На главную | База 1 | База 2 | База 3

МИНИСТЕРСТВО ПРИРОДНЫХ РЕСУРСОВ И ЭКОЛОГИИ
РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ

ФЕДЕРАЛЬНАЯ СЛУЖБА ПО ЭКОЛОГИЧЕСКОМУ,
ТЕХНОЛОГИЧЕСКОМУ И АТОМНОМУ НАДЗОРУ

 

УТВЕРЖДЕНО

приказом Федеральной службы

по экологическому,

технологическому

и атомному надзору

от 20 июля 2009 г. № 641

РУКОВОДСТВО ПО БЕЗОПАСНОСТИ

«РАСЧЕТНЫЕ СООТНОШЕНИЯ И МЕТОДИКИ РАСЧЕТА
ГИДРОДИНАМИЧЕСКИХ И ТЕПЛОВЫХ ХАРАКТЕРИСТИК
ЭЛЕМЕНТОВ И ОБОРУДОВАНИЯ ВОДООХЛАЖДАЕМЫХ
ЯДЕРНЫХ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ УСТАНОВОК»

РБ-040-09

Введено в действие

с 1 сентября 2009 г.

Настоящее руководство по безопасности носит рекомендательный характер и не является нормативным правовым актом.

Руководство по безопасности содержит рекомендации по реализации требований федеральных норм и правил в области использования атомной энергии.

Руководство по безопасности содержит расчетные соотношения и методики расчета гидродинамических и тепловых характеристик элементов и оборудования водоохлаждаемых ядерных энергетических установок (ЯЭУ), включая:

■ коэффициенты гидравлического сопротивления трения и местных касательных напряжений, расходов;

■ коэффициенты теплоотдачи;

■ температуры поверхностей теплообмена;

■ параметры кризиса теплоотдачи при кипении воды;

■ погрешности этих характеристик, рекомендуемых расчетных соотношений.

Выпускается впервые*.

____________

* В 1991 г. ГНЦ РФ ФЭИ разработал руководящий технический материал (РТМ) под названием «Рекомендации, правила, методики расчета гидродинамических и тепловых характеристик элементов и оборудования энергетических установок». Однако за прошедшее время в стране и за рубежом накоплено и опубликовано много материалов по различным аспектам теплогидравлики ЯЭУ, которые могут быть использованы в проектных и конструкторских расчетах, при разработке, верификации и экспертизе программных средств, применяемых при обосновании и обеспечении безопасности ЯЭУ.

В 2006 г. разработан Методический документ ФГУ НТЦ ЯРБ «Расчетные соотношения и методики расчета гидродинамических и тепловых характеристик элементов оборудования водоохлаждаемых ЯЭУ», в котором были учтены новые научные данные и требования существующей системы рекомендательных документов. Этот документ в 2007 г. проходил опытную эксплуатацию в ФГУ НТЦ ЯРБ и организациях отрасли, результаты которой учтены при разработке настоящего РБ.

СОДЕРЖАНИЕ

1. Назначение и область применения. 2

2. Общие положения. 2

3. Рекомендации по расчету гидродинамических и тепловых характеристик элементов и оборудования ЯЭУ с водоохлаждаемыми реакторами. 3

3.1. Гидродинамика. 3

3.1.1. Режимы однофазного течения. 3

3.1.2. Ламинарные течения. 7

3.1.3. Однофазные турбулентные течения. 15

3.1.4. Двухфазные течения. 50

3.2. Теплообмен. 76

3.2.1. Конвективный теплообмен в однофазной среде. 76

3.2.2. Теплообмен при изменении агрегатного состояния. 110

3.2.3. Теплообмен при турбулентном течении газожидкостной смеси в трубах. 153

3.3. Расчет критического теплового потока при кипении воды в каналах ядерных энергетических установок. 155

3.3.1. Критические тепловые потоки в большом объеме. 157

3.3.2. Критические тепловые потоки при течении в круглых трубах. 158

3.3.3. Критический тепловой поток в кольцевых каналах с равномерным энерговыделением по длине. 162

3.3.4. Кризис теплоотдачи при кипении воды в сборках цилиндрических твэлов. 166

Приложение. 175

 

1. НАЗНАЧЕНИЕ И ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ

1.1. Настоящее руководство по безопасности носит рекомендательный характер и не является нормативным правовым актом.

1.2. Руководство по безопасности содержит рекомендации по реализации требований федеральных норм и правил в области использования атомной энергии.

1.3. В руководстве по безопасности приводятся расчетные соотношения и методики расчета гидродинамических и тепловых характеристик элементов и оборудования водоохлаждаемых ядерных энергетических установок (ЯЭУ), включая:

■ коэффициенты гидравлического сопротивления трения и местных касательных напряжений, расходов;

■ коэффициенты теплоотдачи и температур поверхностей теплообмена;

■ параметры кризиса теплоотдачи при кипении воды;

■ а также погрешности этих характеристик, рекомендуемых расчетных соотношений.

1.4. Для режимов без кипения воды в руководстве по безопасности приводятся рекомендации, относящиеся только к стационарным процессам.

1.5. Настоящее руководство по безопасности (далее - РБ) рекомендуется использовать при создании, верификации и экспертизе программных средств (далее - ПС), применяемых при обосновании и обеспечении безопасности ЯЭУ.

1.6. В случае использования других соотношений и методик, чем те, которые указаны в настоящем РБ, следует показать, что расчет теплогидравлических параметров выполнен с погрешностями, дающими возможность сделать обоснованные заключения о безопасности ЯЭУ.

2. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ

2.1. При составлении РБ учтен опыт Федерального государственного учреждения «Научно технический центр по ядерной и радиационной безопасности» (далее - ФГУ НТЦ ЯРБ) и других организаций по разработке, верификации и экспертизе ПС, применяемых при обосновании и обеспечении безопасности ЯЭУ, а также по применению расчетных соотношений и методик расчета гидродинамических и тепловых характеристик активных зон и оборудования циркуляционных контуров водоохлаждаемых ЯЭУ при их проектировании, конструктруировании и эксплуатации.

2.2. РБ разработано с использованием Международной системы единиц СИ. В РБ использована единая терминология и система обозначений, принятая в «Сборнике рекомендуемых терминов, выпуск 83, Теория теплообмена, Терминология, изд. «Наука», М. 1971». Однако в ряде случаев разработчики РБ вынуждены были сохранять предложенные некоторыми авторами обозначения, поэтому ряд символов имеет несколько значений, отличных от рекомендуемых, что оговорено по тексту.

2.3. В каждой из рекомендованных методик приводятся погрешности, как правило, в виде авторских оценок, такие как:

Δ (в % или абсолютных величинах) - среднеарифметическая погрешность описания данной методикой использованного массива экспериментальных данных;

σ (в % или абсолютных величинах) - среднеквадратичная погрешность описания данной методикой использованного массива экспериментальных данных;

δδ в % или абсолютных величинах) - максимальное отклонение рекомендованной методики от использованного массива экспериментальных данных.

2.4. Для каждой методики приводятся пределы применимости по определяющим параметрам в использованном массиве экспериментальных данных, а также из общефизических соображений.

3. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО РАСЧЕТУ ГИДРОДИНАМИЧЕСКИХ И
ТЕПЛОВЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ЭЛЕМЕНТОВ И ОБОРУДОВАНИЯ
ЯЭУ С ВОДООХЛАЖДАЕМЫМИ РЕАКТОРАМИ

3.1. ГИДРОДИНАМИКА

Гидравлическая система ЯЭУ состоит из насосов, трубопроводов, коллекторов, каналов активной зоны и предназначена для прокачки теплоносителя. Дополнительными устройствами, входящими в гидравлическую систему, являются теплообменные аппараты, парогенераторы, арматура, дроссельные и сепарирующие устройства. Замкнутая гидравлическая система подводящих и отводящих трубопроводов, распределительных устройств внутри корпуса реактора и каналов (кассет) с тепловыделяющими элементами называется циркуляционным контуром.

Большинство гидродинамических расчетов в ядерной энергетике связано с течениями в каналах. Главными задачами при расчете таких течений являются определение гидравлических сопротивлений каналов различной геометрии и местных сопротивлений, расчет распределения по каналам расходов, скоростей и касательных напряжений. Цель расчета гидравлических сопротивлений - определение потерь давления в каналах и затрат мощности на прокачку теплоносителя.

При проведении гидравлических расчетов используются следующие величины, характеризующие поток в каналах: геометрические параметры канала (площадь поперечного сечения, гидравлический диаметр, длина, абсолютная шероховатость и т.д.), скорость, плотность и вязкость среды.

Средняя плотность среды определяется по средней температуре среды в канале на данном участке.

Все теплоносители, используемые в атомной энергетике, включая жидкие металлы, являются ньютоновскими жидкостями и, таким образом, подчиняются общим закономерностям.

3.1.1. РЕЖИМЫ ОДНОФАЗНОГО ТЕЧЕНИЯ

3.1.1.1. РЕЖИМЫ ТЕЧЕНИЯ В КАНАЛАХ С БЕЗОТРЫВНЫМ ОБТЕКАНИЕМ

Ламинарный, или слоистый, режим течения характеризуется отсутствием пульсаций гидродинамических величин. Критическое число Рейнольдса Reкр, (Re = wd/v) при достижении которого происходит потеря устойчивости и разрушения ламинарного режима течения в трубах круглого поперечного сечения, обычно принимается равным 2300. За счет устранений возмущений на входе в канал можно существенно затянуть существование ламинарного режима течения до Reкр = (5 ÷ 7)·104. Наличие шероховатости на стенках трубы уменьшает значение критического числа Рейнольдса. Неизотермичность потока также влияет на критическое число Рейнольдса. При совпадении направлений свободного и вынужденного движений у стенки критическое число Рейнольдса возрастает в зависимости от величины числа Релея (Ra = l3Δt/va) (табл. 3.1.1.1).

Таблица 3.1.1.1

Зависимость критического числа Рейнольдса от числа Релея при совпадении
направлений свободного и вынужденного движений в круглой гладкой трубе

Ra·10-6

0

1,6

4,7

11,6

15,8

Reкр

2300

3500

5200

6200

7100

При противоположном направлении естественной конвекции и вынужденного движения у стенки критическое число Рейнольдса уменьшается, снижаясь при Ra = 105 до значения Reкр = 103.

Критическое число Рейнольдса для каналов некруглого поперечного сечения имеет примерно такое же значение, как и для круглой трубы (табл. 3.1.1.2). Для каналов с узкими угловыми областями критическое число Рейнольдса является условной величиной, поскольку турбулентность сначала возникает в широкой части канала, а затем распространяется на узкую.

Таблица 3.1.1.2

Критическое число Рейнольдса для каналов различной геометрии
при продольном обтекании

Тип канала

Reкр

Кольцевой

2000 ÷ 2800

Прямоугольный

2000 ÷ 2300

Треугольный с αmin > 45°

2000

Сборки стержней различной упаковки

2000

В змеевиках и других криволинейных каналах, где возникают значительные центробежные силы, граница перехода к турбулентному режиму течения сдвигается в область более высоких значений чисел Рейнольдса.

Критическое число Рейнольдса при ламинарном течении в змеевиках рассчитывается по формуле [1]:

(3.1.1.1)

где dзм - диаметр змеевиков, м;

dвн - внутренний диаметр трубы змеевика, м.

Критическое число Рейнольдса при ламинарном течении в спирально-навитых (витых) трубах диаметром dсн, меньшим их внутреннего диаметра (рис. 3.1.1.1) и в локально-навитых трубах, у которых навитые участки чередуются с прямолинейными длиной L, рассчитываются по формуле [1]:

(3.1.1.2)

где dсн = dцп - dвн, м.

Пределы применимости формулы: S/d = 12 ÷ 40; 0,2 < dцп/dвн < 0,7.

Переходный к турбулентному режим течения характеризуется чередованием областей с ламинарным и турбулентным течениями. На величину чисел Рейнольдса, в диапазоне изменения которых наблюдается указанный режим течения, сильно влияют шероховатость поверхности, интенсивность турбулентности потока на входе в канал, которые сдвигают начало переходного режима течения в область более низких чисел Рейнольдса, и величина температурного фактора, определяющая взаимодействие между вынужденной и естественной конвекциями.

а - спирально-навитая труба; б - локально спирально-навитая труба;
dцп - диаметр цилиндрической поверхности, описанной около спирально-навитой трубы, м;
dвн - внутренний диаметр исходной гладкой трубы, м; S - шаг навивки трубы, м;
dн - наружный диаметр, м.

Рис. 3.1.1.1. Геометрия спирально-навитых труб

При переходном режиме течения возникают низкочастотные пульсации параметров потока и наблюдается резкое изменение интенсивности переноса тепла и импульса с возрастанием числа Рейнольдса.

Принимается, что переход от переходного режима течения к турбулентному в трубах происходит при Re = (5 ÷ 7)·103, а в сборках стержней треугольной и квадратной упаковок при Re = (10 ÷ 15)·103.

Турбулентный режим течения характеризуется наличием интенсивных пульсаций параметров потока (скорости, плотности, температуры и т.д.), что связано с существованием вихрей, имеющих широкий диапазон пространственных и временных масштабов. Особенностью турбулентного режима течения является также наличие вязкого подслоя у стенки, в котором происходит затухание пульсаций.

3.1.1.2. РЕЖИМЫ ТЕЧЕНИЯ В КАНАЛАХ С ОТРЫВНЫМ ОБТЕКАНИЕМ СТЕНОК

Структура течения в каналах с повышенной шероховатостью стенок, с турбулизирующими поток вставками, с поперечным расположением труб и в засыпках определяется характером развития и отрыва пограничных слоев, которые формируются на стенках обтекаемых тел. Процесс отрыва сопровождается возникновением турбулентных вихрей и интенсификацией теплообмена. Наличие по ходу потока большого количества дискретных элементов (выступы, шероховатости, трубы, песчинки) приводит к постоянному чередованию зон отрыва и областей, где происходит восстановление пограничного слоя, и препятствует образованию устойчивой структуры течения (ламинарной, турбулентной).

Ламинарное (безотрывное) течение в таких каналах имеет место при более низких числах Рейнольдса. Относительная величина шероховатости, начиная с которой проявляется ее влияние на переход к турбулентному течению в трубах, рассчитывается по формуле [1]:

(3.1.1.3)

При течении среды в трубах с интенсификаторами теплосъема критическое число Рейнольдса в зависимости от степени шероховатости изменяется в пределах 500 ÷ 2000. Особо низкие значения (Reкр ≈ 50) наблюдаются при поперечном обтекании труб и в засыпках.

При числах Рейнольдса, больших критического, имеет место течение со смешанной структурой пограничных слоев. Например, при поперечном обтекании труб в диапазоне чисел Рейнольдса 2·103 < Re < 2·105 на фронтальной части трубы образуется ламинарный пограничный слой, а на тыловой - турбулентный.

3.1.1.3. ГИДРАВЛИЧЕСКОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ КАНАЛОВ
ПРИ ТЕЧЕНИИ ОДНОФАЗНОЙ СРЕДЫ (ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ)

Расчет гидравлических сопротивлений проводится для определения полного перепада давления в теплообменном аппарате и затрат мощности на прокачку теплоносителей.

Общий перепад давления между двумя сечениями канала, в котором движется однофазный стабилизированный поток, складывается из потерь давления на трение ΔРтр, потерь давления, возникающих при движении потока через местные сопротивления ΔРм, нивелирного напора ΔРнив и перепада давления, связанного с ускорением потока ΔРуск.

Общий перепад давления, таким образом, рассчитывается по формуле [1]:

ΔР = ΔРтр + ΔРм + ΔРнив + ΔРуск

(3.1.1.4)

Сопротивление трения при стабилизированном течении однофазного потока в трубах, каналах различного сечения при продольном обтекании пучков труб для изотермического и неизотермического потоков при практически применяемых величинах температурного напора рассчитывается по формуле [1, 2]:

(3.1.1.5)

где ξ - коэффициент гидравлического сопротивления трения, зависящий от геометрии канала, числа Рейнольдса и относительной шероховатости поверхности Δ/dг;

L - длина канала, м;

dг - гидравлический диаметр канала, м;

ρ - плотность среды, кг/м3;

 - средняя скорость теплоносителя в канале, м/с.

Потери давления на местном сопротивлении рассчитываются по формуле [1, 2]:

(3.1.1.6)

где ξм - коэффициент местного гидравлического сопротивления;

 - средняя скорость потока, к которой отнесен коэффициент местного гидравлического сопротивления, м/с.

Местные сопротивления возникают при резком изменении поперечного сечения канала или направления движения теплоносителя и считаются сосредоточенными.

Нивелирный напор на данном участке рассчитывается по формуле [2]:

ΔPнив = ρgh,

(3.1.1.7)

где ρ - среднее значение плотности среды, кг/м3; h - высота канала, м;

g - ускорение силы тяжести, м/с2.

Потери напора на ускорение потока при постоянных проходном сечении и расходе теплоносителя рассчитываются по формуле [2]:

(3.1.1.8)

где ρк, ρн - плотности среды в конце и начале канала, кг/м3.

Погрешность расчета δ общего гидравлического сопротивления по формуле (3.1.1.4) определяется в основном погрешностью расчета гидравлического сопротивления трения и местного сопротивления и составляет ±(10 ÷ 25) %.

Конкретные формулы для расчета коэффициентов гидравлического сопротивления трения и местного сопротивления приведены в последующих разделах РБ.

Список литературы к разделу 3.1.1

1. Тепловой и гидравлический расчет теплообменного оборудования АЭС. РД.24.035.05-89, - Л.: НПО ЦКТИ, 1991.

2. Кириллов П.Л., Юрьев Ю.С., Бобков В.П. Справочник по теплогидравлическим расчетам (ядерные реакторы, теплообменники, парогенераторы). - М.: Энергоатомиздат, 1984, 1990.

3.1.2. ЛАМИНАРНЫЕ ТЕЧЕНИЯ

3.1.2.1. ЛАМИНАРНЫЕ СТАБИЛИЗИРОВАННЫЕ ТЕЧЕНИЯ В КАНАЛАХ

В разделе приведены формулы для расчета коэффициентов гидравлического сопротивления трения, распределения скоростей и касательных напряжений при ламинарном течении в каналах разной геометрии.

Тепло физические характеристики, если иное не оговаривается, относятся к средней массовой температуре потока в заданном сечении канала. Формулы получены как результат точных решений и аппроксимации этих решений простыми формулами.

3.1.2.1.1. Ламинарное течение в трубах

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при ламинарном течении в трубе круглого поперечного сечения рассчитывается по формуле [1]:

ξ = 64/Re,

(3.1.2.1)

где  ( - средняя по сечению скорость).

Пределы применимости формулы: Re ≤ 2300.

Погрешность δ расчета ξ составляет ±5 %.

Распределение скорости при ламинарном течении в трубе круглого поперечного сечения подчиняется параболическому закону и рассчитывается по формуле [1]:

(3.1.2.2)

Пределы применимости формулы: Re ≤ 2300.

Погрешность Δ расчета w составляет ±10 %.

Касательное напряжение на стенке трубы круглого поперечного сечения при ламинарном течении рассчитывается по формуле [1]:

(3.1.2.3)

Пределы применимости формулы: Re ≤ 2300.

Погрешность Δ расчета τст составляет ±10 %.

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при ламинарном течении между двумя плоскими параллельными пластинами бесконечных размеров (плоская труба) рассчитывается по формуле [1]:

ξ = 96/Re,

(3.1.2.4)

где Re = (2wH)/ν;

Н - расстояние между пластинами, м.

Пределы применимости формулы: Re ≤ 2300.

Погрешность δ расчета ξ составляет ±5 %.

Распределение скорости при ламинарном течении в плоской трубе рассчитывается по формуле [1]:

(3.1.2.5)

где у - расстояние по нормали от оси трубы до рассматриваемой точки.

Пределы применимости формулы: Re ≤ 2300 (где ; dг = 4F/П - гидравлический диаметр, м; F - площадь, м2; П - периметр, м).

Погрешность δ расчета w составляет ±10 %.

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при ламинарном течении в трубе эллиптического поперечного сечения рассчитывается по формуле [1]:

ξRe = 8[dг / b2]2[1+(b2 / b1)2],

(3.1.2.6)

где ; dг = 4F/П - гидравлический диаметр, м;

F - площадь, м2;

П - смоченный периметр, м;

b1, b2 - большая и малая полуоси эллипса, м.

Пределы применимости формулы: Re ≤ 2300.

Погрешность Δ расчета ξ составляет ±5 %.

Распределение скорости при ламинарном течении в трубах эллиптического поперечного сечения рассчитывается по формуле [1]:

(3.1.2.7)

где у - координата точки от центра эллипса вдоль оси b1;

z - координата точки от центра вдоль оси b2.

Пределы применимости формулы: Re ≤ 2300.

Погрешность δ расчета w составляет ±10 %.

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при ламинарном течении в трубах прямоугольного поперечного сечения определяется по таблице 3.1.2.1 [1].

Таблица 3.1.2.1

Коэффициент гидравлического сопротивления трения труб
прямоугольного поперечного сечения

b/h

1,00

1,25

1,50

2,00

2,50

3,00

4,00

5,00

10,00

ξRe

56,90

57,47

58,82

62,14

64,00

68,35

72,90

76,29

84,61

96,00

b, h - стороны прямоугольника; определяющий размер при расчете Re - гидравлический диаметр.

Пределы применимости: Re ≤ 2300.

Погрешность δ определения ξ по таблице составляет ±5 %;

Данные таблицы со среднеквадратичной погрешностью 0,6 % описываются формулой:

ξRe = 95,9 - 123,31х + 135,14х2 - 50,89х3, где x = h/b.

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при ламинарном течении в трубах с поперечным сечением в форме равнобедренного треугольника рассчитывается по формуле [2]:

(3.1.2.8)

где β - половина угла при вершине равнобедренного треугольника;

В - параметр, который рассчитывается по формуле [2]:

(3.1.2.9)

Определяющий размер при расчете Re - гидравлический диаметр.

Пределы применимости формулы (3.1.2.8): Re ≤ 2300.

Для равностороннего треугольника, когда β = 30°, ξRe = 53,33; для прямоугольного равнобедренного треугольника, когда β = 45°, ξRe = 52,71.

Погрешность δ расчета ξ составляет ±5 %.

3.1.2.1.2. Ламинарное течение в кольцевых каналах

В разделе приведены формулы для расчета коэффициентов гидравлического сопротивления трения и распределения скорости при ламинарном течении в концентрических кольцевых каналах.

Для эксцентрических кольцевых каналов даны приближенные формулы расчета коэффициентов гидравлического сопротивления трения и касательных напряжений.

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при ламинарном течении в кольцевых каналах определяется числом Re и отношением радиусов кольцевого канала θ = R1/R2,

где R1 - внутренний радиус зазора кольцевого канала, м;

R2 - наружный радиус зазора кольцевого канала, м.

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при ламинарном течении в концентрических кольцевых каналах рассчитывается по формуле [3]:

ξRe = 64Kф,

(3.1.2.10)

где Kф - коэффициент формы, который рассчитывается по формуле [3]:

(3.1.2.11)

где определяющий размер при расчете числа Re - гидравлический диаметр кольцевого канала dг = d2 - d1.

Пределы применимости формулы (3.1.2.10): Re ≤ 2300.

Погрешность δ расчета ξ составляет ±5 %.

Распределение скорости при ламинарном течении в концентрических кольцевых каналах рассчитывается по формуле [3]:

(3.1.2.12)

где R - текущий радиус зазора кольцевого канала, R1 < R < R2.

Пределы применимости формулы: Re ≤ 2300.

Погрешность δ расчета w составляет ±10 %.

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при ламинарном течении в эксцентрических кольцевых каналах рассчитывается по формуле [3, 4]:

(3.1.2.13)

где A = 3 - 4,5(1 - θ) + 2(1 - θ)2;

е - относительный эксцентриситет кольцевого канала, е = a / (R2 - R1);

а - эксцентриситет кольцевого канала, м;

ξо - коэффициент гидравлического сопротивления трения при ламинарном течении в трубах, рассчитывается по формуле (3.1.2.1).

Определяющий размер при расчете Re по формуле (3.1.2.13) - гидравлический диаметр эксцентрического кольцевого канала.

Пределы применимости формулы: Re ≤ 2300; 0,3 < 0,1 + 0,5е < θ.

Погрешность δ расчета ξ составляет ±8 %.

Рис. 3.1.2.1. Схема поперечного сечения эксцентрического кольцевого канала

Распределение касательных напряжений по периметру внутренней и внешней стенок эксцентрического кольцевого канала при ламинарном течении рассчитывается по формуле [3, 4]:

,

(3.1.2.14)

где при i = 1

(3.1.2.15)

при i = 2

(3.1.2.16)

 

(3.1.2.17)

индексы i = 1, 2 относятся к внутренней и внешней поверхностям кольцевого канала соответственно;

углы φ1 и φ2 отсчитываются от узкой части эксцентрического кольцевого канала (рис. 3.1.2.1).

Пределы применимости формулы: Re ≤ 2300.

Погрешность δ расчета τi составляет ±10 %.

3.1.2.1.3. Ламинарное продольное течение в сборках стержней

В разделе рассматриваются правильные упаковки стержней. Стержни (твэлы) располагаются по вершинам равностороннего треугольника или квадрата. Соответственно такие системы называются треугольными или квадратными упаковками стержней. Схемы ячеек показаны на рис. 3.1.2.2.

Рис. 3.1.2.2. Схемы треугольной и квадратной упаковки стержней

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при ламинарном течении в сборках стержней треугольной и квадратной упаковок рассчитывается по формуле [3]:

(3.1.2.18)

где ;

ξ - относительный радиус эквивалентной окружности, которой заменяется шестигранная или квадратная граница ячейки вокруг стержней;

где R* - радиус эквивалентного по площади сектора круга;

dн - наружный диаметр стержня, м;

dг - гидравлический диаметр сборки стержней, который рассчитывается:

для треугольной упаковки стержней по формуле:

для квадратной упаковки стержней по формуле:

где X - относительный шаг расположения стержней в решетке.

Определяющий размер при расчете Re - гидравлический диаметр сборки стержней.

Пределы применимости формулы (3.1.2.18): Re ≤ 2000; X = S/dн > 1,40.

Погрешность δ расчета ξ по формуле (3.1.2.18) составляет ±8 %.

Коэффициенты гидравлического сопротивления трения для сборок стержней треугольной и квадратной упаковок с погрешностью, большей, чем по формуле (3.1.2.18), рассчитываются по формуле [3]:

ξRe = 64Kф,

(3.1.2.19)

где Kф - коэффициент формы, значения которого приведены в таблице 3.1.2.2 [2].

Таблица 3.1.2.2

Коэффициент формы для сборок стержней треугольной
и квадратной упаковок

X = S/dн

1,00

1,02

1,05

1,10

1,20

1,30

1,40

1,50

2,00

Треугольная упаковка стержней

0,407

0,663

0,966

1,274

1,560

1,715

1,834

1,940

2,462

Квадратная упаковка стержней

0,406

0,518

0,679

0,913

1,264

1,510

1,699

1,858

2,518

Пределы применимости формулы (3.1.2.19): Re ≤ 2000; S/dн = 1,0 ÷ 2,0.

Погрешность δ расчета ξ по формуле составляет:

при S/dн = 1,0 ÷ 1,4 - ±12 %;

при 1,4 < S/dн < 2,0 - ±8 %.

Оценочные расчеты коэффициентов гидравлического сопротивления трения в сборках стержней допускается проводить по формуле (3.1.2.19), если принять:

для треугольной упаковки стержней [1, 2]

(3.1.2.20)

для квадратной упаковки стержней [1, 2]

(3.1.2.21)

В этом случае погрешность δ расчета ξ составляет ±15 %.

3.1.2.2. НЕСТАБИЛИЗИРОВАННОЕ ЛАМИНАРНОЕ ТЕЧЕНИЕ НА
ВХОДНОМ УЧАСТКЕ КАНАЛОВ

Под влиянием трения о стенки гидродинамические характеристики ламинарного потока в прямолинейных каналах изменяются на некоторой длине, называемой входным или начальным участком. Развитие характеристик потока сопряжено с дополнительными затратами энергии на прокачивание жидкости через канал.

При расчете теплообменных аппаратов с малой относительной длиной целесообразно учитывать особенности течения жидкости на начальном участке по сравнению с участком стабилизированного течения.

Длина входного участка и профиля гидродинамических характеристик в его различных сечениях зависят от конфигурации входных устройств.

Формирование профиля скорости на гидродинамическом входном участке осуществляется через молекулярный механизм обмена. Это приводит к тому, что длина входного участка при выбранной конфигурации входного устройства не зависит от характеристик поверхности каналов, т.е. для каналов с гладкими или шероховатыми стенками длина входных участков практически одинакова при фиксированном числе Рейнольдса.

3.1.2.2.1. Нестабилизированное ламинарное течение на входном
участке круглой трубы

Длина входного участка (участка стабилизации потока) при ламинарном течении в круглых трубах с плавным профилированным входом рассчитывается по формуле [5, 6]:

Lст/dвн = 0,055Re,

(3.1.2.25)

где Lст - длина входного участка, м;

dвн - внутренний диаметр, м.

Пределы применимости формулы: Re ≤ 2300.

Погрешность δ расчета Lст составляет ±10 калибров трубы.

Падение давления по длине входного участка круглой трубы вызывается поверхностным трением и изменением количества движения потока жидкости.

Перепад давления на участке между входным и произвольными поперечными сечениями входного участка трубы рассчитывается по формуле [5, 6]:

(3.1.2.26)

где X = x/(Redвн) - безразмерное расстояние между входным и произвольным поперечными сечениями входного участка трубы.

Пределы применимости формулы: ReReкр.

Погрешность δ расчета  составляет ±6 %.

Перепад давления на всей длине входного участка трубы рассчитывается по формуле:

(3.1.2.27)

При стабилизированном ламинарном течении перепад давления на длине трубы, равной длине входного участка, равен:

(3.1.2.28)

Средняя скорость задаётся.

Из отношения перепадов давления, найденных по формулам (3.1.2.27) и (3.1.2.28), следует, что на всей длине входного участка затраты энергии на прокачивание ламинарного потока жидкости в 1,33 раза больше, чем на соответствующей длине стабилизированного ламинарного течения.

Пределы применимости формулы (3.1.2.27): ReReкр;

погрешность δ расчета ΔРвх составляет ± 6 %.

Профиль скорости при ламинарном течении жидкости на входном участке круглой трубы рассчитывается [5, 6]:

■ в пограничном слое по формуле:

(3.1.2.29)

где  - относительная толщина пограничного слоя, зависящая от продольной координаты х;

Y - расстояние от стенки трубы;

■ в центральной части трубы за пределами пограничного слоя по формуле [5, 6]:

(3.1.2.30)

Пределы применимости формул (1.2.29), (1.2.30): ReReкр.

Погрешность δ расчета u составляет ±10 %.


Толщина пограничного слоя при заданном числе Рейнольдса связана с продольной координатой зависимостью [5, 6]:

(3.1.2.31)

При фиксированных расстояниях х и Re толщина пограничного слоя находится итерационно.

3.1.2.2.2. Нестабилизированное ламинарное течение на
входном участке плоской трубы

Плоская труба - канал, образованный двумя плоскими параллельными пластинами бесконечных размеров. Плоская труба является предельным случаем кольцевого канала.

Длина входного гидродинамического участка в плоских трубах с гладкой и шероховатой поверхностями рассчитывается по формуле [5, 6]:

(3.1.2.32)

где Re = 2wH/ν; H - расстояние между параллельными пластинами, характерный размер при расчете Re.

Пределы применимости: пластины с регулярной шероховатостью в форме выступов прямоугольного поперечного сечения; относительная высота элементов шероховатости изменяется от 0 до H/3; ReReкр.

Погрешность расчета Lст составляет 10H.

Список литературы к разделу 3.1.2

1. Петухов Б.С. Теплообмен и сопротивление при ламинарном течении жидкости в трубах. - М.: Энергия, 1967.

2. Мигай В.К. Гидравлическое сопротивление треугольных каналов в ламинарном потоке. - Известия вузов, сер. Энергетика, 1963, № 5.

3. Субботин В.И., Ибрагимов М.Х., Ушаков П.А. и др. Гидродинамика и теплообмен в атомных энергетических установках. - М.: Атомиздат, 1975.

4. Ушаков П.А. Влияние эксцентриситета на гидродинамические характеристики кольцевых каналов. Теплофизика высоких температур, 1976, том 14, № 1.

5. Шах. Корреляция решений для гидродинамического начального участка каналов круглого и некруглого сечений при ламинарном режиме. Теоретические основы инженерных расчетов, 1978, т. 100, № 2.

6. Кэмпбелл, Слэттерн. Течение на начальном участке трубы. Техническая механика, 1963, т. 85, сер. Д., № 1.


3.1.3. ОДНОФАЗНЫЕ ТУРБУЛЕНТНЫЕ ТЕЧЕНИЯ

3.1.3.1 СТАЦИОНАРНОЕ СТАБИЛИЗИРОВАННОЕ ТУРБУЛЕНТНОЕ
ТЕЧЕНИЕ В КАНАЛАХ

Помимо ламинарного наблюдаются также следующие режимы течения [1]:

■ турбулентный режим без проявления шероховатости при у+ ≤ 5, где у+ = yv/v;  , у - расстояние от стенки, м.

В этом режиме гидравлическое сопротивление такое же, как и в гладких трубах:

■ переходный режим при 5 < у+ ≤ 70; в этом режиме течения гидравлическое сопротивление зависит от Re и отношения dвн/k, где k - абсолютная высота бугорков шероховатости;

■ автомодельный режим при у+ > 70, при котором коэффициент гидравлического сопротивления не зависит (или слабо зависит) от Re и зависит от отношения dвн/k.

Трубы с неравномерной шероховатостью считаются гладкими, если Δ/dг < 15/Re,

где Δ - эквивалентная абсолютная шероховатость, м; Re = Wdг/v [2].

