CC BY
15
Энергетика. Электротехника -►
УДК 532.5.032
Б.Ф. Балунов, Е.Н. Сайкова, Ю.Г. Сухоруков
ГИДРОСОПРОТИВЛЕНИЕ ЗАЗОРОВ В ПЕРЕГОРОДКАХ РЕГЕНЕРАТИВНЫХ ПОДОГРЕВАТЕЛЕЙ
B.F. Balunov, E.N. Saykova, Yu.G. Sukhorukov
GAPS HYDRAULIC RESISTANCE IN REGENERATIVE HEATERS GRIDS
Приведены результаты экспериментального исследования по определению коэффициента гидросопротивления трения в узком кольцевом зазоре, образованном при проходе теплообменных труб через отверстия в дистанционирующих перегородках вертикальных регенеративных подогревателей. На основе результатов исследования предложены соотношения для расчета коэффициента гидросопротивления трения ^тр = /(Re) в реальных зазорах.
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ. КОЭФФИЦИЕНТ ГИДРОСОПРОТИВЛЕНИЯ ТРЕНИЯ. УЗКИЙ КОЛЬЦЕВОЙ ЗАЗОР. ВЕРТИКАЛЬНЫЙ РЕГЕНЕРАТИВНЫЙ ПОДОГРЕВАТЕЛЬ. ДИСТАНЦИОНИ-РУЮЩИЕ ПЕРЕГОРОДКИ.
The results of investigation of friction HydrauLIC resistance COEFFICIENT determination in a narrow circular GAP are described. The narrow circular GAP is made by passing of heat-exchange pipes through the holes in the spacer gridS of the vertical regenerative heaters. Based on the investigation results some ratios for calculation of friction HydrauLIC resistance COEFFICIENT ^/(Re) ARE PROPOSED.
EXPERIMENTAL INVESTIGATION. FRICTION HYDRAULIC RESISTANCE COEFFICIENT. NARROW CIRCULAR GAP. VERTICAL REGENERATIVE HEATER. SPACER GRIDS.
Чтобы взаимно дистанционировать тепло-обменные трубы в вертикальных пароводяных регенеративных подогревателях, установлены с определенным шагом дистанционирующие перегородки (ДП). Теплообменные трубы пропускаются через сверления в ДП, имеющие несколько больший диаметр по сравнению с внешним диаметром труб. Уменьшение диаметра сверления затрудняет сборку трубного пучка, но позволяет снять часть конденсата, стекающего по внешней поверхности труб и повысить интенсивность теплоотдачи при конденсации пара на этой поверхности.
Особенно значительны протечки конденсата и даже проскоки пара через перегородку, образующую верхнюю грань выгородки, в которой расположен охладитель конденсата. Для организации в нем противоточного движения тепло-обменивающих сред конденсат из придонной части основного объема подогревателя поднимают в транспортной части выгородки до ее верхней грани на 2—4 м. Поэтому перепад давления на перегородке достигает 20—40 кПа.
Для оценки эффективности и целесообразности применения тех или иных мер по снижению протечек через ДП необходимо знать расход этих протечек. При этом в соотношениях
(
G _
^заз _
F
72дррк
заз
где
^ z _ Z вх + Z вых + ^тр , ;
Ц, = /(Re; A/d3),
(1)
(2)
(3)
используемых при расчете расхода однофазного потока через одиночный зазор отсутствуют рекомендации для расчета коэффициента гидросопротивления трения ^ для реального зазора. Так, отверстия в перегородках просверливаются без чистовой обработки поверхности и имеют шероховатость А = (25—30) 10—3 мм, которая лишь на порядок отличается от эквивалентного диаметра рассматриваемого зазора йэ = ^/Щз^Ктв - ¿тр).
э
В соотношениях (1)—(3): Озаз — массовый расход через зазор в ДП, кг/с; Fзаз — площадь проходного сечение зазора, м2; — суммарный коэффициент гидросопротивления зазора в ДП; Ар — перепад давления между верхней и нижней гранями ДП, Па; рв — плотность воды, кг/м3; ^вх и Свых — коэффициенты гидросопротивления соответственно входа потока в зазор и выхода из него; Ндп — высота ДП, м.
