Конденсатор системы пассивного отвода тепла тема автореферата и диссертации по физике, 01.04.14 ВАК РФ

РГ6 ОД

з о лиг шз

АКАДЕМИЯ ПАНК БЕЛАРУСИ ИНСТНТЯТ ПРОБЛЕЙ ЭНЕРГЕТИКИ

На правах рукописи

Кхиненков Врий Владимирович аДК 53В.423.4 : 536.248

КОНДЕНСАТОР СИСТЕМЫ ПАССИВНОГО ОТВОДА ТЕПЛА Специальность 01.04.14 - Теплофизика и молекулярная физика

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Минск - 1993

Работа выполнена в Институте проблем энергетики АН Беларуси Научный руководитель - доктор технических наук, профессор '

Колыхан Л. И.

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

Васильев Л. Л.

кандидат технических наук Мишина. Л. В.

Ведущая организация: Всероссийский научно-исследовательский институт атомного машиностроения (ВНИИАМ) г. Москва

Защита состоится " «?<? " сентября 1дд3 г.

в /& ч. на заседании специализированного совета К. 006. 03. 01 при Институте проблем энергетики АН Беларуси.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ИПЭ АН Беларуси.

Автореферат разослан "_" _ 1993 г.

Отзыв на автореферат, заверенный печатью,' прошу направлять по адресу: 220109, г. Шнек, пос. Сосны, ИПЭ АН Беларуси, секретарю специализированного совета

Ученый секретарь специализированного совета кандидат технических наук

- а -

Актуальность темы. Новые жесткие требования устойчивости к тяжелым авариям нельзя достигнуть, при сохранении экономической конкурентноспособности ядерной энергетики, простым оснащением дополнительными средствами безопасности серийных реакторов и АЭС, так как дальнейший рост стоимости в этом случае неадекватен повышению функциональной готовности и надежности систем безопасности. Решение проблемы может быть найдено лишь при создании реакторов и АЭС новых поколений на основе современной концепции максимально надежной защищенности ядерного реактора, а на последующем этапе - предельной самозащищенности, достигаемых использованием паесивных средств безопасности.

Одним из важнейших направлений работ по безопасности АЭС является создание пассивной системы, позволяющей обеспечить аварийное охлаждение реакторной установки в условиях длительной потери электроснабжения и управления. В случае отвода остаточных тепловыделений в окружающий воздух эффективность всей системы в значительной мере определяется надежностью главного ее элемента: воздухоохлаждаемого конденсатора. Жесткие требования, предъявляемые к теплообменнику: низкое аэродинамическое сопротивление, широкий диапазон температур охлаждающегося воздуха, высокая надежность при ресурсе 50-60 лет -вызывают необходимость проведения широкого комплекса поисковых и научно-исследовательских работ.

Цель работы :

разработка рекомендаций по выбору основных конструктивных параметров конденсатора пассивной системы отвода остаточных тепловыделений ССПОТ) : компоновки трубного пучка, типа оребрения, высоты шахты естественной тяги- и т. д.;

экспериментальное изучение теплогидравлических характеристик аппарата и уточнение методики его расчета.

разработка модели расчета процесса накопления неконденсирующихся компонентов в обьеме трубного пучка, охлаждаемого воздушным потоком;

определение влияния дождевых осадков на интенсивность теплообмена в конденсаторе СЛОТ.

На защиту выносится :

1. Методика расчета перепада давления при конденсации пара в

системе параллельных каналов с неравномерным теплоотводом в них.

2. Расчетная модель процесса накопления неконденсирующегося газа в трубах воздухоохлаждаемого конденсатора при различных схемах течения парогазовой смеси.

3. Расчетная модель влияния дождевых осадков на интенсивность отвода тепла в системе аварийного охлаждения реакторной установки.

4. Результаты экспериментального исследования процессов тепло-и массообмена в опытных секциях, моделирующих воздухоохлаждаемый конденсатор.

3. Рекомендации для расчета, проектирования и регламента эксплуатации теплообменника СПОТ.

Научная новизна работы заключатся в следующем:

разработана новая расчетная модель процесса накопления неконденсирующихся компонентов при конденсации из парогазовой смеси в системе параллельных каналов в условиях неравномерности теплоотвода в них;

на основе выполненных расчетов впервые изучено влияние дождевых осадков на интенсивность теплообмена в конденсаторе, охлаждаемом за счет естественной тяги окружающего воздуха.

разработана и проверена экспериментально новая методика расчета перепада давления при конденсации пара в системе параллельных горизонтальных каналов.