Таблица 3.1.3

Значения Δ для различных материалов [2]

Материал

Значение Δ, м

Нержавеющая сталь

1·10-5

Алюминий

1,5·10-5

Углеродистая сталь:

 

новые трубы при тщательной очистке воды

8·10-5

трубы для насыщенного пара или воды с незначительной коррозией

2·10-4

водопроводы, находящиеся в эксплуатации

2·10-3

Все рекомендации раздела получены для изотермического течения или случаев слабой зависимости теплофизических свойств от температуры.

Теплофизические свойства, если особо не оговаривается, относятся к средней массовой температуре потока в заданном сечении канала.

3.1.3.1.1. Стационарное стабилизированное турбулентное течение в трубах

В разделе приведены соотношения для расчета коэффициентов гидравлического сопротивления трения, касательных напряжений и полей скорости.

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при турбулентном течении в круглой трубе рассчитывается по формуле Филоненко:

ξ = 1/(1,82lgRe - 1,64)2,

(3.1.3.1)

где

Пределы применимости формулы: Re = 4·103 ÷ 108.

Погрешность δ расчета ξ составляет ±5 %.

Касательное напряжение на стенке трубы круглого поперечного сечения при турбулентном течении рассчитывается по формуле:

τст = (ξ/8)ρw2.

(3.1.3.2)

Пределы применимости формулы: Re = 4·103 ÷ 108.

Погрешность δ расчета τст составляет ±10 %.

Распределение скорости при турбулентном течении в трубе круглого поперечного сечения рассчитывается по формулам универсального закона [1]:

u+ = y+

при y+ < 5;

(3.1.3.3)

u+ = 11,5lgy+ - 3,05

при y+ = 5 ÷ 30;

(3.1.3.4)

u+ = 5,75lgy+ + 5,5

при y+ > 30,

(3.1.3.5)

где u+ = w/v; у+ = yv/v; ; у - расстояние от стенки трубы, м.

Пределы применимости формул: Re = 4·103 ÷ 108.

Погрешность δ расчета w по формулам (3.1.3.3), (3.1.3.4), (3.1.3.5) составляет ±5 %.

Распределение скорости в трубе круглого поперечного сечения может также рассчитываться по единой по всем диапазонам изменения у+ формуле [3]:

(3.1.3.6)

где .

Пределы применимости формулы: Re = 4·103 ÷ 108.

Погрешность δ расчета w по формуле составляет (+3 %; -5 %).

Отношение средней скорости к максимальной при турбулентном течении в трубе круглого поперечного сечения рассчитывается по формулам [1]:

(3.1.3.7)

 

(3.1.3.8)

Пределы применимости формул: Re = 4·103 ÷ 108.

Погрешность δ = ±10 %.

Коэффициент турбулентного переноса количества движения при турбулентном течении в трубе круглого поперечного сечения рассчитывается по формуле [4]:

(3.1.3.9)

где

wmax - максимальная скорость потока;

Y = y/rвн - относительное расстояние от стенки трубы;

rвн - внутренний радиус трубы;

распределение скорости рассчитывается по ранее приведенным формулам.

Пределы применимости формулы: Re = 104 ÷ 105.

Погрешность δ расчета ξν составляет ±20 %.

Интенсивность пульсаций скорости при турбулентном течении в трубе круглого поперечного сечения рассчитывается по формуле [4]:

(3.1.3.10)

где i = 1, 2, 3 - индекс, обозначающий направление пульсаций:

i = 1 - вдоль среднего движения;

i = 2 - перпендикулярно стенке;

i = 3 - в тангенциальном направлении;

А1 = 0,95; А2 = 0,40; А3 = 0,60;

B1 = 1,8; В2 = 0,7; В3 = 1,17;

w рассчитывается по формулам (3.1.3.5), (3.1.3.6).

Пределы применимости формулы: Re = 7,5·103 ÷ 2,5·105; у+ > 10.

Погрешность δ расчета Gi составляет ±10 %.

3.1.3.1.2. Стационарное стабилизированное турбулентное течение
в концентрических кольцевых каналах

В раздел включены соотношения для расчета коэффициентов гидравлического сопротивления трения, касательных напряжений и полей скорости при турбулентном течении в гладких кольцевых каналах. Схема кольцевого канала приведена на рис. 3.1.3.1.

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при турбулентном течении в кольцевых каналах рассчитывается по формуле [5]:

(3.1.3.11)

где θ = R1/R2;

ξо - коэффициент гидравлического сопротивления трения круглой трубы диаметром, равным гидравлическому диаметру кольцевого канала, ξо рассчитывается по формуле (3.1.3.1).

Пределы применимости формулы: Re = 2,3·103 ÷ 4·106; θ = 0,06 ÷ 1,00.

Погрешность δ расчета ξ составляет ±8 %.

Для приближенных расчетов в диапазоне θ = 0,1 ÷ 0,80 можно использовать формулу [6]:

(3.1.3.12)

Касательное напряжение на стенках концентрического кольцевого канала при турбулентном течении рассчитывается [7]:

■ на внутренней стенке по формуле:

(3.1.3.13)

■ на наружной стенке по формуле:

(3.1.3.14)

где ξ - рассчитывается по формуле (3.1.2.10).

Пределы применимости формул (3.1.3.13), (3.1.3.14):

Re = 2,3·103 ÷ 4·106; θ = 0,06 ÷ 1,00.

Погрешность δ расчета τ1 и τ2 по формулам составляет ±10 %.

Распределение скорости при турбулентном течении в кольцевом канале, при R1/R2 > 0,50 рассчитывается по формулам (3.1.3.3) ÷ (3.1.3.5), (3.1.3.6) для круглой трубы. Линия максимальной скорости при этом условии считается равноудаленной от стенок кольцевого канала.

Положение линии максимальной скорости в кольцевых каналах при θ < 0,50 рассчитывается по формуле [5]:

(3.1.3.15)

где rо - радиус линии максимальной скорости, м.

Рис. 3.1.3.1 Схема кольцевого канала

3.1.3.1.3. Стационарное стабилизированное турбулентное течение в
эксцентрических кольцевых каналах

Коэффициенты гидравлического сопротивления трения при турбулентном течении в эксцентрических кольцевых каналах рассчитываются по формуле [8]:

(3.1.3.16)

где ξo - рассчитывается по формуле (3.1.2.10);

В = 0,577 - 0,866(1 - θ) + 0,46(1 - θ)2;

f = 1 + 0,35е(1 - θ)4;

е = a/(R1 - R2);

а - эксцентриситет, м.

Пределы применимости формулы: Re = 6·103 ÷ 2,5·105;

θ > (0,1 + 0,5е) > 0,3.

Погрешность расчета ξ в первоисточнике не указана, но проиллюстрирована на рисунке сравнением с экспериментальными данными.

Относительное распределение касательного напряжения на стенках кольцевого канала с эксцентриситетом рассчитывается по формуле [8]:

(3.1.3.17)

где i = 1 для внутреннего и i = 2 для внешнего периметров кольцевого зазора;

(3.1.3.18)

 

(3.1.3.19)

 

(3.1.3.20)

Пределы применимости формулы: θ = 0,25 ÷ 1,00.

Погрешность δ расчета τi составляет ±15 %.

Средние по периметру касательные напряжения на стенках кольцевого канала с эксцентриситетом рассчитываются по формулам [8]:

(3.1.3.21)

 

(3.1.3.22)

где ξ - рассчитывается по формуле (3.1.3.16),  - средняя скорость среды в канале.

Пределы применимости формул: θ = 0,25 ÷ 1,00;  - для внешней стенки кольцевого канала;

Погрешность δ расчета  составляет ±15 %.

Средние по радиусу кольцевого канала с эксцентриситетом локальные скорости рассчитываются по формуле [8]:

(3.1.3.23)

где ξ - рассчитывается по формуле (3.1.2.10); ξo - рассчитывается по формуле (3.1.3.16).

Пределы применимости формулы: Re = 6·103 ÷ 2,5·105;

θ ≥ 0,1 + 0,5е ≥ 0,3, где е - значение эксцентриситета, 0 ≤ е ≤ 1.

Погрешность δ расчета  составляет ±20 %.

3.1.3.1.4. Стационарное стабилизированное турбулентное течение
в сборках стержней треугольной упаковки

В раздел включены соотношения для расчета коэффициентов гидравлического сопротивления трения, касательных напряжений и полей скорости при турбулентном стабилизированном течении вдоль сборок гладких цилиндрических стержней треугольной упаковки. Так как гидродинамика жидких металлов и воды одинакова, то формулы для жидких металлов справедливы и для воды.

Стержни сборки треугольной упаковки образуют три типа ячеек (рис. 3.1.3.2).

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при турбулентном течении в сборках гладких стержней треугольной упаковки рассчитывается по формуле [9]:

ξ/ξo = 1 + (S/dн - 1)0,32,

(3.1.3.24)

где ξo = 0,210/Re0,25; .

Определяющий размер при расчете числа Re - гидравлический диаметр треугольной упаковки стержней, рассчитывается, как (см. раздел 3.1.2.1.3):

Пределы применимости формулы: S/dн = 1,0 ÷ 1,5; Re = 6·103 ÷ 105.

Погрешность δ расчета ξ составляет ±6 %.

Рис. 3.1.3.2. Расположение ячеек внутри сборки гладких стержней
треугольной упаковки:
1 - центральная ячейка; 2 - боковая ячейка; 3 - угловая ячейка

Среднее по периметру стержня в сборке гладких стержней касательное напряжение рассчитывается по формуле [1, 10]:

(3.1.3.25)

где ξ - рассчитывается по формуле (3.1.3.24).

Пределы применимости формулы: S/dн = 1,0 ÷ 1,5; Re = 6·103 ÷ 105.

Погрешность δ расчета τ составляет ±10 %.

Распределение касательных напряжений по периметру стержня центральной ячейки рассчитывается по формуле [1, 10]:

(3.1.3.26)

где φ - угол, отсчитываемый от узкого сечения центральной ячейки в радианах;

коэффициенты А1 ÷ А4 приведены в таблице 3.1.3.1.

Пределы применимости формулы: S/dн = 1,0 ÷ 1,5; Re = 6·103 ÷ 105.

Погрешность δ расчета τφ составляет ±15 %.

Таблица 3.1.3.1

Значения коэффициентов А1 ÷ А4 в формуле (3.1.3.26)

S/dн

A1

А2

А3

A4

1,00

-1,0073

-0,1059

0,0991

0,0318

1,05

-0,2522

0,0043

-0,0410

-0,0002

1,10

-0,1277

-0,0098

0,0028

0,0014

1,20

-0,0143

0

0

0

1,25

0

0

0

0

Расчет расходов в элементарных ячейках между стержнями часто производится по методу «изобарных сечений». Для учета обмена массой и количеством движения между ячейками стержневой сборки вводят коэффициенты межканального обмена.

Коэффициент межканального обмена массой представляет собой отношение расхода теплоносителя через единицу длины зазора между стержнями к продольному расходу теплоносителя. Коэффициент межканального обмена количеством движения указывает, какую долю от разности количества движения в двух смежных ячейках составляет поперечный перенос количества движения, отнесенный к единице длины зазора между ячейками. Показано, что коэффициент межканального обмена массой равен коэффициенту межканального обмена количеством движения, если оперировать лишь средними скоростями потока в ячейках. В дальнейшем не делается различия между этими двумя коэффициентами перемешивания.

Межканальный обмен количеством движения осуществляется за счет молекулярного и турбулентного переноса (), а также за счет направленной конвекции (), поэтому суммарный коэффициент межканального обмена выглядит следующим образом [6]:

(3.1.3.27)

Коэффициент межканального обмена количеством движения за счет молекулярных и турбулентных процессов для сборок гладких стержней треугольной упаковки бесконечной длины рассчитывается по формуле [6]:

(3.1.3.28)

где .

Отношение между средними скоростями теплоносителя в боковой и центральной ячейках сборки гладких стержней треугольной упаковки при турбулентном течении рассчитывается по формуле [6]:

(3.1.3.29)

где ; ;

dг = 4ω/Р - гидравлический диаметр ячейки, м;

ω - площадь проходного сечения ячейки, м2;

Р - смоченный периметр ячейки, м;

 - коэффициент межканального обмена количеством движения, рассчитывается по формуле (3.1.3.28).

Скорость в заданной точке внутри ячейки рассчитывается по соотношениям для круглых труб (формулы 3.1.3.3 ÷ 3.1.3.6) с использованием локальных масштабов [6]:

(3.1.3.30)

где ; τφ рассчитывается по формуле (3.1.3.26), уi - координата по нормали к стенке.


Отношение средней скорости к максимальной в ячейке сборки гладких стержней треугольной упаковки при турбулентном течении рассчитывается по формуле [6, 10]:

(3.1.3.31)

где  ; dн - наружный диаметр стержней.

Пределы применимости формулы: Re = 4·103 ÷ 105.

Погрешность δ расчета  составляет ±10 %.

3.1.3.1.5. Стационарное стабилизированное турбулентное течение
в сборках стержней квадратной упаковки

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при турбулентном течении в сборках гладких стержней квадратной упаковки рассчитывается по формуле [10]:

(3.1.3.32)

где β = 10(S/dн - 1); ξо - коэффициент гидравлического сопротивления трения при турбулентном течении в трубе, внутренний диаметр которой равен гидравлическому диаметру сборки стержней квадратной упаковки; ξо рассчитывается по формуле (3.1.3.1).

Определяющий размер при расчете числа Re по формуле (3.1.3.1) - гидравлический диаметр сборки стержней квадратной упаковки, который рассчитывается по формуле (см. раздел 3.1.2.1.3):

Пределы применимости формулы: 1< S/dн < 2.

Погрешность δ расчета ξ составляет ±10 %.


3.1.3.1.6. Стационарное стабилизированное турбулентное течение
внутри трубы змеевика

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при турбулентном течении внутри трубы змеевика рассчитывается по формуле [11]:

ξ = ξоKф,

(3.1.3.33)

где ξо - коэффициент гидравлического сопротивления трения в прямой трубе того же внутреннего диаметра, что и труба змеевика;

Kф - коэффициент формы змеевика;

где dвн - внутренний диаметр трубы змеевика, м;

dзм - диаметр навивки змеевика, м;

пределы применимости: .

Погрешность δ расчета ξ составляет ±10 %.

Коэффициент гидравлического сопротивления при течении внутри труб змеевиков с большим радиусом гиба  рассчитывается по зависимостям для прямых труб.

3.1.3.1.7. Местные гидравлические сопротивления при стационарном
турбулентном течении в каналах

Потери давления на местном сопротивлении рассчитываются по формуле (3.1.1.6) [6]:

где ΔРм в [Па];

ξм - коэффициент местного сопротивления;  - средняя скорость потока, к которой отнесен коэффициент местного сопротивления, м/с. Обычно это скорость в наименьшем проходном сечении канала.

Местные гидравлические сопротивления возникают при резком изменении поперечного сечения канала и направления движения потока теплоносителя и считаются сосредоточенными.

Коэффициенты местного гидравлического сопротивления рассчитываются [11]:

■ при внезапном расширении канала по формуле:

(3.1.3.34)

где  - отношения площади проходного сечения канала за расширением к площади канала до расширения; определяющая скорость - скорость потока до расширения;

■ при внезапном сужении канала по формулам:

при m 0,20,

(3.1.3.35а)

 

при m > 0,20,

(3.1.3.35б)

где  - отношение площади за сужением к площади канала перед сужением, определяющая скорость - скорость потока за сужением;

■ при выходе турбулентного потока из канала в большой объем по формуле:

ξм = 1;

(3.1.3.36)

■ при входе турбулентного потока в трубу, заделанную заподлицо со стенкой по формуле:

ξм = 0,50;

(3.1.3.37)

■ при входе турбулентного потока в трубу с выступающими кромками с помощью таблицы:

δ/dвн

b/dвн

ξм

0,20

1,00

0,05 ÷ 0,20

0,85

> 0,4

-

0,50

■ при входе турбулентного потока в трубу с закругленными кромками с помощью таблицы:

r/dвн

ξм

Примечания

0,05

0,40

при выступающих кромках

0,05

0,25

при кромках заподлицо

0,10

0,12

со стенкой

0,20

0

-

■ при входе турбулентного потока в трубу через решетку или диафрагму по формуле:

ξм = (1,707n - 1)2,

(3.1.3.38)

где n = f2/f1;

f2 - площадь проходного сечения решетки или диафрагмы;

f1 - площадь сечения трубы;

определяющая скорость - скорость потока до решетки или диафрагмы;

■ выход турбулентного потока через решетку или диафрагму по формуле:

(3.1.3.39)

где n = f1/f2;

определяющая скорость - скорость потока за решеткой или диафрагмой;

■ при течении турбулентного потока через решетку или диафрагму, расположенную внутри трубы по формуле и схематически:

(3.1.3.40)

где n = f1/f2;

определяющая скорость - скорость потока до решетки или диафрагмы;

■ при входе турбулентного потока в трубу через боковые отверстия (m - число отверстий) - с помощью таблицы и схематически:

f1/f2

ξm

т = 1

m = 2

0,20

65,0

65,0

0,30

30,0

36,5

0,40

14,9

17,0

0,50

9,0

12,0

0,60

6,3

8,7

0,70

4,5

6,9

0,80

3,5

5,5

0,90

2,7

4,5

1,00

2,3

3,8

1,20

1,6

2,8

1,40

-

2,0

Определяющая скорость - скорость в наименьшем проходном сечении;

■ выход турбулентного потока из трубы через боковые отверстия - с помощью таблицы (m - число отверстий) и схематически:

f1/f2

ξm

т = 1

т = 2

0,20

66,0

68,0

0,30

30,0

33,0

0,40

16,0

16,0

0,50

10,0

12,0

0,60

7,3

8,5

0,70

5,5

6,8

0,80

4,5

5,9

0,90

3,7

5,0

1,00

3,2

4,4

1,20

2,4

3,5

Определяющая скорость - скорость в наименьшем проходном сечении.

Гидравлический коэффициент местного сопротивления при течении турбулентного потока через дистанционирующие решетки и решетки-интенсификаторы теплосъема при равномерном распределении расхода по ячейкам проходного сечения рассчитывается по формуле [11]:

(3.1.3.41)

где  - коэффициент сужения;

f - площадь проходного сечения канала, м2;

fp - площадь проходного сечения дистанционирующей решетки, м2;

wp - скорость потока через отверстие решетки, м/с;

dг - гидравлический диаметр решетки, м;

Lp - высота решетки, м;

kш - абсолютная шероховатость материала решетки-интенсификатора, м.

Пределы применимости формулы: Re = 105 ÷ 106.

Погрешность δ расчета ξм составляет ±10 %.

Коэффициент местного гидравлического сопротивления при течении турбулентного потока через дистанционирующие решетки и решетки-интенсификаторы теплосъема с неравномерным распределением расхода по ячейкам рассчитывается по формуле [10]:

(3.1.3.42)

где ξ1 - рассчитывается по формуле (3.1.3.41);

dгi - гидравлический диаметр i-й ячейки, м;

 - доля проходного сечения i-ой ячейки в общем проходном сечении дистанционирующей решетки;

;  - средняя скорость потока в канале, м/с;

dгo - гидравлический диаметр канала, м.

Пределы применимости формулы: Re = 105 ÷ 106.

Погрешность δ расчета ξм составляет ±10 %.

Гидравлическое сопротивление при турбулентном течении потока в поворотах рассчитывается по формуле [10]:

(3.1.3.43)

где ΔР в [Па];

ξм = 0,73KN;

ξтр - коэффициент гидравлического сопротивления трения о стенки гиба рассчитывается по формулам раздела 3.1.3.1;

L - длина гиба, м;

dвн - внутренний диаметр гиба, м;

K - коэффициент, зависящий от угла поворота потока в канале, определяется по чертежу (3.1.3.3);

N - коэффициент, зависящий от относительного радиуса закругления гиба, r - определяется по рис. (3.1.3.4).

Пределы применимости формулы: Re = 104 ÷ 106.

Погрешность δ расчета ΔР составляет ±20 %.

Рис. 3.1.3.3. Зависимость коэффициента K от угла поворота

Эта кривая со среднеквадратичной погрешностью 0,5 % описывается формулой:

K = - 1 - 0,393074·104 / (δ - 0,139532·104) - 0,170774·103 / (δ + 0,934155·102)

Рис. 3.1.3.4. Зависимость коэффициента N от относительного
радиуса закругления гиба

Эта кривая со среднеквадратичной погрешностью 0,9 % описывается формулой:

N = 0,05684 + 0,364 / (r/d + 0,4925).

3.1.3.2. НЕСТАБИЛИЗИРОВАННОЕ ТУРБУЛЕНТНОЕ ТЕЧЕНИЕ НА
ВХОДНЫХ УЧАСТКАХ КАНАЛОВ

3.1.3.2.1. Нестабилизированное турбулентное течение
на входном участке трубы

Длина входного участка при турбулентном течении в круглых гладких трубах с плавным профилированным входом рассчитывается по формуле [12, 13]:

(3.1.3.44)

где

Погрешность в определении Lст при плавном входе в круглую трубу составляет ±7 калибров трубы.

Схема развития пограничного слоя при течении жидкости на начальном участке круглых труб с плавным входом приведена на рис. 3.1.3.5.

Рис. 3.1.3.5. Схема развитого пограничного слоя при течении жидкости
на начальном участке круглых труб с плавным входом (карта устойчивости)

Длина входного участка при турбулентном течении в круглых гладких трубах с турбулизирующими входными устройствами (внезапное сужение, конфузор, диффузор, диафрагмирующие шайбы и т.д.) рассчитывается по формуле [12, 13]:

(3.1.3.44а)

Из сравнения формул (3.1.3.44) и (3.1.3.44а) следует, что гидродинамические возмущения турбулентного потока на входе в круглые трубы значительно уменьшают длину входного участка.

Пределы применимости формул (3.1.3.44) и (3.1.3.44а):

Re = 5·103 ÷ 106.

Погрешность δ в определении Lст составляет ±3 калибра трубы.

При турбулентном течении жидкости энергия на перестройку гидродинамических характеристик потока затрачивается, в основном, на первой половине входного участка круглой трубы.

Падение давления на длине ΔL = 0,5Lст при турбулентном течении в трубах с плавным профилированным входом рассчитывается по формуле [12, 13]:

(3.1.3.45)

где wст - скорость на оси трубы при стабилизированном турбулентном течении;

величина  зависит от числа Рейнольдса и вычисляется по формуле (3.1.3.9).

Пределы применимости формулы: Re = 104 ÷ 105.

Погрешность δ расчета ΔРвх составляет ±20 %.

3.1.3.2.2. Нестабилизированное турбулентное течение
на входном участке стержневых сборок

Длина входного участка зависит от конструктивного оформления входа в стержневую сборку.

Максимальная относительная длина входного участка принимается [14]:

■ при плавном профилированном входе в сборку:

Lст/dг = 92;

(3.1.3.46)


при остроугольном входе, или иначе, входе из большого объема:

Lст/dг = 87;

(3.1.3.47)

при наличии трубной решетки на входе в стержневую сборку:

Lст/dг = 73.

(3.1.3.48)

Пределы применимости формул: S/dн = 1; Re = 1,5·104 ÷ 7,5·104.

Погрешность δ определения Lст составляет ±5dг.

3.1.3.3. ТУРБУЛЕНТНОЕ ТЕЧЕНИЕ В КАНАЛАХ С ШЕРОХОВАТЫМИ
СТЕНКАМИ

3.1.3.3.1. Турбулентное течение в трубах с регулярной шероховатостью стенки

Падение давления при турбулентном течении в трубе с регулярно расположенными на стенке элементами шероховатости (выступы прямоугольного сечения, рис. 3.1.3.6) рассчитывается по формуле [15]:

(3.1.3.49)

где dэ - эффективный внутренний диаметр трубы с регулярной шероховатостью стенки, который рассчитывается с учетом объема вихревых зон потока при обтекании элементов шероховатости.

Эффективный внутренний диаметр рассчитывается:

■ при  по формуле:

(3.1.3.50)

■ при

(3.1.3.51)

 


где

Средняя эффективная скорость потока в трубе с регулярной шероховатостью стенки рассчитывается по формуле:

(3.1.3.52)

где М - массовый расход жидкости, кг/с; ρ - средняя на длине ΔL плотность, кг/м3.

Рис. 3.1.3.6. Линейные размеры трубы и элемента регулярной шероховатости:

Do = dвн - внутренний диаметр трубы без выступов, м;
m - продольный размер выступа, м; k - высота выступа, м;
S - шаг расположения элементов регулярной шероховатости, м;
dэ - эффективный диаметр трубы с регулярной шероховатостью стенки, м;
Dпр = dпp - приведенный диаметр трубы с регулярной шероховатостью стенки, м.

Эффективное число Рейнольдса при турбулентном течении в трубе с регулярной шероховатостью стенки рассчитывается по формуле:

(3.1.3.53)

Эффективный коэффициент гидравлического сопротивления трения при турбулентном течении в трубе с регулярной шероховатостью стенки рассчитывается по формуле:

(3.1.3.54)

где ξв - вихревой коэффициент гидравлического сопротивления трения;

ΔLв - длина трубы, занятая вихревыми зонами;

ΔLв = 1,7k - до элемента шероховатости, ΔLв = 5k - после элемента шероховатости, общая ΔLв = 1,7k + 5k = 6,7k;

ξo - коэффициент гидравлического сопротивления трения при турбулентном течении в гладкой трубе внутренним диаметром dэ рассчитывается по формуле (3.1.3.1).

Вихревой коэффициент гидравлического сопротивления трения рассчитывается по формуле:

(3.1.3.55)

 

где

А = 1,19, когда 0,3 < Х < 1,8;

А = -0,52X + 1,34, когда -2,7 < Х < 0,3;

kэ - эффективная высота шероховатости, kэ = k - (Rвн - Rэ);

 - средний масштаб вихрей при турбулентном течении в трубе с регулярной шероховатостью стенки;

где Rпp - приведенный радиус трубы с регулярной шероховатостью стенки:

Пределы применимости формулы (3.1.3.55):

Погрешность δ расчета ΔР составляет ±25 %.

При расчете профиля скорости труба внутренним диаметром dвн с регулярной шероховатостью стенки условно заменяется на трубу с гладкими стенками с внутренним диаметром dэ.

Профиль скорости при турбулентном течении в трубе с внутренним диаметром dэ рассчитывается по формуле:

U+ = 2,5lnηэ + С,

(3.1.3.56)

 

(3.1.3.57)

где

FI(ξэ) = 0,8925 - 0,2325lg(100ξэ)

(3.1.3.58)

- соотношение между средней эффективной и максимальной скоростями турбулентного потока в трубе с регулярной шероховатостью стенки;

ξэ - рассчитывается по формуле (3.1.3.54);

w = U+V;

уэ = ηэv/v - для безразмерных расстояний по нормали от стенки трубы диаметром dэ, которые измеряются в пределах:

(3.1.3.59)

 

(3.1.3.60)

где ηэ - безразмерное расстояние от стенки трубы диаметром dэ, которое рассчитывается по формуле:

 - скорость трения на стенке трубы диаметром dэ;

τo - касательное напряжение трения на стенке трубы диаметром dэ, которое рассчитывается по формуле:

уэ - расстояние от стенки трубы диаметром dэ,

ηоэ - безразмерный эффективный радиус трубы с регулярной шероховатостью стенки;

(3.1.3.61)

Пределы применимости формулы (3.1.3.61):

 

Погрешность δ расчета локальных скоростей w составляет ±10 %.

3.1.3.3.2. Турбулентное течение в кольцевых каналах
с регулярной шероховатостью стенок

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при турбулентном течении в кольцевых каналах с регулярной шероховатостью (прямоугольные выступы, рис. 3.1.3.7) на поверхности внутреннего стержня рассчитываются по формуле:

ξ = (0,53 + 1,85k/dэ)Re-0,07,

(3.1.3.62)

где k - высота прямоугольного выступа, м;

dэ = d2 - d1 - эквивалентный диаметр зазора кольцевого канала (рис. 3.1.3.7), м;

d1 - внутренний диаметр зазора кольцевого канала с учетом шероховатости;

dэ - определяющий размер при расчете числа Рейнольдса.

Пределы применимости формулы: Re = 5·103 ÷ 5·105;

k/dэ = 0,0028 ÷ 0,021; k/b = 0,3 ÷ 0,8, b - ширина выступа;

S/k = 10; d1/d2 = 0,40.

Погрешность δ расчета ξ составляет ±4 %.

Рис.3.1.3.7. Линейные размеры кольцевого канала и элементов
регулярной шероховатости:
а) - прямоугольные выступы; б) - закругленные трапецеидальные выступы

Коэффициенты гидравлического сопротивления трения при турбулентном течении в кольцевых каналах с регулярной шероховатостью (закругленные трапецеидальные выступы, рис. 3.1.3.7) на поверхности внутреннего стержня рассчитываются по формуле:

ξ = (0,063 + 5k/dэ)Re-0,11,

(3.1.3.63)

где k - высота закругленного трапецеидального выступа;

dэ = d2 - d1 - эквивалентный диаметр кольцевого канала (рис. 3.1.3.7);

dэ - определяющий размер при расчете числа Рейнольдса.

Пределы применимости формулы:

Re = 5·103 ÷ 5·105; k/dэ = 0,0028 ÷ 0,021;

k/b = 0,3 ÷ 0,8; S/k ~ 10; d1/d2 ~ 0,40.

Погрешность δ расчета ξ составляет ±4 %.

3.1.3.4. ТУРБУЛЕНТНОЕ ТЕЧЕНИЕ В ТРУБАХ С ПЕСОЧНОЙ
И ТЕХНИЧЕСКОЙ ШЕРОХОВАТОСТЯМИ

Турбулентное течение в трубах с песочной и технической шероховатостями приведено в соответствии с [15].

3.1.3.4.1 Турбулентное течение в трубе с песочной
шероховатостью стенки

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при турбулентном течении в трубе с песочной шероховатостью стенки (рис. 3.1.3.8) рассчитывается по формуле:

(3.1.3.64)

где ks - абсолютный размер песочной шероховатости, м;

Rпр - приведенный внутренний радиус трубы с песочной шероховатостью стенки (рис. 3.1.3.8);

Rпр - определяющий размер при расчете числа Рейнольдса;

Предел применимости формулы: Re > 6000.

Погрешность δ расчета ξ составляет ±7 %.

Рис. 3.1.3.8. Схема песочной и технической шероховатости стенки трубы

3.1.3.4.2. Турбулентное течение в трубе с технической шероховатостью стенки

Песочная шероховатость стенок в теплотехнических и гидротехнических устройствах реализуется редко. На практике имеют место случаи нерегулярной шероховатости стенок, которая является следствием либо технологической обработки материала, либо появляется в процессе эксплуатации в результате осаждения на стенках твердых примесей потока, в результате коррозии, эрозии материалов. Такую шероховатость называют технической. Размеры технической шероховатости определить достаточно сложно.

В связи с этим вводится величина шероховатости, эквивалентной песочной шероховатости технического канала. Эквивалентная шероховатость устанавливается в опытах из равенства гидравлических сопротивлений технического канала и канала с песочной шероховатостью.

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при турбулентном течении в трубе с технической шероховатостью стенки (рис. 3.1.3.8) рассчитывается по формуле

(3.1.3.65)

где ks/Rпр - техническая шероховатость эквивалентная песочной;

эквивалентная песочная техническая шероховатость, определяется по таблицам 2 и 3 справочника [2];

Rпр - приведенный внутренний диаметр трубы с технической шероховатостью стенки;

Rпр - определяющий размер при расчете числа Рейнольдса.

Пределы применимости формулы: Re > 6000.

Погрешность δ расчета ξ из-за неопределенностей в классификации характера поверхности составляет ±25 %.

Профиль скорости при турбулентном течении в трубе с песочной и технической шероховатостями рассчитывается по формулам (3.1.3.56) ÷ (3.1.3.58), в которых ξэ рассчитывается по формуле (3.1.3.64).

При расчетах принимается Rэ = Rпp, что для случаев песочной и технической шероховатостей стенок трубы не вносит заметной погрешности в результаты расчета скорости.

3.1.3.5. ПОПЕРЕЧНОЕ ОБТЕКАНИЕ ТУРБУЛЕНТНЫМ ПОТОКОМ
ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ТЕЛ И ПУЧКОВ ТРУБ

3.1.3.5.1 Поперечное обтекание турбулентным потоком цилиндрических тел

Полное гидравлическое сопротивление при поперечном обтекании изотермическим турбулентным потоком цилиндрических тел равно равнодействующей сил трения и давления, приложенных к поверхности тел.

Безразмерный коэффициент полного гидравлического сопротивления рассчитывается по формуле [16]:

(3.1.3.66)

 

или ξ = ξтр + ξд,

(3.1.3.67)

где ΔРд - потери давления, обусловленные неполным восстановлением давления;

wнп - скорость набегающего потока, м/с;

dн - наружный диаметр трубы, цилиндра, м.

При малых значениях Re основную часть полного сопротивления составляет сопротивление трения, которое с увеличением Re уменьшается так, что .

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при поперечном обтекании потоком круглого цилиндра при Re < 30 рассчитывается по формуле [17]:

(3.1.3.68)

а в диапазоне Re = 30 ÷ 104 - по формуле [17]:

ξ = 4Re-0,5.

(3.1.3.69)

Коэффициент полного гидравлического сопротивления при поперечном обтекании турбулентным потоком (Re = 104 ÷ 2·105) [18]:

■ круглого цилиндра

ξ = 1,20;

(3.1.3.70)

■ эллиптического цилиндра вдоль большой оси

ξ = 0,7;

(3.1.3.71)

■ эллиптического цилиндра вдоль малой оси

ξ = 1,7.

(3.1.3.72)

При Re > 103 основной вклад в коэффициент полного гидравлического сопротивления вносит коэффициент сопротивления давления, на который влияют степень турбулентности потока Тu, загромождение канала kзгр и шероховатость обтекаемых тел.

