7.5. Сопротивление трения в кассетах

И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ КАНАЛАХ ПРИ ДВИЖЕНИИ

ДВУХФАЗНЫХ ПОТОКОВ

Приведенные выше уравнения движения и нераз-сматриваемый выше 19 стержневой канал сопротивление трения Δр_см на длине, равной 1 м, определялось по формуле (7.5) с учетом опытных значений Δр₁ и Δр₂. Диапазон изменения скоростей циркуляции и истинных газо-содержаний изложен ранее, в § 7.4. Результаты экспе-риментальных исследований были представлены в виде зависимости относительного сопротивления трения R_тр от безразмерного параметра

(7.53)

где R_тр=Δp_см/Δр_тр, Δр_см, Δр_тр — сопротивление трения на длине, равной одному погонному метру при течении в канале двухфазной смеси и жидкой фазы с равными скоростями циркуляции w. Величина Δр_тр была рассчитана по (7.16). Анализ результатов исследования показал, что при w≥1 м/с относительное сопротивление трения в пучке при течении воздуховодяной смеси подчинено зависимости (7.50). Уменьшение скорости циркуляции до w<1,0 м/с вызывает возрастание относительного сопротивления трения.

Наибольший практический и научный интерес пред-ставляют опыты по определению сопротивления трения в пучке при течении в нем пароводяной смеси. Сопротивление трения адиабатного пароводяного потока на участке, равном одному погонному метру, определялось по (7.5) также с учетом опытных значений Δp₁ и Δр₂. Опытные данные первоначально обрабатывались в виде зависимости относительного сопротивления от безразмерного параметра

(7.54)

Замечено Значительное влияние скорости циркуляции на величину R_тр, особенно в диапазоне скоростей 0,2— 1,0 м/с. Увеличение скорости циркуляции от 1 до 3 м/с снижает влияние последней. При анализе результатов экспериментальных исследований была найдена общая зависимость для относительного сопротивления трения адиабатного пароводяного потока в пучке [52]

(7.55)

Результаты, полученные по уравнению (7.55), сравнивались с опытными данными на 12-стержневом пучке и с опытными данными Н. В. Тарасовой для труб внутренним диаметром 8 мм при давлении р=5; 10 МПа, скоростях циркуляции w=0,72÷2,89 м/с в диапазоне изменения φ=0,2÷0,9. Обнаружена хорошая сходимость результатов. Кроме того, проведены сравнения расчетных значений R_тр с опытными данными Сильвестри и др. (Италия), полученными при течении пароводяных потоков в трубах внутренним диаметром d=5 ÷10 мм. Отмечена также хорошая сходимость результатов. В расчетах истинное паросодержание определялось по (6.19) и (6.20) в зависимости от количественного фактора Ф. Уравнение (7.55) может быть рекомендовано для расчета гидравлического сопротивления трению в пучках и трубах для φ=0,05 ÷0,96, w=0,2÷3 м/с и р=0,5÷12 МПа.

Изучение влияния тепловой нагрузки на сопротивление трения проводилось на 12-стержневом пучке, составленном из трубок диаметром 10X1,5 мм, расположенных по треугольной решетке с шагом 15 мм. Пучок обогревался переменным током частотой 50 Гц. Тепловыделяющая часть пучка имела длину 600 мм. По высоте канала на расстоянии 710 мм друг от друга устанавливались кольцевые камеры для измерения перепада давления. Локальные паросодержания φ₁, φ₂, φ₃, φ₄ определялись вдоль четырех несимметричных хорд. С учетом (5.45) среднее паросодержание в сечении канала рассчитывались по формуле

φ=0,169φ₁+0,296φ₂+0,254φ₃+0,321φ₄. (7.56)

Для определения сопротивления трения на длине обогреваемого пучка Δр_q из общего замеренного перепада Δр₃ исключались потеря на ускорение Δр_у и высота гидростатического столба Δp_н:

Δp_q=Δp₃—Δр_у—Δр_н. (7.57)

Потеря давления на ускорение рассчитывалась по формуле

Δр_у=ρw (w"_см—w'_см), (7.58)

где w"_см, w'_см — скорость смеси соответственно в верхнем выходном и нижнем входном сечениях. Вес нивелирного пароводяного столба определялся по формуле

Δр_н=gH[φρ" + (1 — φ) ρ'], (7.59)

где φ — среднеинтегральное паросодержание опытного канала высотой Н:

(7.60)

Опыты проводились при р=1,5; 3,0 МПа; w=0,5÷3,0 м/с; q=232, 465, 635 кВт/м². Исследование показало, что тепловая нагрузка оказывает заметное влияние на сопротивление трения в пучке.

Результаты опытов описываются следующей зависимостью [52]:

R_q=R_тр(1+ΔR_q/R_тр), (7.61)

где R_q=Δp_q/Δp_тр — относительное сопротивление обогреваемого пучка; R_тр=Δp_см/Δp_тр — относительное сопротивление необогреваемого пучка, определяемое по (7.55); ΔR_q/R_тр=l,31^.10^-3q — отношение приращения сопротивления, вызванного обогревом, к сопротивлению необогреваемого пучка; q — удельный тепловой поток, кВт/м².

Сопротивление трения обогреваемого пучка стержней технологи-ческого канала реактора РБМК при течении пароводяного потока определялось по методике, изложенной в [10]. В основу расчетной за-висимости сопротивления трения положено уравнение для гомогенной смеси, скорректированное эмпирическим относительным коэффициентом ψ:

(7.62)

При этом коэффициент трения гладкого пучка стержней вычисляют по формуле

λ= (1,82 lg Re—1,64)^-2. (7.63)

(7.64)

где х — среднее массовое паросодержание на рассчитываемой длине, равной одному погонному метру.

В уравнении (7.63) число Рейнольдса определяют по эффективному диаметру (7.23):