Нашей целью была разработка соотношений для расчета значения ^ применительно к реальным условиям работы вертикальных регенеративных подогревателей на основе экспериментального исследования и имеющихся рекомендаций.
Описание экспериментальной установки.
Схема установки представлена на рис 1. Основная исследуемая ее часть — фрагмент узла прохода теплообменных труб (2) вертикального подогревателя через ДП (1). При создании этого
13
/
Рис. 1. Экспериментальная установка: 1 — исследуемая ДП; 2 — имитаторы теплообменных труб; 3 — верхняя камера; 4 — водоуказатель-ная трубка; 5 — нижняя камера; 6—днище нижней камеры; 7 — водоотводящая труба; 8 — дополнительная ДП; 9 — резиновые уплотнения; 10 — болтовые соединения; 11 — фланцы; 12 — шаровой кран; 13 — мерная мензурка; 14 — отверстия для выравнивания с атмосферным давления в нижней камере; 15 — трубопровод подвода конденсата
узла использовались натурные материалы как для перегородки (сталь 20), так и для трубок (сталь 12Х18Н10Т или латунь 68). Натурными были сохранены и геометрические размеры элементов: диаметр трубок — 15,99 мм, толщина Ндп ДП — 16 или 60 мм, диаметр отверстий в них — 16,13—16,59 мм. В экспериментах использовались шесть имитаторов перегородок, отличающихся высотой и диаметром отверстий в них. Геометрические характеристики исследованных ДП приведены в таблице. Каждая ДП имела семь отверстий, расположенных по гексагональной решетке с шагом 22 мм. Сверление отверстий в ДП были выполнены по заводской технологии. Диаметры всех отверстий измерялись нутромером с погрешностью ±0,05 мм. Замеры проводились с обоих торцов ДП в двух перпендикулярных плоскостях. Отличие между ними не превышало 0,05 мм. В таблице приведен усредненный диаметр всех отверстий. В отверстия устанавливались заглушенные с верхнего торца имитаторы теплообменных труб высотой 340 мм. Диаметры труб измерялись микрометром с погрешностью ±0,01 мм.
Геометрические характеристики исследованных перегородок
Номер варинта ДП Ндп, мм ¿отв, мм
1 16 16,54
2 16 16,13
3 16 16,31
4 16 16,59
5 60 16,52
6 60 16,33
Над ДП располагалась верхняя камера 3 — вертикальная труба диаметром 76/68 мм и высотой 1,8 м. Через верхний открытый торец этой трубы по трубке 15 с регулирующим краном 12 подавался от ТЭЦ НПО «ЦКТИ» турбинный конденсат с температурой 9,5—54 °С. Конденсат имел следующие характеристики: прозрачность более 30 см; рН = 7,0; хлориды — 3 мг/л; соле-содержание — 4,2 мг/л; электропроводимость — 7 мкСм/см. Регулировкой расхода подаваемого конденсата устанавливался заданный уровень воды над ДП в рассматриваемом опыте. Для его измерения верхняя камера была снабжена стеклянной водоуказательной трубкой 4. Под ДП располагалась нижняя камера 5, в верхней части
стенки которой имелись отверстия 14 для создания под исследуемой ДП 1 атмосферного давления и для контроля отсутствия полного водяного заполнения нижней камеры. В придонной части камеры располагалось сливное отверстии для водоотводящей трубы 7. После стабилизации уровня воды в верхней камере под ней на фиксированный промежуток времени т = (30-60) с, устанавливалась мерная мензурка требуемого объема V = (25 мл-2 л).