Коэффициент сопротивления давления при обтекании потоком одиночного цилиндра рассчитывается [16]:

■ при Ret = 40 ÷ 103 по формуле [16, 18]:

ξд = 1,09,

(3.1.3.73)

где Ret = ReTu - турбулентное число Рейнольдса;


 - степень турбулентности, доли единицы при расчетах;

 - интенсивность пульсаций скорости рассчитывается, например, по формуле (3.1.3.10);

■ при Ret = 103 ÷ 104, Тu = (0,3 ÷ 10) % рассчитывается по формуле [18]:

ξд = 45,3Re-0,5;

(3.1.3.74)

■ при Ret = 4·103 ÷ 105, Тu = (0,3 ÷ 12) %, kзгр = 0,25 по формуле [18]:

(3.1.3.75)

■ при Ret = 104 ÷ 2·105, kзгр = 0 ÷ 0,90 рассчитывается по формуле [19]:

(3.1.3.76)

где ξдо - коэффициент сопротивления давления при поперечном обтекании цилиндра безграничным потоком, при Ret = 105 ÷ 106, kзгр = 0,3 ÷ 0,7 рассчитывается по формуле [16]:

(3.1.3.77)

Значения констант формулы (3.1.3.77) приведены в таблице 3.1.3.2.

Погрешность δ расчета ξ, ξтр, ξд составляет ±10 %.

Таблица 3.1.3.2

Значения констант в формуле (3.1.3.77) для расчета коэффициента
сопротивления давления при поперечном обтекании турбулентным
потоком одиночного цилиндра

kзгр

Ао

А1

В1

С1

А2

В2

С2

0

0,10

1,11

1,80

3,95

0,25

0,80

6,00

0,30

0,22

1,58

2,50

2,06

0,30

1,10

4,50

0,50

0,88

1,62

5,80

1,78

1,50

1,20

4,30

0,70

2,25

4,80

6,00

1,58

1,90

1,22

4,20


Шероховатость поверхности влияет на коэффициент сопротивления давления при поперечном обтекании потоком цилиндрических тел в случае, если ее высота превышает безразмерную критическую величину, которая рассчитывается по формуле ukкр/v и равна 15-ти для ламинарного пограничного слоя и 70-ти для турбулентного пограничного слоя.

3.1.3.5.2. Поперечное обтекание турбулентным потоком пучков труб

Схема расположения труб и обозначение геометрических параметров для коридорных и шахматных пучков приведены на рис. 3.1.3.9.

Рис. 3.1.3.9. Схема расположения труб в шахматном и коридорном пучках:
S1 - поперечный шаг пучка; S2 - продольный шаг пучка

Гидравлическое сопротивление многорядных (для рядов с номера 4 и далее) коридорных и шахматных пучков гладких, наклонных и шероховатых труб при поперечном обтекании их турбулентным потоком рассчитывается по формуле [16]:

(3.1.3.78)

где ξ1 = (ξ/χ)χ - коэффициент гидравлического сопротивления одного глубинного ряда коридорных и шахматных пучков труб при поперечном обтекании;

ξ/χ - для коридорных пучков труб определяется по рис. 3.1.3.10 в зависимости от продольного относительного шага b и числа Рейнольдса, b = s2/dн;

ξ/χ - для шахматных пучков труб определяется по рис. 3.1.3.10 в зависимости от поперечного относительного шага а и числа Рейнольдса, а = s1/dн;

χ - для коридорных и шахматных пучков труб определяется по вспомогательным графикам на рис. 3.1.3.10 (а) и (б);

w - средняя скорость в минимальном проходном сечении пучка, используется для расчета числа Рейнольдса;

z - количество рядов в пучке труб;

cz - коэффициент, учитывающий зависимость гидравлического сопротивления от количества рядов пучка. Значения cz для малорядных коридорных и шахматных пучков труб определяются на рис. 3.1.3.11. Принимается, что cz = 1 при z ≥ 3;

cβ - коэффициент, учитывающий уменьшение гидравлического сопротивления пучка вследствие уменьшения угла атаки. Значения cβ определяются на рис. 3.1.3.12;

ск - коэффициент, учитывающий увеличение гидравлического сопротивления из-за шероховатости труб пучка. Значения ск для шахматных пучков труб определяется на рис. 3.1.3.13.

При расчете гидравлического сопротивления за определяющую температуру потока принимается средняя на глубине пучка температура, за определяющую скорость - средняя скорость в наименьшем проходном сечении пучка, за определяющий размер - наружный диаметр трубы пучка, т.е.

Пределы применимости формулы (1.3.97) определяются рис. 3.1.3.10 ÷ 3.1.3.13.

Погрешность δ расчета ΔР составляет ±20 %.

Коэффициент гидравлического сопротивления одного ряда при поперечном обтекании турбулентным потоком шахматных пучков шероховатых труб рассчитывается [16]:

■ при Re = 103 ÷ 2·105, а = S1/dн = 1,25 ÷ 2,00, b = S2/dн ≥ 0,395, k/dн = 6·10-3 ÷ 40·10-3 по формуле:

ξ1ш = 14,4(а - 1)-0,40Re-0,30(k/dн)0,15,

(3.1.3.79)

где

■ при Re = 2·105 ÷ 107, а = 1,25 ÷ 2,00, b = 1,25 ÷ 2,00,

k/dн = 10-3 ÷ 8·103 по формуле:

ξ1ш = 0,450(а - 1)-0,45(k/dн)0,07,

(3.1.3.80)

где k - высота элементов шероховатости, м;

dн - наружный диаметр трубы пучка, несущей шероховатость, м.

Рис. 3.1.3.10. Нормограммы для определения коэффициентов гидравлического
сопротивления коридорных и шахматных пучков труб при поперечном обтекании
их турбулентным потоком: а) - коридорные пучки труб, б) - шахматные пучки труб

Рис. 3.1.3.11. Поправочные коэффициенты для расчета гидравлического сопротивления
малорядных коридорных и шахматных пучков труб при поперечном обтекании их
турбулентным потоком: а) коридорные пучки труб, б) шахматные пучки труб

Рис. 3.1.3.12. Поправочный коэффициент ср для расчета гидравлического
сопротивления шахматных и коридорных пучков труб при поперечном
обтекании их турбулентным потоком:
1 - шахматные пучки труб, 2 - коридорные пучки труб

Рис. 3.1.3.13. Поправочный коэффициент ск для расчета гидравлического сопротивления шахматных пучков труб при поперечном обтекании их турбулентным потоком: k/dн - относительная высота элементов шероховатости

При расчете ξ за определяющую температуру принимается средняя температура жидкости, за определяющую скорость - средняя скорость в наименьшем проходном сечении пучка, за определяющий размер - наружный диаметр трубы пучка, т.е. .

Погрешность δ расчета ξ составляет ±10 %.

Коэффициент гидравлического сопротивления одного глубинного ряда шахматных пучков оребренных труб (спиральное оребрение) при поперечном обтекании их турбулентным потоком рассчитывается [20, 21]:

■ при Re = 102 ÷ 103, ε = 1,5 ÷ 6,0; а = 1,13 ÷ 2,00; b = 1,06 ÷ 2,00 по формуле:

ξ1ор = 135,2ε0,50Re-0,70a-0,55b0,50,

(3.1.3.81)

где ε - коэффициент оребрения - отношение полной внешней поверхности оребренной трубы к наружной поверхности трубы без оребрения;

■ при Re = 103 ÷ 105, ε = 1,9 ÷ 6,0, а = 1,60 ÷ 4,13, b = 1,20 ÷ 2,35 по формуле:

ξ1ор = 6,4ε0,50Re-0,25a-0,55b-0,50,

(3.1.3.82)

■ при Re = 105 ÷ 1,4·106, ε = 1,9 ÷ 16,0, а = 1,60 ÷ 4,13, b = 1,20 ÷ 2,35 по формуле:

ξ1ор = 0,36ε0,50a-0,55b-0,50.

(3.1.3.83)

Погрешность δ расчета ξ1ор составляет ±10 %.

Коэффициент гидравлического сопротивления одного глубинного ряда коридорных пучков оребренных труб (спиральное и круглое оребрение) при поперечном обтекании их турбулентным потоком рассчитывается по формуле [20, 21]:

ξ1ор = 0,13ε0,50η-0,40,

(3.1.3.84)

где η = (а - 1)(b - 1).

Пределы применимости формулы: Re = 103 ÷ 105; ε = 1,9 ÷ 16,3;

а = 2,38 ÷ 3,13; b = 1,20 ÷ 2,35.

Погрешность δ расчета ξ1ор составляет ±10 %.

3.1.3.6. ТУРБУЛЕНТНОЕ ТЕЧЕНИЕ В КАНАЛАХ
С ИНТЕНСИФИКАТОРАМИ ТЕПЛОСЪЕМА

3.1.3.6.1. Турбулентное течение в трубах с интенсификаторами Теплосъема

Коэффициент гидравлического сопротивления при турбулентном течении однофазной среды в одиночных трубах с поперечными кольцевыми гофрами (рис. 3.1.3.14) рассчитывается [22]:

■ при dвн/Dвн = 0,90 ÷ 0,97; t/Dвн = 0,5 ÷ 10 по формуле:

(3.1.3.85)

■ при dвн/Dвн = 0,88 ÷ 0,98; t/Dвн = 0,50 по формуле:

(3.1.3.86)

■ при dвн/Dвн = 0,90 ÷ 0,98; t/Dвн = 0,25 по формуле:

(3.1.3.87)

где  - при расчетах по формуле (3.1.3.87);

n = 1/3 - при нагревании жидкостей;

ξгл = 0,185Re-0,20 - коэффициент гидравлического сопротивления в гладкой трубе при расчетах по формулам (3.1.3.86), (3.1.3.87).

Пределы применимости формул (3.1.3.85) - (3.1.3.87):

где ν рассчитывается по среднемассовой температуре потока;

w - скорость потока в гладкой трубе, м/с.

Погрешность δ расчета ξ составляет ±12 %.

Рис. 3.1.3.14. Труба с поперечными кольцевыми гофрами-интенсификаторами
теплосъема:
Dвн - внутренний диаметр гладкой трубы; dвн - внутренний диаметр трубы с
кольцевыми гофрами; dн - наружный диаметр трубы с кольцевыми гофрами;
h - высота кольцевой гофры; t - шаг расположения кольцевых гофр

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при стабилизированном течении газов внутри одиночной витой трубы (рис. 3.1.3.15) рассчитывается по формуле [22]:

(3.1.3.88)

где dг - гидравлический диаметр витой трубы, м; D - диаметр кривизны канала, м.

Пределы применимости формулы:

 

Погрешность δ расчета ξ составляет ±15 %.

Рис. 3.1.3.15. Схема пучка из витых труб:
S - шаг закрутки витой трубы; dов - максимальный размер овала,
Δ - толщина витой трубы,
dн - наружный диаметр исходной гладкой трубы

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при турбулентном течении внутри одиночной спирально-навитой трубы (рис. 3.1.1.1) рассчитывается по формуле [11]:

(3.1.3.89)

где dсн = dцп - dвн, м,

dцп - диаметр цилиндрической поверхности, описанной около спирально навитой трубы, м; dвн - внутренний диаметр исходной трубы, м.

Пределы применимости формулы: Reкp < Re ≤ 8·104; S/dсн = 12 ÷ 40;

Погрешность δ расчета ξ составляет ±15 %.

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при турбулентном течении внутри одиночной локально-спирально-навитой трубы (рис. 3.1.1.1) рассчитывается по формуле [11]:

ξ = ξo[1 - 0,035(L/S)1,42],

(3.1.3.90)

где ξo - рассчитывается по формуле (3.1.3.89).

Пределы применимости формулы те же, что и формулы (3.1.3.89), а также L/S = 2 ÷ 5.

Погрешность δ расчета ξ составляет ±15 %.

Коэффициент гидравлического сопротивления при турбулентном течении внутри трубы с трехзаходным внутренним спиральным оребрением рассчитывается по формуле [11]:

(3.1.3.91)

где ξo - коэффициент гидравлического сопротивления трения исходной гладкой трубы;

 

w - скорость потока в исходной гладкой трубе;

dвн - внутренний диаметр исходной трубы;

h - высота оребрения, м;

S - шаг оребрения, м;

Пределы применимости формулы:

Погрешность δ расчета ξ составляет ±15 %.

3.1.3.6.2. Турбулентное течение в кольцевых каналах
с интенсификаторами теплосъема

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при турбулентном течении в кольцевых каналах с внутренней спирально-навитой трубой (рис. 3.1.3.16) рассчитывается [11]:

■ при S/dцп = 3 ÷ 5 по формуле:

(3.1.3.92)

■ при S/dцп > 5 по формуле:

(3.1.3.93)

где

dн - наружный диаметр исходной гладкой трубы, м.

Пределы применимости формулы: Re = Reкр ÷ 5·104;

Reкр = 2000(S/dсн)-0,30; dсн = dцп - dн; θ = 0,5 ÷ 0,95.

Погрешность δ расчета ξ составляет ±15 %.

Коэффициент гидравлического сопротивления трения при турбулентном течении в кольцевых каналах с внутренней локально спирально-навитой трубой (рис. 3.1.3.16) рассчитывается по формуле [11]:

ξ = ξo[1 - 0,065(L/S)1,2],

(3.1.3.94)

где ξo - рассчитывается по формулам (3.1.3.92), (3.1.3.93).

Пределы применимости формулы: S/dцп = 1,2 ÷ 1,6; L/S =2 ÷ 5.

Погрешность δ расчета ξ составляет ±15 %.

3.1.3.6.3. Турбулентное течение в пучках труб
с интенсификаторами теплосъема

Коэффициент гидравлического сопротивления при турбулентном продольном течении среды в межтрубном пространстве шахматных пучков труб с поперечными кольцевыми гофрами (рис. 3.1.3.14) рассчитывается [11]:

Рис. 3.1.3.16. Кольцевой канал с внутренней спирально-навитой трубой:
а - кольцевой канал с внутренней спирально-навитой трубой;
б - кольцевой канал с внутренней локально-спирально-навитой трубой

 


■ при Re < 3,1·103 по формуле:

ξ/ξгл = 1;

(3.1.3.95)

■ при Re = 3,1·103 ÷ 2·104 по формуле:

(3.1.3.96)

■ при Re = 2·104 ÷ 105 по формуле:

(3.1.3.97)

где

 - коэффициент гидравлического сопротивления трения в гладкой трубе исходного диаметра.

Пределы применимости формул: S/Dн = 1,02 ÷ 10.

Погрешность δ расчета ξ составляет ±15 %.

Коэффициент гидравлического сопротивления при продольном стабилизированном течении однофазной среды в межтрубном пространстве теплообменников из витых труб (рис. 3.1.3.15) рассчитывается [11]:

■ при Frм > 100 по формуле:

ξ = 0,3164Re-0,25(1 + 3,6Frм-0,357);

(3.1.3.98)

■ при Frм < 100 по формуле:

ξ = 0,3164Re-0,25(1 + 3,1·106Frм-3,38),

(3.1.3.99)

где Frм - модифицированное число Фруда, характеризующее соотношение между инерционными и центробежными силами,  - для пучка витых труб;


Re - рассчитывается по среднемассовой температуре потока в рассматриваемом сечении;

S - шаг закрутки витых труб, м.

Пределы применимости формул: Re = 3·103 ÷ 5·104; S/dов= 6 ÷ 12;

tст/tж = 11,42; dов/Δ = 1,7.

Погрешность δ расчета ξ составляет ±15 %.

3.1.3.6.4. Поперечное обтекание турбулентным потоком
пучков труб с интенсификаторами теплосъема

Гидравлическое сопротивление пучков поперечно омываемых витых труб (рис. 3.1.3.15) рассчитывается [11]:

■ при Re = 103 ÷ 4,7·103; S/dов = 12,2 по формуле:

(3.1.3.100)

■ при Re = 4,7·103 ÷ 3·104; S/dов = 12,2 по формуле:

Eu = 8,0Re-0,17;

(3.1.3.101)

■ при Re = 103 ÷ 3,7·103; S/dов = 6,1 по формуле:

Eu = 2,0;

(3.1.3.102)

■ при Re = 3,7·103 ÷ 3·104; S/dов = 6,1 по формуле:

Eu = 5,78Re-0,13;

(3.1.3.103)

где Z - число рядов в пучке витых труб;

ψ - пористость пучка витых труб по теплоносителю (отношение объёма пространства между трубами к полному объёму);

Vтр - объем витой трубы, м3;

F - поверхность витой трубы, м2;

L' - половина периметра витой трубы;

S - шаг закрутки витой трубы;

 - определяющая скорость, м/с;

wo - скорость набегающего потока, м/с.

Пределы применимости формул, кроме указанных выше:

tст/tж = 1,1 ÷ 1,5.

Погрешность δ расчета ΔР составляет ±25 %.

Коэффициент гидравлического сопротивления при поперечном обтекании шахматных пучков плоско-овальных спирально-оребренных труб (рис. 3.1.3.17) рассчитывается по формуле [22]:

ξ = 20,8Re-0,42(δ1/δ2)-0,65Z,

(3.1.3.104)

где

Z - число рядов в пучке;

f - площадь сжатого сечения (задаётся), м2;

L - глубина пучка (задаётся), м;

Fп - площадь теплоотдающей поверхности пучка, м2;

w - скорость в сжатом сечении пучка, м/с;

S1 - поперечный шаг пучка, м (рис. 3.1.3.11);

S2 - продольный шаг пучка, м, (рис. 3.1.3.11);

d1, d2 - параметры плоско-овальной трубы (рис. 3.1.3.17).

Пределы применимости формулы: Re = 4·102 ÷ 4·103; δ1/δ2 = 1,5 ÷ 2,5;

Sp = 2,0 мм; hр = 2,9 мм; d1d2 = 5,5×13,5 мм.

Погрешность δ расчета ξ составляет ±10 %.

Рис. 3.1.3.17. Геометрические характеристики плоско-овальных
спирально-оребренных труб

Список литературы к разделу 3.1.3

1. Субботин В.И., Ибрагимов М.Х., Ушаков П.А., Бобков В.П., Жуков А.В., Юрьев Ю.С. Гидродинамика и теплообмен в атомных энергетических установках. М.: Атомиздат, 1975.

2. Идельчик И.Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. Изд. 2. М.: Машиностроение, 1975, 559 с.

3. Ушаков П.А., Левченко Ю.Д. Новая формула турбулентного профиля скорости для потока жидкости в круглых трубах. - Препринт ФЭИ-561, Обнинск, 1975.

4. Бобков В.П., Ибрагимов М.Х., Сабелев Г.И. Обобщение экспериментальных данных по интенсивности пульсаций скорости при турбулентном течении жидкости в каналах различной формы. - Известия АН СССР, МЖГ, 1968, № 2, с. 20 - 25.

5. Ушаков П.А., Субботин В.И. Приближенные расчеты гидравлических характеристик потока жидкости в кольцевых каналах. - Теплофизика высоких температур, 1972, т. 10, № 5, с. 1025 - 1030.

6. Кириллов П.Л, Юрьев Ю.С., Бобков В.П. Справочник по теплогидравлическим расчетам (ядерные реакторы, теплообменники, парогенераторы). М.: Энергоатомиздат, 1984, 1990.

7. Brighton J.A. Jones J.B. Fully Developed Turbulent Flow in Annuli. - Trans. ASME, ser. D., 1964, v. 86, n. 4, p. 842 - 847.

8. Ушаков П.А. Влияние эксцентриситета на гидродинамические характеристики кольцевых каналов. - Теплофизика высоких температур, 1976, т. 14, № 1, с. 106 - 111.

9. Жуков А.В., Сорокин А.П., Титов П.А., Ушаков П.А. Гидравлическое сопротивление ТВС быстрых реакторов. Препринт ФЭИ-1707, Обнинск, 1985.

10. Ушаков П.А. Расчет гидродинамических характеристик при продольном обтекании жидкостью правильных решеток стержневых твэлов. Теплофизика высоких температур, 1974, т. 12, № 1, с. 103 - 110.

11. Тепловой и гидравлический расчет теплообменного оборудования АЭС. РД.24.035.05-89. Л.: НПО ЦКТИ, 1991.

12. Трубаков Ю.П., Габрианович Б.Н., Левченко Ю.Д. Исследование турбулентного потока жидкости на входном участке круглой трубы. - Известия АН БССР, сер. Физико-энергетических наук, 1976, № 2.

13. Трубаков Ю.П. Экспериментальное исследование турбулентного потока на входных участках круглых труб. Кандидатская диссертация, ФЭИ, 1978.

14. Бибиков Л.Н., Левченко Ю.Д., Субботин В.И., Ушаков П.А. Профили скорости жидкости на входном участке плотно упакованного пучка стержней. Атомная энергия, 1973, т. 35, вып. 1, с. 19 - 24.

15. Webb R.L., Eckert E.R.G., Goldstein R.J. Heat Transfer and Friction in Tubes with Repeated - Rib Roughness. - Int. J.Heat and Mass Transfer, 1971, v. 14, N. 4, p. 601 - 618.

16. Жукаускас А.А. Конвективный перенос в теплообменниках. М.: Наука, 1982.

17. Жукаускас А.А., Жюгжда И. Теплоотдача цилиндра в поперечном потоке жидкости. Вильнюс: Мокслас, 1979.

18. Дыбан Е.П., Эпик Э.Я., Козлова Л.Г. Совместное влияние степени, продольного масштаба турбулентности и ускоренности воздушного потока на теплообмен круглого цилиндра. Теплообмен-1974. Советские исследования. М.: Наука, 1975, с. 21 - 25.

19. Акылбаев Ж.С., Исатаев С.И., Тарасов С.Б. Структура течения в следе за цилиндром в канале. В сб.: Вопросы общей и прикладной физики. Алма-Ата. 1969.

20. Юдин В.Ф. Теплообмен поперечно-оребренных труб. Л.: Машиностроение, 1982.

21. Жукаускас А.А., Макарявичус В.В., Шланчаускас А. Теплоотдача пучков труб в поперечном потоке жидкости. Вильнюс: Минтис, 1968.

22. Локшин В.А., Фомина В.Н. Обобщение материалов по экспериментальному исследованию сопротивления ребристых пучков труб. - Теплоэнергетика, 1978, № 6.

23. Дрейцер Г.А. Компактные теплообменные аппараты. М.: МАИ, 1986.

3.1.4. ДВУХФАЗНЫЕ ТЕЧЕНИЯ

Под двухфазными течениями понимается совместное течение жидкости и пара (газа). Формы движения двухфазных потоков значительно многообразнее и их законы существенно сложнее, чем для однофазных сред. Во-первых, это связано с наличием второй фазы, а во-вторых, с тем, что силовые и тепловые взаимодействия возникают не только на границах потока с твердой стенкой, но также и на поверхности раздела фаз внутри потока. В-третьих, сжимаемость пара или газа значительно больше, чем сжимаемость жидкости. Двухфазный поток характеризуется большим количеством параметров, чем однофазный поток.

Двухфазные потоки являются гомогенными, если фазы распределены равномерно по объему. В противном случае поток является гетерогенным.

Двухфазные потоки являются адиабатными, если отсутствует теплообмен между потоком, поверхностью канала и между фазами. Если фазы имеют одинаковую температуру, поток является термодинамически равновесным. Режим кипения жидкости, недогретой до температуры насыщения, и режим закризисного теплообмена являются примерами термодинамически неравновесных потоков.

В условиях работы каналов активной зоны реактора и парогенераторов при значениях относительной энтальпии, близких к нулю или единице, двухфазный поток при подводе тепла может быть термодинамически неравновесным. Пар может присутствовать в жидкости, которая в среднем не догрета до температуры насыщения. В закризисной зоне пар может быть перегрет, несмотря на присутствие влаги. Эти обстоятельства усложняют точные расчеты таких режимов.

3.1.4.1. РЕЖИМЫ ТЕЧЕНИЯ ДВУХФАЗНОГО ПОТОКА В КАНАЛАХ

В парогенерирующих установках поток теплоносителя претерпевает изменения в процессе превращения его из жидкого состояния в пар. В вертикально расположенном канале наблюдаемые режимы течения можно условно разделить на пять зон, каждая из которых достаточно четко отличается от других, как по внешним признакам, так и по физическим законам описания течения в этих зонах.

Первая зона - зона течения недогретой до температуры насыщения воды, в которой течение описывается зависимостями для однофазного потока.

Вторая зона - зона перехода от начала поверхностного кипения до начала дисперсно-кольцевого режима течения. В этой области на гидродинамику потока существенное влияние оказывает количество паровой фазы. Зона охватывает пузырьковый, снарядный, эмульсионный (пенный, полукольцевой) режимы течения двухфазного потока.

Третья зона - зона дисперсно-кольцевого режима течения, в которой закон сопротивления, кроме того, определяется взаимодействием парового ядра потока с пристенной пленкой жидкости.

Четвертая зона - зона дисперсного режима течения до массового паросодержания X ≥ 1. В этой зоне поток пара испытывает влияние мелкодисперсных капель воды.

Пятая зона - зона течения перегретого пара, в которой поток можно считать однофазным.

Граница начала интенсивного роста истинного паросодержания в трубах рассчитывается по формуле [1].

Относительная энтальпия, при которой начинается интенсивный рост истинного паросодержания в трубах рассчитывается по формуле [1]:

(3.1.4.1)

где

q - тепловой поток, Вт/м2;

ρw - массовая скорость, кг/м2·с;

r - теплота парообразования, Дж/кг;

d - диаметр трубы, м;

μ' - вязкость воды, Па с.

Формула проверена в диапазоне параметров: Р = 3 ÷ 15 МПа;

q = 0,4 ÷ 2,5 МВт/м2; ρw = 400 ÷ 3000 кг/м2·с; d = 12 мм.

Погрешность расчета Xφ составляет ±20 %.


Граница начала дисперсно-кольцевого режима течения двухфазного потока в трубах рассчитывается по формуле [2, 3]:

(3.1.4.2)

где

(3.1.4.3)

 

(3.1.4.4)

 

a9 = 4,3(1 - 0,44P);

(3.1.4.5)

 

a10 = 0,200 - 10,88dвн - 3,5·10-5ρw;

при dвн ≥ 17·10-3 м а10 = 0;

Р - давление, МПа;

q - плотность теплового потока, МВт/м2;

ρw - массовая скорость, кг/(м2·с).

Пределы применимости формулы (1.4.2):

Р = 6,9 ÷ 14 МПа; ρw = 500 ÷ 1000 кг/(м2·с).

Погрешность δ расчета Хндк составляет ±10 %.

Граница начала дисперсного режима течения в трубах рассчитывается по формуле [2, 3]:

(3.1.4.6)

где а1 рассчитывается по формуле (3.1.4.3);

а2 рассчитывается по формуле (3.1.4.4);

а9 рассчитывается по формуле (3.1.4.5).

Пределы применимости формулы: q = 0; P = 6,9 ÷ 14 МПа;

ρw = 500 ÷ 1000 кг/(м2·с).

Погрешность δ расчета Хнд составляет ±10 %.


3.1.4.2. ИСТИННОЕ ОБЪЕМНОЕ ПАРОСОДЕРЖАНИЕ
ПРИ ТЕЧЕНИИ ДВУХФАЗНЫХ ПОТОКОВ

3.1.4.2.1. Истинное объемное паросодержание при течении двухфазного
потока в трубе

Истинное объемное паросодержание при течении двухфазного потока в трубе рассчитывается по формуле [4]:

(3.1.4.7)

где s - коэффициент скольжения фаз;

s = w''/w'.

Коэффициент скольжения фаз при течении двухфазного потока в необогреваемой трубе рассчитывается по формуле [4]:

(3.1.4.8)

где Fr - критерий Фруда, Fr = (ρw)2/g(ρ')2D;

 

 

ρw - массовая скорость, кг/м2 с;

μ' - коэффициент динамической вязкости на линии насыщения;

ρ' - плотность воды на линии насыщения;

ρ" - плотность сухого насыщенного пара.

Пределы применимости формулы: Р = 1 ÷ 22 МПа;

(ρw) = 400 ÷ 3340 кг/м2·с.

Погрешность δ расчета s составляет ±10 %.

В размерном виде формула (3.1.4.8) записывается в виде:

(3.1.4.9)

где dвн в [м]; ρw в [кг/м2·с]; ρ' в [кг/м3].

Для вертикально расположенных труб при  не замечено влияния массовой скорости и геометрических размеров на величину коэффициента скольжения фаз, поэтому s рассчитывается по формуле [4]:

(3.1.4.10)

Пределы применимости формулы: ;

ρw = 400 ÷ 3340 кг/м2·с; Р = 1 ÷ 22 МПа.

Погрешность δ расчета s составляет ±10 %.

Коэффициент скольжения фаз при течении двухфазного потока в наклонных необогреваемых трубах рассчитывается по формуле [4]:

s = sokα = so[1 + (1 - 5·10-6Re)(1 - α/90°)],

(3.1.4.11)

где kα - поправочный коэффициент на угол наклон трубы к горизонту, kα = 1 при Re > 2·105;

so - рассчитывается по формулам (3.1.3.8), (3.1.3.9);

v' - коэффициент кинематической вязкости на линии насыщения. При расчете истинного объемного паросодержания в вертикальной парогенерирующей трубе выделяются три области [5, 6]:

■ область, в которой ХотнХнп,

где Хотн - относительная энтальпия потока (массовое балансовое паросодержание);

Хнп - массовое паросодержание, соответствующее началу интенсивного парообразования, которое рассчитывается по формуле:

Хнп = Хгк + ΔХотн,

(3.1.4.12)

где

 

Хгк - массовое паросодержание, соответствующее границе кипения,

(3.1.4.13)

iгк = f(Р, tгк) - определяется по таблицам термодинамических свойств;

tгк определяется путем решения системы уравнений:

(3.1.4.14)

(3.1.4.15)

(3.1.4.16)

■ область, в которой ХнпХотнХр (область термически неравновесного двухфазного потока), где Хр - равновесное массовое паросодержание:

(3.1.4.17)

■ область, в которой ХотнХр (область термически равновесного двухфазного потока).

Истинное объемное паросодержание рассчитывается:

■ в области ХотнХнп по формуле:

φ = 0;

(3.1.4.18)

■ в области ХнпХотнХр по формуле:

(3.1.4.19)

где Хист - истинное паросодержание:

(3.1.4.20)

S - коэффициент скольжения фаз:

(3.1.4.21)

Sp - коэффициент скольжения фаз в равновесной области двухфазного потока:

(3.1.4.22)

 

(3.1.4.23)

Теплофизические параметры жидкости, входящие в формулу (3.1.4.23), принимаются по температуре, соответствующей теплосодержанию:

(3.1.4.24)

■ в области ХотнХр по формуле:

(3.1.4.25)

где Sp рассчитывается по формуле (3.1.4.22);

 

Пределы применимости расчетной методики:

Р = 3,0 ÷ 19,5 МПа; ρw = 500 ÷ 3000 кг/м2·с; q = 0,25 ÷ 3,00 МВт/м2; dвн = 12 ÷ 22 мм; обогрев равномерный и косинусоидальный по длине трубы.

Погрешность δ расчета φ составляет ±10 %.

В формулах этого раздела:

Р - давление, МПа;

t - температура, °С;

i - теплосодержание, Дж/кг;

r - теплота парообразования, Дж/кг;

ρ - плотность, кг/м3;

λ - коэффициент теплопроводности, Вт/(м·К);

dвн - внутренний диаметр трубы, м;

ρw - массовая скорость, кг/(м2·с);

q - плотность теплового потока, МВт/м2;

 - критерий Рейнольдса;

 - критерий Прандтля;

 - критерий Нуссельта;

 - критерий Вебера;

α - коэффициент теплоотдачи, Вт/м2·К;

Хотн - относительное теплосодержание потока;

β - объемное расходное паросодержание;

S - коэффициент скольжения фаз.

Индексы:

' - относится к воде на линии насыщения;

" - относится к пару на линии насыщения;

s - на линии насыщения;

бал - рассчитано по тепловому балансу;

ГК - граница кипения;

Нп - начало интенсивного парообразования;

Р - равновесное;

Кр - критическое значение;

Ж - жидкость.

3.1.4.2.2. Истинное объемное паросодержание при течении
двухфазного потока в стержневых сборках

Истинное объемное паросодержание при течении двухфазного потока в необогреваемых стержневых сборках рассчитывается по формуле [4]:

(3.1.4.26)

где s - коэффициент скольжения фаз в стержневых сборках,

(3.1.4.27)

ρw в [кг/м2·с].

Пределы применимости формулы (3.1.4.27): Р = 2 ÷ 10 МПа;

n = 3 ÷ 19 (n - число стержней); ρw = 100 ÷ 1000 кг/м2·с;

dг = 6,7 ÷ 17,7 мм.

Погрешность δ расчета φ составляет ±10 %.

Истинное объемное паросодержание при течении двухфазного потока в обогреваемых стержневых сборках рассчитывается по формуле [4]:

(3.1.4.28)

где

(3.1.4.29)

 

(3.1.4.30)

 

 

В формулах (3.1.4.28) ÷ (3.1.4.30):

q в [Вт/м2]; r в [Дж/кг];

σ в [Н/м]; ρw в [кг/м2·с]; ρ' и ρ" в [кг/м3]; g в [м/с2];

μ' в [кг/м·с].

Пределы применимости формулы (3.1.4.28): Р = 2 ÷ 10 МПа;

n = 3 ÷ 9 шт; ρw = 100 ÷ 1000 кг/м2·с; dг = 6,7 ÷ 17,7 мм.

Погрешность расчета φ составляет ±10 %.

Пределы применимости формул (3.1.4.29) и (3.1.4.30):

ρw = 200 ÷ 1000 кг/м2·с; q = (0,6 ÷ 1,8)·106 Вт/м2.

3.1.4.2.3. Модель потока дрейфа

В большинстве современных теплогидравлических расчетных кодов истинное объемное паросодержание при течении двухфазного потока в каналах рассчитывается с использованием модели потока дрейфа, согласно которой:

(3.1.4.31)

где j' и j'' - приведенные скорости жидкой и паровой фаз;

Со - параметр распределения;

 - скорость дрейфа.