получены новые экспериментальные данные по теплообмену в пучках оребренных труб при низких числах Рейнольдса набегающего потока.

Практическая значимость. Полученные в работе результаты использованы при разработке системы пассивного отвода тепла для проекта нового поколения АЭС на базе реакторной установки ВВЭР-1000.

Кроме того, результаты выполненной работы могут быть использованы в химической промышленности и энергетике при проектировании воздухоохлаждаемых конденсаторов.

Достоверность полученных результатов расчета обосновывается их сравнением с данными экспериментального исследования. По коэффициенту теплопередачи, •отнесенного ко всей поверхности трубного пучка, максимальное отклоннение составляет ±12% , по перепаду давления в пучке - ±5% , а по перепаду давления конденсирующегося пара в аппарате - ±10И. Все эксперименты выполнялись с использованием стан-

дартных, апробированных методик измерения.

Апробация работы. Основные положения работы докладывались на международном семинаре "Теплофизика-90" С г. Обнинск), на Всесоюзной школе молодых ученых и специалистов "Современные проблемы теплофизики". Сг. Новосибирск, 1988), на семинаре по динамике ЯЭУ "Экспериментальное обоснование безопасности ЯЭУ и верификация расчетных кодов: экспериментальная база, системы измерений, основные результаты" С г. Димитровград, 1993).

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения, приложения и содержит 112 страниц машинописного текста. Количество рисунков 25, таблиц 3. Список литературы включает 104 наименования.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность работы, дана общая ее характеристика, сформулирована цель и задачи исследований.

В первой главе дается краткий обзор существующих систем аварийного расхолаживания, которые, как правило, построены на сочетании активных и пассивных подсистем. Подчеркивается, что' новые, более жесткие требования безопасности АЭС могут быть удовлетворены при сохранении экономической целесообразности, только за счет использования средств безопасности, функционирующих на пассивных принципах. Поэтому (Золее подробно представлено описание некоторых таких систем, позволяющих в условиях аварии с полной потерей,в течение длительного времени электроснабжения и управления обеспечить расхолаживание реакторной установки. Охлаждающей средой в этом случае является окружающий воздух, теплоаккумулирующие способности которого практически неограничены. В результате вытекает необходимость проведения исследований в обеспечение надежной работы воздухоохлаждаемых теплообменников независимо от состояния окружающей среды. На основе анализа литературных данных определяется круг проблем, требующих разрешения.

Во второй главе представлена методика расчета конденсатора, охлаждаемого за счет естественной тяги окружающего воздуха. Расчеты показывают, что вполне возможно спроектировать теплообменник, позволяющего отвести за счет естественной тяги воздуха заданную тепловую мощность С * 6,67 МВт при температуре окружающей среды +50° С ),

даже при ориентировании, на уже освоенную промышленностью технологию изготовления оребренных труб.

Так при использовании поперечнооребренных труб из углеродистых и низколегированных сталей рациональные параметры оребрения, обеспечивающие как близкие к минимуму массу трубного пучка и длину сварных швов в трубах, так и непревышающие заданной величины потери давления по пару, лежат в пределах: высота ребра - h от 9 до 15 мм; толщина ребра - { = 0,8 - 1,0 ш; шаг оребрения - s = 4 - 5 мм; диаметр несущей трубы - d = 22 - 36 мм.

При использовании нержавеющих сталей СХ. = 15-20 вт/м-Ю лучшие удельные характеристики конденсатора получены для мелкоребристых труб со следующими параметрами оребрения : h = 3-4 мм; б = 0,3-0,5 мм; s = 2-3 мм. Несмотря на более низкий коэффициент теплопроводности нержавеющих сталей уменьшение массы трубного пучка может быть достигнуто в этом случае за счет применения тонкостенных труб и снижения толщины ребра Сдопускается меньший запас на коррозию). Кроме того, пучок, образований из мелкоребристых труб, обладает меньшим гидравлическим сопротивлением. Хотя проигрыш в стоимостных показателях по сравнению с первым вариантом остается существенным С примерно в 2 раза), представляется перспективным использование мелкоребристых поверхностей, так как в этом случае можно достичь значительного снижения массы трубного пучка Срис. 1). Однако, отсутствие технологии промышленного производства таких труб резко сужает возможность применения данного варианта в СП0Т;

Вариант с использованием поперечных алюминиевых ребер, рассматривается скорее как предел возможной.эффективности теплообменника, т. к. практически полностью отсутствует информация с коррозийной стойкости такого оребрения при заданных условиях в.течение 50 лет.