При проведении опытов в стационарных условиях измерялись следующие параметры воды:
уровень к в верхней камере относительно верхнего среза ДП с максимальной абсолютной погрешностью Ак = ±0,5 мм;
объемный расход воды через установку определялся по темпу заполнения мерной мензурки — О = V/т (среднеквадратичная относительная погрешность (СКОП) составила ЬО ® 0,021);
температура ^ воды на сливе из установки измерялась лабораторным термометром с максимальной абсолютной погрешностью А^в = = ±0,2 °С.
Перед каждой серией опытов проводилась протирка и промывка установки конденсатом. Серия экспериментов с конкретным типоразмером ДП и материалом трубок состояла из 7-21 опытов, проводимых при различных значениях уровня к воды в верхней трубе. В каждой серии первый и последний опыт дублировался при идентичных значениях к для контроля отсутствия снижения расхода воды из-за засорения зазора продуктами коррозии и механическими включениями. Лишь при получении идентичных значений расхода (отличие менее 2 %) проведенная серия опытов допускалась к дальнейшей обработке.
Анализ результатов экспериментов
Обобщение результатов экспериментов проводилось в виде функции ^ = /(Яе), где* ^ =
= - Свх - СвыхК/Ндп при ^ = ^ =
2»ю,,, Р^ + ндр), а Яе = „^4=40^—
число Рейнольдса. Среднеквадратичная относительная погрешность определения значения достигала Ь(Е^) = 0,57 в основном из-за вы-
* Все использованные обозначения эксплицированы в конце статьи.
сокой погрешности определения составляющей
^((р) = 0,56. В то же время СКОП определения
остальных рассмотренных комплексов — весьма умеренны: Ь((к + Ндр)/О2) = 0,03; Ь(Яе) « Ь(О) = = 0,02.
Для рассматриваемых условий в соответствии с рекомендациями [1] ^вх = 0,5; ^вых = 1,0.
Результаты обработки ^ = /(Яе) представлены на рис. 2 для всех рассматриваемых ДП с их дифференциацией. СКОП определения значения ^р достигала Ь(^^р) = 0,69, что приводило к заметному расслоению данных по типоразмерам ДП.
В экспериментах охвачен диапазон чисел Рейнольдса Яе = 4,6-2400, формально практически весь относящийся к ламинарному течению (Яе < Яепр = 2200). Однако приведенные предельные числа Яе относятся лишь к цилиндрическим гладким трубам. Смена формы канала изменяет профиль скорости ламинарного потока и может изменить число Яепр. Так в работах [2-4] для стержневых сборок (продольное течение при шероховатости стержней А ® 0,005 мм) Яепр = 700-1200. Наличие шероховатости поверхности канала должно вызвать более раннюю турбулизацию потока. В работе [5] приведен график Л. Моуди ^ = /(Яе; й/А) при малых значениях й/А > 20, но лишь для турбулентной области (Яе > 4000). Только в справочнике [1] дано соотношение для расчета предельного числа Яепр = /(й/А) для цилиндрических труб при й/А > 16,5:
Яепр = 754 ехр(0,0065й/А). (4)
Для рассмотренных в нашей работе значений йэ/А = 10,7-21,4 расчет по (4) дает Яепр = 770.
Предельное значение Яе обычно связывается с отходом от пропорциональности потерь давления Ар и скорости потока м>, что в случае применения формулы Дарси Ар = ^тр(Х/йэ)рв^2/2 эквивалентно отходу от обратной пропорциональности:
Ц, = А/Яе, (5)
где для цилиндрических труб А = 64. Рассматриваемые здесь узкие кольцевые зазоры практически подходят под определение «плоская щель», для которой длина большей грани (а = п й отв ® » пйтр) поперечного сечения намного превышает длину меньшей грани Ь = 0,5(йотв - й^).