Для эмпирических параметров Со и  модели потока дрейфа существует множество рекомендаций, из которых наибольший диапазон применимости для пароводяного потока имеют рекомендации Chexal-Lellouche [7]. Поскольку эти рекомендации чаще всего используются в теплогидравлических расчетных кодах, именно они и приводятся ниже.

3.1.4.2.3.1. Параметр распределения

Для двухфазной смеси, текущей в трубе, наклоненной под произвольным углом θ, отсчитываемым от вертикали, параметр распределения Со задается соотношением:

Со = ов + (1 - F)Сог,

(3.1.4.32)

где Сов и Сог - параметры распределения для вертикального и горизонтального потока, a F - параметр ориентации потока.

Для Re" > 0:

F = (90° - θ) / 90° для 0° ≤ θ ≤ 90°.

(3.1.4.33а)

Для Re" < 0:

(3.1.4.33б)

где Re" = (ρw)xdг/μ" - число Рейнольдса для пара.

3.1.4.2.3.1.1. Вертикальный поток

Для вертикальной трубы (θ = 0°) приведенные скорости j' и j'' считаются положительными для подъемного течения обеих фаз и отрицательными - для опускного.

Для противоточного течения скорость пара всегда положительна (направлена вверх), а скорость жидкости всегда отрицательна (направлена вниз):

для Re" ≥ 0

(3.1.4.34а)

для Re" < 0

(3.1.4.34б)

где

(3.1.4.35)

 

(3.1.4.36)

где

(3.1.4.37)

Параметры С2, С3 и С4 будут определены ниже.

Другие переменные в корреляции для параметра распределения имеют вид:

(3.1.4.38)

 

(3.1.4.39)

 

B1 = min(0,8; A1);

(3.1.4.40)

 

(3.1.4.41)

 

(3.1.4.42)

 

(3.1.4.43)

 

(3.1.4.44)

Знаки у чисел Рейнольдса совпадают со знаками приведенных скоростей фаз.

3.1.4.2.3.1.2. Горизонтальный поток со спутным течением фаз

Для горизонтального потока (θ = 90°) со спутным течением фаз приведенные скорости фаз считаются всегда положительными. Параметр распределения для такого потока задается соотношением:

Cог = [1 + φ0,05(1 - φ)2]Cов,

(3.1.4.45)

где Cов находится по формуле (3.1.4.34а).

Все другие параметры находятся по формулам для вертикального потока с использованием положительных значений приведенных скоростей фаз.

Следует подчеркнуть, что поскольку параметр распределения в рекомендациях Chexal-Lellouche является функцией паросодержания, расчет истинного объемного паросодержания по модели потока дрейфа следует проводить итерационным способом.

3.1.4.2.3.2. Скорость дрейфа

Скорость дрейфа  для спутного подъемного течения фаз в трубе с произвольным углом наклона рассчитывается по формуле:

(3.1.4.46)

где  и  - скорости дрейфа для вертикального и горизонтального потока, a F - параметр ориентации потока, определяемый соотношениями (1.4.33а) и (1.4.33б).

Для спутного опускного течения скорость дрейфа определяется соотношением:

(3.1.4.47)

3.1.4.2.3.2.1. Вертикальный поток

Скорость дрейфа для вертикального потока находится по формуле:

(3.1.4.48)

где  определяется соотношением (3.1.4.35);

(3.1.4.49)

 

(3.1.4.50)

Другие параметры определены следующим образом:

(3.1.4.51)

 

(3.1.4.52)

где

(3.1.4.53)

 

(3.1.4.54)

 

C7 = (d2/dг)0,6;

(3.1.4.55)

 

(3.1.4.56)

 

d2 = 0,09144 м.

(3.1.4.57)

Параметр С3 определяется с учетом направления течения потоков пара и жидкости.

Для спутного подъемного течения фаз:

(3.1.4.58)


Для спутного опускного течения фаз, противотока (опускное течение воды и подъемное течение пара) и режима захлебывания параметр С3 задается единым соотношением:

(3.1.4.59)

где

(3.1.4.60)

 

(3.1.4.61)

d1 = 0,0381 м.

Для ясности, общее выражение для С10 разбивается на три члена, которые в сумме и дают С10:

(3.1.4.62)

 

(3.1.4.63)

 

(3.1.4.64)

где

(3.1.4.65)

и

(3.1.4.66)


Здесь  - приведенная скорость жидкости в режиме захлебывания и

(3.1.4.67)

3.1.4.2.3.2.2. Противоточное движение

(3.1.4.68)

где

С3N = C3 по формуле (3.1.4.59);

 

 

XT = (dг - d1) / (0,3048 - d1).

3.1.4.2.3.2.3. Горизонтальный поток

Для горизонтального потока рассматривается только спутное течение фаз. Скорость дрейфа при этом оценивается по соотношению (3.1.4.48) с использованием положительных значений скоростей фаз.

Пределы применимости расчетной методики: по давлению - 0,7 ÷ 10,3 МПа, по массовой скорости - 173 ÷ 2050 кг/м2·сек, по массовому расходному паросодержанию - от 0 ÷ 0,38, по гидравлическому диаметру - 6,1 ÷ 49,3 мм.

Погрешности расчета φ составляют: Δ = 5,1 % (расчет выше), σ = 22,74 %.

3.1.4.3. ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ ПРИ ТЕЧЕНИИ
ДВУХФАЗНЫХ ПОТОКОВ В КАНАЛАХ

Полное гидравлическое сопротивление при течении двухфазного потока в каналах складывается из гидравлического сопротивления трения, местных сопротивлений, потери давления от ускорения потока и нивелирного перепада давления и рассчитывается по формуле:

ΔP = ΣΔPтр + ΣΔPм ± ΔPуск ± ΔPнив.

(3.1.4.69)

3.1.4.3.1. Гидравлические сопротивления трения при течении
двухфазного потока в трубах

Потери давления на трение при течении двухфазного потока в не-обогреваемых трубах с внутренним диаметром dвн ≥ 17·10-3 м рассчитываются по формуле [4]:

ΔPтр = (ΔPтр/ΔPо)ΔPо,

(3.1.4.70)

ΔPтр/ΔPо) - определяется по таблицам 3.1.4.1 для заданных значений давления и массовой скорости;

ΔPо - потери давления на трение при течении в трубах воды, нагретой до температуры насыщения, ΔPо рассчитывается по формуле [2]:

ΔPо = ξΔL(ρw)2/ρ'2dвн,

(3.1.4.71)

где

Пределы применимости формулы (3.1.4.70): dвн ≥ 17·103 м;

Р = 6,86 ÷ 22 МПа; ρw = 500 ÷ 3000 кг/м2·с; Х = 0 ÷ 1,0.

Погрешность δ расчета ΔPтр составляет ±25 %.

Таблица 3.1.4.1(a)

Таблицы для определения относительных потерь давления на трение
при подъемном течении пароводяного потока в трубах

ρw = 500 кг/м2с

P, МПа

X

P, МПа

X

P, МПа

X

6,86

0,0

1,27

10,8

0,01

1,22

14,7

0,02

1,17

 

0,09

3,8

 

0,12

2,29

 

0,12

1,31

 

0,21

6,86

 

0,2

3,26

 

0,2

1,46

 

0,3

9,54

 

0,3

4,28

 

0,3

1,51

 

0,4

12,3

 

0,4

5,26

 

0,39

1,41

 

0,49

14,9

 

0,5

6,18

 

0,47

1,22

 

0,6

17,1

 

0,6

6,67

 

0,59

1,75

 

0,7

18,8

 

0,7

6,81

 

0,68

2,53

 

0,8

19,9

 

0,79

6,62

 

0,79

3,41

 

0,89

19,5

 

0,89

7,4

 

0,88

4,28

 

0,93

18,5

 

1,0

8,13

 

0,99

5,06

 

0,95

17,4

11,8

0,01

1,27

15,7

0,55

1,17

 

0,99

15,4

 

0,11

1,95

 

0,69

2,29

7,85

0,0

1,17

 

0,21

2,58

 

0,78

2,97

 

0,12

3,75

 

0,4

3,94

 

0,89

3,8

 

0,21

5,64

 

0,51

4,48

 

0,99

4,38

 

0,29

7,59

 

0,6

4,48

16,7

0,57

1,22

 

0,39

9,83

 

0,68

4,33

 

0,69

2,19

 

0,5

12,0

 

0,79

5,06

 

0,79

2,73

 

0,6

13,7

 

0,9

6,13

 

0,89

3,36

 

0,69

15,2

 

0,99

7,01

 

0,99

3,84

 

0,79

15,8

12,8

0,0

1,27

17,6

0,57

1,12

 

0,9

15,0

 

0,11

1,75

 

0,7

1,95

 

1,0

13,2

 

0,21

2,19

 

0,79

2,34

8,83

0,01

1,36

 

0,31

2,58

 

0,89

2,87

 

0,12

3,11

 

0,4

2,92

 

0,99

3,31

 

0,21

4,67

 

0,5

2,82

18,6

0,57

1,12

 

0,3

6,28

 

0,59

2,53

 

0,7

1,85

 

0,39

7,74

 

0,7

3,55

 

0,79

2,14

 

0,5

9,34

 

0,78

4,28

 

0,89

2,53

 

0,6

10,8

 

0,89

5,5

 

0,99

2,82

 

0,7

11,9

 

0,99

6,42

19,6

0,57

1,17

 

0,79

12,2

13,7

0,01

1,27

 

0,7

1,65

 

0,89

11,4

 

0,11

1,51

 

0,78

1,75

 

1,0

10,7

 

0,2

1,75

 

0,89

2,04

9,81

0,01

1,27

 

0,29

1,85

 

0,99

2,24

 

0,12

2,73

 

0,39

1,7

20,6

0,57

1,31

 

0,2

3,89

 

0,5

1,56

 

0,71

1,46

 

0,3

5,06

 

0,6

2,14

 

0,79

1,61

 

0,39

6,33

 

0,7

2,97

 

0,89

1,7

 

0,5

7,59

 

0,79

3,89

 

0,99

1,95

 

0,6

8,42

 

0,88

4,72

21,6

0,57

1,17

 

0,7

8,95

 

0,99

5,6

 

0,71

1,27

 

0,79

9,1

 

 

 

 

0,76

1,22

 

0,9

8,95

 

 

 

 

0,9

1,31

 

0,99

9,2

 

 

 

 

0,99

1,31

Таблица 3.1.4.1(б)

ρw = 1000 кг/м2с

P, МПа

X

P, МПа

X

P, МПа

X

6,86

1,0

15,4

10,8

0,7

5,22

15,7

0,69

3,0

 

0,9

13,7

 

0,62

4,35

 

0,61

2,51

 

0,8

12,1

 

0,49

3,43

 

0,5

2,03

 

0,71

10,7

 

0,4

3,33

 

0,39

1,4

 

0,61

10,2

 

0,3

3,09

16,7

1,0

4,01

 

0,49

9,52

 

0,21

2,8

 

0,9

3,62

 

0,4

8,6

 

0,11

2,27

 

0,81

3,24

 

0,3

7,15

 

0,02

1,45

 

0,69

2,71

 

0,21

5,65

11,8

0,99

7,1

 

0,61

2,37

 

0,12

3,77

 

0,89

6,23

 

0,5

1,98

 

0,01

1,3

 

0,8

5,51

 

0,39

1,35

7,85

1,0

13,1

 

0,69

4,49

17,6

0,99

3,43

 

0,89

11,4

 

0,61

3,86

 

0,9

3,19

 

0,8

10,1

 

0,49

2,95

 

0,8

2,8

 

0,71

8,84

 

0,41

2,46

 

0,68

2,37

 

0,61

7,68

 

0,29

2,37

 

0,61

2,17

 

0,5

7,39

 

0,21

2,27

 

0,5

1,88

 

0,41

6,91

 

0,1

1,93

 

0,39

1,4

 

0,32

6,04

 

0,01

1,3

18,6

0,99

3,0

 

0,21

4,54

12,8

0,99

6,52

 

0,89

2,71

 

0,11

3,04

 

0,89

5,75

 

0,8

2,46

 

0,01

1,35

 

0,81

5,02

 

0,69

2,17

8,83

1,0

10,7

 

0,69

4,11

 

0,6

1,88

 

0,9

9,42

 

0,61

3,48

 

0,5

1,79

 

0,81

8,45

 

0,49

2,61

 

0,38

1,3

 

0,7

7,2

 

0,41

1,88

19,6

0,99

2,51

 

0,61

6,14

 

0,29

1,45

 

0,9

2,27

 

0,52

5,7

 

0,21

1,64

 

0,8

2,13

 

0,41

5,46

 

0,11

1,64

 

0,7

1,93

 

0,3

4,73

 

0,01

1,4

 

0,61

1,79

 

0,21

3,96

13,7

0,99

5,75

 

0,49

1,59

 

0,11

2,75

 

0,88

5,02

 

0,38

1,4

 

0,02

1,4

 

0,8

4,44

20,6

1,0

2,13

9,81

0,99

9,23

 

0,69

3,57

 

0,89

1,98

 

0,9

8,36

 

0,61

3,0

 

0,81

1,84

 

0,81

7,2

 

0,5

2,22

 

0,69

1,59

 

0,7

6,09

 

0,39

1,4

 

0,6

1,64

 

0,61

5,17

14,7

1,0

5,22

 

0,49

1,55

 

0,5

4,11

 

0,88

4,44

 

0,38

1,35

 

0,41

4,06

 

0,8

3,96

21,6

1,0

1,59

 

0,3

3,91

 

0,69

3,29

 

0,89

1,59

 

0,21

3,38

 

0,61

2,8

 

0,8

1,55

 

0,11

2,66

 

0,5

2,08

 

0,69

1,45

 

0,02

1,45

 

0,39

1,45

 

0,6

1,5

10,8

0,99

8,31

15,7

1,0

4,64

 

0,49

1,4

 

0,89

7,25

 

0,91

4,15

 

0,39

1,35

 

0,8

6,38

 

0,81

3,57

 

 

 

Таблица 3.1.4.1(в)

ρw = 1500 кг/м2с

P, МПа

X

P, МПа

X

P, МПа

X

6,86

0,01

1,23

10,8

0,5

3,57

16,7

0,3

1,35

 

0,11

2,85

 

0,59

4,41

 

0,43

1,71

 

0,21

4,05

 

0,7

5,49

 

0,52

2,19

 

0,31

5,31

 

0,78

6,39

 

0,59

2,43

 

0,4

5,97

 

0,88

7,4

 

0,7

2,97

 

0,5

6,45

 

0,99

8,42

 

0,78

3,27

 

0,59

7,64

11,8

0,02

1,23

 

0,89

3,75

 

0,68

9,2

 

0,12

1,53

 

0,99

4,17

 

0,79

11,1

 

0,21

1,77

17,6

0,3

1,29

 

0,9

13,0

 

0,31

2,13

 

0,43

1,65

 

0,99

14,7

 

0,41

2,49

 

0,52

2,01

7,85

0,01

1,29

 

0,51

3,27

 

0,59

2,31

 

0,11

2,49

 

0,59

4,05

 

0,7

2,61

 

0,21

3,57

 

0,69

4,95

 

0,78

2,97

 

0,31

4,47

 

0,78

5,85

 

0,9

3,39

 

0,4

5,07

 

0,89

6,63

 

0,99

3,63

 

0,51

5,55

 

0,99

7,52

18,6

0,3

1,29

 

0,59

6,33

12,8

0,29

1,17

 

0,43

1,59

 

0,69

7,94

 

0,41

2,19

 

0,53

1,89

 

0,79

9,44

 

0,51

2,97

 

0,59

2,01

 

0,89

11,2

 

0,59

3,69

 

0,71

2,31

 

0,99

12,9

 

0,7

4,53

 

0,78

2,49

8,83

0,02

1,29

 

0,78

5,31

 

0,9

2,79

 

0,11

2,19

 

0,89

6,09

 

0,99

3,09

 

0,21

2,97

 

0,99

6,81

19,6

0,3

1,23

 

0,31

3,57

13,7

0,3

1,23

 

0,43

1,47

 

0,4

3,87

 

0,42

2,07

 

0,52

1,65

 

0,5

4,35

 

0,51

2,73

 

0,59

1,77

 

0,59

5,49

 

0,59

3,33

 

0,71

2,01

 

0,68

6,69

 

0,71

4,11

 

0,78

2,07

 

0,79

8,0

 

0,78

4,59

 

0,89

2,31

 

0,89

9,44

 

0,9

5,31

 

0,98

2,55

 

0,99

10,9

 

0,99

5,91

20,6

0,3

1,29

9,81

0,02

1,23

14,7

0,3

1,29

 

0,45

1,47

 

0,12

2,01

 

0,42

1,95

 

0,53

1,65

 

0,21

2,49

 

0,52

2,61

 

0,6

1,65

 

0,31

2,85

 

0,59

3,03

 

0,71

1,77

 

0,41

3,15

 

0,7

3,69

 

0,78

1,77

 

0,51

3,81

 

0,79

4,17

 

0,9

2,01

 

0,59

4,89

 

0,9

4,83

 

0,99

2,01

 

0,69

6,09

 

0,99

5,43

21,6

0,3

1,23

 

0,78

7,1

15,7

0,29

1,23

 

0,44

1,29

 

0,89

8,36

 

0,42

1,77

 

0,52

1,35

 

0,99

9,68

 

0,52

2,37

 

0,59

1,35

 

 

 

 

 

 

 

 

 

10,8

0,02

1,29

 

0,58

2,73

 

0,71

1,47

 

0,12

1,83

 

0,7

3,21

 

0,79

1,41

 

0,21

2,19

 

0,78

3,63

 

0,9

1,53

 

0,32

2,43

 

0,89

4,17

 

0,99

1,53

 

0,4

2,79

 

0,99

4,53

 

 

 

Таблица 3.1.4.1(г)

ρw = 2000 кг/м2с

P, МПа

X

P, МПа

X

P, МПа

X

6,86

0,99

14,8

10,8

0,49

3,65

16,7

1,0

4,01

 

0,9

12,9

 

0,39

2,64

 

0,89

3,71

 

0,81

11,3

 

0,27

2,28

 

0,8

3,35

 

0,71

9,29

 

0,2

2,1

 

0,69

2,94

 

0,61

7,37

 

0,08

1,74

 

0,6

2,64

 

0,5

5,57

 

0,01

1,44

 

0,49

2,16

 

0,4

5,09

11,8

0,98

7,49

 

0,39

1,86

 

0,29

4,43

 

0,88

6,65

 

0,26

1,32

 

0,19

3,53

 

0,81

5,93

17,6

0,99

3,59

 

0,09

2,52

 

0,7

5,03

 

0,89

3,29

 

0,01

1,44

 

0,61

4,25

 

0,81

3,0

7,85

1,0

12,8

 

0,5

3,29

 

0,69

2,7

 

0,9

11,1

 

0,4

2,52

 

0,61

2,4

 

0,81

9,64

 

0,27

1,92

 

0,49

2,04

 

0,7

8,03

 

0,19

1,8

 

0,39

1,8

 

0,61

6,35

 

0,08

1,74

 

0,26

1,32

 

0,5

4,73

 

0,02

1,44

18,6

0,99

3,0

 

0,4

4,07

12,8

1,0

6,77

 

0,89

2,7

 

0,29

3,59

 

0,9

5,99

 

0,81

2,52

 

0,2

3,06

 

0,81

5,39

 

0,69

2,28

 

0,09

2,4

 

0,7

4,55

 

0,61

2,1

 

0,01

1,44

 

0,61

3,89

 

0,49

1,86

8,83

1,0

10,9

 

0,49

3,06

 

0,39

1,68

 

0,9

9,52

 

0,39

2,28

 

0,27

1,26

 

0,81

8,33

 

0,26

1,26

19,6

1,0

2,4

 

0,69

6,77

13,7

1,0

5,81

 

0,89

2,34

 

0,61

5,81

 

0,9

5,27

 

0,81

2,16

 

0,5

4,19

 

0,8

4,73

 

0,69

1,98

 

0,4

3,47

 

0,7

4,07

 

0,58

1,86

 

0,28

3,12

 

0,61

3,47

 

0,49

1,68

 

0,19

2,7

 

0,49

2,7

 

0,39

1,62

 

0,09

2,16

 

0,39

2,16

 

0,27

1,26

 

0,01

1,44

 

0,26

1,26

20,6

1,0

1,98

9,81

1,0

9,58

14,7

1,0

5,27

 

0,89

1,92

 

0,89

8,51

 

0,9

4,85

 

0,8

1,86

 

0,81

7,43

 

0,8

4,31

 

0,69

1,68

 

0,71

6,35

 

0,69

3,65

 

0,6

1,68

 

0,61

5,21

 

0,61

3,23

 

0,48

1,5

 

0,49

3,83

 

0,48

2,64

 

0,39

1,5

 

0,4

3,12

 

0,39

2,1

 

0,26

1,26

 

0,28

2,64

 

0,26

1,26

21,6

1,0

1,62

 

0,19

2,4

15,7

1,0

4,55

 

0,9

1,56

 

0,09

1,92

 

0,9

4,19

 

0,8

1,5

 

0,01

1,44

 

0,81

3,71

 

0,69

1,44

10,8

1,0

8,33

 

0,69

3,29

 

0,61

1,44

 

0,9

7,55

 

0,61

2,88

 

0,48

1,44

 

0,81

6,77

 

0,49

2,28

 

0,39

1,38

 

0,72

5,81

 

0,39

1,92

 

0,26

1,32

 

0,61

4,73

 

0,26

1,32

 

 

 

Таблица 3.1.4.1(д)

ρw = 2000 кг/м2с

P, МПа

X

P, МПа

X

P, МПа

X

6,86

0,99

14,8

10,8

0,49

3,65

16,7

1,0

4,01

 

0,9

12,9

 

0,39

2,64

 

0,89

3,71

 

0,81

11,3

 

0,27

2,28

 

0,8

3,35

 

0,71

9,29

 

0,2

2,1

 

0,69

2,94

 

0,61

7,37

 

0,08

1,74

 

0,6

2,64

 

0,5

5,57

 

0,01

1,44

 

0,49

2,16

 

0,4

5,09

11,8

0,98

7,49

 

0,39

1,86

 

0,29

4,43

 

0,88

6,65

 

0,26

1,32

 

0,19

3,53

 

0,81

5,93

17,6

0,99

3,59

 

0,09

2,52

 

0,7

5,03

 

0,89

3,29

 

0,01

1,44

 

0,61

4,25

 

0,81

3,0

7,85

1,0

12,8

 

0,5

3,29

 

0,69

2,7

 

0,9

11,1

 

0,4

2,52

 

0,61

2,4

 

0,81

9,64

 

0,27

1,92

 

0,49

2,04

 

0,7

8,03

 

0,19

1,8

 

0,39

1,8

 

0,61

6,35

 

0,08

1,74

 

0,26

1,32

 

0,5

4,73

 

0,02

1,44

18,6

0,99

3,0

 

0,4

4,07

12,8

1,0

6,77

 

0,89

2,7

 

0,29

3,59

 

0,9

5,99

 

0,81

2,52

 

0,2

3,06

 

0,81

5,39

 

0,69

2,28

 

0,09

2,4

 

0,7

4,55

 

0,61

2,1

 

0,01

1,44

 

0,61

3,89

 

0,49

1,86

8,83

1,0

10,9

 

0,49

3,06

 

0,39

1,68

 

0,9

9,52

 

0,39

2,28

 

0,27

1,26

 

0,81

8,33

 

0,26

1,26

19,6

1,0

2,4

 

0,69

6,77

13,7

1,0

5,81

 

0,89

2,34

 

0,61

5,81

 

0,9

5,27

 

0,81

2,16

 

0,5

4,19

 

0,8

4,73

 

0,69

1,98

 

0,4

3,47

 

0,7

4,07

 

0,58

1,86

 

0,28

3,12

 

0,61

3,47

 

0,49

1,68

 

0,19

2,7

 

0,49

2,7

 

0,39

1,62

 

0,09

2,16

 

0,39

2,16

 

0,27

1,26

 

0,01

1,44

 

0,26

1,26

20,6

1,0

1,98

9,81

1,0

9,58

14,7

1,0

5,27

 

0,89

1,92

 

0,89

8,51

 

0,9

4,85

 

0,8

1,86

 

0,81

7,43

 

0,8

4,31

 

0,69

1,68

 

0,71

6,35

 

0,69

3,65

 

0,6

1,68

 

0,61

5,21

 

0,61

3,23

 

0,48

1,5

 

0,49

3,83

 

0,48

2,64

 

0,39

1,5

 

0,4

3,12

 

0,39

2,1

 

0,26

1,26

 

0,28

2,64

 

0,26

1,26

21,6

1,0

1,62

 

0,19

2,4

15,7

1,0

4,55

 

0,9

1,56

 

0,09

1,92

 

0,9

4,19

 

0,8

1,5

 

0,01

1,44

 

0,81

3,71

 

0,69

1,44

10,8

1,0

8,33

 

0,69

3,29

 

0,61

1,44

 

0,9

7,55

 

0,61

2,88

 

0,48

1,44

 

0,81

6,77

 

0,49

2,28

 

0,39

1,38

 

0,72

5,81

 

0,39

1,92

 

0,26

1,32

 

0,61

4,73

 

0,26

1,32

 

 

 

Таблица 3.1.4.1(e)

ρw = 2500 кг/м2с

P, МПа

X

P, МПа

X

P, МПа

X

6,86

0,01

1,32

10,8

0,31

1,85

16,7

0,38

1,26

 

0,12

1,91

 

0,41

2,21

 

0,52

1,91

 

0,21

2,56

 

0,51

3,16

 

0,6

2,33

 

0,31

3,33

 

0,6

3,99

 

0,7

2,74

 

0,41

3,87

 

0,7

5,11

 

0,79

3,16

 

0,5

4,58

 

0,79

6,18

 

0,89

3,57

 

0,59

5,83

 

0,89

7,43

 

1,0

4,05

 

0,7

8,08

 

1,0

8,56

17,6

0,38

1,32

 

0,8

10,2

11,8

0,02

1,32

 

0,52

1,79

 

0,9

12,6

 

0,13

1,5

 

0,6

2,09

 

1,0

14,8

 

0,21

1,5

 

0,7

2,44

7,85

0,02

1,38

 

0,32

1,55

 

0,79

2,8

 

0,12

1,79

 

0,41

1,91

 

0,89

3,1

 

0,21

2,21

 

0,51

2,8

 

1,0

3,51

 

0,31

2,74

 

0,6

3,57

18,6

0,38

1,38

 

0,41

3,45

 

0,7

4,64

 

0,53

1,79

 

0,5

4,11

 

0,79

5,53

 

0,6

2,03

 

0,6

5,29

 

0,89

6,54

 

0,7

2,33

 

0,7

7,13

 

0,99

7,73

 

0,79

2,56

 

0,79

8,91

12,8

0,37

1,38

 

0,89

2,8

 

0,9

11,0

 

0,51

2,56

 

1,0

3,1

 

1,0

12,8

 

0,6

3,33

19,6

0,38

1,32

8,83

0,02

1,32

 

0,7

4,05

 

0,51

1,61

 

0,12

1,79

 

0,79

4,94

 

0,6

1,85

 

0,21

2,09

 

0,89

5,83

 

0,7

2,09

 

0,32

2,39

 

1,0

6,72

 

0,78

2,21

 

0,41

2,86

13,7

0,38

1,32

 

0,89

2,44

 

0,51

3,75

 

0,52

2,39

 

1,0

2,68

 

0,6

4,94

 

0,6

2,98

20,6

0,38

1,38

 

0,7

6,36

 

0,7

3,81

 

0,51

1,61

 

0,79

7,84

 

0,79

4,34

 

0,6

1,61

 

0,9

9,56

 

0,89

5,11

 

0,71

1,85

 

0,99

10,9

 

1,0

5,89

 

0,78

1,97

9,81

0,02

1,26

14,7

0,38

1,32

 

0,89

2,09

 

0,13

1,67

 

0,52

2,27

 

1,0

2,21

 

0,22

1,79

 

0,6

2,8

21,6

0,38

1,38

 

0,31

2,15

 

0,7

3,33

 

0,51

1,5

 

0,41

2,62

 

0,79

3,99

 

0,6

1,5

 

0,51

3,45

 

0,89

4,64

 

0,7

1,55

 

0,6

4,46

 

1,0

5,29

 

0,78

1,61

 

0,7

5,89

15,7

0,39

1,26

 

0,89

1,67

 

0,79

7,07

 

0,52

2,15

 

0,99

1,91

 

0,9

8,56

 

0,61

2,56

 

 

 

 

1,0

9,86

 

0,7

3,04

 

 

 

10,8

0,01

1,26

 

0,79

3,51

 

 

 

 

0,12

1,55

 

0,89

4,11

 

 

 

 

0,22

1,79

 

1,0

4,58

 

 

 

Таблица 3.1.4.1(ж)

ρw = 3000 кг/м2с

P, МПа

X

P, МПа

X

P, МПа

X

6,86

1,0

14,9

10,8

0,68

5,77

16,7

0,99

3,93

 

0,88

12,9

 

0,61

4,64

 

0,88

3,45

 

0,79

10,9

 

0,49

2,5

 

0,8

3,1

 

0,7

8,73

 

0,4

1,67

 

0,69

2,56

 

0,61

6,72

 

0,29

1,5

 

0,61

2,21

 

0,49

4,46

 

0,2

1,55

 

0,48

1,67

 

0,4

3,57

 

0,01

1,2

 

0,41

1,32

 

0,29

3,04

11,8

0,99

7,73

17,6

0,99

3,51

 

0,2

2,5

 

0,88

7,07

 

0,88

3,1

 

0,0

1,26

 

0,81

6,54

 

0,8

2,8

7,85

0,99

12,8

 

0,69

5,29

 

0,69

2,44

 

0,89

11,1

 

0,61

3,99

 

0,61

2,03

 

0,79

9,45

 

0,49

2,09

 

0,48

1,61

 

0,69

7,55

 

0,41

1,26

 

0,4

1,26

 

0,61

5,89

12,8

0,99

6,66

18,6

0,99

3,04

 

0,5

3,93

 

0,88

6,3

 

0,89

2,8

 

0,4

3,16

 

0,8

5,89

 

0,8

2,5

 

0,29

2,56

 

0,69

4,94

 

0,69

2,21

 

0,2

2,21

 

0,61

3,87

 

0,61

1,91

 

0,0

1,26

 

0,48

1,91

 

0,47

1,55

8,83

0,99

10,9

 

0,4

1,32

 

0,4

1,38

 

0,89

9,68

13,7

0,99

5,89

19,6

0,99

2,62

 

0,8

8,44

 

0,88

5,59

 

0,89

2,39

 

0,69

6,78

 

0,79

5,06

 

0,8

2,21

 

0,61

5,23

 

0,68

4,11

 

0,69

1,91

 

0,49

3,28

 

0,61

3,45

 

0,6

1,79

 

0,4

2,56

 

0,48

1,73

 

0,47

1,5

 

0,3

2,21

 

0,41

1,32

 

0,4

1,26

 

0,2

1,97

14,7

0,99

5,17

20,6

0,99

2,21

 

0,01

1,32

 

0,88

4,94

 

0,88

2,03

9,81

0,99

9,8

 

0,8

4,34

 

0,8

1,85

 

0,89

8,79

 

0,69

3,51

 

0,7

1,73

 

0,79

7,73

 

0,61

2,92

 

0,6

1,61

 

0,69

6,24

 

0,48

1,67

 

0,47

1,44

 

0,61

4,88

 

0,4

1,26

 

0,4

1,2

 

0,5

2,92

15,7

0,99

4,52

21,6

0,99

1,73

 

0,4

2,09

 

0,88

3,93

 

0,89

1,61

 

0,29

1,79

 

0,8

3,45

 

0,8

1,61

 

0,2

1,67

 

0,68

2,86

 

0,69

1,5

 

0,01

1,26

 

0,61

2,44

 

0,61

1,44

10,8

0,99

8,62

 

0,47

1,67

 

0,47

1,38

 

0,88

7,9

 

0,41

1,26

 

0,4

1,26

 

0,79

7,01

 

 

 

 

 

 

Потери давления на трение при течении двухфазного потока в необогреваемых трубах с внутренним диаметром dвн ≤ 17·10-3 м рассчитываются по формуле [2]:

ΔPтр = а(ΔPтр/ΔPо)ΔPо,

(3.1.4.72)

где (ΔРтр/ΔРо) находится по таб. 3.1.4.1;

ΔРо рассчитывается по формуле (3.1.4.71);

а = -4(b - 1)X2 + 4(b - 1)X + 1;

b = 3,10 - 124dвн;

а = 1 при Р ≥ 17,7 МПа.

Пределы применимости формулы: Р = 6,86 ÷ 22 МПа;

ρw = 500 ÷ 3000 кг/м2·с; X = 0 ÷ 1,0; dвн = (4 ÷ 17)·10-3 м.

Погрешность δ расчета ΔР составляет ±25 %.

Потери давления на трение при течении двухфазного потока в обогреваемых трубах рассчитываются по формуле [8]:

(3.1.4.73)

где  - рассчитывается по формулам (3.1.4.70) и (3.1.4.72).

Пределы применимости формулы (3.1.4.73): Р = 6,86 ÷ 22 МПа;

ρw = 500 ÷ 3000 кг/м2·с; q = (0 ÷ 1,5)·106 Вт/м2; Х = 0 ÷ 1,0;

dвн = (4 ÷ 30)·10-3 м.

Погрешность δ расчета ΔРтр составляет ±25 %.

В формулах (3.1.4.71), (3.1.4.72) и (3.1.4.73):

ΔР в [МПа]; Р в [МПа]; ΔL в [м]; ρw в [кг/(м2·с)];

X - массовое паросодержание; dвн в [м]; q в [Вт/м2];

v' - коэффициент кинематической вязкости воды на линии насыщения, м2/с;

ρ' - плотность воды на линии насыщения, кг/м3.