Сравнение по массе трубного пучка для рассмотренных вариантов представлено на рис. 1. Для каждого из сравниваемых вариантов, выбраны параметры оребрения труб Стаб. 1), обеспечивающие близкие к оптимуму показатели: масса трубного пучка, длина сварных швов, сопротивление по пару, высота пучка и т. д.

Таблица 1

Номер варианта Материал ребра Л НИ 6 Им л Им 5 "мм

1 сталь 20 22 К 2 0,8 10 4

г нерх.сталь 12 х 1 0,5 3 2,5

3 . алюминий 26 X 2.5 0,6 15 2,5

Применение каких то иных типов оребрения, кроме рассмотренных, по-видимому, не рационально, т.к. при сранительно низких числах Ее Сот 103 до 104) сильно ограничены возможности интенсификации теплообмена за счет использования различного рода турбулизаторов потока.

Следует отметить, что в условиях естественной тяги по охлажда-,ющему воздуху коридорный трубный пучок имеет преимущество по сравнению с шахматным. При заданной мощности СПОТ разница в весе трубного пучка составляет не менее 10% .

Оптимальные характеристики для коридорной компоновки получены при значительном разрежении пучка по фронту потока за счет увеличения числа рядов труб в глубину. В этом случае продольный шаг пучка 51 изменяется в пределах от 70 до 90 мм .в зависимости от диаметра труб, а поперечный шаг должен быть минимальным и определяется возможным технологическим зазором между трубами в ширме.

В третьей главе представлены результаты экспериментального исследования в обоснование предложенной методики расчета теплообменника СПОТ. При проведении исследований в качестве экспериментальных моделей использовались секции воэдухоохлаждаемого конденсатора, представляющие собой примерно 1/40 часть от полноразмерного теплообменника. В натуральную величину были выдержаны параметры оребрения, а также продольный и поперечный шаги пучка.

Хорошее согласование экспериментальных и расчетных данных при определении теплогидравличэских характеристик различных моделей воэдухоохлаждаемого конденсатора подтверкдает как корректность методов расчета, так и надежность измерений.

Также рассмотрено влияние такого трудноучитываемого в_ расчете фактора, как байпасные перетоки. Зазор между трубным пучком и внутренней поверхностью кожуха образует тракт, по которому часть потока

охлаждающего воздуха движется, минуя пучок труб.

О степени влияния байпасных перетоков на. теплогидравлические характеристики теплообменника модно сулить, исходя из результатов экспериментального исследования, проведенного на модели воздухоох-лаждаемого конденсатора, трубный пучок которого имеет большое число рядов в глубину при сравнительно плотной компоновке труб. В этом случае сопротивления байпасного тракта и собственно пучка существенно различаются между собой, приводя к тому, что влияние неравномер-ностей полей скоростей воздушного потока на теплогидравлические характеристики аппарата становится определяюдим.

Модель конденсатора состоит из пяти натурных ширм, каждая из которых образована из собранных в вертикальной плоскости десяти гладких труб диаметром 16 мм. Компоновка труб в пучке - шахматная: Б^/б = 2,5; за/У = 0,56; число ходов по пару - 4. Результаты экспериментального исследования, проведенной на данной модели, представлены на рис. 2. в виде отношения экспериментальных данных к данным расчета для идеального пучка в зависимости от ру/ - плотности массового потока воздуха в узком сечении. Расчеты, проведенныые на основе итерационной модели Тинкера, хорошо согласуются с представленными экспериментальными данными .при ри > 6 кг/См®-с). При меньших значениях плотности массового потока наблюдается существенное расхождение между экспериментом и расчетом. По-видимому, это вызвано существующей неопределенностью в задании коэффициентов сопротивлений байпасных трактов для переходной области течения потока охлаждающего воздуха С Ре % 2000) и усиливающимся влиянием при малых числах Р!е естественной конвекции. .

Очевидно, для раэреженннк по фронту потока пучков Са такая компоновка, как показано выше, оказалась оптимальной) влияние байпасных перетоков проявляется в значительно меньшей степени,- чем в рассмотренном случае. Убедиться в этом можно, сопоставляя данные по измерению теплогидравлических характеристик конденсатора как при наличии потока в обход пучка, так и при его отсутствии. Для этой цели в кон-струкци исследуемой модели была предусмотрена возможность перекрывать поток воздуха в перефирийной области между трубным пучком и внутренней поверхностью кожуха. Средняя площадь этой области составляла 8Н от суммарной, что заведомо больше относительной площади возможных технологических зазоров в натурном теплообменнике. На основании проведенных исследований было показано, что как при отсут-

ствии байпасного тракта для потока охлаждающего воздуха, так при его наличии теплогидравлический расчет аппарата можно проводить, используя зависимости для идеального пучка. В этом случае влияние байпас-ных перетоков можно учесть, увеличив на соответствующую величину площадь проходного сечения теплообменника.