'Тр 100,00
10,00
1.00
оло
0,01
10
100
1000
10000
Re
Рис. 2. Обобщение результатов всех экспериментов из [2] в виде зависимостей
А,тр = /(Re) для шести вариантов ДП:
1; ♦ — 2 и 6; 3; * -4; • -5
Для таких каналов согласно рекомендациям [6] А = 96. На рис. 2 представлена линия, рассчитанная по (5) при А = 96, а также линия, обобщающая результаты наших экспериментов. Ее отрезок при Яе = 4,6—200 описывается соотношением
Ц, = 75/Яе. (6 )
Таким образом, для рассматриваемых зазоров допустимо принять значение Яепр = 200. Более низкое значение числителя в (6) по сравнению с приведенным выше для «плоской щели», вероятно, связано с некорректностью расчета проходного сечения и эквивалентного диаметра зазора по измерениям нутромером и микрометром диаметров соответственно отверстия и трубки. В обоих случаях измерения проводились по максимальным выступам шероховатости, которые могли не лежать в одном сечении и занимать лишь незначительную долю всей высоты зазора. Поэтому истинные значения проходного сечения и эквивалентного диаметра могли отличаться от рассчитанных по результатам измерений на величину, соответствующую увеличению зазора на Д5 < Дотв+Дтр = (0,03—0,04) мм. С учетом указанных выше максимально возможных отличий в значениях йотв и йтр проведенные соответствующие расчеты дали более высокие величины ^
и их обобщение при А > 96, что подтверждает корректность высказанного утверждения о причине отличия в значениях А.
В нашей работе максимальные значения Яе = 2400 имели место в экспериментах с ДП1 и ДП4, для которых отношение йэ/Д = 18—24. В справочнике [1] для трубы с близким значением й/Д = 22 представлена линия ^ = /(Яе), которая нанесена на рис. 2. В области Яе = 2500— —6000 эта линия имеет слабое снижение значения ^р с ростом Яе и описывается соотношением
^р = 0,014Яе-°.°92. (7)
При Яе>6000 описываемая линия выходит на автомодельное значение относительно числа Рейнольдса:
^р = 0,061.
(8)
Эта линия представлена на рис. 2. Ее характер дает основание полагать, что для каналов, имеющих такую же относительную шероховатость, область значений Яе>2500 является турбулентной; в ней значение ^ слабо зависит от формы канала и допустимо применение рекомендаций [1] к рассматриваемым «плоским щелям» при идентичных значениях йэ/Д.
Кроме того, на рис. 2 наблюдается плавный переход от результатов проведенных нами экс-
периментов к линии ^ = /(Яе), соответствующей рекомендации [1]. Это дает основание использовать для расчета значений ^ в рассматриваемых зазорах при Яе > 2500 соотношения (7), (8).
В промежуточной зоне (Яе = 200-2500) отрезок линии, обобщающей результаты наших экспериментов, описывается соотношением
Ц, = 14,4/(№)4,4 (9)
Таким образом, используя соотношения (6)-(9), можно определить величину ^ = /(Яе) для всех условий, интересующих практику.
В заключение отметим, что рекомендации [1] представлены в графическом виде ^ = /(Яе) при параметре й/А (минимальное значение й/А = 16,5) и охватывают диапазон чисел Рей-нольдса Яе = 630-10000. Эти рекомендации предполагают немонотонный характер изменения ^ = /(Яе) в переходной области течения потока. Аналогичный характер изменения отображен в монографии Г. Шлихтинга [5], а также в экспериментах И. Никурадзе [8], проведенных при искусственной песочной шероховатости поверхности трубы. Рассматриваемые здесь узкие
кольцевые каналы обладают неравномерной «технической» шероховатостью поверхности. Для используемых на практике «технических» труб, как и в настоящей работе, имеет место в переходной области плавное монотонное снижение значения ^р.
На основе результатов проведенного экспериментального исследования по определению гидросопротивления трения однофазного потока в узких шероховатых зазорах, образованных при проходе теплообменных труб через отверстия в дистанционирующих перегородках вертикальных регенеративных подогревателей, предложены соотношения для расчета коэффициента гидросопротивления трения ^ = /(Re) при dJA = 10,7-24.
Предложенные соотношения охватывают широкий диапазон значений чисел Рейнольдса от ламинарной области, где Xj/1/Re), до автомодельной турбулентной области, где ^.^/(Re) = = const. При обобщении использованы рекомендации справочников [1, 9], а также учебника Н.З. Френкеля [10].
