплообмена происходит менее резко, без существенного роста температуры твэла. Повышение температуры поверхности стержней при кризисе теплообмена протекает плавно, в отличие от аналогичного явления в стержневых сборках без интенсификаторов. При этом абсолютное значение температуры стенки при кризисе теплообмена в сборках с интенсификаторами существенно ниже. Это видно из рис. 8.11, на котором представлены типичные диаграммы изменения температуры в центре обогреваемого стержня во время выхода в кризисный режим сборок с интенсификаторами теплообмена и без них. Сравнительно небольшое и плавное повышение температуры твэлов при наличии интенсификаторов, по-видимому, объясняется тем, что при возникновении кризиса теплообмена, несмотря на разрушение или исчезновение микропленки на поверхности тепловыделяющих стержней, последняя продолжает орошаться каплями в результате сепарирующего эффекта закрученного потока. Этого

Поиски все более эффективных и технологических интенсификаторов теплообмена, позволяющих увеличивать критическую плотность теплового потока, продолжаются и будут продолжаться. Вполне естественно, что их отработка и усовершенствование, а также проверка их эффективности будут осуществляться экспериментально. Однако это длительный и трудоемкий процесс. Пока в литературе нет методов расчета критической плотности теплового потока для стержневых сборок, оснащенных интенсификаторами теплообмена. Это объясняется, во-первых, сложностью учета всех характеристик и геометрических особенностей интенсификаторов и, во-вторых, незаконченным процессом накопления экспериментального материала по изучению различных типов интенсификаторов.

Исследование локальных интенсификаторов теплообмена для реактора РБМК-1500 было также проведено на коротких электрообогреваемых сборках с подачей на вход пароводяной смеси. Эта работа была проделана для получения сравнительных данных по различным типам интенсификаторов [ 112], а также в целях их обработки.

Как известно, результаты исследования кризиса теплообмена на коротких сборках с подачей на вход пароводяной смеси и на длинных сборках с подачей на вход недогретой воды существенно различаются. Это, в первую очередь, связано с различием в условиях формирования двухфазного потока по длине канала при подаче на вход недогретой воды и при подаче на вход пароводяной смеси. В обычных сборках без интенсификаторов теплообмена это приводит к увеличению критических тепловых потоков при подаче на вход пароводяной смеси. Однако при наличии интенсификаторов теплообмена в сборках их воздействие на поток теплоносителя сглаживает влияние входных условий (это нашло экспериментальное подтверждение, которое рассмотрено ниже).

При способах сварки плавлением, особенно с использованием дуги, происходит интенсивное перемешивание жидкого металла как вследствие его движения из передней части ванны в заднюю, так и под влиянием других воздействий источника теплоты на жидкий металл. Происходит интенсивный теплообмен между отдельными порциями различно нагретого жидкого металла, а также вследствие теплоотвода в твердый металл. По этой причине энергетическое состояние ванны целесообразно характеризовать не только возможными максимальными и минимальными температурами, но и средней температурой жидкого металла. Она зависит от режима сварки (тока, напряжения, скорости сварки), характера подачи присадочного металла, устойчивости дуги и положения ее активного пятна. Например, средняя температура ванны при аргонно-дуговой сварке алюминиевого сплава АМгб может изменяться от 920 до 1050 К при возрастании тока от 300 до 450 А при ?/д= 14 В и от 1070 до 1200 К при ?УД=8 В, в то время как температура плавления сплава АМгб составляет около 890 К.

Интенсивность теплоотдачи при пузырьковом кипении велика и чаще всего не лимитирует рабочие процессы, коэффициенты же теплоотдачи намного выше, чем в случае жидкости, нагрев которой происходит без кипения. Особенностью процесса кипения является образование множества пузырьков, их рост, отрыв от поверхности нагрева и приток на их место новых масс жидкости. Энергичное перемещение множества паровых и водяных масс и объясняет более интенсивный теплообмен в граничном слое поверхности нагрева, гораздо ббльший по сравнению с молекулярным диффузионным переносом тепла в граничном слое некипящей жидкости. При очень больших тепловых нагрузках количество образующихся паровых пузырьков может быть так велико, что у поверхности образуется сплошная паровая пленка, что создает пленочный режим кипения, при котором теплоотдача резко уменьшается, а температура стенки увеличивается. В практических условиях пленочный режим кипения является крайне нежелательным, и поэтому в большинстве случаев применяют пузырьковый режим кипения.