На моделях конденсатора изучался теплообмен при низких числах Рейнольдса воздушного потока С Не < 5-Ю3 ), т.е. вне диапазона применимости эмпирических зависимостей, представленных в литературе. Формальньпл введением поправочного множителя, зависящего от Не, удалось с удовлетворительной точностью описать экспериментальные данные по теплообмену в области малых чисел Рейнольдса С рис. 3 ).

При определении перепада давления в пучке наблюдается хорошее согласование экспериментальны:: и расчетных данных вплоть до порога чувствительности датчиков С * 7 Па ).

В чотвертой глава рассмотрен механизм накопления неконденсирующихся компонентов в теплообменнике СПОТ. Источником их поступления являются газы, растворенные в питательной воде второго контура, а затем накопившиеся в объеме конденсатора в течение режима "горячего резерва". Кроме того, неконденсирующиеся газы могут поступать в аварийной ситуации из первого контура в результате иегерметичности парогенератора, т. к. при резком уменьшении мощности реактора наблюдается выход летучих и газообразных продуктов деления из. твэлов с газовой неплотностью.

Механизм процесса накопления некондесирукщегося газа в трубах воздухоохлаздаекого конденсатора определяется спецификой течения парогазовой с!деси в системе параллельных каналов. В условиях изменения теплового потока по глубине трубного пучка, вызванного нагревом охлаждающегося воздуха, появляются различия в характеристиках двухфазного потока в каждом из параллельно соединенных общими коллекторам! каналов, что приводит, в своо очередь, к изменению их гидравлических сопротивлений. В результата распределение расхода меяду трубами во входной коллектора не является равномерным, а в паровом объеме выходного коллектора возникают перэтокн, выравнивающие давления на выходе та каналов. В то еэ йрекл для наиболее теплонапря-геппых труб пучка шшимум давления смсцается во внутрь канала с образованием зоны встречного потока парогазовой ездеи, поступающей из труб» работавших в роашэ нэполпой конденсации. Наличие встречных потоков в канале приводит к "запирания" кокоиденсирусдлхся конпопен-

тов внутри труб и образованию застойной зоны с повышенным содержанием газа: парогазовой "пробки".

Распределение потоков конденсирующегося пара в системе параллельных каналов описывается следующей.системой уравнений :

6<n= G(1> - ба> ; вых к вх '

Al<i> = С ^/("dq'1') . при >0; СП

АР( 11 (С' 1а> -А1(1)) - А^'С^ .А1а>3 = Арк }

С i = 1,2, ..., п Э ; '

У 61П= - G

/ , вых с .

1 =1

Здесь ß , GilJ, G'1' - расход пара в сдувке, а также на входе

С вл ВЫл . , .

и выходе i-ой трубы соответственно, причем G^ > 0 при направлении потока из коллектора в канал, в противном случае - G^ < 0. Расход конденсата в каждом канале G^11 определяется из теплового расчета теплообменника. Количество рядов в глубину трубого пучка m в общем случае не совпадает с числом каналов п при многоходовой схеме течения конденсирующегося пара.

В системе уравнений CID функция АР*.1' определяет перепад давления основного потока конденсирующегося пара 1-ом канале и учитывает составляющие, . обусловленные трением и силой тяжести, а также потери давления на входе, поворотах, а в случае неполной конденсации

п канале и тчьгеопе. А АР11' залает потеои давления обратного потока

"'" г

пара от выходного коллектора до точки встречи с основным потоком

Разрешая (1) методом Ньютона, определяются распределение расходов пара по трубам в конденсаторе - G[lJ, ' G{1) Ci = 1,2.....tü,

величины зон обратного тока - Д1 , а также перепад давления между входным и выходным коллекторами - Арк . Следует отметить, что величина Арк сильно зависит от картины распределения расходов в системе параллельных каналов. Поэтому хорошеее согласование между экспериментальными и расчетными данными в определении перепада давления е конденсаторе подтверждает корректность предположения о существовании перетоков пара в выходном коллекторе с образованием встречных потоков парогазовой смеси в первых по ходу воздуха каналах.

Задача о накоплении неконденсирующегося газа в "пробке" рассматривается в одномерном, квазистационарном приближении, то есть принимается, что характеристики потока (скорость, температура, концентрация и т.д.) изменяются только по координате, направленной вдоль оси трубы. В этом случае система уравнений для встречных потоков парогазовой смеси в канале запишется в следующем виде :

сРС Dp^

dz.

dz.

