книги из ГПНТБ / Зысина-Моложен, Л. М. Теплообмен в турбомашинах

пограничного слоя и капля имеет форму сфероида. Тогда, пре­ небрегая испарением капли, дифференциальное уравнение ее движения в пограничном слое можно записать в виде

Рис. 96. Торможение капли у поверхности нормальным паровым потоком

На рис. 96 приведены результаты расчетов, выполненных с помощью зависимости (VI.20), показывающие, как влияет диа­ метр капли на время t (в расчетах принималось, что начальная скорость капли равна половине средней скорости пара).

Перечисленные обстоятельства позволяют сделать вывод о том, что интенсивность сепарации на несмоченную стенку при прочих равных условиях ниже, чем на жидкую пленку, и должна зави­ сеть от дисперсности потока. Значительные трудности, связанные с получением монодисперсных потоков, объясняют отсутствие в настоящее время экспериментальных работ, посвященных деталь­ ному изучению этого вопроса.

На основании визуальных наблюдений отмечается что при температуре поверхности Tw ^ 220° С капли, выпадающие на стенку, принимают форму сфероида и отделяются от стенки устой-

232

чивой паровой пленкой. Интенсивность теплоотдачи при этом невысокая. Для оценки времени испарения сфероидальной капли, достигшей нагретой поверхности, может быть использована полу­ ченная в работах С. С. Кутателадзе и В. М. Боришанского зави­ симость

где

Р= г X' ’

36.Теплоотдача в переходном режимес (Тw Тs) Г

Унос влаги из пленки в результате срыва жидкости с гребней

длинных волн при RnjI > Rnfl (см. п. 35), парообразование внутри пленки и интенсивное испарение влаги с поверхности создают предпосылки для механического разрушения пленки. Пленка вырождается в пульсирующие жгуты, площадь смоченной поверх­ ности постепенно уменьшается, пока не исчезнет полностью [54]. Переход к кризису в данном случае носит не резкий харак­ тер, изменение температуры происходит постепенно. Подобные режимы, наиболее характерные для условий, возникающих в про­ точной части и системах охлаждения турбомашин, являются одно­ временно -наиболее сложными для аналитического изучения. Здесь рассмотренные выше элементарные процессы чередуются во времени и находятся в сложном взаимодействии. Привести полную систему уравнений, описывающих данный процесс, не представляется возможным; речь может идти только о прибли­ женной постановке задачи.

Приняв допущение, что при малом влагосодержании основного потока процесс обтекания можно описывать уравнением однофаз­ ного потока — уравнением Навье-Стокса, получим при обычных упрощениях, соответствующих рассматриваемой задаче, в ка­ честве единственного критерия, характеризующего аэродинами­ ческую обстановку процесса, критерий Рейнольдса R " = w"b/v (здесь b — характерный размер обтекаемого тела или текущая координата вдоль обвода поверхности в направлении дви­ жения).

Если теперь абстрагироваться от сносящего действия основного потока и рассматривать процесс теплообмена между каплями, движущимися параллельно поверхности нагрева в пограничном слое, то изменение теплового потока в элементе пограничного

233

Из данного уравнения при пренебрежимо малом торможении капель на участке dtу получается уравнение

где GK— количество жидкости в данном элементе. Отсюда можно получить еще один определяющий критерий

Для случая, когда несущим взвешенные капли потоком яв­ ляется неконденсируемый газ, можно принять, что температура капель вне пограничного слоя будет равна температуре газа Т 0.

Если температуру и давление потока в процессе обтекания принять постоянными, то отношение (VI.24) может быть связано с температурным фактором (см. гл. III) следующим образом:

Пародинамическую сторону процесса можно характеризовать количеством влаги GBbIn, выпадающей на поверхность, и режимом

Однако формула (VI. 1) не учитывает процесса испарения, про­ тиводействующего процессу выпадения влаги. Уравнение тепло­

234

где q — безразмерный тепловой поток, который может норми­ роваться параметром q0 = const.

Полагая, что влияние чисел R" и Рг" при малых значениях О будет таким же, как и в однофазном газовом потоке, представим

(VI.29) в виде

Введем коэффициент интенсификации теплоотдачи N и получим следующую форму записи для (VI.30):

235

интенсивности теплоотдачи N от режимных параметров. Наиболь­

(рис. 97). Область существования этих режимов ограничивается значением г|з5 1,15. При увеличении тепловой нагрузки пленка жидкости разрывается на отдельные жгуты, которые с видимой при визуальном наблюдении частотой перемещаются по поверх­ ности нагрева в направлении, перпендикулярном течению потока.