3.1.4.3.2. Гидравлические сопротивления трения при течении
двухфазного потока в стержневых сборках

Потери давления на трение при течении двухфазного потока в сборках гладких необогреваемых стержней (адиабатное течение) рассчитываются по формуле [9]:

(3.1.4.74)

где ξо = 0,86Re-0,36, ξсм = f1f2f3f4;

f1 = 1,50s/dвн - 0,73;

f2 = 0,25 + 1,7{1 - 10(P - 1)[16,4 + 9,15(P - 1)]-1};

f3 = 3,1X(1 - Х)-1, f4 = wо0,60;

wо = ρw/ρ' - скорость циркуляции;

Re = wоdг/v'.

В формуле (3.1.4.74): P в [МПа]; ρw в [кг/м2·с]; dг в [м]; L в [м]; v' в [м2/с]; μ' в [кг/(м·с)]; ρ' в [кг/м3]; dн в [м]; v', μ', ρ' - на линии насыщения.

Пределы применимости формулы (3.1.3.74): Р = 1 ÷ 12 МПа;

ρw = 500 ÷ 3000 кг/м2·с; Х = 0 ÷ 0,90; s/dн = 1,077 ÷ 1,308.

Погрешность δ расчета ΔРтр составляет ±25 %.

Потери давления на трение при течении двухфазного потока в сборках гладких обогреваемых стержней рассчитываются по формуле [10]:

(3.1.4.75)

 

(3.1.4.76)

 

(3.1.4.77)

ξ = ξоη; ξо рассчитывается по формуле (3.1.3.1), в которой

Re = wоdг/v';

(3.1.4.78)

 

(3.1.4.79)

 

(3.1.4.80)

ε = sc/(f + sc) - плотность пучка, доля площади канала, занятая трубами (стержнями, твэлами);

f - проходное сечение стержневой сборки;

sc - сечение сборки, занятое стержнями;

wо = ρw/ρ' - скорость циркуляции, м/с;

 - для стержневых сборок, в которых s/dн > 1,20;

для стержневых сборок, в которых ε → 1:

(3.1.4.81)

Пределы применимости формулы (3.1.4.75) не указаны.

Погрешность δ расчета ΔРтр составляет ±25 %.

3.1.4.3.3. Местные гидравлические сопротивления при течении
двухфазных потоков

Гидравлическое сопротивление дистанционирующих решеток (оценочные расчеты) рассчитывается по формуле из [11]:

(3.1.4.82)

 

ξп = ξкв + 3400m-1,50Re-1;

 

ξкв = [(1 - m)/2m2] + [(1/m) - 1]2 + ξр(hр/dр)m-2 - 0,036;

 

ξр = [1,74 - 2lg(3,5·10-2/dр)]2;

dp = 4fp/P - гидравлический диаметр решетки, м;

m = fз/fп;

fз = fп - fp - сечение загромождения;

fр - проходное сечение решетки;

fп - проходное сечение пучка стержней;

hр - высота решетки.

Влияние интенсификаторов теплосъема на ΔРдр проявляется через ξкв. При отсутствии в решетке интенсификаторов теплосъема ξкв = 0,5. В формуле (3.1.4.82):

 

 

 

 

Пределы применимости формулы: Р = 2 ÷ 13 МПа;

ρw = 500 ÷ 3000 кг/м2·с.

Погрешность δ расчета ΔРдр составляет ±30 %.

Оценочные расчеты потерь давления при течении пароводяного потока высокого давления через местные сопротивления (диафрагмы, внезапные сужения, расширения, вход из большого объем в канал, выход из канала в большой объем) рекомендуется проводить по формуле [12]:

(3.1.4.83)

где ΔРм - потери давления двухфазного потока при течении через местное сопротивление, МПа;

Ро - потери давления при течении воды, нагретой до температуры насыщения, через местное сопротивление при таких же режимах (Р, ρw) и геометрических размерах, как и при течении двухфазного потока;

Р - давление, МПа;

X - массовое паросодержание;

к - параметр, зависящий от вида местного сопротивления:

к = 1,20 - для местных сопротивлений типа «диафрагма»;

к = 0,62 - для местных сопротивлений типа «сужение потока»;

к = 1,80 - для местных сопротивлений типа «расширение потока»;

к = 0,72 - для местных сопротивлений типа «вход из большого объема в канал»;

к =1,60 - для местных сопротивлений типа «выход из канала в большой объем»;

ΔРо рассчитывается по формуле:

(3.1.4.84)

где ξм - коэффициент потерь давления на местном сопротивлении;

ξм = (1 - n2) - для местного сопротивления типа «расширение потока»;

n = d12/d22;

d1 - диаметр канала до местного сопротивления, м;

d2 - диаметр канала после местного сопротивления, м;

ξм = 1 - для местного сопротивления типа «выход из канала в большой объем».

Коэффициент потерь давления ξм для местного сопротивления типа «диафрагма» рассчитывается по формуле:

(3.1.4.85)

 

 

 

τ = 0,4exp(-bо) + 0,93exp(-bо3,5/0,44) - 0,001exp[1,566bо2(1 - 0,1033bо2)];

 

λ = 0,02 - приведенный коэффициент сопротивления трения о стенки отверстия;

bо = Lо/dо - относительная глубина отверстия диафрагмы;

dо - эквивалентный гидравлический диаметр отверстия диафрагмы, м;

Lо - толщина диафрагмы, м;

 - отношение площадей проходного сечения каналов в местном сопротивлении и перед ним.

Пределы применимости формулы (3.1.4.83): Р = 4,91 ÷ 19,62 МПа.

Погрешность δ расчета ΔРм составляет ±30 %.

3.1.4.3.4. Гидравлическое сопротивление на ускорение
и нивелирный напор при течении двухфазного потока

Потерями давления на ускорение при течении двухфазного потока в необогреваемых каналах, как правило, пренебрегают.

Потери давления на ускорение при течении двухфазного потока в обогреваемых каналах рассчитываются по формуле [4]:

ΔРуск = (ρw)(wсм,вых - wсм,вх),

(3.1.4.86)

где wсм,вых = ρw/ρсм,вых;

wсм,вх = ρw/ρсм,вх;

ρсм = (1 - φ)ρ' + φρ";

φ рассчитывается по формулам раздела 3.1.4.2.1.

При P > 13,0 МПа влияние плотности теплового потока не учитывается и φ рассчитывается по формуле:

(3.1.4.87)

где

dвн - внутренний диаметр трубы, м.

Погрешность δ расчета ΔРуск составляет ±25 %.

Нивелирный напор при течении двухфазного потока в каналах рассчитывается по формуле [4]:

ΔРнив = ΔL[(1 - φ)ρ' + φρ'']g

(3.1.4.88)

где φ рассчитывается для трубы по формулам раздела 3.1.4.2.1.

Погрешность δ расчета ΔРнив составляет ±20 %.

Перепад давления на дроссельной шайбе в двухфазном потоке рассчитывается по формуле [13]:

где

 

ξ - коэффициент гидравлического сопротивления для однофазного потока.

3.1.4.4. ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ ПРИ ПЛЕНОЧНОЙ
КОНДЕНСАЦИИ ПАРА В КАНАЛАХ

3.1.4.4.1. Гидравлические сопротивления при пленочной конденсации
пара в горизонтальных трубах

При пленочной конденсации пара в горизонтальных трубах величина гидравлического сопротивления [14] рассчитывается по формуле:

ΔР = ΔРтр + ΔРуск,

(3.1.4.89)

где ΔРтр - потери давления на трение, МПа;

ΔРуск - потери давления на ускорение, МПа.

Потери давления на трение рассчитываются по формуле:

(3.1.4.90)

где

 

ξ - коэффициент гидравлического сопротивления трения при пленочной конденсации пара в горизонтальных трубах.

Коэффициент гидравлического сопротивления трения рассчитывается:

■ при Re ≤ 7·104 по формуле:

(3.1.4.91)

где ; wо - скорость циркуляции в трубе, м/с;

■ при Re ≥ 7·104 по формуле:

(3.1.4.92)

C1 = 0,0091; С2 = 0,45 при входе в горизонтальную трубу сухого насыщенного пара (Хвх = 1);

C1 = 0,0121; С2 = 0,60 при входе в трубу пароводяной смеси (0,86 > Хвх > 0,26);

ξо - коэффициент гидравлического сопротивления трения при течении в трубе однофазной среды на линии насыщения, рассчитывается:

при 4·103 < Re ≤ 105 по формуле:

(3.1.4.93)

при 4·103 < Re ≤ 1012 по формуле:

(3.1.4.94)

где

Пределы применимости формулы: dвн = 10 ÷ 17мм; L = 2,5 ÷ 12м;

q = (140 ÷ 1300)·103 Вт/м2; ρw > 100 кг/м2·с; 1,0 > Хвх > 0,26.

Погрешность δ расчета ΔРтр составляет ±15 %.

Потери давления на ускорение рассчитываются по формуле:

(3.1.4.95)

где ,  - скорости циркуляции на входе и выходе из трубы, м/с.

Погрешность δ расчета ΔРуск составляет ±10 %.

Погрешность δ расчета полного гидравлического сопротивления по формуле (3.1.4.89) составляет ±25 %.

Пределы применимости формулы те же, что и формулы (3.1.4.90).

3.1.4.4.2. Гидравлические сопротивления при пленочной
конденсации пара в вертикальных трубах

Гидравлическое сопротивление при полной пленочной конденсации пара в вертикальной трубе рассчитывается по формуле [14]:

ΔР = ΔРнив + ΔРуск + ΔРтр,

(3.1.4.96)

где ΔРнив - нивелирная составляющая сопротивления, Па;

ΔРуск - потери давления на ускорение, Па;

ΔРтр - потери давления на трение, Па.

Нивелирная составляющая сопротивления рассчитывается по формуле:

(3.1.4.97)

где  - среднее по длине трубы истинное объемное паросодержание;

 - средняя по длине трубы толщина пленки конденсата, м;

 - средний по длине трубы коэффициент теплоотдачи при конденсации пара рассчитывается по формуле, Вт/м2·К:

(3.1.4.98)

где  - число Рейнольдса пленки конденсата в выходном сечении трубы;

А - безразмерный параметр, определяемый по формуле:

 - число Галилея;

q = qп + qф - плотность теплового потока на стенке трубы, Вт/м2;

 - плотность теплового потока за счет теплоты фазового перехода, Вт/м2;

 - плотность теплового потока за счет перегрева пара, Вт/м2;

 - относительная величина плотности теплового потока за счет перегрева пара;

Δiпп = iпп - i' - энтальпия перегрева пара на входе в трубу, Дж/кг;

iпп - энтальпия перегретого пара на входе в трубу, Дж/кг;

i' - энтальпия насыщенного пара на входе в трубу, Дж/кг;

Xвых - массовое расходное паросодержание в выходном сечении трубы;

G - массовый расход пара на входе в трубу, кг/с.

Теплофизические свойства определяются при температуре насыщения пара на входе в трубу.

Пределы применимости формулы (3.1.4.97):

Р = 0,1 ÷ 9 МПа; L = 0,5 ÷ 7 м; dвн = 5 ÷ 30 мм;

Хвх = 1; Хвых = 0 ÷ 0,7; Δiпп/r = 0 ÷ 0,20; tстtнаc.

Погрешность δ расчета ΔРнив составляет ±15 % .

Потери давления на ускорение рассчитываются по формуле:

(3.1.4.99)

где  - истинное объемное паросодержание в выходном сечении трубы;

 - толщина пленки конденсата в выходном сечении трубы при полной конденсации пара, м.

Погрешность δ расчета ΔРуск составляет ± 10%.

Потери давления на трение рассчитываются по формуле:

(3.1.4.100)

где τст = KNu-1 при τстK < 7,50;

τст = 1163KNu2,50 при τстK = 7,5 ÷ 485;

τст = 976,5KNu2 при τстK > 485;

 

 

 

 рассчитывается по формуле (3.1.4.98);

K = ρ'(v'g)2/3(Рr')-1/2.

Пределы применимости формулы:

K = 0,084 ÷ 0,150; Р/Ркр = 4·10-3 ÷ 3,5·10-1;

dвн = 5 ÷ 30 мм, Хвх = 1, Хвых = 0.

Погрешность δ расчет ΔРтр составляет ±15 %.

Погрешность δ расчета ΔР по формуле (3.1.4.96) составляет ±25 %.

Гидравлическое сопротивление при полной пленочной конденсации пара в вертикальной трубе (оценочные расчеты) рассчитывается по формуле:

(3.1.4.101)

где  - критерии Эйлера;

; ρw в [кг/м2·с]; ΔР в [Па].

Пределы применимости формулы:

Р = 1 ÷ 5 МПа; ρw = 10 ÷ 500 кг/м2·с;

dвн = 10 ÷ 13,2 мм; L = 3 м.

Погрешность δ расчета ΔР составляет ±30 %.

Гидравлическое сопротивление при конденсации быстродвижущегося пара (ρw > 400 кг/м2 с) внутри вертикальных труб на участке длиной ΔL = Lвх - Lвых, где X изменяется от Хвх до Хвых, рассчитывается по формуле (3.1.4.96), в которой:

(3.1.4.102)

 

(3.1.4.103)

 

(3.1.4.104)

ξо - коэффициент гидравлического сопротивления трения при течении в трубе однофазного потока при температуре насыщения и заданной массовой скорости;

ξо - рассчитывается по формулам раздела 3.1.3;

Ψ - угол наклона трубы к горизонту.

Истинное объемное паросодержание рассчитывается по формулам адиабатического течения пароводяной смеси в трубах.

Пределы применимости формул: Р = 0,4 ÷ 21,6 МПа;

ρw = 400 ÷ 4000 кг/м2·с; dвн = 2,85 ÷ 10,0 мм; q = 2·104 ÷ 107 Вт/м2.

Погрешность δ расчета ΔР составляет ±25 %.

Список литературы к разделу 3.1.4

1. Кириллов П.Л., Смогалев И.П., Дорошенко В.А. Графический метод расчета потерь давления на трение при подъемном течении пароводяного потока в круглых трубах. - Теплоэнергетика, 1982, № 3, с. 73 - 75.

2. Кириллов П.Л., Смогалев И.П., Дорошенко В.А., Суворов М.Я. Методика гидравлического расчета вертикального парогенерирующего канала. - Теплоэнергетика, 1980, № 2, с. 71 - 74.

3. Ивашкевич А.А. Начало интенсивного парообразования в трубе. Теплоэнергетика. 1992, № 1, с. 66 - 67.

4. Миропольский З.Л., Шнеерова Р.И., Карамышева А.И. Паросодержание при напорном движении пароводяной смеси с подводом тепла и в адиабатических условиях. - Теплоэнергетика, 1971, № 5, с. 60 - 63.

5. Громова И.И., Есиков В.И., Карамыслов А.В., Смолин В.Н. Методика расчета истинного объемного паросодержания в парогенерирующих трубах. - Теплофизика-86. Теплотехническая безопасность ядерных реакторов ВВЭР. В сб.: Доклады семинара СЭВ. Росток, ГДР, 1986, том 1, с. 410 - 415.

6. Громова И.И., Есиков В.И., Смолин В.Н. Границы и средняя температура жидкой фазы термически неравновесного потока в парогенерирующих трубах. В кн.: Теплофизика-84. Сборник докладов семинара СЭВ. Варна, НРБ, 1984. М.: 1985, т. 2, с. 166 - 168.

7. Thermohydraulic Relationships for advanced water cooled reactors. Vienna: IAEA. 2001. IAEA-TECDOC-1203.

8. Тарасова H.B. Гидродинамическое сопротивление при кипении воды и пароводяной смеси в трубах и кольцевых каналах. - Труды ЦКТИ, 1965, № 59, с. 47 - 58.

9. Методика и зависимости для теоретического расчета теплообмена и гидравлического сопротивления теплообменного оборудования АЭС. РТМ-24.031.05-72. М.: 1972.

10. Осмачкин В.С. Исследование теплогидравлических характеристик топливных сборок реакторов в ИАЭ им. И.В. Курчатова Сб. докладов СЭВ: Исследование критических тепловых потоков в пучках стержней в стационарных и нестационарных режимах теплообмена. - М.: 1974, с. 9 - 41.

11. Боришанский В.М. и др. К расчету гидравлики местных сопротивлений в двухфазном потоке. - Труды ЦКТИ, 1975, вып. 139.

12. Смогалев И.П., Дорошенко В.А. Расчет потерь давления при течении пароводяного потока через местные сопротивления. - Теплоэнергетика, 1984, № 5, с. 72 - 74.

13. Кириллов П.Л., Юрьев Ю.С., Бобков В.П. Справочник по теплогидравлическим расчетам (ядерные реакторы, теплообменники, парогенераторы). М.: Энергоатомиздат, 1990.

14. Тепловой и гидравлический расчет теплообменного оборудования АЭС. РД 24.035.05-89. Л.: НПО ЦКТИ, 1991.

3.2. ТЕПЛООБМЕН

3.2.1. КОНВЕКТИВНЫЙ ТЕПЛООБМЕН
В ОДНОФАЗНОЙ СРЕДЕ

Коэффициенты теплообмена (числа Нуссельта) в каналах с проходным сечением сложного профиля в общем случае зависят от характеристик конструкции твэла (внутренней «начинки» твэла). Это: толщина и теплопроводность оболочки, толщина и теплопроводность различных промежуточных слоев, геометрия и теплопроводность тепловыделяющего материала, схемы расположения твэла в сборке и др. Особенно это важно для тесных сборок (пучков) при (Х < 1,1) или для эксцентричных кольцевых каналов, где проходное сечение сильно неоднородно по периметру и тепловой поток вынужден перераспределяться по периметру теплообмена. Эти факторы определяют эффективную теплопроводность твэла. Количественно эффективную теплопроводность твэла или его модели в эксперименте отражает параметр приближенного теплового моделирования εko, введенный Ушаковым П.А. [1]. В настоящем документе этот параметр широко (см. раздел 3.2.2) используется в формулах для чисел Нуссельта. Его влияние существенно. Его использование позволяет перенести результаты экспериментальных исследований (которые проводятся на моделях твэлов, выполненных в виде труб, через которые пропускается электрический ток) на натурные сборки твэлов любой конструкции. Основное условие, которое следует соблюдать, εko = idem. Поэтому в разделе 3.2.2 приводится подробная информация по расчету этого параметра для многих случаев.

3.2.1.1. ТЕПЛООБМЕН ПРИ ЛАМИНАРНОМ ТЕЧЕНИИ В КАНАЛАХ

Задачи о теплообмене при ламинарном течении рассматриваются в предположении, что:

■ течение и теплообмен стационарные;

■ жидкость несжимаема, ее физические свойства не зависят от температуры;

■ течение жидкости гидродинамически стабилизировано;

■ во входном сечении теплообменного участка температура жидкости постоянна по сечению;

■ на поверхности теплообмена задана постоянная плотность теплового потока;

■ в потоке отсутствуют внутренние источники тепла;

■ изменение плотности теплового потока вдоль оси за счет теплопроводности мало по сравнению с изменением плотности вдоль оси, обусловленной конвекцией.

Интенсивность конвективной теплоотдачи жидкостей и газов при ламинарном течении определяется коэффициентом теплоотдачи, который, как правило, относится к разнице температур стенки и средней температуры среды: α = q/(tст - tж). Коэффициент теплоотдачи обычно определяется через число Нуссельта: α = Nuλ/dг, где dг - гидравлический диаметр канала. Теплофизические свойства относятся, как правило, к среднемассовой температуре потока в данном сечении. При вычислении среднего по длине коэффициента теплоотдачи свойства относят к средней температуре потока: tж = (tвх + tвых)/2.

3.2.1.1.1. Теплообмен при ламинарном течении в трубах

Теплообмен при ламинарном течении в трубах [2] при постоянном тепловом потоке на стенке рассчитывается по формуле (для Re < Reкр):

Nu = 4,36.

(3.2.1.1)

Погрешность Δ расчета Nu практически равна нулю.

Теплообмен в плоских трубах при постоянном тепловом потоке с двух сторон рассчитывается по формуле (для Re < Reкр):

Nu = 8,24.

(3.2.1.2)

Погрешность расчета Nu практически равна нулю.

3.2.1.1.2. Теплообмен при ламинарном течении в кольцевых каналах

Теплообмен при ламинарном течении в кольцевых каналах при двухстороннем постоянном по длине тепловом потоке (или с одной стороны подвод тепла, а с другой отвод, или наоборот) с произвольным отношением плотностей тепловых потоков q1 и q2 рассчитывается по формуле [3]:

(3.2.1.3)

где i - номер поверхности кольцевого канала;

i = 1 - относится к внутренней поверхности зазора кольцевого канала;

i = 2 - к наружной поверхности;

Q = q2/q1;

 

 - число Нуссельта для внутренней поверхности кольцевого зазора при отсутствии теплового потока на противоположной поверхности;

Nu1q = 4,25 + 1,13θ-0,083.

Пределы применимости формулы: θ = 0,1 ÷ 1,0.

Погрешность δ расчета Nu1q составляет ±2 %.

 - число Нуссельта для внешней поверхности зазора кольцевого канала при отсутствии теплового потока на внутренней поверхности, Nu2q = 4,36 + θ-0,20.

Пределы применимости формулы: θ = 0 ÷ 1,00.

Погрешность δ расчета Nu2q составляет ±5 %.

Пределы применимости формулы (3.2.1.3): θ = 0 ÷ 1,00.

Погрешность δ расчета Nui составляет ±5 %.

3.2.1.2. ТЕПЛООБМЕН ПРИ ТУРБУЛЕНТНОМ ТЕЧЕНИИ
В КАНАЛАХ ПРИ PR ≥ 1
(НЕКИПЯЩАЯ ВОДА, КАПЕЛЬНЫЕ ЖИДКОСТИ)

В разделе приводятся соотношения для расчета температурных режимов при стационарном стабилизированном турбулентном течении теплоносителей (газы, вода, водяной пар и др.) в гладких каналах различного поперечного сечения. В стержневых сборках средние числа Нуссельта и температурные неравномерности зависят не только от чисел Рейнольдса, Прандтля, степени неизотермичности потока, но и от параметра приближенного теплового моделирования.

Интенсивность конвективной теплоотдачи, как и при ламинарном течении, определяется коэффициентом теплоотдачи, который, как правило, относится к разнице температур стенки и средней температуры среды: . Коэффициент теплоотдачи определяется обычно через число Нуссельта: α = Nuλ/dг, где dг - гидравлический диаметр канала. Теплофизические характеристики относятся, если иное не предусмотрено, к средней массовой температуре потока в данном сечении канала. При вычислении среднего по длине коэффициента теплоотдачи свойства относятся к средней температуре потока: tж = (tвх + tвых)/2.

3.2.1.2.1. Теплообмен при турбулентном течении в трубах

Теплообмен при турбулентном течении и небольших плотностях тепловых потоков (когда еще нет влияния на теплообмен неизотермичности через естественную конвекцию и переменность свойств теплоносителя) в трубах рассчитывается по формуле [4]:

(3.2.1.4)

где

K1 = 1 + 900/Re; K2 = 12,7.

Коэффициент гидравлического сопротивления трения рассчитывается:

ξ = (1,82lgRe - 1,64)-2.

(3.2.1.5)

Пределы применимости формулы: Re = 4·103 ÷ 5·106; Рr = 0,5 ÷ 5,0.

Погрешность расчета Nu составляет σ = 3 - 5 %.

Формула (3.2.1.4) применима также для расчета среднего по длине теплообмена при турбулентном течении в трубах с относительной длиной L/dвн > 50.


Коэффициент турбулентного переноса тепла по сечению трубы рассчитывается по формуле [5]:

(3.2.1.6)

где Y = y/rвн; у - расстояние от стенки трубы по нормали; wо - максимальная по сечению трубы скорость теплоносителя, м/с;  - средняя по сечению трубы скорость теплоносителя, м/с; rвн - внутренний радиус трубы, м.

Пределы применимости формулы: Re = 3·103 ÷ 5·105; Рr = 0 ÷ 100.

Погрешность δ расчета αТ составляет ±8 %.

Турбулентное число Прандтля по сечению трубы рассчитывается по формуле [6]:

(3.2.1.7)

Пределы применимости формулы: Re = 104 ÷ 105; Рr = 0 ÷ 100.

Погрешность δ расчета РrТ составляет ±7 %.

3.2.1.2.2. Теплообмен при турбулентном течении
в концентрических кольцевых каналах при Р
r~ > 1

Теплообмен при турбулентном течении в концентрических кольцевых каналах с двусторонним обогревом рассчитывается [7]:

■ на внутренней стенке зазора кольцевого канала по формуле:

(3.2.1.8)

■ на наружной стенке зазора кольцевого канала по формуле:

(3.2.1.9)

где Nu1q и Nu2q - значения чисел Нуссельта при одностороннем обогреве:

 

 и  - значения температур адиабатных (необогреваемых) поверхностей при одностороннем обогреве:


 

 

θ = r1/r2 - отношение внутреннего радиуса зазора кольцевого канала к внешнему;

Q = q2/q1;

Nu - число Нуссельта при турбулентном течении в трубе с внутренним диаметром dвн = dг = 2(r2 - r1) и такими же, как в кольцевом канале, значениями Re и Pr; Nu - рассчитывается по формуле (3.2.1.4).

Пределы применимости формул:

θ = 0,03 ÷ 1,00; Рr = 0,7 ÷ 100; = 104 ÷ 106.

Погрешность σ расчета Nu1, Nu2 составляет 3 %.

3.2.1.2.3. Теплообмен при турбулентном течении в сборках
стержней треугольной упаковки при Pr ≥ 1

Теплообмен при турбулентном течении в стержневых сборках при Х = 1,1 ÷ 1,8 рассчитывается по формуле [8]:

Nu = A1Re0,8Pr0,4,

(3.2.1.10)

 

где А1 = 0,0165 + 0,02[1 - 0,91/X2]X0,15; X = S/dн.

(3.2.1.11)

Пределы применимости формулы:

Х = 1,1 ÷ 1,8; Рr = 0,7 ÷ 20; Re = 5·103 ÷ 5·105.

Погрешность расчета Nu составляет σ = 5 %.

Теплообмен при турбулентном течении в сборках твэлов с малыми шагами: Х = 1,015 ÷ 1,06.

В этом случае имеется существенная зависимость теплообмена от параметра приближенного теплового моделирования, рассчитывается по формуле [9]:

Nu = A2Re0,8Pr0,4,

(3.2.1.12)

где A2 = A1(1 + 0,103lgεкo); А1 рассчитывается по формуле (3.2.1.11).

Пределы применимости формулы: Х = 1,015 ÷ 1,06; Re = 5·103 ÷ 5·105;

Рr = 0,7 ÷ 20,0; εкo = 7 ÷ 600.

Погрешность σ расчета Nu составляет 10 %.

Теплообмен при турбулентном течении в стержневых сборках в широком диапазоне изменения X с учетом влияния параметра приближенного теплового моделирования рассчитывается по формуле [10]:

Nu = ARe0,8Pr0,4,

(3.2.1.13)

где

Пределы применимости формулы: Re = 104 ÷ 5·105; εкo = 7 ÷ 600;

X = 1 ÷ 2.

Погрешность δ расчета Nu составляет ±20 %.

Максимальная неравномерность температуры оболочки твэла в сборке стержней плотной упаковки рассчитывается по формуле [10]:

(3.2.1.14)

где  в [К];  в [Вт/м2]; rн в [м]; λ в [Вт/м·К].

Пределы применимости формулы:

Х = 1,00 ÷ 1,06; εкo = 7 ÷ 600; Re = 6·103 ÷ 4·104.

Погрешность расчета σ = 7 %.

Параметр приближенного теплового моделирования твэлов рассчитывается [1]:

■ для цилиндрического твэла с тремя оболочками (рис. 3.2.1.1) по формуле:

(3.2.1.15)

где

K = 6 - для сборки твэлов треугольной упаковки;

K = 4 - для сборки твэлов квадратной упаковки;

■ для цилиндрического твэла с двумя оболочками (рис. 3.2.1.2) по формуле:

(3.2.1.16)

где

Рис. 3.2.1.1. Поперечное сечение цилиндрического твэла с тремя оболочками

Рис. 3.2.1.2. Поперечное сечение цилиндрического твэла с двумя оболочками

Рис. 3.2.1.3. Поперечное сечение цилиндрического твэла с одной оболочкой


■ для цилиндрического твэла с одной оболочкой (рис. 3.2.1.3) по формуле:

(3.1.1.17)

где

■ для цилиндрического твэла без оболочки (рис. 3.2.1.4) по формуле:

(3.2.1.18)

■ для кольцевого твэла с оболочкой и контактным термическим сопротивлением Ф (рис. 3.2.1.5) по формуле:

(3.2.1.19)

где

■ для цилиндрического твэла с оболочкой и контактным термическим сопротивлением Ф (рис. 3.2.1.6) по формуле:

(3.2.1.20)

где


В формулах (3.2.1.15) ÷ (3.2.1.20):

λi (i = 1, 2, 3, 4) - коэффициенты теплопроводности оболочек твэла, Вт/м·°С;

λ - коэффициент теплопроводности теплоносителя, Вт/м·°С;

Ф - контактное термическое сопротивление, Вт/м2·°С;

Ri (i = 1, 2, 3, 4) - внутренние радиусы оболочек твэла, м;

rо - радиус внутреннего кольца, м;

k = 6 - для сборки стержней треугольной упаковки;

k = 4- для сборки стержней квадратной упаковки;

λо - коэффициент теплопроводности топлива, Вт/м·°С.

Рис. 3.2.1.4. Поперечное сечение цилиндрического твэла без оболочки

Рис. 3.2.1.5. Поперечное сечение кольцевого твэла с оболочкой и контактным
термическим сопротивлением

Рис. 3.2.1.6. Поперечное сечение цилиндрического твэла с оболочкой и контактным
термическим сопротивлением

3.2.1.3. ТЕПЛООБМЕН НА ВХОДНОМ УЧАСТКЕ ТРУБЫ ПРИ
ТУРБУЛЕНТНОМ ТЕЧЕНИИ

Длина входного теплового участка при турбулентном течении некипящей воды, газов в трубе рассчитывается [11]:

■ при Re = 104 ÷ 5·104; Рr = 0,7 ÷ 10 по формуле:

(3.2.1.21)

■ при Re = 5 104 ÷ 1,2·105, Рr = 0,7 ÷ 10 по формуле:

(3.2.1.22)

Погрешность Δ расчета Lст составляет ±20 %.

Теплообмен на входном участке круглой трубы при турбулентном течении некипящей воды, газов рассчитывается по формуле [11]:

Nuвх = NuCст;

(3.2.1.23)

Nu рассчитывается по формуле (3.2.1.4);

Сст - поправочный коэффициент, который рассчитывается:

■ при L/dвн ≥ 0,6; Re = 4·103 ÷ 5·104; Рr = 0,7 ÷ 1,0 по формуле:

(3.2.1.24)

где L - текущая длина (расстояние от начала обогрева), м;

■ при L/dвн > 2; Re = 3·10 ÷ 5·104;  по формуле:

(3.2.1.25)

■ при L/dвн > 1; Re = 5·103 ÷ 5·104; Pr = 5 ÷ 10 по формуле:

(3.2.1.26)

Погрешность δ расчета Nuвх составляет ±15 %.

3.2.1.4. ТЕПЛООБМЕН ПРИ ТУРБУЛЕНТНОМ ТЕЧЕНИИ ТЕПЛОНОСИТЕЛЕЙ
ОКОЛОКРИТИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ СОСТОЯНИЯ

Особенности теплообмена при околокритических параметрах состояния связаны с сильным изменением теплофизических свойств среды и температуры а, в первую очередь, плотности и теплоемкости. Температура, соответствующая максимуму теплоемкости, называется псевдокритической и обозначается Тm [K].

Роль естественной конвекции при теплообмене учитывается критериями GrRe-2 или критерием K = (1 - ρст/ρ)GrRe-2,

где .

При K < 0,40 или GrRe-2 < 0,6 имеет место снижение (ухудшение) теплоотдачи, а при больших значениях этих критериев - улучшение теплоотдачи.

Теплообмен при течении теплоносителей околокритических параметров в трубах при нагревании рассчитывается [10, 11]:

■ при K < 0,01 по формуле:

(3.2.1.27)

■ при K > 0,01 по формуле:

(3.2.1.28)

где Nuо рассчитывается по формулам (3.2.1.4), (3.2.1.5) при среднемассовой температуре Тж в сечении канала;

 - среднеинтегральная теплоемкость в диапазоне (Tст - Тж);

Ср - теплоемкость среды, кДж/кг·К;

i - энтальпия, кДж/кг;

m = 0,30 - для горизонтальных труб и опускного течения в вертикальных трубах;

m = 0,40 - для подъемного течения в вертикальных трубах;

n = 0,70 при  для подъемного течения в вертикальных трубах.

Для  значения показателя степени n приведены в таблице 3.2.1.1 в зависимости от отношений Tж/Tm; Tст/Tm.

Таблица 3.2.1.1

Значения показателя степени п в формулах (3.2.1.27), (3.2.1.28)

Область

Значения

Tст/Tm < 1; Tж/Tm > 1,20

0,40

2,6 > Tст/Tm > 1; Tж/Tm < 1

0,22 + 0,18(Tст/Tm)

2,6 > Tст/Tm > 1; 1 < Tж/Tm < 1,20

0,9Tж/Tm(1 - Tст/Tm) + 1,08Tст/Tm - 0,68

Таблица 3.2.1.2

Значения функции (K) в формуле (3.2.1.34) в зависимости от величины K

K

0,01

0,02

0,04

0,06

0,08

0,10

0,20

0,40

φ(K)

1,0

0,88

0,72

0,67

0,65

0,65

0,74

1,00

φ(K) = 140K0,37 при K > 0,40.

Пределы применимости формул:

Re = 2·104 ÷ 8·105; ρст/ρ = 0,09 ÷ 1,00; Pr = 0,85 ÷ 55;

Tж/Tm = 1,0 ÷ 1,2; Tст/Tm = 0,6 ÷ 2,6;

q = 2,3·104 ÷ 2,6·106 Вт/м2; Р/Ркр = 1,01 ÷ 1,33; L/dвн > 15.

Погрешность σ расчета Nu составляет 10 %.