Оку» - о 0«Wt "

"iitW

rd

(2)

°п + Cm " 1 •

где - протяженность "пробки" до точки встречи потоков, г1 = х1 - координата вдоль оси канала, а индекс 1 С1 = 1,2) соответствует каждому из встречных потоков.

Система уравнений С 2) подлежит интегрированию при выполнении следующих ' условий :

а) Уравнение массового баланса для пара в парогазовой "пробке"

(3)

.1=1 "1 " ■ ~0 1 =« б) Расход неконденсирующегося газа на входе в зону накопления

J

п

Г - Dp dcrt

l dz i i

+ Ji°n )|,t.

i = 1,2 .

C4)

в) "Сшивка" решений в точке встречи потоков

СПС1) ■ СГ*Ш - <V

dz.

1 2 jr,a) - Jn.«»;

dz.

C5)

'Ts.

ч, =

Здесь Ся равновесная концентрация неконденсирующегося компонента в точке встречи. Способ ее определения рассматривается ниже.

г) Соотношение, связывающее массу газа Мр , накопившегося на данный момент времени I в парогазовой "пробке", с распределением концентрации в ней

4-М,, ^ г' С7)

1 =1 о

д) Определение внешних границ зоны накопления неконденсирующихся компонентов

СГ1СО)=Со, 1=1,2. С8)

Так как рассматривается только случай, когда массовое содержание неконденсирующихся компонентов на входе в конденсатор невелико ( 10"° - 10~4 ), то представляется логичным задать величину Со примерно равной 0,02-0,03. Тогда, учитывая относительно высокое термическое сопротивление со стороны охлаждающего воздуха, можно пренебречь влиянием неконденсирующегося газа на теплообмен за пределами зоны его накопления.

Взаимосвязь концентрации неконденсирующегося компонента в точке встречи потоков С^ и величины плотности теплового потока ц9 в этой же точке устанавливается соотношением :

а Г Тэ - Т* ) . = ч*. ' (9)

«К1 1 * *. ^

Здесь как температура насьгдения смеси Т* , так и эффективный коэффициент теплоотдачи аоП являются функциями от Ся , а температура стенки трубы Т® находится из решения задачи теплопроводности при заданном распределении теплового потока на ее внутренней поверхности и постоянстве коэффициента теплоотдачи со стороны охлавдавщего воздуха .

Представленная задача (2) - С 9) преобразуется к нелинейному уравнению, численное решение которого позволяет определить протякви-

ность зоны накопления, распределение концентрации газа, а также интенсивность теплообмена в пределах этой зоны. А так как за пределами парогазовой "пробки" влияние неконденсирющихся компонентов' не учитывается, то после определения характеристик зон накопления в каждом канале, можно произвести расчет всего конденсатора.

Пусть на каждый заданный момент времени I из решения системы уравнений (1) находятся как распределение расходов пара на входе, так и величины перетоков через выходной коллектор. Тогда, задаваясь концентрацией газа на входе в теплообменник и вычисляя ее величину в выходном коллекторе, определяются расходы неконденсирующихся компонентов в потоках парогазовой смеси для каждого из' каналов. При этом предполагается, что за промежуток времени Д1 все параметры процесса остаются неизменнши.

В результате определяются все данные для расчета зон накопления неконденсирующегося газа во всех каналах, работающие в режиме полной конденсации с подсосом смеси из выходного коллектора. При заданном расходе пара на входе и постоянстве параметров по охлаждающему воздуху из теплового расчета конденсатора, учитывающего интенсивность теплообмена в этих зонах, находится суммарное давление Р^ в нем. И далее для следующего момента времени I + Д1 вся процедура вычислений повторяется.

На рис. ■ 4 показано изменение интегральных характеристик воздух хоохлаэдаемого конденсатора под влиянием процесса накопления неконденсирующегося газа СС0Х - 1,5-10~°, компоновка пучка - 12 и-образ-ных труб в глубину: первая труба - первый и последний ряд, вторая -второй и предпоследний и т.д.5.

Из расчета следует, что если первоначально накопление неконденсирующегося газа происходило только в первых шести по ходу охлаждающего воздуха трубах, то с течением времени из-за перераспределения расходов в этот процесс вовлекаются и другие трубы, вплоть до десятой. Однако, рост массы газа в "пробке" постепенно замедляется. Это связано как с увеличением количества зон накопления, так и с процессом вытеснения неконденсирующихся компонентов в объем выходного коллектора. С течением времени все большьшая часть газа накапливается в коллекторе, что приводит к замедлению падения интенсивности теплообмена и, как следствие, стабилизации давления в конденсаторе (рис. 4).