На участках поверхности модели, находящихся в аэродинами­

для сухого насыщенного пара, результаты с достаточной точностью совпали. Этим подтверждается выдвинутое выше предположение о наличии двухфазного (жидкостно-парового) пограничного слоя для общего случая газожидкостного потока.

При > 2 жидкости на поверхности не наблюдалось и N =

= 1,0-ь 1,2.

Во всей области переходного режима теплоотдача примерно линейно зависела от удельного теплового потока. Увеличение

влажности потока в интервале 0 < G <С 6% приводило к увели­ чению теплоотдачи, при больших значениях G теплообмен стаби­ лизировался (рис. 98).

Интересно отметить особенность переходного режима на оребренных поверхностях. Здесь пленка при ^ 1,2 полностью исчезала на межреберной части стенки. Движение жидкости при больших значениях % осуществлялось только по поверхности ребер, т. е. пленка оттеснялась в область меньших тепловых потоков. Этим, очевидно, объясняется то обстоятельство, что

236

значения коэффициента интенсификации для оребренных поверх­ ностей ниже, чем для гладких.

Экспериментальные данные по средней и локальной теплоот­

связано с необходимостью искать один из определяющих крите­ риев косвенным путем.

Заслуживают внимания данные работы [1 ], где получено

Здесь At — изменение энтальпии при парообразовании; хкр — значение координаты, отсчитываемой в направлении потока, при которой наступает кризис; GB= G' — Опл; GnjI — расход жидкости в пленке для сечения на входе в канал.

Явления кризиса, изучавшиеся в работе [1], носили явно выраженный характер. Там же предлагается корреляция для определения расхода жидкости в пленке

Формулу (VI.35) можно рекомендовать для практического использования при расчетах, например, трактов охлаждения лопаток. Однако распространение данной зависимости на более короткие трубы не рекомендуется. Необходимы специальные исследования областей существования переходного режима и режима с явно выраженным кризисом.

37. Теплообмен при течении влажнопаровых потоков в межцилиндровых пространствах корпусов паровых турбин

Приведенные в п. 33 данные о теплообмене в моделях полостей корпусов паровых турбин могут быть использованы при анализе течения перегретого пара, когда последний можно рассматривать как однородный газ. Такое рассмотрение допустимо примени­ тельно к условиям ЦВД и ЦСД мощных паровых турбин, однако при исследовании течения пара в полостях корпуса ЦНД этих турбин нельзя абстрагироваться от влажности пара и дисперсной структуры влажнопарового потока. Аналогичное явление имеет

237

место и при течении в условиях влажнопаровых турбин АЭС. Эти турбины благодаря сравнительно низкому рабочему давлению обладают известными преимуществами перед турбинами сверх­ критических параметров и по мнению ряда специалистов являются предпочтительными при работе на переменных режимах [141].

Для выработки обоснованных рациональных графиков пуска и остановки машины необходима правильная оценка температур­ ных напряжений и тепловых расширений ее элементов. В усло­ виях переменных режимов работы результаты расчетов темпера­ турных полей в элементах ротора и статора турбины будут су­ щественно зависеть от точности задания граничных условий теплообмена.

В потоке влажного пара, как уже отмечалось выше, интенсив­ ность теплообмена в значительной мере определяется характером контактирования влаги с поверхностью и характером ее выпадения на поверхность.

В настоящее время практически отсутствуют эксперименталь­ ные и теоретические данные по теплообмену во влажнопаровых потоках, которые могли бы быть использованы для определения коэффициентов теплоотдачи в межцилиндровых полостях корпусов современных влажнопаровых турбин. Пограничный слой во влаж­ нопаровых потоках не изучен, имеются только первые опытные исследования, которые относятся к течению без теплообмена [38]. По этим данным режим течения пленки (ламинарный, волновой, турбулентный) существенно зависит от сепарации влаги и скорости течения пара. Наличие теплообмена, как уже говорилось выше, еще более усложняет задачу, при этом возможно возникновение большого количества различных режимов течения, которые вкратце были описаны в предыдущих параграфах. Для межцилиндровых полостей современных влажнопаровых турбин из всех возможных режимов течения интерес представляют дисперсный, когда пленка на поверхности не возникает, и дисперсно-кольцевой, когда на поверхности имеется пленка, а в остальной части — дисперсный поток пара. При пусковых режимах, когда температура стенки ниже температуры насыщения, возникает дисперсно-кольцевой режим течения. При сбросах нагрузки, сопровождающихся резким снижением параметров пара, возможно возникновение таких режимов, когда пленка конденсата вся испарится или будет отде­ лена от поверхности паровой прослойкой. В этом случае интенсив­ ность теплоотдачи может значительно уменьшиться. При боль­ ших скоростях движения пара и при наличии на стенке тонкой пленки может произойти вышеописанное подавление кипения, когда теплообмен будет осуществляться только за счет конвек­ тивного переноса в пленке, а испарение происходить только с по­ верхности пленки.