При K < 0,01 формула (3.2.1.27) обобщает режимы с ухудшением теплоотдачи вне зависимости от величины K. Максимальную температуру стенки можно наблюдать в сечениях трубы с температурой жидкости ниже псевдокритической на несколько градусов.

Вероятно ухудшение теплоотдачи при K < 0,01 связано с влиянием переменности теплофизических свойств по сечению потока на процессы турбулентного переноса.

При K = 0,01 ÷ 0,40 под влиянием естественной конвекции происходит дополнительное снижение теплоотдачи. Максимальную температуру стенки можно наблюдают в сечениях трубы, где средняя температура ниже псевдокритической на 15 ÷ 20 °С и более.

При K ≥ 0,40 снижение теплоотдачи под влиянием естественной конвекции вырождается и может наступить улучшение теплоотдачи.

Теплообмен при течении теплоносителей околокритических параметров в трубах при охлаждении рассчитывается по формуле [11]:

(3.2.1.29)

где Nuо - рассчитывается по формулам (3.2.1.4), (3.2.1.5) при среднемассовой температуре Тж в сечении трубы;

 

Таблица 3.2.1.3

Значения коэффициентов В, S, m1 в формуле (3.2.1.29)

P/Pкр

1,06

1,08

1,15

1,22

1,35

1,63

m1

0,300

0,380

0,540

0,610

0,680

0,800

В

0,680

0,750

0,850

0,910

0,970

1,000

S

0,210

0,180

0,104

0,066

0,040

0

Пределы применимости формулы:

Re = 9·104 ÷ 4,5·105; q = 1,4·104 ÷ 1,1·106 Вт/м2;

P/Pкр = 1,06 ÷ 1,63; Tж/Tm = 0,95 ÷ 1,50; Tст/Tm = 0,9 ÷ 1,2.

Погрешность σ расчета Nu составляет 10 %.

При расчетах температуры стенки по формулам (3.2.1.27) ÷ (3.2.1.29) приходится прибегать к методу последовательных приближений. Расчеты упрощаются, если построить зависимости q = f(Тст) при разных Тж для заданного давления, диаметра и массовой скорости.

Теплообмен при турбулентном течении среды в трубе при сверхкритическом давлении при нормальных и ухудшенных режимах теплосъема рассчитывается по формуле [11]:

(3.2.1.30)

где  - число Стентона.

При расчете по формуле используются две определяющие температуры t1 и t2. Температура t1 (энтальпия i1), являющаяся первым приближением к температуре стенки трубы tст, рассчитывается по формуле [11]:

Температура t2 рассчитывается по формуле [11]:

t2 = tж + (i1 - i)μ/λ.

При температуре t1 определяются ρ1, μ1, β1, Рr1, а при температуре t2 - Рr, ρ2, i2.

Критерии и коэффициенты рассчитываются по формулам:

 

 

 

 - параметр ускорения;

 

tж - среднемассовая температура в сечении трубы, °С;

b = 800 - при подъемном течении в обогреваемых трубах;

b = 100 - при опускном течении;

β1 - коэффициент объемного расширения при температуре;

ξ1 - коэффициент гидравлического сопротивления трения, который рассчитывается по формуле (3.1.2.1) при температуре t1;


g - кВт/м2.

Влияние подъемных сил на теплообмен является существенным при Gr > 104PrRe2,8, а при А > PrRe2,8 104 существенно и ускорение потока.

Пределы применимости формулы: L/dвн > 50; Gr/PrRe2,8 ≤ 2·10-5.

При Gr/PrRe2,8 = 10-4 ÷ 2·10-5 формула применима для расчета теплообмена при течении воды, гелия, углекислоты при подъемном и опускном течении в обогреваемых трубах.

Погрешность σ расчета St составляет 15 %.

3.2.1.5. ТЕПЛООБМЕН В КАНАЛАХ ПРИ СОВМЕСТНОМ ВЛИЯНИИ
СВОБОДНОЙ И ВЫНУЖДЕННОЙ КОНВЕКЦИИ

При вынужденном подъёмном течении жидкости в каналах свободная конвекция уменьшает интенсивность теплоотдачи при малых скоростях движения, заметных разностях температур и высоких плотностях теплового потока.

Граница влияния свободной конвекции определяется конкретным значением комплекса Gr/Re2.

Для описания теплоотдачи при смешанной конвекции используется система безразмерных критериев Gr/Re2, Re, Pr, L/dвн.

Граница начала влияния свободной конвекции на теплообмен при вынужденном течении воды в трубах рассчитывается по формуле [11]:

(3.2.1.31)

где

 

a - температуропроводность теплоносителя;

β - коэффициент объёмного расширения.

При расчете критериев все теплофизические параметры определяются при температуре воды на входе в трубу.

Погрешность δ расчета Kн составляет ±15 %.

При указанных ниже значениях комплекса GrA/Re2 и безразмерного расстояния от входа в трубу (L/dвн)ст теплообмен стабилизируется.

В этих условиях теплообмен рассчитывается:

■ при K = GrA/Re2 < 2·10-6 по формуле:

(Nu/Nuв)ст = 1,

(3.2.1.32)

где Nuв - число Нуссельта для чисто вынужденного течения;

■ при 2·10-6 < K < 10-4 по формуле:

(3.2.1.33)

■ при K > 10-4 по формуле:

(Nu/Nuв)ст = 8,84K0,263.

(3.2.1.34)

В условиях смешанной конвекции появляются максимумы в распределении температуры теплоотдающей поверхности по длине трубы при значениях комплекса KKгр.

Комплекс Kгр рассчитывается по формуле:

Kгр = 7·10-5[exp(1,1·10-3A) - 1].

(3.2.1.35)

При значениях K = Kгр первый максимум температуры находится на безразмерном расстоянии от входа в трубу:

(3.2.1.36)

При K > Kгр первый максимум температуры смещается к входу в трубу и рассчитывается по формуле:

(3.2.1.37)

Теплообмен по длине трубы от сечения с максимальной температурой рассчитывается по формуле:

■ при L/dвн > Lо/dвн по формуле:

(3.2.1.38)


где T = 8,56(Lо/dвн)0,46;

■ при L/dвнLо/dвн по формуле:

(3.2.1.39)

где

Значение безразмерного расстояния от входа в трубу, с которого наступает установившийся теплообмен рассчитывается по формуле:

(L/dвн)ст = (Lо/dвн) + Т.

(3.2.1.40)

Пределы применимости методики: Р = 6 ÷ 18 МПа;

ρw = 150 ÷ 1000 кг/м2·с; dвн = 10 ÷ 25 мм; L ≤ 20 м.

Погрешность δ расчета Nu составляет ±15 %.

3.2.1.6. ТЕПЛООБМЕН ПРИ ПОПЕРЕЧНОМ ОБТЕКАНИИ ТЕЛ
ТУРБУЛЕНТНЫМ ПОТОКОМ

3.2.1.6.1. Теплообмен при поперечном обтекании турбулентным
потоком одиночного цилиндра и шара

Средний по периметру коэффициент теплоотдачи при поперечном обтекании одиночного цилиндра (угол атаки φ = 90°) рассчитывается по формуле [12]:

(3.2.1.41)

где

wзгр - скорость набегающего потока с учетом поправки на степень загромождения цилиндром канала (скорость потока в самом узком сечении канала, м/с);

 при Kзгр = 0 ÷ 0,827; Reнп = 103 ÷ 2·105;

wзгр = wнп(1 + Kзгр) при Kзгр = 0 ÷ 0,70; Reнп = 105 ÷ 2·106;

wнп - скорость набегающего потока, м/с;

Kзгр = Fзгр/Fкан - степень загромождения канала цилиндром. Теплофизические свойства определяются при температуре набегающего потока. Определяющий размер - наружный диаметр цилиндра.

Таблица 3.2.1.4

Значения констант С и n формуле (3.2.1.41) для расчета теплообмена
при поперечном обтекании одиночного цилиндра

Reнп

С

n

1 ÷ 40

0,76

0,40

40 ÷ 1000

0,52

0,50

103 ÷ 2·105

0,26

0,60

2·105 ÷ 107

0,023

0,80

Пределы применимости формулы:

; Тu - степень турбулентности потока, .

Погрешность Δ расчета  составляет ±30 %.

При уменьшении угла атаки (β = 30° ÷ 90°) средний по периметру коэффициент теплоотдачи при поперечном обтекании одиночного цилиндра уменьшается и рассчитывается по формуле [12]:

(3.2.1.42)

где β - угол атаки;  рассчитывается по формуле (3.2.1.41).

Пределы применимости формулы: ; β = 30° ÷ 90°.

Погрешность δ расчета  составляет ±30 %.

При возрастании степени турбулентности набегающего потока свыше 1 % средний коэффициент теплоотдачи при поперечном обтекании одиночного цилиндра рассчитывается по формуле [12]:

(3.2.1.43)

где  рассчитывается по формуле (3.2.1.42);

K(Тu) - поправочный коэффициент, значение которого определяется с помощью рис. 3.2.1.7.

Пределы применимости определяются рис. 3.2.1.7.

Погрешность δ расчета  составляет ±30 %.

Средний по периметру коэффициент теплоотдачи при поперечном обтекании потоком одиночного эллиптического цилиндра параллельно большой или малой осям рассчитывается по формуле [12]:

(3.2.1.44)

Рис. 3.2.1.7. Зависимость коэффициента K(Тu) от степени турбулентности
потока в формуле (3.2.1.43)

Теплофизические свойства определяются при температуре набегающего потока. Определяющий размер - диаметр эллиптического цилиндра, параллельный набегающему потоку.

Пределы применимости формулы: Re = 103 ÷ 2·105.

Погрешность Δ расчета  составляет ±30 %.

Средний коэффициент теплоотдачи при обтекании потоком одиночного шара рассчитывается по формуле [13]:

(3.2.1.45)

где

wнп - скорость набегающего потока, м/с;

dш - диаметр шара, м.

Пределы применимости формулы: Re = 0,3 ÷ 3·105; Рr = 0,7 ÷ 8.

Погрешность δ расчета  составляет ±10 %.

3.2.1.6.2. Теплообмен при поперечном обтекании турбулентным потоком
пучков стержней

Средняя теплоотдача всего пучка труб (сборки стержней) при поперечном обтекании потоком рассчитывается по формуле [12]:

(3.2.1.46)

где  - средняя теплоотдача одной трубы в глубинном ряду поперечно обтекаемого пучка труб при β = 90°, где β - угол атаки;

Сβ - коэффициент, учитывающий уменьшение средней теплоотдачи пучка труб из-за уменьшения угла атаки;

CZ - коэффициент, учитывающий зависимость средней теплоотдачи пучка труб от числа рядов пучка.

Средняя теплоотдача одной трубы в глубинном ряду поперечно обтекаемого шахматного пучка гладких труб рассчитывается [12]:

■ при Рr ≥ 0,50; Re = 2 ÷ 40 по формуле:

(3.2.1.47)

■ при Рr ≥ 0,5; Re = 40 ÷ 5·102 по формуле:

(3.2.1.48)

■ при Рr ≥ 0,5; Re = 5·102 ÷ 2·105; а/b < 2 по формуле:

(3.2.1.49)

■ при Рr ≥ 0,5; Re = 5·102 ÷ 2·105; а/b > 2 по формуле:

(3.2.1.50)

■ при Рr ≥ 0,5; Re > 2·105 по формуле:

(3.2.1.51)

где а = S1/dн - поперечный относительный шаг пучка;

b = S2/dн продольный относительный шаг пучка.

Схема размещения труб в пучке приведена на рис. 3.1.3.9.

Средняя теплоотдача одной трубы в глубинном ряду поперечно обтекаемого коридорного пучка гладких труб рассчитывается [12]:

■ при Рr ≥ 0,5; Re = 2 ÷ 102 по формуле:

(3.2.1.52)

■ при Рr ≥ 0,5; Re = 102 ÷ 7·102 по формуле:

(3.2.1.53)

■ при Рr ≥ 0,5; Re = 7·102 ÷ 2·105 по формуле:

(3.2.1.54)

■ при Рr ≥ 0,50; Re > 2·105 по формуле:

(3.2.1.55)

При расчетах по формулам (3.2.1.47) - (3.2.1.55) за характерный размер принимается наружный диаметр трубы; за расчетную скорость - средняя скорость в наименьшем проходном сечении пучка (поперечном для коридорных пучков, поперечном или диагональном для шахматных пучков), за определяющую температуру - средняя температура теплоносителя в пучке; за температуру стенки - средняя температура поверхности труб пучка.

Погрешность δ расчета  составляет ±30 %.

Коэффициент Сβ, учитывающий уменьшение средней теплоотдачи всего пучка из-за уменьшения угла атаки (косое обтекание пучка труб), рассчитывается:

■ при β = 30° ÷ 90°; Рr ≥ 0,5 с помощью рис. 3.2.1.8;

■ при β = 0 ÷ 90°, Рr ≈ 1, S/dн = 1,2 ÷ 1,50,

Re = 103 ÷ 105 по формуле [14]:

(3.2.1.56)

где

Рис. 3.2.1.8. Поправка на влияние угла атаки при расчете средней
теплоотдачи всего пучка стержней при поперечном обтекании
Светлые и зачерченные символы - первый и глубинные ряды
труб, соответственно

Коэффициент CZ , учитывающий зависимость средней теплоотдачи всего пучка труб от числа рядов, определяется с помощью рис. 3.2.1.9.

Погрешность δ расчета  по формуле (3.2.1.46) составляет ±30 %.

Средняя теплоотдача всего шахматного пучка шероховатых труб рассчитывается по формуле [12]:

,

(3.2.1.57)

где  - средняя теплоотдача одной шероховатой трубы в глубинном ряду поперечно обтекаемого шахматного пучка, которая рассчитывается:

■ при Re = 103 ÷ 105; а = 1,25 ÷ 2,0; b = 0,935 ÷ 2;

K/dн = 6,67·10-3 ÷ 40·10-3 по формуле:

(3.2.1.58)

где K - высота элементов шероховатости, м;

■ при Re = 105 ÷ 2·106 по формуле:

(3.2.1.59)

Коэффициенты Сβ и CZ в формуле (3.2.1.57) определяются по рис. 3.2.1.8, 3.2.1.9 и формуле (3.2.1.56).

Погрешность δ расчета  составляет ±30 %.

Погрешность Δ расчета  по формуле (3.2.1.57) составляет ±30 %.

Средняя теплоотдача всего пучка при поперечном обтекании шахматных и коридорных пучков оребренных труб потоком вязких жидкостей рассчитывается по формуле [12]:

(3.2.1.62)

где  - средняя теплоотдача одной трубы в глубинном ряду шахматных или коридорных пучков труб при поперечном обтекании.

Рис. 3.2.1.9. Поправка на число рядов при расчете средней теплоотдачи
пучков труб при поперечном обтекании

Рис. 3.2.1.10. Геометрические характеристики оребренных труб

Средняя теплоотдача одной трубы в глубинном ряду шахматного пучка оребренных труб при поперечном обтекании потоком рассчитывается [15, 16]:

■ при Re = 102 ÷ 2·104; Рr ≥ 0,7; а = 1,1 ÷ 4;

b = 1,03 ÷ 2,05; hр/dн = 0,07 ÷ 0,715;

Sp/dн = 0,06 ÷ 0,36 по формуле:

(3.2.1.63)

■ при Re = 2·104 ÷ 2·105; Pr ≥ 0,7; a = 1,1 ÷ 4; b = 1,03 ÷ 2,50 и параметрах оребрения hр/dн = 0,07 ÷ 0,715; Sp/dн = 0,06 ÷ 0,36 по формуле:

(3.2.1.64)

■ при Re = 2·105 ÷ 1,4·106; Pr ≥ 0,7;

a = 2,2 ÷ 4,2; b = 1,27 ÷ 2,2; Sp/dн = 0,125 ÷ 0,28

hр/dн = 0,125 ÷ 0,60 по формуле:

(3.2.1.65)

где a = S1/dн; dн - наружный диаметр трубы, несущей оребрение, м;

b = S2/dн - относительные шаги, которые вычисляются с помощью рис. 3.1.3.9.

Параметры оребрения вычисляются с помощью рис. 3.2.1.10.

Погрешность δ расчета  по формулам (3.2.1.63) - (3.2.1.65) составляет ±30 %.

Средняя теплоотдача одной трубы в глубинном ряду коридорного пучка оребренных труб при поперечном обтекании рассчитывается по формуле [12]:

(3.2.1.66)

где ε - коэффициент оребрения, равный отношению полной внешней поверхности оребренной трубы к наружной поверхности трубы без ребер.

Пределы применимости формулы: Re = 5·103 ÷ 105 ; а = 1,72 ÷ 3;

b = 1,80 ÷ 4; ε = 5 ÷ 12; Рr ≥ 0,7.

Погрешность σ расчета  составляет 20 %.

Коэффициент Сβ рассчитывается по формуле (3.2.1.56) и с помощью рис. 3.2.1.8.

При расчетах по формулам (3.2.1.58), (3.2.1.59), (3.2.1.63) ÷ (3.2.1.66) за определяющий размер принимается наружный диаметр трубы, несущей оребрение (шероховатость), за расчетную скорость - средняя скорость в наименьшем проходном сечении пучка; за определяющую температуру - средняя температура теплоносителя в пучке, за температуру стенки - средняя температура поверхности труб пучка.

Погрешность δ расчета  по формуле (3.2.1.63) составляет ±30 %.

3.2.1.7. ТЕПЛООБМЕН В КАНАЛАХ С ШЕРОХОВАТЫМИ СТЕНКАМИ
ПРИ ТУРБУЛЕНТНОМ ТЕЧЕНИИ

Шероховатость поверхности стенок каналов используется для интенсификации теплообмена. Применение шероховатых поверхностей особенно целесообразно при больших числах Прандтля, так как эффект интенсификации достигается благодаря дополнительному вихреобразованию, приводящему к повышению турбулентной диффузии в переходной зоне, турбулентном ядре потока и снижению устойчивости и толщины слоя молекулярной теплопроводности у стенки.

Элементы шероховатости интенсифицируют теплообмен, но, с другой стороны, создают условия, при которых перенос тепла уменьшается. Причиной снижения теплообмена являются застойные зоны перед и за выступами шероховатости. Условия, при которых теплообмен уменьшается, определяются геометрией шероховатости и значением критериев Re и Рr. Таким образом, при выборе геометрии шероховатости для каждого конкретного условия возникает необходимость инженерной оптимизации теплоотдающей поверхности.

3.2.1.7.1. Теплообмен при турбулентном течении в трубах
с регулярной шероховатостью стенки

Теплообмен при турбулентном течении в трубах с двумерной шероховатостью стенки (прямоугольные выступы) при развитом ее проявлении рассчитывается по формуле [17]:

(3.2.1.67)

где ξ рассчитывается по формуле (3.1.3.54);

Ks+ = Ks*wD/v;

Ks - абсолютная высота элемента шероховатости, м;

wD - динамическая скорость;

Rэ - эффективный радиус шероховатой трубы, который рассчитывается по формуле (3.1.3.62);

 

 - средняя по сечению трубы скорость потока, м/с2.

В формуле: Rэ в [м]; v в [м2/с]; λ в [Вт/м·К]; Ks в [м].

Пределы применимости формулы: Re = 3·103 ÷ 2·105;

Рr = 0,7 ÷ 4600; Ks = 10 ÷ 4·103; S/Ks = 4 ÷ 40; S - расстояние между элементами шероховатости, м.

Погрешность δ расчета Nu составляет ±30 %.

3.2.1.7.2. Теплообмен при турбулентном течении в кольцевых каналах
с шероховатыми стенками

Теплообмен при турбулентном течении в кольцевых каналах с регулярной шероховатостью на внутренней стенке (двумерная шероховатость прямоугольной или закругленной трапецеидальной формы, рис. 3.2.1.11) рассчитывается [18, 19]:

■ при частичном проявлении шероховатости (Re < Reп), когда

K/dэ ≥ 0,0025, по формуле:

(3.2.1.68)

где K - высота элемента шероховатости, м;

dэ - эффективный наружный диаметр внутренней стенки зазора кольцевого канала, который рассчитывается, например, по формуле (3.1.3.62);

 

Tст, Тж в [К];

■ при полном проявлении шероховатости (Re > Reп) по формуле:

(3.2.1.69)

Граница перехода частичного влияния шероховатости на теплообмен к полному рассчитывается по формуле:

Reп = exp(12,2 - 126K/dэ).

 

В формулах:

 

Пределы применимости формул (3.2.1.68), (3.2.1.69):

Re = 5·103 ÷ 5·105; d1/d2  0,4; Тст/Тж = 1 ÷ 2,8;

K/dэ = 0,0028 ÷ 0,021; K/b = 0,3 ÷ 0,8; s/K ~ 1.

Погрешность δ расчета Nu1 составляет ±30 %.

Рис. 3.2.1.11. Формы регулярной шероховатости на внутренней
стенке кольцевого канала:
а) прямоугольные выступы, б) закругленные трапецеидальные выступы

3.2.1.8. ТЕПЛООБМЕН ПРИ ЕСТЕСТВЕННОЙ КОНВЕКЦИИ

Естественная конвекция вызывается различием плотности неодинаково нагретых частей среды.

3.2.1.8.1. Теплоотдача от вертикальных пластин и цилиндров

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при естественной конвекции от вертикальных пластин и цилиндров рассчитывается [14, 20]:

■ при ламинарном режиме течения по формуле:

((3.2.1.70)

где ;

Ra - число Рэлея, характеризующее меру отношения подъемных сил, обусловленных градиентом плотности и сил вязкости:

L - высота пластин или цилиндра (характерный линейный размер).

Теплофизические характеристики рассчитываются по средней температуре:

где tст - температура теплоотдающей поверхности, °С;

tо - температура окружающей среды, °С.

Пределы применимости формулы: GrPr = 5·102 ÷ 2·107.

Погрешность Δ расчета  составляет ±15 %;

■ при турбулентном режиме течения по формуле:

(3.2.1.71)

Пределы применимости формулы: GrPr > 2·107.

Погрешность δ расчета  составляет ±15 %.

3.2.1.8.2. Теплоотдача от горизонтальных пластин и цилиндров

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при естественной конвекции от горизонтальных пластин, обращенных греющей стороной вверх, и цилиндров при ламинарном режиме течения рассчитывается [20]:

■ для горизонтальных пластин, обращенных греющей стороной вверх, по формуле:

(3.2.1.72)

где

 

Lmin - наименьшая длина пластины, м.

Пределы применимости формулы: GrPr < 2·107.

Погрешность Δ расчета  составляет ±15 %;

■ для горизонтально расположенных цилиндров по формуле:

(3.2.1.73)

где

dн - наружный диаметр цилиндра, м.

Пределы применимости формулы: GrPr < 2·107.

Погрешность δ расчета  составляет ±15 %.

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при естественной конвекции от горизонтальных пластин, обращенных греющей стороной вверх, и цилиндров при турбулентном режиме течения рассчитывается по формуле [20]:

(3.2.1.74)

где , GrPr - рассчитываются как в формулах (3.2.1.72), (3.2.1.73).

Пределы применимости формулы: GrPr > 2·107.

Погрешность δ расчета  составляет ±15 %.

Теплофизические свойства в формулах (3.2.1.72) - (3.2.1.74) рассчитываются по средней температуре t = 0,5(tст + tо).

Средний по длине коэффициент теплоотдачи от горизонтальных пластин, обращенных греющей поверхностью вверх, и цилиндров при Ra < 103, когда тепло распространяется лишь теплопроводностью, рассчитывается по формуле [2]:

(3.2.1.75)

где  - рассчитывается также как в формулах (3.2.1.72) - (3.2.1.74).

Теплофизические свойства принимаются при температуре стенки трубы.

При расчете чисел Gr в качестве температурного напора принимается разность между температурой стенки и температурой жидкости у открытого конца трубы.

Погрешность δ расчета  составляет ±15 %.

3.2.1.8.4. Теплообмен в прослойках

В горизонтальных слоях, нагреваемых снизу, при Ra = GrPr < 1,7·103 = кр слой остается неподвижным и тепло распространяется только теплопроводностью.

Коэффициент теплоотдачи в горизонтальных слоях, нагреваемых снизу, рассчитывается [11]:

■ при Ra = 103 ÷ 4·103 (область малой надкритичности) по формуле:

Nu = 1 + 1,4(1 - кр/),

(3.2.1.81)

где ;

δ - толщина прослойки, м;

■ при Ra = 4·103 ÷ 105 (квазиячеистое ламинарное течение) по формуле:

Nu = 0,23Ra1/4;

(3.2.1.82)

■ при Ra = 105 ÷ 109 (турбулентный режим течения) по формуле:

Nu = 0,085Ra1/3.

 

Погрешность δ расчета Nu составляет ±15 %.

Коэффициент теплоотдачи в вертикальных и наклонных слоях рассчитывается [11]:

■ при Ra < 103 по формуле:

Nu = 1;

(3.2.1.83)

■ при Ra = 104 ÷ 7·108; Рr = 0,02 ÷ 1,1·104; Н/δ = 5 ÷ 18,5 по формуле:

Nu = C(φ)Ra0,33Pr0,074,

(3.2.1.84)

где Н - высота слоя, м;

δ - толщина слоя, м;

С(φ) - коэффициент, зависящий от угла наклона слоя (табл. 3.2.1.5);

φ = 0 - горизонтальный слой.

Погрешность δ расчета Nu составляет ±15 %.

Таблица 3.2.1.5

Значения коэффициента С(φ) в формуле (3.2.1.84)

φ°

0

30

45

60

90

С(φ)

0,07

0,065

0,06

0,057

0,05

В вертикальных и наклонных слоях при значениях GrPr2 ≤ 124(1 + Рr)Н/b перенос тепла вычисляется по уравнению теплопроводности, и распределение температур в слое линейное.

3.2.1.8.5. Теплопередача через плоские горизонтальные и
цилиндрические прослойки

Расчет теплопередачи при естественной конвекции через плоские горизонтальные и цилиндрические прослойки проводится с использованием коэффициента конвекции Е, учитывающего интенсифицирующее воздействие естественной конвекции на процесс передачи тепла.

Количество тепла, передаваемое через 1 м2 поверхности плоских горизонтальных и вертикальных прослоек, рассчитывается по формуле [20]:

(3.2.1.85)

где λ - коэффициент теплопроводности среды прослойки, Вт/м·°С;

tгор - температура теплоотдающей поверхности, °С;

tхол - температура тепловоспринимающей поверхности, °С;

δ - толщина прослойки, м;

Е - коэффициент конвекции.

Коэффициент конвекции рассчитывается [20]:

■ при (GrPr) < 103 по формуле:

Е = 1;

(3.2.1.86)

■ при 103 < (GrPr) < 106 по формуле:

Е = 0,105(GrPr)0,3;

(3.2.1.87)

■ при lg(GrPr) > 106 по формуле:

Е = 0,4(GrPr)0,2.

(3.2.1.88)

За характерный линейный размер принимается толщина слоя δ, теплофизические свойства определяются при средней температуре прослойки:

Погрешность Δ расчета q составляет ±10 %.

Количество тепла, передаваемое через 1 погонный метр высоты цилиндрической прослойки, рассчитывается по формуле [20]:

(3.2.1.89)

где dн - наружный диаметр цилиндрической прослойки, м;

dвн - внутренний диаметр цилиндрической прослойки, м;

Коэффициент конвекции Е, характерный линейный размер, теплофизические характеристики определяются также как при расчетах по формуле (3.2.1.85).

Погрешность δ расчета qL составляет ±10 %.

Количество тепла, передаваемое через 1 погонный метр длины горизонтальных цилиндрических прослоек, рассчитывается по формуле [20]:

(3.2.1.90)

где коэффициент конвекции Е рассчитывается [20]:

■ при (GrPr) > 103 по формуле:

Е = 0,20(GrPr)0,25;

(3.2.1.91)

■ при (GrPr) < 103 по формуле:

Е = 1,

(3.2.1.92)

где

 

Теплофизические свойства определяются как при расчете по формуле (3.2.1.85).

Пределы применимости формул (3.2.1.85), (3.2.1.90):

Рr = 0,7 ÷ 800; dвн/dн = 0,12 ÷ 0,84.

Погрешность δ расчета qL составляет ±10 %.

Теплопередача в гладком заполненном жидкостью вертикальном канале внутренним диаметром dвн от горячего с температурой tгop к холодному с температурой tхол торцу (по всей высоте канала L имеется тепловая изоляция), рассчитывается по формуле [20]:

(3.2.1.93)

где

Δt = tгор - tхол, °С.

Теплофизические свойства в формуле для расчета коэффициента конвекции Е принимаются при температуре:

t = 0,5(tгор + tхол).

Пределы применимости формулы:

dвн =20 ÷ 90 мм; L/dвн = 4 ÷ 50; GrPr(dвн/L) = 4·105 ÷ 2·1011.

Погрешность δ расчета q составляет ±10 %.

3.2.1.9. ТЕПЛООБМЕН ПРИ ЕСТЕСТВЕННОЙ КОНВЕКЦИИ
В ЗАМКНУТОМ ПРОСТРАНСТВЕ

Естественная конвекция, возникающая в жидкости, заключенной в замкнутых объемах, оказывает значительное влияние на теплообмен и на возникновение тепловой стратификации, при которой верхние слои жидкости имеют температуру выше средней. Стратификация может быть значительной в зависимости от подогрева стенки, физических свойств жидкости и тепломассообмена на свободной поверхности.

3.2.1.9.1. Теплообмен при естественной конвекции в шаровой емкости

Теплообмен в шаровой емкости рассчитывается [21, 22]:

■ при ламинарной свободной конвекции по формуле:

(3.2.1.94)

где

dвн - внутренний диаметр шара, м.

Пределы применимости формулы:

Pr = 1 ÷ 20; Rad= 106 ÷ 109.

Погрешность δ расчета  составляет ±15 %.

Время прогрева жидкости в шаровой емкости рассчитывается по формуле:

(3.2.1.95)

■ при переходном режиме от ламинарной свободной конвекции к турбулентной по формуле:

(3.2.1.96)

Пределы применимости формулы:

Pr = 2 ÷ 10; Rad = 108 ÷ 1011.

Погрешность δ расчета  составляет ±15 %;

■ при турбулентной свободной конвекции по формуле:

(3.2.1.97)

Пределы применимости формулы:

Рr = 1 ÷ 20; Rad > 1010.

Погрешность δ расчета  составляет ±15 %.

Время прогрева жидкости рассчитывается по формуле:

(3.2.1.98)

При расчете по формулам (3.2.1.94), (3.2.1.96), (3.2.1.97) теплофизические параметры вычисляются при t = 0,5(tст + tо),

где а - температуропроводность шаров;

tст - температура стенки, °С;

tо - температура окружающей среды, °С.

Эксперименты показали, что при охлаждении в нижней части шаровой емкости накапливается холодная жидкость и образуется застойная зона. При разогреве застойная зона образуется в верхней части емкости. Наличие застойной зоны ухудшает теплообмен.

3.2.1.9.2. Теплообмен при естественной конвекции
в вертикальном цилиндре

Теплообмен при мгновенном увеличении температуры боковой стенки цилиндра рассчитывается по формуле [23, 24]:

(3.2.1.99)

где

dвн - внутренний диаметр цилиндра, м;

Н - высота цилиндра, м.

Пределы применимости формулы:

H/dвн = 0,25 ÷ 5; Р = 5 ÷ 80000; Rad = 8·105 ÷ 4·1010.

Погрешность δ расчета  составляет ±15 %.

Теплообмен при внезапном подводе к боковой стенке цилиндра теплового потока, величина которого затем остается неизменной во времени, рассчитывается по формуле [23, 24]:

(3.2.1.100)

где

q - плотность теплового потока, Вт/м2.

Пределы применимости формулы:

H/dвн = 1; Pr = 1; Rad ≥ 105.

Погрешность δ расчета  составляет ±15 %.

При расчетах по формулам (3.2.1.99), (3.2.1.100) физические параметры вычисляются при t = 0,5(tст + tо).

При числах  стремится к постоянному значению, что соответствует квазистационарному режиму, где преобладает температурное расслоение жидкости.

Разности температур по вертикали вначале возрастают, достигая максимального значения при , затем уменьшаются. С увеличением  перемешивание преобладает над расслоением.

При увеличении высоты цилиндра перемешивание становится менее интенсивным, что приводит к большему температурному расслоению.

3.2.1.10. ИНТЕНСИФИКАЦИЯ ТЕПЛОСЪЕМА ПРИ ТУРБУЛЕНТНОМ
ТЕЧЕНИИ ОДНОФАЗНОГО ПОТОКА В КАНАЛАХ

К теплообменным аппаратам часто предъявляются повышенные требования по компактности, габаритам и массе. При заданных значениях тепловой мощности, расходов теплоносителей и гидравлических сопротивлений можно уменьшить габариты и массу аппаратов за счет увеличения коэффициентов теплоотдачи или за счет более плотной компоновки (уменьшение диаметра труб пучка, расстояния между трубами). Уменьшение диаметра труб и расстояния между ними ограничивается технологическими требованиями, поэтому практические возможности этого пути исчерпаны. Остается единственный путь уменьшения габаритных размеров и массы -интенсификация теплосъема.

Известны различные способы интенсификации теплосъема. Среди них видное место занимают различные способы закрутки потока в трубах с помощью различного рода винтовых вставок (закрученные ленты, шнеки) на всей длине трубы или на ее части, тангенциального подвода теплоносителя в трубу, лопаточных завихрителей, расположенных на входе. С целью интенсификации теплосъема используются также криволинейные каналы (змеевиковые, спиральные).

Однако, наиболее реальным и доступным путем интенсификации теплосъема является искусственная турбулизация потока. Искусственная турбулизация потока рассматривается как наиболее просто осуществимый и высокоэффективный метод интенсификации теплосъема, так как она позволяет при умеренном росте гидравлического сопротивления получить значительное увеличение коэффициентов теплоотдачи.