Удаление накопившихся неконденсирующихся газов может произ-

водиться сдувхой парогазовой смеси из выходного коллектора. Однако, следует отметить, что при величине сдувки меньше заданной Скак правило, ~ 9-11 % от расхода пара на входе в зависимости от режима работы ) она лишь замедляет процесс образования парогазовых "пробок" в трубах, не предотвращая его полностью.

В качестве иллюстрации на рис. 5 представлены распределения между трубами пучка расходов пара и конденсата на входе и выходе соответственно для 9-ти трубного воздухоохлавдаеыого конденсатора. Расчеты выполнены как для режима полной конденсации в аппарате, так и при наличии сдувки из выходного коллектора с расходом пара, составляющим 10 % от суммарного расхода на входе.

При отсутствии сдувки С Gc » 0 ) встречные потоки пара наблюдаются в первых четырех трубах. В остальных - с возрастанием номера увеличивается и выпар, который к последнему ряду достигает величины

чею>- ' °71 * 0(8 * •

В случае, когда величина сдувки при данных параметрах работы

конденсатора превышает 10'/. от суммарного расхода пара на входе в теплообменник,С Gc = 0,1-G^ ), то как видно из рис. 5, для всех труб пучка реализется режим неполной конденсации, без образования в них. застойных зон со встречным течением пара.

Перспективным • видится поэтому использование конструкций воз-духоохлаждаемых конденсаторов с духступенчатой схемой конденсации пара. В этом случае вторая ступень, охлаждаемая воздухом также как и первая, включатся последовательно по ходу пара с основным пучком и не содержит в себе параллельных каналов с неравномерным теплоотводом. На нее должна приходится такая часть суммарной тепловой мощности есогс теплсобмэккика, чтобы заведомо исключить перетоки пера между трубами и "запирание" неконденсирующегося компонентов в первой ступени. В этом случае накопление газа будет происходить в дополнительном объеме Ссборном коллекторе), выведеком за пределы зоны теплобмеиа, и тем самым исключается отрицательное влияние этого процесса на надежность работы системы пассивного отвода тепла.

Следует отметить, что величина массовой доли газа Свх может быть существенно снижена, вплоть до уровня 10"т, если предусмотреть в эксплуатационном регламенте конденсатора СПОТ проведение периодических сдувок из сборного коллектора в течение режима ожидания в состоянии "горячего" резерва. Как показывают расчеты периодичность сдувки составит 5-7 тыс. часов при объеме сборного коллектора

0,2 м3. В этом случав в режиме аварийного расхолаживания реакторной установки зона накопления неконденсирующихся газов не выйдет за пределы сборного коллектора.

В пятой главе .представлена расчетная модель, определяющая влияние дождевых осадков на условия теплообмена в конденсаторе СПОТ, охлаждаемом за счет естественной тяги воздуха.

С одной стороны, при попадании капель на горячую поверхность трубного пучка интенсифицируется отвод тепла в окружающую среду как за счет испарения, так и за счет изменения теплофизических свойств охлаждающей среды. С другой стороны, понижение температуры парогазового потока в шахте ухудшает естественную тягу, снижая тем самым расход воздуха и уменьшая теплосъем. Кроме того, замедление скорости полета капель под влиянием встречного потока и унос мелких частиц воздушной струей изменяет вес столба двухфазной среды по воздушному тракту, что также влияет на тягу. А уменьшение расхода и температуры охлаждающего воздуха снижает степень взаимного влияния встречных потоков газа и ансамбля капель друг на друга. В этом случае увеличение количества жидкости, попадающей на поверхность пучка, приводит к возрастанию относительной доли ототведенного тепла за счет орошения.

Оценочные расчеты показывают, что из-за значительной неопределенности в задаваемых характерисках осадков нет необходимости в разработке расчетной модели высокого уровня сложности, так как точность прогноза будет определяться не точностью, самой модели, а в большей мере вероятностным характером всех физических процессов, связанных с образованием осадков.

В постановке задачи пренебрегается процессами столкновений, слияния и дробления капель на рассматриваемом участке. Взаимное влияние частиц в ансамбле проявляется только через изменение температуры и влажности набегающего газового потока. Следующая система уравнений позволяет в одномерном приближении описать поведение капли : 1. Уравнение сохранения импульса *

Т"г3р*1Г + 4лггр*" 1Г = Тпг' "

Считается, что движение частицы происходит только под действием сил тяжести и сопротивления. Влиянием других факторов : силы Магнуса, термофореза, Архимеда, эффекта присоединенной массы и т.д. - в дан-

ном случае можно пренебречь, так как градиенты скоростей в газовом потоке практически отсутствуют, а размер рассматриваемых капель достаточно велик С* 1мм). Козфициент сопротивления с{ = с{(.$е, Уе) определяется с учетом возможной деформации капель.