Обширный экспериментальный материал, имеющийся в ли­ тературе по теплообмену во влажнопаровых потоках примени­ тельно к задачам парогенераторстроения, не может быть исполь­

238

зован для рассматриваемых задач вследствие значительно боль­ ших скоростей движения пара и существенно меньших степеней влажности, характерных для турбин.

Выполненная в ЦКТИ работа по исследованию теплоотдачи пластины, обтекаемой влажнопаровым потоком, в условиях, близких к условиям течения пара в межцилиндровых простран­ ствах влажнопаровых ступеней турбин, показала, что в этом случае возникают другие закономерности. Опыты проводились с плоской пластиной, находящейся в пародинамической трубе, и с пластиной, являющейся одной из стенок плоской модели, геометрически подобной продольному сечению выхлопной части ЦВД турбины АЭС. Исследования проводились при следующем изменении параметров: влажность у = 0 —30%; давление р 0 =

=(0,5—2,0) 105 Па; R" = (1,5-20) 10»; К = 80-2700.

Режимы течения в опытах соответствовали пусковым, темпе­

ратура стенки Tw всегда была ниже температуры насыщения Ts. Средние коэффициенты теплоотдачи в зависимости от режимных параметров колебались в широком диапазоне: а ^ (2—200) X X 103 Вт/(м2-К). Для оценки влияния скорости движения пара на интенсивность теплоотдачи обычно вводится параметр N = = а/ан, где ан — средний коэффициент теплоотдачи в неподвиж­

з„=о,72 (vi.зб)

Для медленно движущегося пара в работе [1051 приводится фор­

Сопоставление опытных данных ЦКТИ со значениями, вы­ численными по этим формулам, показывает, что параметры, вхо­ дящие в формулы (VI.36) и (VI.37), не учитывают всех особен­ ностей теплообмена в быстро движущемся влажнопаровом по­ токе. Как видно из рис. 99, расчетные данные (сплошная линия), полученные по формуле (VI.37), отличаются от опытных данных в несколько раз, причем в разные стороны. Анализ этих опытных данных позволил обнаружить следующую зависимость пара­

метра N от чисел Рейнольдса Rlny" d/v" и К = г/(сАТ):

На рис. 100 приведено сопоставление значений, вычисленных по этой формуле (сплошная линия), с теми же опытными данными,

239

N

10 20 JO SO 100 2 0 0 / у " ) 0-5 w"

\ f ) ((fv')'l3

Рис. 99. Сопоставление опытных данных по теплоотдаче с расчетными, полу' ченными для медленно движущегося пара:

• — у = О (сухой насыщенный пар); О — У = 1 н-30% (влажный пар)

Рис. 100. Зависимость N от определяющих параметров:

Ф - У = 0 ; 0 - У = 1 +30%

которые приведены на рис. 99. Как видно, в этом случае расхож­ дение экспериментальных и расчетных данных практически не превышает ±25%, причем опытные точки для различных давле­ ний и различных влажностей практически совпадают.

Эти данные могут быть использованы для оценки теплоотдачи в камерах при пусковых режимах, однако в натурных условиях процессы будут более сложными: в криволинейных каналах при наличии градиента давления будет возникать дополнитель­ ная сепарация влаги, возможно возникновение отрывов погра­ ничного слоя, поток может быть пространственным и т. д. Все эти явления скажутся на величине коэффициентов теплоотдачи. При режимах остановки турбины характер теплообмена будет отличаться от вышеописанного, так как в этом случае темпера­ тура стенки будет выше температуры потока и вместо конден­ сации возможно возникновение испарения или кипения. Эти процессы в условиях турбомашин в настоящее время не иссле­ дованы.

16 Л. М. Зысина-Моложен ДР •