3.2.1.10.1. Интенсификация теплосъема при турбулентном течении
однофазной среды в трубах

Одним из способов искусственной турбулизации потока в трубчатых теплообменных аппаратах является нанесение на внутреннюю поверхность труб поперечных кольцевых гофр с плавной конфигурацией (рис. 3.1.3.14).

Образующиеся гофры и кольцевые канавки турбулизируют поток в пристенном слое и обеспечивают интенсификацию теплосъема как снаружи, так и внутри труб. При этом не увеличивается наружный диаметр труб, что позволяет использовать такие трубы в тесных пучках труб и не менять существующую технологию сборки трубчатых теплообменных аппаратов. Данные поверхности применимы для теплообменных аппаратов, работающих на газах и жидкостях.

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при турбулентном течении капельных жидкостей в одиночных трубах с поперечными кольцевыми гофрами рассчитывается по формуле [25]:

(3.2.1.101)

 

(3.2.1.102)

 

Nuгл = 0,216Re0,80Pr0,445;

(3.2.1.103)

 

(3.2.1.104)

w - скорость потока в гладкой трубе, м/с;

, Nuгл, Re, Рr рассчитываются по среднемассовой температуре жидкости по длине трубы.

Пределы применимости формулы:

Pr ≥ 1; Re ≥ Re; Re - значение Re, при котором прекращается возрастание отношения  с ростом Re:

(3.2.1.105)

Погрешность δ расчета  составляет ±15 %.

Коэффициент теплоотдачи при турбулентном течении воды в спирально-навитых трубах (рис. 3.1.1.1) рассчитывается по формуле [20]

(3.2.1.106)

где

dвн - внутренний диаметр исходной трубы, м;

dсн = dцп - dвн, м;

dцп - диаметр цилиндрической поверхности, описанной около спирально-навитой трубы, м;

S - шаг навивки трубы, м;

Пределы применимости формулы:

S/dсн = 12 ÷ 40; dсн/dвн = 0,2 ÷ 0,7; Rекр < Re < 8·104;

кр = 2200(S/dсн)-0,30.

Погрешность Δ расчета Nu составляет ±15 %.

Коэффициент теплоотдачи при турбулентном течении воды в локально спирально-навитых трубах (рис. 3.1.1.1), у которых навитые участки периодически чередуются с прямолинейными длиной L, рассчитывается по формуле [20]:

Nu = Nuо[1 - 0,005(L/S)2,6],

(3.2.1.107)

где Nuо рассчитывается по формуле (3.2.1.106).

Пределы применимости формулы те же, что и формулы (3.2.1.106), а также L/S = 2 ÷ 5.

Погрешность δ расчета Nu составляет ±15 %.

Коэффициент теплоотдачи при турбулентном течении воды в трубах с внутренними спиральными трехзаходными выступами, образованными накаткой на наружной поверхности, рассчитывается по формуле [20]:

(3.2.1.108)

где

dвн - внутренний диаметр исходной трубы, м;

h - высота выступов, м;

S - осевой шаг выступов;

t - осевое расстояние между соседними выступами;

S = 3t - для труб с трехзаходными выступами.

Пределы применимости формулы:

Re = 2·104 ÷ 1,6·105; Рr = 2 ÷ 10; h/S = 0,008 ÷ 0,04; h/dвн = 0,01 ÷ 0,08;

S/dвн = 0,75 ÷ 4,5.

Погрешность δ расчета Nu составляет ±15 %.

3.2.1.10.2. Интенсификация теплосъема при турбулентном течении
однофазной среды в кольцевых каналах

Теплоотдача от внутренней и наружной стенок плоских винтообразных каналов (рис. 3.2.1.12) зависит от значения параметра D/h, где D = 0,5(d1 + d2)sin2φ, φ = arctg[0,5(d1 + d2/S)].

При развитом турбулентном течении газа с уменьшением параметра D/h теплоотдача от наружной стенки кольцевого канала увеличивается, а от внутренней уменьшается, все больше отличаясь от теплоотдачи в гладком кольцевом канале.

Коэффициент теплоотдачи в винтообразных каналах с односторонним обогревом при турбулентном течении газа (воздуха) рассчитывается [20]:

■ от внутренней выпуклой стенки кольцевого канала по формуле:

(3.2.1.109)

где ;

Nuо1 рассчитывается по формуле (3.2.1.8);

h - ширина зазора кольцевого канала.

Пределы применимости формулы:

D/h = 10 ÷ 75; b/h ≥ 5; .

Погрешность δ расчета Nu1 составляет ±20 %;

■ от наружной, вогнутой стенки кольцевого канала по формуле:

 

где

Nuo2 рассчитывается по формуле (3.2.1.9).

Пределы применимости формулы:

b/h ≥ 5; Re ≥ 105.

Погрешность δ расчета Nu2 составляет ±20 %.

Рис. 3.2.1.12. Геометрия плоского винтообразного канала

Теплоотдачи при турбулентном течении воды и перегретого пара в каналах, образованных гладкой наружной трубой с внутренним диаметром dцп (рис. 3.1.3.16) и вставленной внутрь спирально-навитой или локально спирально-навитой трубой, с двухсторонним теплоподводом рассчитываются [20]:

■ в кольцевом канале с внутренней спирально-навитой трубой по формуле:

(3.2.1.110)

где

dн - наружный диаметр исходной гладкой трубы, м.

Пределы применимости формулы:

dн/dцп = 0,5 ÷ 0,95; S/dцп = 3 ÷ 5; Re = Reкр ÷ 5·104;

Reкp = 2200(S/dсн)-0,30; dсн = dцп - dн.

Погрешность δ расчета Nu1 и Nu2 составляет ±20 %;

■ в кольцевом канале с внутренней локально спирально-навитой трубой по формуле:

Nu1 = Nu2 = Nu[1 - 0,0012(L/S)4,4],

(3.2.1.111)

где Nu - рассчитывается по формуле (3.2.1.110);

L - длина прямых участков, м.

Пределы применимости формулы:

dн/dцп = 0,5 ÷ 0,95; S/dцп = 2 ÷ 5; Re = Reкр ÷ 5·104.

Погрешность δ расчета Nu1 и Nu2 составляет ±20 %.

3.2.1.10.3. Интенсификация теплосъема при продольном турбулентном
течении однофазной среды в сборках стержней

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при продольном турбулентном течении среды в межтрубном пространстве шахматных пучков труб с поперечными кольцевыми гофрами (рис. 3.1.3.17) рассчитывается [25]:

■ при Re < Re1 по формуле:

(3.2.1.112)

■ при Re1 < Re < Re2 по формуле:

(3.2.1.113)

■ при Re1 < Re < 105 по формуле:

(3.2.1.114)

где

dг - гидравлический диаметр шахматного пучка при бесконечно большом числе труб, м;

S - шаг расположения труб в пучке, м;

Re1 - значение числа Рейнольдса, до значения которого поперечные кольцевые диафрагмы не оказывают влияния на теплоотдачу;

Re1 = (3,6 - 33,8h/dг)·104;

Re2 - значение числа Рейнольдса, при превышении которого теплоотдача не зависит от числа Рейнольдса;

Re2 = (4,7 - 18,85h/dг)·104;

h - высота кольцевых гофр, м;

t - шаг расположения кольцевых гофр, м.

Определяющая температура при расчете , Re - среднемассовая температура среды.

(3.2.1.115)

Nuгл, Re, Рrср рассчитываются по средней температуре:

 

где tст - температура наружной стенки трубы, °С;

tж - среднемассовая температура среды в рассматриваемом сечении, °С.

Пределы применимости формулы (3.2.1.115):

- при Re > 1,3·104, S/Dн = 1,1 ÷ 1,2;

- при Re > 2·104, S/Dн = 1,2 ÷ 1,4;

- при Re > 3·104, S/Dн = 1,4 ÷ 1,5.

Пределы применимости формул (3.2.1.112) ÷ (3.2.1.114):

Re = 1,3·104 ÷ 105; S/Dн = 1,1 ÷ 1,5; h/dг = 0 ÷ 0,1; t/dг = 0,25 ÷ 2.

Погрешность δ расчета  составляет ±15 %.

Локальный коэффициент теплоотдачи при продольном течении среды в межтрубном пространстве теплообменника, пучок которого собран из витых труб (рис. 3.1.3.15) рассчитывается [25]:

■ при .

tст/tж = 1 ÷ 1,75 по формуле:

(3.2.1.116)

где Frм - модифицированное число Фруда, характеризующее соотношение между инерционными и центробежными силами;

tст - температура наружной стенки трубы, °С;

tж - среднемассовая температура среды в рассматриваемом сечении,

dг - гидравлический диаметр пучка витых труб, м;

■ при Frм > 30; Re = 6·103 ÷ 105; tст/tж = 1 ÷ 1,40 по формуле:

(3.2.1.117)

где  при Frм = 30 ÷ 270;

n = 0,55 при Frм > 270;

■ при  по формуле:

(3.2.1.118)

В формулах (3.2.1.116) ÷ (3.2.1.118) критерии Nu, Re, Рr рассчитываются по среднемассовой температуре потока в рассматриваемом сечении.

Пределы применимости формул:

N ≥ 37, где N - число витых труб в пучке.

Погрешность Δ расчета Nu составляет ±20 %.

Коэффициент теплоотдачи при продольном обтекании турбулентным потоком пучков спирально-навитых труб (рис. 3.1.1.1) рассчитывается по формуле [20]:

(3.2.1.119)

где

dг = 4F/П;

F - площадь проходного сечения по теплоносителю;

П - смоченный периметр, м;

;

V - объемный расход, м3/с;

d = dцп - dн.

Пределы применимости формулы:

Re =1,7·104 ÷ 9·104; Рr = 0,7 ÷ 2,0; X = S/dн = 1,2 ÷ 1,5; dсн/dн = 0,1 ÷ 0,7;

S/dсн = 12 ÷ 40.

Погрешность δ расчета Nu составляет ±15 %.

Коэффициент теплоотдачи при продольном обтекании турбулентным потоком пучков локально спирально навитых труб, расположенных по треугольной решетке (рис. 3.1.1.1) рассчитывается по формуле [20]:

Nu = Nuо[1 - 0,005(L/S)2,6],

(3.2.1.120)

где Nuо - рассчитывается по формуле (3.2.1.119).

Пределы применимости формулы (3.2.1.120) те же, что и формулы (3.2.1.119), а также L/S = 2 ± 5.

Погрешность δ расчета Nu составляет ±15 %.

Теплофизические свойства теплоносителя при расчетах по формулам (3.2.1.119), (3.2.1.120) относятся к средней температуре теплоносителя.

3.2.1.10.4. Интенсификация теплосъема при поперечном обтекании
однофазным турбулентным потоком пучков витых труб

При проектировании теплообменников с поперечным обтеканием пучка витых труб следует иметь в виду, что такой аппарат будет эффективным, если трубы овального профиля в каждом поперечном ряду пучка устанавливаются с образованием щелевых зазоров примерно постоянной ширины для прохода теплоносителя и имеют касание только с трубами соседних рядов. Такая установка витых труб обеспечивает оптимальную интенсификацию теплосъема и уменьшение неравномерности теплоотдачи по периметру труб в 2 - 3 раза по сравнению с пучками гладких труб.

Средняя теплоотдача пучков поперечно обтекаемых витых труб (рис. 3.1.3.15) рассчитывается [25]:

■ при отношении S/dов = 12,2 по формуле:

(3.2.1.121)

■ при отношении S/dов = 6,1 по формуле:

(3.2.1.122)

где

dp - определяющий размер [м],

Ψ - пористость пучка витых труб по теплоносителю;

Vтр - объем витой трубы;

Fтр - поверхность витой трубы;

L' - половина периметра трубы;

S - шаг закрутки трубы;

w - определяющая скорость, м/с, w = wнп/Ψ;

wнп - скорость набегающего потока, м/с;

определяющая температура - температура набегающего потока.

Пределы применимости формул: Re = 103 - 3·104; tст/tж = 1,1 ÷ 1,5.

Погрешность δ расчета  составляет ±20 %.

Расчет средней теплоотдачи всего пучка при поперечном обтекании шахматных и коридорных пучков оребренных труб потоком вязких жидкостей приведен в разделе 3.2.1.6.2 (формулы 3.2.1.62 ÷ 3.2.1.66).

Список литературы к разделу 3.2.1

1. Ушаков П.А. Приближенное тепловое моделирование цилиндрических тепловыделяющих элементов. - В сб. Жидкие металлы. М.: Атомиздат, 1967.

2. Петухов Б.С. Теплообмен и сопротивление при ламинарном течении жидкости в трубах. М.: Энергия, 1967.

3. Бобков В.П., Ибрагимов М.Х., Саванин Н.К. Теплообмен при турбулентном течении теплоносителей в кольцевых зазорах. Теплофизика высоких температур, 1975, т. 13, № 4.

4. Петухов Б.С., Кириллов В.В. К вопросу о теплообмене при турбулентном течении жидкости в трубах. - Теплоэнергетика, 1958, № 4.

5. Бобков В.П., Ибрагимов М.Х. Диффузия тепла при турбулентном течении жидкости с различными числами Прандтля. - Теплофизика высоких температур, 1970, т. 8, № 1.

6. Бобков В.П., Ибрагимов М.Х. Применение модели однофазной диффузии к расчету касательного напряжения и поля скорости в турбулентном потоке жидкости. - Теплофизика высоких температур, 1970, т. 8, № 2.

7. Петухов Б.С., Ройзен Л.И. Обобщенные зависимости для теплоотдачи при турбулентном течении газа в трубах кольцевого сечения. - Теплофизика высоких температур, 1964, т. 2, № 1.

8. Ушаков П.А., Жуков А.В., Титов П.А. Обобщение экспериментальных данных по теплоотдаче к воде в шахматных пучках стержней. - Препринт ФЭИ-526, Обнинск, 1974.

9. Жуков А.В., Мужанов А.Б., Ушаков П.А. Исследование температурных полей и теплоотдачи в тесных решетках имитаторов твэлов, охлаждаемых водой. - Препринт ФЭИ-1203, Обнинск, 1981.

10. Ибрагимов М.Х., Субботин В.И., Бобков В.П., Сабелев Г.И., Таранов Г.С. Структура турбулентного потока и механизм теплообмена в каналах. М.: Атомиздат, 1978.

11. Кириллов П.Л., Юрьев Ю.С., Бобков В.П. Справочник по теплогидравлическим расчетам (ядерные реакторы, теплообменники, парогенераторы). М.: Энергоатомиздат), 1984.

12. Жукаускас А.А. Конвективный перенос в теплообменниках. М.: Наука, 1982.

13. Achenbach Е. Heat transfer from spheres up to Re = 6·106. Heat Transfer, 1978, vol 5, № 3.

14. Юрьев Ю.С., Ефанов А.Д. Коэффициент теплоотдачи при косом обтекании твэлов и труб. - Атомная энергия, 1985, т. 59, вып. 1.

15. Юдин В.Ф. Теплообмен поперечно-оребренных труб. Л.: Машиностроение, 1982.

16. Локшин В.А., Фомина В.Н. Обобщение материалов по экспериментальному исследованию сопротивления ребристых пучков труб. - Теплоэнергетика, 1978, № 6.

17. Кадер Б.А., Яглом А.М. Турбулентный тепло- и массоперенос от стенки, покрытой двумерной шероховатостью. - В кн.: Пристенное пристенное турбулентное течение. Новосибирск: Изд. СО АН СССР, 1975.

18. Шимонис В.М., Вилемас Ю.В. Влияние переменности физических свойств газа на теплообмен в шероховатых кольцевых каналах. В кн.: Проблемы турбулентного переноса. Минск, ИТМО АН БССР, 1979.

19. Шимонис В.М., Вилемас Ю.В. Теплообмен и гидравлическое сопротивление шероховатых кольцевых каналов при течении газов с переменными физическими свойствами. - Труды АН Лит. ССР, сер. Б. 1984, т. 3.

20. Тепловой и гидравлический расчет теплообменного оборудования АЭС. РД 24.035.05-89. Л.: НПО ЦКТИ, 1991.

21. Hiddink J. Natural convection heating of liquids with reference to sterilization of canned food. - Agr. Res. Repts, 1975, № 839.

22. Hiddink J., Schenk J., Bruin S. Natural convection heating of liquids in closed containers. - Appl.Sci.Res., 1976, V.32, N3.

23. Полежаев В.И. Численное решение системы двумерных нестационарных уравнений Навье-Стокса для сжимаемого газа в замкнутой области. - Механика жидкости и газов, 1967, № 2.

24. Полежаев В.И. Нестационарная ламинарная тепловая конвекция в заданной области при заданном потоке тепла. - Механика жидкостей и газов, 1970, № 4.

25. Дрейцер Г.А. Компактные теплообменные аппараты. М.: МАИ, 1986.

3.2.2. ТЕПЛООБМЕН ПРИ ИЗМЕНЕНИИ АГРЕГАТНОГО СОСТОЯНИЯ

Превышение температуры теплоотдающей поверхности, погруженной в жидкость или омываемой жидкостью, над температурой насыщения на определенную величину (Δtнк) приводит к образованию пара на поверхности - кипению жидкости. Значение перепада температуры, при котором начинается кипение, зависит от большого количества факторов (давления, скорости движения жидкости, недогрева до температуры насыщения, материала поверхности, ее шероховатости, краевого угла смачиваемости, количества растворимых в жидкости газов и т.д.).

В зависимости от плотности теплового потока и ряда других факторов на поверхности нагрева образуются или отдельные паровые пузыри, или сплошной слой пленки пара, и кипение называется пузырьковым или пленочным. Кроме того, кипение различается по типу конвекции (кипение при свободной конвекции в большом объеме и кипение при вынужденной конвекции) и по отношению средней температуры жидкости Тж к температуре насыщения Ts (кипение жидкости, недогретой до температуры насыщения, - поверхностное кипение при Тж < Ts и кипение жидкости, нагретой до температуры насыщения при ТжTs).

Пузырьковое кипение может быть развитым (при большом количестве центров парообразования) и неразвитым (при малом количестве центров парообразования). В последнем случае значительная доля тепла снимается конвекцией жидкости. Неустойчивым кипением называется случай кипения, когда пузырьковое кипение сменяется режимом конвекции и наоборот. Зависимость q = f(Δt) называется кривой кипения (рис. 3.2.2.1), где Δt = tст - ts.

Рис. 3.2.2.1. Кривая кипения

3.2.2.1. Теплообмен при кипении жидкостей в каналах

3.2.2.1.1. Теплообмен при пузырьковом кипении жидкостей в большом объеме

Теплообмен при развитом пузырьковом кипении воды на поверхности, погруженной в большой объем, рассчитывается по формулам [1, 2]:

α = 4,34q0,70(P0,14 + 1,35·10-2P2),

(3.2.2.1)

или

(3.2.2.2)

где q в [Вт/м2]; Р в [МПа]; α в [Вт/м2·К]; Ts в [К].

Пределы применимости формул: Р = 0,1 ÷ 20 МПа.

Погрешность Δ расчета α составляет ±25 %.

Формула (3.2.2.1) используется также для расчета теплообмена при кипении воды, недогретой до температуры насыщения. Температурный напор определяется в этом случае как разница между температурой поверхности и температурой насыщения. Пределы применимости формулы и погрешность расчета а остаются прежними.

Теплообмен при развитом пузырьковом кипении неметаллических жидкостей на поверхности, погруженной в большой объем, рассчитываются по формуле [2]:

Nu = CRenPr1/3,

(3.2.2.3)

где при Re ≤ 0,01 С = 0,0625, n = 0,50;

при Re > 0,01 С = 0,125, n = 0,65;

λ', Ср', Ts, ρ' - параметры на линии насыщения;

ρ" - плотность сухого насыщенного пара.

Пределы применимости формулы: Рr = 0,86 ÷ 7,6;

Re < 104 ÷ 105; при кипении воды: Р = 0,45 ÷ 17,5 МПа.

Погрешность Δ расчета Nu составляет ±25 %.

3.2.2.1.2. Теплообмен при пленочном кипении жидкостей в большом объеме

При пленочном кипении теплоотдающая поверхность окружена сплошным слоем пара и ее температура, как правило, значительно превышает температуру насыщения окружающей жидкости.

Теплообмен при пленочном кипении жидкости определяется граничными условиями на теплоотдающей поверхности. Различают два предельных случая теплообмена:

■ теплообмен при постоянной плотности теплового потока (q = const);

■ теплообмен при постоянном температурном напоре (T = const).

В первом случае пленочный режим кипения возникает при значении плотности теплового потока, равной , а прекращается при .

Переход от пузырькового режима кипения к пленочному и обратно сопровождается скачкообразным изменением температурного напора.

Возникновение и прекращение пленочного режима кипения на изотермической поверхности (при ΔТ = const) имеет место при температурном напоре, равном .

При пленочном кипении передача энергии через низко проводную паровую пленку осуществляется конвекцией и излучением, поэтому суммарный коэффициент теплоотдачи рассчитывается по формуле:

αΣ = αк + αр,

(3.2.2.6)

где αк - конвективная составляющая коэффициента теплоотдачи;

αр - радиационная составляющая коэффициента теплоотдачи:

(3.2.2.7)

εпр - приведенная степень черноты;

s = 5,67·10-8 Вт/м2К2 - постоянная Стефана-Больцмана;

εгр, εст - степень черноты границы раздела жидкость-пар и поверхности теплообмена;

εпр  1,0 и εст  0,75 - для металлических поверхностей.

Конвективная составляющая теплоотдачи зависит от гидродинамических характеристик течения паровой пленки. При ламинарном течении пленки пара интенсивность конвективной теплоотдачи связана с теплопроводным механизмом в пленке. Возникновение и развитие колебаний границы жидкость-пар происходит на участке, равном двум длинам волн, после которого формируется волновой режим течения паровой пленки (развитое пленочное кипение). Сечение возникновения развитого пленочного кипения совпадает с координатой конца участка развития волны, которая определяется как Xv,кр ≈ 200/Rej, где

Теплоотдача на участке развития волны определяется как среднее между значениями теплоотдачи при развитом пленочном кипении и в конце ламинарного участка. В волновом режиме течения паровой пленки теплоотдача автомодельна относительно длины теплоотдающей поверхности.

Теплофизические свойства пара в формулах этого раздела для расчета конвективной теплоотдачи берутся при температуре .

Локальный коэффициент теплоотдачи при пленочном кипении жидкости на вертикальной поверхности (q = const) и ламинарном течении паровой пленки рассчитывается по формуле [3, 4]:

Nu* = 0,437(RejXv)-1/3,

(3.2.2.8)

где

Пределы применимости формулы:

XvXv,b; Rej ≥ 0,10; ;

(3.2.2.9)

Погрешность Δ расчета Nu* составляет ±10 %.

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при пленочном кипении жидкости на вертикальной поверхности (q-const) рассчитывается [3, 4]:

■ при ламинарном течении паровой пленки по формуле:

(3.2.2.10)

Пределы применимости формулы:

Xv = 0 ÷ Xv,b; Rej > 0,10; .

Погрешность Δ расчета  составляет ±12 %;

■ на участке развития волны в паровой пленке по формулам:

(3.2.2.11)

где  рассчитывается по формуле (3.2.2.10);

 - средние по длине коэффициенты теплоотдачи при развитом пленочном кипении.

Пределы применимости формул:

 

Погрешность Δ расчета  составляет ±12 %;

■ при развитом пленочном кипении по формулам:

(3.2.2.12)

 

(3.2.2.13)

Выбор формулы (3.2.2.12) или (3.2.2.13) для расчета определяется из условия:

Пределы применимости формул:

Хv ≥ 200/Rej, Rej = 200 ÷ 1·104; .

Погрешность Δ расчета  составляет ±12 %;

■ по всей длине теплоотдающей поверхности по формуле:

(3.2.2.14)

где  рассчитывается по формуле (3.2.2.10);

 рассчитывается по формуле (3.2.2.11);

 рассчитывается по формулам (3.2.2.12), (3.2.2.13);

Lv = L/Lv;

L - длина поверхности;

Xv,кр = 200/Rej.

Погрешность Δ расчета  составляет ±12 %.

Пределы применимости формулы:

Rej = 0,1 ÷ 1·104; .

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при пленочном кипении жидкости на вертикальных цилиндрах (q = const) рассчитывается [3, 4]:

■ при ламинарном течении паровой пленки по формуле:

(3.2.2.15)

где

(3.2.2.16)

Xv,R = x/Lv,

где х - текущая координата, м;

Xv,b рассчитывается по формуле (3.2.2.9);

 рассчитывается по формуле (3.2.2.10);

Rv = R/Lv - безразмерный радиус цилиндра.

Пределы применимости формулы:

XvXv,b, Rej ≥ 0,10; Rv = 10 ÷ ∞; ;

■ на участке развития волны в паровой пленке по формуле (3.2.2.11);

■ при развитом пленочном кипении по формуле:

(3.2.2.17)

где  рассчитывается по формуле (3.2.2.13).

Пределы применимости формулы:

Xv ≥ 200/Rej, Rej = 200 ÷ 1·104; ; Rv = 10 ÷ ∞.

Погрешность Δ расчета  составляет ±12 %;

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при пленочном кипении жидкости на одиночном горизонтальном цилиндре (q = const) рассчитывается [5]:

■ при Re ≤ 2Reв по формуле:

(3.2.2.18)

где

 

 

 

 

D - наружный диаметр цилиндра, м;

 

 

 

■ при 2Reв < Re ≤ 200 по формуле:

(3.2.2.19)

Локальный коэффициент теплоотдачи рассчитывается [5]:

■ при Re > 200, Dv = D/Lv < 271 по формуле:

(3.2.2.20)

где

 

 - критерий фазового перехода;

 

 - число Прандтля;

■ при Re > 200, Dv > 271 по формуле:

(3.2.2.21)

где

 

Погрешность Δ расчета  и Nu* составляет ±15 %.

Локальный коэффициент теплоотдачи при пленочном кипении жидкости на вертикальной изотермической поверхности (ΔТ = const) (ламинарное течение паровой пленки) рассчитывается [6]:

■ при NuR* = 0 по формуле:

(3.2.2.22)

■ при NuR* ≠ 0 по формуле:

(3.2.2.23)

где

 

 

 

R - радиус кривизны поверхности, м;

δ(Xv) определяется из трансцендентного уравнения:

Пределы применимости формул:

Xv = 0 ÷ Хv,b; KРr = 0,4 ÷ 10; ; NuR* = 0 ÷ 0,04.

.

Погрешность Δ расчета Nu* составляет ±15 %.

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при пленочном кипении жидкостей на вертикальной изотермической поверхности (ΔТ = const) рассчитывается [6]:

■ при ламинарном течении паровой пленки по формулам:

(3.2.2.24)

 

(3.2.2.25)

Пределы применимости формул:

Xv = 0 ÷ Xv,b; Pr = 0,4 ÷ 10; ; NuR* = 0 ÷ 0,04.

Погрешность Δ расчета  составляет ±15 %;

■ на участке развития волны (Xv = Xv,b ÷ 200/Rej) по формуле: (2.2.11);

■ при развитом пленочном кипении по формулам:

(3.2.2.26)

или

(3.2.2.27)

Выбор формулы (2.2.26) или (2.2.27) для расчета  определяется из условия:

Пределы применимости формул:

Xv > 200/Rej, KРr = 0,4 ÷ 10; ; NuR* = 0 ÷ 0,04.

Погрешность Δ расчета  составляет ±15 %;

■ по всей длине теплоотдающей поверхности по формуле (3.2.2.14).

При пленочном режиме кипения жидкость отделена от поверхности нагрева пленкой пара. Теплообмен зависит от режима течения пара в пленке, который определяется размером и формой поверхности нагрева, ее ориентацией в поле силы тяжести.

3.2.2.1.3. Теплообмен при кипении воды в трубах

Начало поверхностного кипения (появление первых пузырьков пара на стенке канала) при вынужденном течении воды в трубах рассчитывается по формуле [2]:

(3.2.2.28)

где i в [кДж/кг]; q в [Вт/м2]; dвн в [м]; ρw в [кг/м2·с].

Пределы применимости формулы:

Р = 4,9 ÷ 19,6 МПа;

ρw = 1300 ÷ 11000 кг/м2·с; q = 0,43 ÷ 1,3 МВт/м2; dвн = 2,9 ÷ 6,3 мм.

Погрешность Δ расчета Δiнк составляет ±15 %.

Коэффициент теплоотдачи при кипении в трубах воды, недогретой до температуры насыщения, рассчитывается по формуле [7]:

(3.2.2.29)

где αо рассчитывается по формуле (3.2.2.1);

α1 рассчитывается по формуле (3.2.1.10);

 - при расчете α1;

wо - скорость циркуляции воды, м/с;

q - Вт/м2;

tж - средняя температура воды в заданном сечении трубы, °С;

ts - tж - недогрев воды до температуры насыщения, °С.

Пределы применимости формулы:

Р = 0,10 ÷ 18 МПа; ts - tж = 1 ÷ 260 °С.

Погрешность Δ расчета α составляет ±30 %.

Коэффициент теплоотдачи при развитом пузырьковом кипении в трубах рассчитывается [8]:

■ при  по формуле:

(3.2.2.30)

где

■ при  по формуле:

(3.2.2.31)

где α в [Вт/м2·К]; q в [кВт/м2];

αо рассчитывается по формуле (3.2.2.1);

α2 рассчитывается по формуле (3.2.1.10);

 - при расчете α2;

wо - скорость циркуляции, м/с;

wо = Gв/fρ';

Gв - расход воды в трубе, кг/с;

f - площадь поперечного сечения трубы, м2;

wсм - средняя скорость пароводяной смеси, м/с;

х - массовое паросодержание.

Пределы применимости формул:

Р = 0,20 ÷ 17,0 МПа;

q = 0,8·105 ÷ 6·106 Вт/м2; wсм = 1 ÷ 300 м/с; х < хкр.

Погрешность Δ расчета α составляет ±30 %.

Коэффициент теплоотдачи при развитом пузырьковом кипении в трубах (небольшие скорости пароводяной смеси) рассчитывается по упрощенной формуле [9]:

(3.2.2.32)

где α в [Вт/м2·°С]; q в [Вт/м2].

Пределы применимости формулы: Р = 0,10 ÷ 20 МПа.

Погрешность Δ расчета α составляет ±35 %.

3.2.2.1.4. Теплообмен при кипении воды в кольцевых каналах

Коэффициент теплоотдачи при кипении воды в кольцевых каналах рассчитывается по формуле [9]:

(3.2.2.32)

где α в [Вт/м2·°С]; q в [Вт/м2].

Пределы применимости формулы: Р = 10 ÷ 20 МПа;

ρw = 500 ÷ 3000 кг/м2·с; δ = 1 ÷ 3 мм;

δ - ширина зазора кольцевого канала; q1/q2 = 0 ÷ 1.

Погрешность Δ расчета α составляет ±30 %.

3.2.2.1.5. Теплообмен при кипении воды в сборках стержней

Коэффициент теплоотдачи при кипении воды в сборках стержней рассчитывается [2]:

■ при  по формуле:

(3.2.2.33)

■ при  по формуле:

(3.2.2.34)

где

x - массовое парocoдержание;

f - площадь проходного сечения сборки стержней, м2;

Gв - расход воды через сборку стержней, кг/с;

αо рассчитывается по формуле (3.2.2.1);

α1 - коэффициент теплоотдачи при течении через сборку стержней однофазной среды на линии насыщения, который рассчитывается по формуле:

Nu = 0,023Re0,80Pr0,40εсt;

 

 

 

dг - гидравлический диаметр сборки стержней, м;

dн - наружный диаметр стержня, м;

 wо = Gв/fρ' - скорость циркуляции, м/с;

q в [кВт/м2]; α в [Вт/м2·К]; Pr = v'/a.

Пределы применимости формулы: Re = 104 ÷ 106; Рr = 0,7 ÷ 20.

Погрешность Δ расчета Nu составляет ±15 %.

Пределы применимости формул:

Р = 0,20 ÷ 17,0 МПа; q = 0,08 ÷ 6,00 МВт/м2; wсм = 1 ÷ 300 м/с.

Погрешность Δ расчета α составляет ±30 %.

3.2.2.2 ТЕПЛОМАССООБМЕН ПРИ КОНДЕНСАЦИИ И ФАЗОВЫХ
ПРЕВРАЩЕНИЯХ С УЧАСТИЕМ ТВЕРДОЙ ФАЗЫ

Поверхностная конденсация пара возникает при температуре твердой стенки, которая несколько меньше температуры насыщения. Возможны три вида конденсации:

■ пленочная конденсация пара, которая характеризуется стеканием с тепломассообменной поверхности сплошной пленки жидкости. Пленочная конденсация пара возникает на поверхностях, для которых силы молекулярного взаимодействия жидкость-стенка (силы адгезии) превосходят аналогичные силы внутри жидкости (силы когезии);

■ капельная конденсация пара характеризуется скатыванием отдельных капель жидкости с теплообменной поверхности. Капельная конденсация пара возникает на не смачиваемых жидкостью поверхностях (силы когезии превосходят силы адгезии);

■ смешанная конденсация пара, свойственная поверхностям, для которых в разных частях одновременно выполняются условия, определяющие существование пленочной и капельной конденсации пара.

Интенсивность теплоотдачи при капельной конденсации пара значительно выше, чем при пленочной. Однако в энергооборудовании трудно обеспечить длительное существование капельной конденсации.

При пленочной конденсации пара интенсивность теплоотдачи определяется гидродинамическими характеристиками течения конденсата. Начиная от места возникновения пленки конденсата, происходит развитие ламинарного течения. Теплоотдача при этом связана только с теплопроводным механизмом в жидкости (теория Нуссельта). При достижении некоторого критического числа Рейнольдса на межфазной границе начинают развиваться волны, которые интенсифицируют тепло- и массообмен. После завершения формирования волн теплоотдача становится автомодельной относительно длины теплообменной поверхности. Такая консервативность термического сопротивления связана с интенсивным перемешиванием за счет волновых движений и, как следствие, с возникновением термического сопротивления только в невозмущенном пристенном слое. Дальнейший рост числа Рейнольдса приводит к развитию хаотических пульсаций, соответствующих турбулентности.