ПРИЛОЖЕНИЕ
Условные обозначения, принятые в статье: йотв и йтр — диаметры соответственно отверстия и трубки, м; йэ — эквивалентный диаметр сечения канала, м; Тпр — площадь проходного сечение канала, м2; О и О' — соответственно объемный и массовый расходы, м3/с и кг/с; Озаз и О 'заз — объемный и массовый расходы через один зазор в ДП, кг/с; g — ускорение свободного падения, м/с2; Ндп — высота ДП, м; к — высота уровня воды над ДП, м; кЕ — суммарная высота ДП и уровня воды над ней, м; Ар — перепад давления, Па; Яе — число Рейнольдса; Яепр — предельное число Рейнольдса для ламинарного потока;
гв — температура воды, °С; V — объем воды, м3; н> — скорость воды, м/с; Ь — величина зазора между отверстиями в ДП и теплообменными трубами, м; А — средняя абсолютная шероховатость поверхности отверстий в ДП, м; А,тр — коэффициент гидросопротивления трения; vв — кинематическая вязкость воды, м2/с; П и Пе — периметр и общий периметр зазоров ДП; рв — плотность воды, кг/м3; Е^ — суммарный коэффициент гидросопротивления зазоров в ДП; ^вх — коэффициент гидросопротивления входа конденсата в зазор; ^вых — коэффициент гидросопротивления выхода конденсата из зазора; т — время, с.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Идельчик, И.Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям [Текст] / И.Е. Идельчик— М.: Машиностроение, 1975.— 559 с.
2. Бабыкин, А.С. Интенсивность охлаждения частично осушенных твэлов в квазистационарных условиях [Текст] / А.С. Бабыкин, Б.Ф. Балунов, Т.С. Живицкая [и др.] // Атомная энергия.— 1993. Т. 75, вып. 4.— С. 276-281.
3. Нехорошев, П.М. Критические числа Рейноль-дса при продольном течении жидкости в пучках
стержней [Текст] / П.М. Нехорошев // Вопросы атомной науки и техники. Физика и техника ядерных реакторов.— 1981. Вып. 3 (16).— C. 52-57.
4. Пустыльник, П.Н. Теплообмен при вынужденном продольном обтекании воздухом пучка труб при граничном условии Тст = const / П.Н. Пустыльник, Б.Ф. Балунов, А.Я. Благовещенский // Теплоэнергетика.— 1990. № 3.— C. 63-65.
5. Шлихтинг, Г. Теория пограничного слоя / Г. Шлихтинг— М.: Наука, 1974. — 711 с.
6. Петухов, Б.С. Теплообмен в ядерных энергетических установках [Текст] / Б.С. Петухов, Л.Г. Генин, С.А. Ковалев.— М.: Энергоатомиздат, 1986.— 470 с.
7. Самойленко, Л.А. Исследование гидравлического сопротивления трубопроводов при переходном режиме движении жидкости и газов [Текст] / Л.А. Самойленко, Е.А. Прегер // Труды ЛИСИ. — Л., 1966. Вып. 50.— С. 27-39.
8. Nikuradze, J. Stromungsgesetze in rauhen Rohren [Text] / J. Nikuradze // VDI Forschungscheft. — № 361. — 1933.— S. 16-53.
9. РД 24.035.05—89. Тепловой и гидравлический расчет теплообменного оборудования АЭС [Текст] / НПО ЦКТИ.— Л., 1991.
10. Френкель, Н.З. Гидравлика [Текст] / Н.З. Френкель.— М.-Л.: Госэнергиздат, 1956. — 456 с.
REFERENCES
1. Idel'chik I.E. Spravochnik po gidravlicheskim so-protivleniiam [Tekst].— M.: Mashinostroenie, 1975.— 559 s. (rus.)
2. Babykin A.S.? Balunov B.F., Zhivitskaia T.S. [i
dr.]. Intensivnost' okhlazhdeniia chastichno osushennykh tvelov v kvazistatsionarnykh usloviiakh [Tekst].— Atom-naia energiia.— 1993. T. 75, Vyp. 4.— C. 276-281. (rus.)