2. Уравнение сохранения энергии

1~пг3р*ср^ = 4пр£["ТГ~ СТю-Т)^.САЬ-срТ)]

Уравнение записано в пренебрежении распределения температур по объему капли. Такое упрощение вполне корректно, так как постоянная времени прогрева капли на порядок меньше постоянной времени рассматриваемого процесса.

Плотность массового потока пара на поверхности капли j вычисляется в приближении Стефана :

Лип Б г Ру ~ Рт 1

где Ре - парциальное давление пара на границе раздела жидкой и газообразной фаз. Его величина вычисляется по кривой упругости водяного пара Р = Р СТ).

* & г

3. Уравнение массового баланса

йг___1

(1т рк

оиСтшла УрсШаиШт реийохСл ЧйСЛёииО при СлёдУицИл маЧниоиил

условиях :

V

Для того, чтобы в предложенной постановке ¡задачи учесть изменение характеристик потока: скорости у/ю , парциального давления пара Рю , температуры Тю , - по пути дввхжшя капли, весь этот путь разбивается на отрезки заданной длины Н. Предполагается, что в пределах каждого интервала характеристики потока останутся неизменными и равными среднеарифметическому от ил значений в соседних узлах. Параметры в узлах определяется в. результате итерационного процесса вычислений естественной тяга по всему воздушного тракту с учетом

влияния ансамбля капель. Начальными условиями для заданной ячейки являются скорость, температура и радиус капли, полученые после решения задачи для предыдущей ячейки. В начальной же точке для капли произвольного радиуса задается соответствующая размеру частицы скорость витания, а температура принимается равной температуре окружающей среды. Кроме шахты в рассматриваемый путь движения частиц включен и участок струи потока горячего воздуха на выходе из шахты. Выполненные расчеты показывают, что точку начала отсчета, с которой начинается отслеживание за поведением капель в потоке необходимо помещать примерно на растоянии равном 10-а. от выходного среза шахты,- где а - ширина шахты.

В рассматриваемой задаче непрерывное распределение капель заменяется дискретным. Как правило, принимается в расмотрение 5-7 групп частиц одного радиуса, в совокупности охватывающих весь диапазон изменил размеров капель в дожде.

Результаты расчетов по предложенной модели при различных давлениях в контуре, а, следовательно, и скоростях набегающего потока в шахте самотяги конденсатора СПОТ представлены на рис. 6. Тип осадков соответствует среднестатистическому дождю, выпадающему в центре европейскоой части СССР. Видно, что минимум теплоотвода в системе реализуется при интенсивности осадков в 15-25 мм/час, причем с уменьшением скорости воздуха в трубе точка экстремума несколько смещается в сторону меньших значений I. Однако, и в этом случае влияние осадков незначительно.

Основные результаты сводятся к следующему :

1. Подтверждена принципиальная возможность использования воздухоохлаждаемого конденсатора в пассивной системе отвода остаточного тепловыделения от реакторной установки.

2. Проведенные экспериментальные исследования на различных модельных секциях воздухоохлаждаемого конденсатора подтвердили корректность используемых методик расчета натурного теплообменника.

3. Разработана модель накопления неконденсирующихся газов в объеме воздухоохлаждаемого конденсатора. Показано, что этот процесс вызван наличием перетоков через выходной коллектор и, как следствие, возникновением встречных потоков парогазовой смеси в наиболее тепло-напряженных трубах пучка.

4. Разработана расчетная модель, определяющая влияние дождевых осадков на теплогидравлические характеристики конденсатора СПОТ, ох-

лаждемого за счет естественной тяги окружающего воздуха. На основании проведеных расчетов по представленной модели можно утверждать, что предложенная система расхолаживания обеспечивает необходимый уровень теплоотвода при наличии осадков любой интенсивности.

5. Наилучшие технико-экономические показатели теплообменника получены для коридорной компоновки пучка оребренных труб. Уменьшение массы трубного пучка по сравнению с шахматной компоновкой при прочих равных условиях составляет не менее 104. Для снижения массы трубного пучка возможно использование мелкоребристых труб.

6 Показано, что для теплообменника, выполненного из труб с поперечным оребрением из углеродистой или нержавеющей стали оптимальная высота шахты составляет 20-22 м. В то время как при использовании труб с аллюминневыми ребрами шахту можно было бы сократить до 17-18 м.