мой ГТУ. Такие периоды эксплуатации относятся к летним месяцам и для Западной Сибири длятся в течение 2—3,5 мес. В остальное время года эксплуатации энергетического оборудования КС температура атмосферного воздуха ниже расчетной. В этом случае номинальная мощность ГТУ достигается при температуре продуктов сгорания ниже паспортной, что строго учитывается в выборе режимов эксплуатации. Известно, что изменение температуры воздуха на всасывании в осевой компрессор на 20 К приводит к изменению температуры продуктов сгорания, для поддержания номинального режима — на 60—90 К. При температуре наружного воздуха 233 К это изменение достигает более 120 К. При очень низких температурах для поддержания нормальных условий эксплуатации воздух на всасывании в осевой компрессор приходится подогревать по двум причинам: высокая влажность воздуха обусловливает обледенение направляющего аппарата ОК и, как следствие, изменение геометрических размеров воздушного тракта, вызывающее помпажные явления; при снижении температуры продуктов сгорания происходит снижение эффективной мощности и к.п.д. установки, а номинальную мощность можно поддерживать лишь за счет увеличения температуры продуктов сгорания выше паспортных значений, что вызывает увеличение теплонапряженности камер сгорания (табл. 2) и достаточно частое их термическое разрушение и, как следствие, снижение надежности работы газотранспортной системы. Низкие температуры наружного воздуха оказывают существенное влияние и на термодинамические характеристики транспортируемого газа. В Западной Сибири грунт имеет температуру на глубине залегания газопровода ниже, чем в средней полосе страны и на юге. В связи с этим происходит более интенсивный теплообмен газопродуктов с окружающей средой. Опыт эксплуатации показал, что в зимний период времени на некоторых компрессорных станциях температура газа на входе оказывается ниже температуры грунта. Объясняется это низкой температурой HaL ружного воздуха и высоким давлением транспортируемого газа. Вследствие большого изменения абсолютного давления-по длине газопровода (для зоны Западной Сибири оно больше, чем для южных газопроводов) значительно проявляется эффект Джоуля—Томсона, и в результате происходит более интенсивное уменьшение температуры по длине газопровода. Это, в свою очередь, предъявляет повышенные требования к осушке и очистке транспортируемого газа. Эксплуатационному персоналу известно, что уменьшение температуры газа на 3 °С приводит к повышению производительности газопровода на 1 %• Отсюда следует, что для повышения производительности газопровода необходимо (что в условиях Западной Сибири относительно доступно) снижать температуру транспортируемого газа. Кроме того, средняя температура транспортируемого газа оказывает существенное влияние на надежность линейной части. Так, газопроводы, уложенные в слабонесущие грунты, при высоких температурах газа теряют устойчивость, что наиболее выражено в осенне-весенние паводки, их выпучивает, появляются гофры и арки отдельных участков. Повышение надежности линейной части обеспечивается снижением температуры транспортируемого газа в соответствующих системах охлаж-

определяется конструктивными решениями, принятыми при создании механического испытательного оборудования и способами активации образцов, чем тонкостями радиоэлектронных схем регистрации излучения продуктов износа. Так, основное внимание при разработке испытательных стендов следует уделять выбору объемов и проходных сечений, конструированию и отделке внутренних, омываемых маслом поверхностей полостей корпусов, трубопроводов и арматуры с целью предотвращения явлений вымывания и осаждения продуктов износа, Отрицательно влияющих на достоверность радиометрических измерений, их концентрации в циркулирующем потоке смазки и воспроизводимость результатов испытаний. Взаимосвязанные условия конструирования диктуются также техникой радиационной безопасности: необходимо предупредить утечки масла из системы, конструктивно обеспечить легкость промывки, дезактивации и перемонтажа всех узлов и деталей. Конфигурация внутренней полости корпусов испытательных стендов должна обеспечивать надежное направление потока смазки, отсутствие застойных зон и осаждения продуктов износа (внутренние поверхности выложены гладкими бронзовыми оболочками с плавными округлениями в местах переходов). Конструктивной особенностью стендов конструкции лаборатории РПИ является наличие рециркуляционной линии в системе смазки, обеспечивающей надежное перемешивание масла, равномерное распределение активности в его объеме, интенсивный теплообмен и независимость скорости счета на радиометрах от небольших утечек масла из системы.

В сушилах литейных цехов полное насыщение газов влагой не достигается, так как проходящая масса газов значительно больше, чем требуется для насыщения испаряемой влагой. Чтобы улучшить процесс испарения, необходимо обеспечить интенсивный теплообмен в сушиле и прежде всего правильное омывание высушиваемого материала потоком горячих дымовых газов.

середине между планками — минимальные. Средняя по периметру температура стенки в рассматриваемом сечении была всегда ниже температуры стенки перед планками, что качественно совпадает с данными [2] и указывает на более интенсивный теплообмен в зоне размещения планок.

Общими требованиями, которые предъявляются ко всем теплообменникам, являются интенсивный теплообмен и отсюда компактность и невысокая стоимость конструкции, (малые затраты электроэнергии на движение веществ через теплообменник, удобство очистки, недефицитность материалов для изготовления и простота автоматизации.

брызгальный бассейн средней производительности, который, сохраняя основную компоновку бассейнов малой производительности, имеет свободное от сопл пространство — воздушные коридоры, обеспечивающие свободную циркуляцию по ним потока воздуха. Такая конструкция обеспечивает достаточно интенсивный теплообмен при значительной протяженности брызгального бассейна. Плотность орошения в области расположения брызгальных устройств может быть более 1 м3/(м2-ч), а усредненная по всему брызгальному бассейну — около 1 М3/(м2-ч). Такие бассейны можно использовать в качестве самостоятельного охладителя или дополнительного, когда конструкция смонтирована непосредственно над зеркалом водохранилища-охладителя;

Поперечное обтекание гравитационно движущимся плотным слоем труб и их пучков в принципе должно обеспечить более интенсивный теплообмен поверхности на-

Жидкостное охлаждение элементов ротора и статора газовой турбины позволяет повысить начальную температуру до 1200— 1800° С, так как большие теплоемкости и более интенсивный теплообмен уменьшают относительные потери на охлаждение.

В котлах типа фиг. 1 и 2 производится и подогрев воды и ее испарение, причем в связи с многократностью естественной циркуляции и смешением подаваемой в котел питательной воды с многократно циркулирующей котловой «одой, температура внутри котла всегда очень близка к температуре кипения. Поэтому в последних газоходах котла (см., например, котел фиг. 2), куда приходят продукты сгорания, уже отдавшие значительную часть своего тепла предыдущим поверхностям нагрева, разность между температурой продуктов сгорания и температурой в котле недостаточно велика, чтобы обеспечить интенсивный теплообмен. Дальнейшее снижение температуры продукщв сгорания в котельной поверхности нагрева делается в этих условиях все более затруднительным и невыгодным. Поэтому продукты сгорания приходится удалять из агрегатов тако-го типа недостаточно охлажденными, что неизбежно вызывает излишние потери тепла.