3. Nekhoroshev P.M. Kriticheskie chisla Reinol'dsa pri prodol'nom techenii zhidkosti v puchkakh sterzhnei [Tekst] // Voprosy atomnoi nauki i tekhniki. Fizika i tekh-nika iadernykh reaktorov. — 1981. Vyp. 3 (16).— C. 52-57. (rus.)
4. Pustyl'nik P.N., Balunov B.F., Blagoveshchenskii A.Ya. Teploobmen pri vynuzhdennom prodol'nom ob-tekanii vozdukhom puchka trub pri granichnom uslovii Tsm = const [Tekst] // Teploenergetika. — 1990. № 3.— C. 63-65. (rus.)
5. Shlikhting G. Teoriia pogranichnogo sloia [Tekst].— M.: Nauka, 1974. — 711 s. (rus.)
6. Petukhov B.S. Genin L.G., Kovalev S.A. Teploob-men v iadernykh energeticheskikh ustanovkakh[Tekst].— M.: Energoatomizdat, 1986.— 470 s. (rus.)
7. Samoilenko L.A., Preger E.A. Issledovanie gidrav-licheskogo soprotivleniia truboprovodov pri perekhodnom rezhime dvizhenii zhidkosti i gazov[Tekst] // L.: Trudy LISI. — 1966. Vyp. 50.— C. 27-39. (rus.)
8. Nikuradze J. Stromungsgesetze in rouhen Rohren [Tekst] // VDI Forschungscheft. —1933. № 361. — S. 1653. (rus.)
9. RD 24.035.05—89. Teplovoi i gidravlicheskii raschet teploobmennogo oborudovaniia AES [Tekst] / NPO TsK-TI.— L.: 1991. (rus.)
10. Frenkel' N.Z. Gidravlika [Tekst].— M.-L.: Gos-energizdat, 1956. — 456 s. (rus.)
СВЕДЕНИЯ ОБ АВТОРАХ
БАЛУНОВ Борис Федорович — доктор технических наук профессор заведующий лабораторией оборудования АЭС с водоохлаждаемыми реакторами; ОАО «Научно-производственное объединение по исследованию и проектированию энергетического оборудования им. И.И. Ползунова»; 191167, ул. Атаманская, д. 3/6, Санкт-Петербург, Россия; е-mail: [email protected]
САЙКОВА Елена Николаевна — младший научный сотрудник; ОАО «Научно-производственное объединение по исследованию и проектированию энергетического оборудования им. И.И. Ползунова»; 191167, ул. Атаманская, д. 3/6, Санкт-Петербург, Россия; е-mail: [email protected] СУХОРУКОВ Юрий Германович — кандидат технических наук заместитель генерального директора; ОАО «Научно-производственное объединение по исследованию и проектированию энергетического оборудования им. И.И. Ползунова»; 191167, ул. Атаманская, д. 3/6, Санкт-Петербург, Россия; е-mail: [email protected].
AUTHORS
BALUNOV Boris F. — Joint-Stock ^mpany «I.I. Polzunov Scientific and Development Association on Research and Design of Power Equipment; 191167, 3/6 Atamanskaya str., Saint-Petersburg, Russia; е-mail: [email protected]
SAYKOVA Elena N. — Joint-Stock ^mpany «I.I. Polzunov Scientific and Development Association on Research and Design of Power Equipment; 191167, 3/6 Atamanskaya str., Saint-Petersburg, Russia; е-mail: [email protected]
SUKHORUKOV Yuriy G. — Joint-Stock ^mpany «I.I. Polzunov Scientific and Development Association on Research and Design of Power Equipment; 191167, 3/6 Atamanskaya str., Saint-Petersburg, Russia; е-mail: [email protected]..
© Санкт-Петербургский государственный политехнический университет, 2013