7. Проведено экспериментальное исследование теплогидравлических характеристик в коридорном пучке оребренных труб при низких числах Рейнольдса набегающего потока воздуха. Кроме того показано, что длй выбранной.компоновки трубного пучка влияние байпасных перетоков охлаждающего воздуха минимально и может быть учтено расчетом.

8. При наличии в паре примесей неконденсирующихся компонентов рекомендуется использование воздухоохлаждаемого конденсатора с двухступенчатой схемой течения парогазовой смеси. Необходимо в эксплуатационном регламенте системы пассивного отвода тепла предусмотреть в режиме "горячего" резерва удаление неконденсирующихся газов из объема воздухоохлаждаемого конденсатора. Эту операцию можно проводить за счет периодической сдувкй.парогазовой смеси из сборного коллектора. Периодичность сдувки оценивается в 5-7 тыс. часов.

Условные обозначения

j - плотность массового потока; I - длина; х - координата; 0 - коэффициент-диффузии; р - плотность; X - коэффициент теплопроводности; ср - теполемкость; С - массовая доля; ЛЬ - теплота парообразования; б, <1о - наружный и внутренний диаметр канала; г - радиус; 'д - плотность теплового потока; а - коэффициент теплоотдачи; Т -температура; Р - Давление; I, т -время; М - масса; 6 -расход; 6 - толщина ребра, Ь - высота ребра; э - шаг оребрения; , - продольный и поперечный шаг пучка соответственно, V, V/ -скорость; II - концентрация; I - интенсивность осадков; Ни - число

- ie -

Нуссельта.

Индексы: г - газ; п - пар; к - конденсат; * - точка, встречи потоков; о - точка начала отсчета координат; вх - входной; вых -выходной; t - на момент времени t; f - пленка; w - стенка; s -насыщение; Е - суммарный; eff - эффективный; э -экспериментальный; р - расчетный; с - сдувка; D - диффузионный; ю - на бесконечности.

Публикации. Основное содержание диссертации изложено в 7 отчетах о НИР и в 4 печатных работах :

1. Исследования в обоснование пассивной системы отвода тепла при максимальных проектных авариях и штатном расхолаживании / Л. И. Колыхан, В.Н. Соловьев, В. Ф. Пуляев, Ю. А. Голубничий, Ю. В. Климентов, Л. Н. Фальковский - Тр. международного семинара "Теплофи-зика-90", Обнинск, 1991, Т. 1. - С. 45-51.

2. Голубничий Ю. А., Клименков Ю. В. ,• Колыхан Л. И. Перепад давления конденсирующегося пара в воздухоохлаждаемом конденсаторе // Весц1 АН Беларусь Сер. ф1з. -тех. навук. - 1993. - N 1. - С. 12-16.

3. Голубничий Ю. А., Клименков Ю. В. , Колыхан Л. И. Накопление неконденсирующегося газа в трубах воздухоохлаадаемого конденсатора // Becui АН Беларуси Сер. ф1з.-тех. навук. - 1993. - N 2. - С. 18-25.

4. Исследования конденсации парогазовых смесей и сравнительный ана-' лиз теплогидравлических характеристик аппаратов поверхостного и барботажного типов / Ю. А. Голубничий, Ю. В. Клименков, Л. И. Колыхан, В. Ф. Пуляев, A. B. Шарый - Тр. международного семинара "Теп-лофизика-90", Обнинск, 1991, Т.2. - С. 340-347.

Рис.1 Влияние высоты шахты: 1,2,3 - вариант в Таб.1;--коридорный пучок;----- шахматный

г 10

ры\ кг/(мгс) Рве. 2 Влияние байпасных перетоков : 1 2 - ДР/ДР»; - - расчет.

10*

а/а о;

Т—i—r-i—i—iiii—i i i—i i i—i—IIII

3.0 3.5 4.0 3 4.5 5.0 5.5

Re, 10

Рис. 3 Теплообмен при малых числах Re : 9 - байпас открыт; о - байпас закрыт.

Kt/Ko Р, МПа 1.00 -i

0.96 -

0.90 J

t, час

Сг %

-5 ,

Рис. 4 Влияние неконденсирующегося газа (Свж = 1,5-10 )

Рис. 5 Распределение расходов в конденсаторе:

о - С^/СЬ; Д ~ о - а/1; - - С = О;

--- - С г 0.1 -

Рве. в Влияние осадков на теплоотвод в СПОТ: 1 - Р = 6 МПа; 2 - 4 МПа; 3-8 МПа.