При пленочной конденсации коэффициент теплоотдачи от пара к твердой поверхности рассчитывается по формуле:

(3.2.2.35)

где Rф - термическое сопротивление на границе пар-конденсат (сопротивление фазового перехода), м2·К/Вт;

Rк - термическое сопротивление на границе конденсат-поверхность охлаждения (контактное термическое сопротивление), м2·К/Вт;

Rпл - термическое сопротивление пленки конденсата, м2·К/Вт;

Rпо - термическое сопротивление, обусловленное наличием в паре неконденсирующихся газов, м2·К/Вт.

Основным термическим сопротивлением при пленочной конденсации чистого, т.е. не содержащего примесей неконденсирующихся газов, пара неметаллических жидкостей, является термическое сопротивление пленки конденсата. Для этих условий суммарное сопротивление переносу тепла RRпл. Величина термического сопротивления Rпл зависит от режима течения пленки конденсата (ламинарный, ламинарно-волновой, турбулентный), скорости движения парового потока, ориентации поверхности конденсации в пространстве.

Режим течения пленки характеризуется числом Рейнольдса пленки конденсата:

(3.2.2.36)

где

 - вязкостная постоянная;

δ - толщина пленки конденсата, м;

G - массовый расход конденсата, кг/с;

П - смоченный периметр канала, м;

L - длина (высота поверхности конденсации), м;

ΔТ - перепад температур на пленке конденсата, К;

 - число фазового перехода;

Pr = v/a - критерий Прандтля.

При пленочной конденсации чистых паров жидких металлов, имеющих высокую теплопроводность, термическое сопротивление Rпл относительно мало. В этих условиях при определении коэффициента теплоотдачи наряду с Reпл, необходимо учитывать и другие виды термических сопротивлений.

3.2.2.2.1 Теплоотдача при пленочной конденсации неподвижного пара
на вертикальной поверхности

Средняя по длине теплоотдача при пленочной конденсации неподвижного насыщенного пара на вертикальной теплообменной поверхности рассчитывается [10, 11]:

■ при ReплReв по формуле:

(3.2.2.37)

где

 

Pr' = v'/a';

■ при Reв < ReплReкр по формуле:

(3.2.2.38)

где

 - критерий Архимеда;

 - капиллярная составляющая;

■ при Reкр < Reпл ≤ 4·103 по формуле:

(3.2.2.39)

Формулы применимы при конденсации чистых паров воды, фреона-12, фреона-22, углекислого газа, четыреххлористого углерода, дефинила, ацетона, бензина, этанола, смеси гептанов, аммиака, кислорода, азота, аргона.

Пределы применимости формул:

5 < KPr' < 103;

103 < Ar < 5·106; L/Lσ > 5.

Погрешность Δ расчета  составляет ±10 %.

При значениях KPr' ≤ 5 полученные по формулам (3.2.2.37) ÷ (3.2.2.39) значения  умножаются на поправки, учитывающие конвективные перемешивания εi и переменность теплофизических свойств конденсата εt.

Поправка εi определяется по графику.

Рис. 3.2.2.2. Поправка εi, учитывающая конвективные перемещения при пленочной
конденсации неподвижного пара на вертикальной поверхности

Поправка εt рассчитывается по формуле:

Локальная теплоотдача при пленочной конденсации неподвижного пара на вертикальной теплообменной поверхности рассчитывается [10, 11]:

■ при Re < 5 по формуле:

,

(3.2.2.40)

где

 

 

 

L - высота поверхности конденсации, м;

 - средний тепловой поток на поверхности конденсации, Вт/м2;

■ при Reпл = 5 ÷ Re по формуле:

(3.2.2.41)

где  - поправка на волновое движение пленки конденсата;

Re = 2,3Ar1/5;

■ при Reпл = Re ÷ Reкр по формуле:

,

(3.2.2.42)

где Reкр = 35Ar1/5;

Reкр соответствует переходу ламинарно-волнового течения пленки конденсата к турбулентному.

Средняя по длине теплоотдача при пленочной конденсации неподвижного пара на вертикальной поверхности при смешанном (ламинарно-волновом-турбулентном) режиме течения пленки конденсата рассчитывается по формуле [10, 11]:

(3.2.2.43)

где

Nuл* рассчитывается по формуле (3.2.2.40);

 рассчитывается по формуле (3.2.2.41);

 характеризует среднюю по длине теплоотдачу при турбулентном режиме течения пленки конденсата.

Средняя по длине теплоотдача при пленочной конденсации неподвижного пара на вертикальной поверхности при турбулентном режиме течения пленки конденсата рассчитывается по формуле:

(3.2.2.44)

где

Nuт* характеризует локальную теплоотдачу при турбулентном течении пленки конденсата;

(3.2.2.45)

η - безразмерная толщина пленки конденсата, связанная с Reпл соотношением:

(3.2.2.46)

где

 

 

 

 

μт - коэффициент турбулентной динамической вязкости:

 при 0 < η < 6,80;

; при 6,8 < η <0,2(ηδ - 6,8);

 при 0,2(ηδ - 6,8) < η < ηδ;

δ - толщина пленки конденсата, м;

τст - касательное напряжение на стенке.

Результаты численного расчета  приведены в таблице 3.2.2.1.

Пределы применимости формул (3.2.2.40) ÷ (3.2.2.45):

чистые пары воды, хладонов 12, 21, 22; углекислого газа, четыреххлористого углерода, аммиака, ацетона, этанола, азота, аргона.

Погрешность Δ расчета Nuпл*, , , Nuт* составляет ±15 %.

Таблица 3.2.2.1

Результаты численного расчета Nuт* по формуле (3.2.2.44)

ηδ

εРr

60

100

200

300

1000

4000

1

0,157

0,160

0,168

0,176

0,213

0,285

2

0,212

0,223

0,245

0,262

0,332

0,452

3

0,252

0,270

0,300

0,324

0,416

0,572

5

0,307

0,332

0,377

0,410

0,532

0,735

7

0,344

0,374

0,428

0,467

0,607

0,841

10

0,382

0,418

0,479

0,523

0,682

0,948

Данная таблица определяет, приблизительно, пределы применимости формулы (3.2.2.28).

3.2.2.2.2. Теплоотдача при пленочной конденсации пара на наружной
поверхности труб, отклоненных от вертикали

Средняя по длине теплоотдача при пленочной конденсации неподвижного насыщенного пара на наружной поверхности одиночных труб, отклоненных от вертикали на угол менее 10°, рассчитывается по формулам раздела 3.2.2.2.1.

Средняя теплоотдача при пленочной конденсации пара, движущегося вдоль оси одиночных труб, отклоненных от вертикали на угол φ, рассчитывается по формуле [12]:

(3.2.2.47)

где

Пределы применимости формулы:

Р = 0,005 ÷ 0,20 МПа; φ = 0 ÷ 35°;

Погрешность Δ расчета Nuпл составляет ±15 %.

3.2.2.2.3. Теплоотдача при пленочной конденсации пара на внутренней
поверхности вертикальных труб

Средний по длине трубы коэффициент теплоотдачи при медленном опускном движении насыщенного или перегретого пара и пленки конденсата внутри вертикальной трубы при ламинарном режиме течения пленки конденсата и полной конденсации пара рассчитывается по формуле [10, 11, 13]:

(3.2.2.48)

где

εt - поправка на переменность теплофизических свойств конденсата,

Рr' - число Прандтля воды на линии насыщения;

 - вязкостная постоянная.

Пределы применимости формулы:

Reвх" = 104 ÷ 5·104; ρ"/ρ' ≤ 10-3; μ"/μ' ≥ 0,10; L/Lv ≥ 104.

Погрешность Δ расчета  составляет ±15 %.

Локальный и средний по длине коэффициенты теплоотдачи при опускном движении насыщенного пара и пленки конденсата и турбулентном режиме течения пара и пленки конденсата рассчитываются [10, 11, 13, 14]:

■ локальный - по формуле:

(3.2.2.49)

■ средний по длине - по формуле:

(3.2.2.50)

где  - критерий Рейнольдса циркуляции пароконденсатной смеси;

Gсм = G' + G" - массовый расход пароконденсатной смеси;

 - массовое расходное паросодержание;

С = 0,024 - для трубы из нержавеющей стали;

С = 0,032 - для трубы из меди;

С = 0,026 - для трубы из латуни.

Пределы применимости формулу Reц > 103.

Погрешность Δ расчета Nuпл и  составляет ±15 %.

3.2.2.2.4. Теплоотдача при пленочной конденсации пара на внутренней
поверхности горизонтальных труб

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при полной конденсации практически неподвижных паров холодильных агентов на внутренней поверхности горизонтальных труб рассчитывается по формуле [12]

(3.2.2.51)

где

 - число Рейнольдса парового потока во входном сечении трубы;

 

 

L - длина горизонтальной трубы, м;

а = 0,215, т = 0 при Reвх" < 7·104;

а = 4,35·10-3, т = 0,35 при Reвх" = 7·104 ÷ 2·105.

Пределы применимости формулы:

Хладоагенты - Х-11; Х-22; Х-113; Х-142; Х-502, аммиак;

Р = 0,75 ÷ 1,95 МПа; dвн = 10 ÷ 20 мм; L = 1 ÷ 6,4 м.

Погрешность Δ расчета  составляет ±15 %.

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при пленочной конденсации движущегося водяного пара на внутренней поверхности горизонтальных труб рассчитывается [12]:

■ при ReплReгр по формуле:

(3.2.2.52)

■ при Reпл > Reгр; Reц > 5·103 по формуле:

(3.2.2.53)

где

 

 

 

 

C1 = 0,02 - для труб из углеродистых сталей;

C1 = 0,031 - для труб из меди и латуни;

С2 = 0,024 - для труб из углеродистых и нержавеющих сталей;

С2 = 0,032 - для труб из меди и латуни.

Пределы применимости формулы (3.2.2.52):

Рr' = 0,88 ÷ 1,78; Reпл = 20 ÷ 14700;

q = (2,3 ÷ 1350)·102 Вт/м2; L = 1 ÷ 4 м; dвн = 10 ÷ 38 мм.

Погрешность Δ расчета  составляет ±15 %.

Пределы применимости формулы (3.2.2.53):

Рr' = 0,86 ÷ 0,96; ц = 5·103 ÷ 3·105; Р = 1,2 ÷ 9 МПа;

 = (160 ÷ 1600)·103 Вт/м2; L = 2,2 ÷ 12,0 м;

dвн = 10 ÷ 17 мм; 0,26 ≤ Xвх ≤ 1; 0 ≤ Хвых ≤ 0,069.

Погрешность Δ расчета  составляет ±15 %.

3.2.2.2.5. Теплоотдача при пленочной конденсации пара на поверхности
внутренней трубы кольцевого канала

Локальный коэффициент теплоотдачи при конденсации водяного пара на поверхности внутренней трубы кольцевого канала (опускное движение насыщенного пара) рассчитывается по формуле [12]:

(3.2.2.54)

где

 

X - паросодержание;

d2 - внутренний диаметр наружной трубы кольцевого канала, м;

d1 - наружный диаметр внутренней трубы кольцевого канала, м;

С = 0,024 - для внутренней трубы кольцевого канала из углеродистой и нержавеющей стали;

С = 0,026 - для внутренней трубы кольцевого канала из меди и латуни.

Пределы применимости формулы:

dг = 3,7 ÷ 9,0 мм; Р = 1 ÷ 10 МПа; ρw = 100 ÷ 600 кг/м2·с.

Погрешность Δ расчета Nuпл составляет ±15 %.

3.2.2.2.6. Теплоотдача при пленочной конденсации пара на внутренней
поверхности канала прямоугольного поперечного сечения

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при полной и частичной конденсации водяного пара, движущегося сверху вниз внутри каналов прямоугольного поперечного сечения, расположенных вертикально или горизонтально, с неполным охлаждением по периметру (охлаждение боковой или потолочной стенки) рассчитывается по формуле [12]:

(3.2.2.55)

где

dг - гидравлический диаметр канала, м;

 - приведенная скорость конденсата в выходном сечении канала, м/с;

f = ab - площадь поперечного сечения канала, м2;

d - диаметр гиба канала в случае изогнутых каналов, м.

Пределы применимости формулы: а/b = 0,34; L = 0,8 ÷ 1,5 м;

 = 0,01; Р = 0,15 ÷ 2 МПа;

Погрешность Δ расчета Nu составляет ±15 %.

3.2.2.2.7. Теплоотдача при пленочной конденсации пара на пластинах

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при конденсации неподвижного пара на поверхности вертикально расположенной пластины, а также пластиной, отклоненной от вертикали на угол менее 10°, рассчитывается по формулам раздела 3.2.2.2.1.

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при конденсации неподвижного пара на нижней и верхней поверхностях пластины, отклоненной от вертикали на угол более 10°, и ламинарном режиме течения пленки конденсата, рассчитывается по формуле [10, 11, 13, 14]:

(3.2.2.56)

где

θ - угол наклона пластины к горизонтальной плоскости, градус;

εt - поправка на переменность теплофизических свойств конденсата,

а = 0,65, т = 1/5 при θ = 6 ÷ 23°;

а = 0,74, т = 1/3 при θ = 23 ÷ 80°.

Пределы применимости формулы:

 = 0,5 ÷ 2,0;  = 0,1 ÷ 1,0; θ = 6 ÷ 80°; Reпл < Reв;

где

 

Погрешность Δ расчета  составляет ±15 %.

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при пленочной конденсации неподвижного водяного пара на нижней поверхности пластины, отклоненной от горизонтали на угол 0 < θ ≤ 6°, при ламинарном течении пленки конденсата рассчитывается по формуле [12]:

(3.2.2.57)

где

Ra = KPr'Arcosθ;

r' = r + 0,68Cp'Δt.

Пределы применимости формулы: Δt < 40K; 0 < θ < 6°.

Погрешность Δ расчета Nuпл составляет ±15 %.

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при пленочной конденсации чистого водяного пара на нижней поверхности горизонтальной пластины рассчитывается по формуле [12]:

(3.2.2.58)

где

с = 0,66, т = 0,193 при 1010 > Ra > 108;

с = 0,58, т = 0,200 при 108 > Ra > 106.

Погрешность Δ расчета Nuпл составляет ±15 %.

3.2.2.2.8. Теплоотдача при пленочной конденсации пара на внешней
поверхности одиночного горизонтального цилиндра

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при конденсации неподвижного насыщенного пара на внешней поверхности одиночного горизонтального цилиндра рассчитывается [13]:

■ при Reпл < Reв по формуле:

(3.2.2.59)

где

 

εt - поправка на переменность теплофизических свойств конденсата:

εi определяется по рис. 2.2.2;

 

 

■ при Reпл > Reв по формуле:

(3.2.2.60)

Пределы применимости формулы:  > 3.

Погрешность Δ расчета  составляет ±10 %.

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при пленочной конденсации движущегося сверху вниз пара на внешней поверхности одиночного горизонтального цилиндра рассчитывается по формуле [15 - 17]:

(3.2.2.61)

где

 

wо - скорость пара вдали от цилиндра, м/с;

Пределы применимости формулы:

Reпл = 1 ÷ 106; KPr'/Fr = 10-5 ÷ 105.

Погрешность Δ расчета  составляет ±15 %.

В настоящее время отсутствуют общепринятые формулы для расчета теплоотдачи при конденсации пара на горизонтальном цилиндре.

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при пленочной конденсации практически неподвижного пара на внешней поверхности одиночного горизонтального цилиндра рассчитывается поэтому по равноправным с формулами (3.2.2.59) ÷ (3.2.2.61) формулам [15 - 17]:

■ при Reпл = Reв ÷ 40 по формуле:

(3.2.2.62)

где

εv - поправка на волновое течение пленки конденсата, ,

■ при  = 2 ÷ 10, Reпл = Reв ÷ 40 по формуле:

(3.2.2.63)

где

Пределы применимости формулы: dн = 3 ÷ 45 мм.

Погрешность Δ расчета  составляет ±15 %.

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при пленочной конденсации движущегося сверху вниз пара на внешней поверхности одиночного горизонтального цилиндра рассчитывается по формулам [15 - 17]:

(3.2.2.64)

или по аналогичной зависимости:

(3.2.2.65)

где

w" - скорость пара в узком проходном сечении канала, где расположена труба (цилиндр);

 

 

Пределы применимости формулы:

 для чистых паров воды, хладонов 12 и 21;

dн = 2,5 ÷ 25 мм.

Погрешность Δ расчета  составляет ±15 %.

Относительное изменение коэффициента теплоотдачи при Δt = idem по сравнению с конденсацией неподвижного пара рассчитывается по формуле:

(3.2.2.66)

где  рассчитывается по формулам (3.2.2.62), (3.2.2.63).

3.2.2.2.9. Теплоотдача при пленочной конденсации пара на наружной поверхности
оребренных снаружи вертикальных труб

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при пленочной конденсации пара на наружной поверхности вертикальных труб с мелким продольным оребрением трапецеидальной формы рассчитывается по формуле [12]:

(3.2.2.67)

где

 = 0,7n-0,4We0,1 при β < 1, nWe0,25 ≥ 1;

 = 0,77β-0,07(nWe0,25)m при β ≥ 1, nWe0,25 ≥ 1, m = -0,4β-0,15;

 = 1 - 0,23β-0,36(nWe0,25)1,2 при β ≥ 1, nWe0,25 < 1;

 

 

b - половина толщины ребра на торце, м;

h - высота ребра, м;

Н - длина трубы, м;

а - половина ширины межреберной канавки, м;

S - шаг ребер, м;

φ - острый угол между боковой поверхностью ребра и его осевой плоскостью, град.;

Δtо - температурный напор в основании ребра, К.

Значения  относятся к поверхности гладкой трубы с наружным диаметром по основанию ребер.

Пределы применимости формулы:

We ≥ 10;

Погрешность Δ расчета u составляет ±20 %.

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при пленочной конденсации пара на наружной поверхности вертикальных труб с мелким продольным оребрением, имеющим треугольный профиль со скругленной вершиной, рассчитывается по формуле [12]:

(3.2.2.68)

где  H - длина трубы, м;

L - ширина боковой поверхности ребра, м.

Значение параметра (0 ≤ у ≤ 1) определяется из уравнения:

где

R - радиус кривизны вершины ребра, м.

Значения  относятся к полной наружной поверхности трубы с учетом оребрения.

Пределы применимости формулы: А ≤ 0;

Погрешность Δ расчета  составляет ±20 %.

3.2.2.2.10. Теплоотдача при пленочной конденсации пара на наружной
поверхности профилированных вертикальных труб

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при пленочной конденсации практически неподвижного пара на наружной поверхности одиночных вертикальных труб с внутренними поперечными гофрами (кольцевое профилирование, рис. 3.1.3.14) рассчитывается [12]:

■ при Reпл = 30 ÷ 3000,  по формуле:

(3.2.2.69)

где

■ при Reпл < 400,  по формуле:

(3.2.2.70)

В формулах:

H - высота трубы, м;

h - высота кольцевой гофры, м;

t - шаг расположения кольцевых гофр, м;

Dн - наружный диаметр гладкой трубы, м;

 - средний коэффициент теплоотдачи при пленочной конденсации пара на наружной поверхности исходной гладкой одиночной трубы,  рассчитывается по формуле [12]:

(3.2.2.71)

где

C = Reпл0,04Et при Reпл ≤ 100;

 

C = 1 + 0,04Reпл0,2 + 2,27·10-3Reпл0,8(Pr')0,5;

 

 - физические свойства конденсата при температуре стенки трубы;

 - физические свойства конденсата при температуре насыщения.

Погрешность Δ расчета  составляет ±20 %.

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при пленочной конденсации практически неподвижного пара на наружной поверхности вертикальных труб с внутренним трехзаходным спиральным оребрением (спиральное профилирование) рассчитывается [12]:

■ для труб из нержавеющей стали при Reпл = 80 ÷ 400,

h/S = 0,048 ÷ 0,20, S/dн = 0,33 ÷ 0,91 по формуле:

(3.2.2.72)

■ для труб из латунных и медноникелевых сплавов, углеродистой стали при Reпл = 30 ÷ 2500, S/h ≥ 7, S/dн ≤ 0,90 по формуле:

(3.2.2.73)

В формулах:

 - рассчитывается по формуле (2.2.71);

Н - высота трубы, м;

S - шаг закрутки ребра, м;

h - высота ребра, м;

dн - наружный диаметр исходной гладкой трубы, м.

Погрешность Δ расчета  составляет ±20 %.

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при пленочной конденсации движущегося пара, который поперечно обтекает вертикальную профильную трубу из нержавеющей стали с внутренним трехзаходным спиральным оребрением рассчитывается по формуле [12]:

(3.2.2.74)

где ;

 рассчитывается по формуле (3.2.2.71), где C = Reпл0,04Еt.

Пределы применимости формулы:

П1 = 14 ÷ 1000; Reпл ≤ 500;

h/S = 0,057 ÷ 0,122;  = 0,438 ÷ 1,0.

Погрешность Δ расчета  составляет ±25 %.

3.2.2.2.11. Теплоотдача при пленочной конденсации пара на пакете
горизонтальных труб

Особенностью теплообмена при конденсации пара на пакете (пучке расположенных друг над другом) горизонтальных труб является конденсация пара на переохлажденных каплях и струях в межтрубном пространстве. На каждую нижерасположенную трубу жидкость поступает при температуре, равной температуре насыщения. На каждой трубе пакета, кроме первой, формируется начальный участок теплового пограничного слоя. Точка выхода теплового пограничного слоя, развивающегося от стенки на поверхность пленки, определяет длину начального участка хн или угол φ.

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при пленочной конденсации практически неподвижного пара на i-той трубе пакета рассчитывается по формуле [15 - 17]:

(3.2.2.75)

где

 описывает теплообмен на начальном участке теплового пограничного слоя на i-той трубе пакета, расположенной ниже первой, начиная сверху;

(3.2.2.76)

где Reпл - число Рейнольдса пленки конденсата, вычисленное на предыдущей трубе пакета,

n - номер трубы при отсчете сверху;

 - плотность теплового потока на данной трубе пакета, Вт/м2;

φ - значение угла, при котором тепловой пограничный слой достигает толщины пленки конденсата, определяется соотношением [15 - 17]:

(3.2.2.77)

Значения функций Q(φ), , Р(φ) приведены в таблице 3.2.2.2.

Таблица 3.2.2.2

Значения функций Q(φ), , Р(φ) в формулах (3.2.2.76), (3.2.2.77)

Град.

Р(φ)

Q(φ)

Q(φ)

Град.

Р(φ)

Q(φ)

Q(φ)

0

0

0

0

100

1,469

1,939

1,111

10

0,073

0,260

1,490

110

1,641

2,088

1,088

20

0,184

0,489

1,401

120

1,810

2,229

1,064

30

0,315

0,697

1,331

130

1,974

2,361

1,040

40

0,479

0,896

1,283

140

2,129

2,483

1,016

50

0,615

1,088

1,247

150

2,273

2,594

0,991

60

0,779

1,272

1,215

160

2,404

2,696

0,965

70

0,948

1,449

1,186

170

2,515

2,777

0,936

80

1,120

1,619

1,160

180

2,589

2,824

0,899

90

1,295

1,783

1,135

 

 

 

 

При  рассчитывается по формуле [15 - 17]:

(3.2.2.78)

В формуле (3.2.2.75):

 - число Нуссельта на той части трубы, где происходит конденсация пара,  рассчитывается:

при Reпл < 2,3Аr1/5 по формуле (3.2.2.62);

при Reпл > 2,3Аr1/5 по формуле (3.2.2.62) подстановкой в нее Reпл = 2,3Аr1/5.

Пределы применимости формул (3.2.2.75) ÷ (3.2.2.78):

Re = 10 ÷ Reкр, где Reкр = 353Аr1/5.

При Reпл < 10 расчет  производится по формуле (3.2.2.62) для одиночного цилиндра без учета плотности орошения.

Погрешность Δ расчета , ,  составляет ±20 %.

При конденсации пара на пакете труб диаметром  = 2 ÷ 10 значение , рассчитанное по формуле (3.2.2.75), умножается на коэффициент εσ.

(3.2.2.79)

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при пленочной конденсации нисходящего потока пара на пучке расположенных друг над другом горизонтальных труб рассчитывается по формуле [16, 18]:

(3.2.2.80)

где

n - номер трубы при отсчете сверху.

Пределы применимости формулы: K > 1/2.

Погрешность Δ расчета  составляет ±15 %.

3.2.2.2.12. Теплоотдача при пленочной конденсации пара в поперечно-обтекаемых
шахматных и коридорных пучках горизонтальных труб

Средний по длине коэффициент теплоотдачи первого ряда шахматных и коридорных поперечно-обтекаемых пучков горизонтальных труб при пленочной конденсации нисходящего потока пара рассчитывается по формуле [16, 18]:

(3.2.2.81)

где

 рассчитывается по формуле (3.2.2.80);

 - средняя скорость пара в узком сечении горизонтального ряда труб, м/с.

Пределы применимости формулы:

Р = (0,032 ÷ 0,89)·105 Па; Δt = 0,6 ÷ 12 °С; .

Погрешность Δ расчета  составляет ±15 %.

Средний по длине коэффициент теплоотдачи всего пучка при пленочной конденсации в поперечно-обтекаемом пучке горизонтальных труб, имеющем постоянное по высоте пучка проходное сечение для пара, рассчитывается по формуле [16, 18]:

(3.2.2.82)

где

 рассчитывается по формуле (3.2.2.81);

n - число рядов труб по высоте коридорного пучка труб или половина числа рядов труб шахматного пучка.

Пределы применимости формулы: Р = (0,032 ÷ 0,89)·105 Па;

Δt = 0,6 ÷ 12 °С; .

Погрешность Δ расчета  составляет ±15 %.

3.2.2.2.13. Теплоотдача при пленочной конденсации нисходящего потока пара
на внутренней поверхности трубы змеевика с вертикальной осью навивки

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при пленочной конденсации нисходящего потока пара на внутренней поверхности трубы змеевика с вертикальной осью навивки рассчитывается по формуле [12]:

(3.2.2.83)

где

 внутренний диаметр трубы змеевика, м;

dзм - диаметр змеевика, м;

h - шаг навивки змеевика, м;

 - приведенная скорость конденсата в выходном сечении трубы, м/с;

L - длина трубы змеевика, м,

С = 160, n = -0,27 при Fr0 = 1,6·10-3 ÷ 7·10-2;

С = 425, n = 0,20 при Fr0 = 7·10-2 ÷ 10.

Пределы применимости формулы:

Р = 0,5 ÷ 4,0 МПа;  = (60 ÷ 950)·103 Вт/м2; Xвых = 0,03 ÷ 0,50;

Хвх = 1,0; L = 2,3 ÷ 4,0 м; dзм = 130 ÷ 210 мм;

h = 100 ÷ 200 мм; dвн = 10 ÷ 16 мм.

Погрешность Δ расчета  составляет ±15 %.

Локальный коэффициент теплоотдачи при пленочной конденсации нисходящего потока пара на внутренней поверхности трубы змеевика с вертикальной осью навивки рассчитывается по формуле [12]:

 

(3.2.2.84)

где

Nu - безразмерный коэффициент теплоотдачи при течении внутри змеевика воды при температуре насыщения с массовой скоростью конденсирующегося пара,

(2.2.85)

где Nu0 = 0,023Reц0,80(Pr')0,40;

A = 1 - 0,334(lgK - 3,40) при K > 2,5·103;

A = 1 при K < 2,5·103;

 - число фазового перехода.

Пределы применимости формулы:

Р = 0,7 ÷ 10 МПа; Х = 0 ÷ 1,0; ρw = 200 ÷ 1200 кг/м2·с;

dвн = 2,2 ÷ 10 мм; dзм = 115 ÷ 510 мм.

Погрешность Δ расчета Nuпл составляет ±15 %.

3.2.2.2.14. Тепломассообмен при пленочной конденсации парогазовой
смеси на твердой поверхности

Водяной пар, поступающий в конденсаторы ядерных энергетических установок, содержит кислород, водород, азот и другие газы. В процессе конденсации концентрация газа в паре повышается, что приводит к ухудшению теплоотдачи, так как скапливающийся в зоне охлаждения газ препятствует притоку пара к поверхности теплообмена.

Возможны два режима работы поверхностей теплообмена с конденсацией пара из парогазовой смеси:

■ с продувкой части парогазовой смеси из зоны с максимальной концентрацией неконденсирующегося газа;

■ с полной конденсацией пара и удалением газа за счет растворимости в конденсате.

Количество продувочного пара при удалении неконденсирующихся газов продувкой паром рассчитывается по формуле:

(3.2.2.86)

где  - отношение массового расхода продувочного пара к общему расходу греющего пара Gпп;

 - массовая концентрация газа в продувочном паре на входе в конденсатор, кг/кг;

 - массовая концентрация газа в продувочном паре на выходе из конденсатора, кг/кг;

 - равновесная концентрация газа паре;

 - массовый расход газа, удаляемого из конденсатора с продувочным паром, кг/с;

 - массовый расход газа, растворяющегося в конденсате, кг/с;

Gконд - массовый расход пара, сконденсировавшегося в конденсаторе, кг/с;

Gпп - массовый расход продувочного пара, кг/с;

Kг - константа Генри, зависящая от температуры и рода газа, м2/Н;

Рг - парциальное давление газа в парогазовой смеси, Н/м2.

Массовая концентрация газа в продувочном паре на входе в конденсатор Свх выбирается по условиям работы установки. Массовая концентрация газа в продувочном паре на выходе из конденсатора Свых принимается с учетом максимально возможной недовыработки электроэнергии, с одной стороны, и с учетом максимально возможного увеличения поверхности конденсации, с другой стороны.

При работе с полной конденсацией парогазовой смеси удаление неконденсирующихся газов происходит за счет растворимости в конденсате. При этом выполняется условие:

Свх = Сконд.

Теплоотдача при пленочной конденсации пара из парогазовой смеси определяется диффузионным термическим сопротивлением и термическим сопротивлением пленки конденсата.

При разработке расчетных рекомендаций используются два метода [12]:

- первый метод состоит в использовании эмпирических зависимостей для эквивалентного термического сопротивления:

q = αг(Ts - Tст),

(3.2.2.87)

где αг - суммарный коэффициент теплоотдачи при конденсации из парогазовой смеси, Вт/(м2К); Ts, Tст в [К];

- второй метод заключается в раздельном описании этих термических сопротивлений с привлечением уравнений диффузии. При таком подходе величина плотности теплового потока, переданного от парогазовой смеси к пленке конденсата и от пленки конденсата к стенке должна удовлетворять одновременно двум уравнениям:

(3.2.2.88)

где Рп - парциальное давление пара в парогазовой смеси, Н/м2;

 - парциальное давление пара в парогазовой смеси на границе пар-пленка конденсата, Н/м2;

 - температура насыщения пара на границе пар-пленка конденсата, К;

βр - коэффициент массоотдачи из парогазовой смеси к пленке конденсата, м/с;

Δi - теплота перегрева пара в парогазовой смеси относительно температуры насыщения при парциальном давлении, Дж/кг;

α - коэффициент теплоотдачи от пленки конденсата к стенке, Вт/м2К.

Рассматривая уравнение (3.2.2.88) и уравнение, описывающее способ отвода тепла:

(3.2.2.89)

где Тохл - средняя температура охлаждающей воды, К; Rохл - термическое сопротивление теплоотдачи от внутренней стенки трубы к охлаждающей воде, м2·К/Вт, получают систему трех нелинейных уравнений с тремя неизвестными: Тст, Тпгр, q, определив которые методом последовательных приближений рассчитывают теплоотдачу при конденсации парогазовой смеси.

Суммарный локальный коэффициент теплоотдачи при пленочной конденсации парогазовой смеси рассчитывается по эмпирической формуле из [12]:

αг = α(1 - εг)m,

(3.2.2.90)

где  - объемное газосодержание смеси;

Рг - парциальное давление газа, Н/см2;

Рcм - общее давление парогазовой смеси, Н/см ;

m - эмпирический показатель, значения которого в зависимости от режимных параметров приведены в таблице 3.2.2.3;

α рассчитывается по формулам раздела 3.2.2.2.

Погрешность Δ расчета αг составляет 20 %.

Таблица 3.2.2.3

Значения эмпирического показателя m в формуле (3.2.2.90)
в зависимости от режимных параметров

Р, МПа

εг

q, кВт/м2

Re

т

7,85

0 ÷ 0,24

123 ÷ 172

700 ÷ 1200

1,30

7,85

0 ÷ 0,24

51 ÷ 63

1800 ÷ 10000

0,71

3,92

0 ÷ 0,12

79 ÷ 124

2900 ÷ 8800

0,60

1,96

0 ÷ 0,12

93 ÷ 113

2600 ÷ 9400

0,49

1,96

0 ÷ 0,12

35 ÷ 52

2900 ÷ 4300

0,40

Средний коэффициент теплоотдачи при конденсации водяного пара из движущейся внутри вертикальной трубы парогазовой смеси рассчитывается по эмпирической формуле [12]:

(3.2.2.91)

где  - объемное газосодержание на входе в конденсатор;

 рассчитывается по формулам (3.2.2.48) ÷ (3.2.2.50).

Пределы применимости формулы:

Р = 0,8 ÷ 3,0 МПа; L ≤ 3 м;  ≤ 2,5 %.

Погрешность Δ расчета αг составляет 20 %.

Система уравнений (3.2.2.88), (3.2.2.89) является нелинейной, поскольку все входящие в нее параметры представляют собой функции искомых величин:

- коэффициент теплоотдачи от пленки конденсата к стенке зависит от q, Тст, Тпгр и рассчитывается по формулам для конденсации чистого насыщенного пара, которые приведены в разделе 3.2.2.2;

- термические сопротивления Roxл и Rст зависят от q и Тст. Они рассчитываются по формулам раздела 3.2.1.2 и по формулам для расчета термического сопротивления цилиндрических стенок;

- коэффициент массоотдачи βр зависит от Тпгр и рассчитывается по формуле [12]:

(3.2.2.92)

где L - характерный размер, м;

Dp - коэффициент диффузии для пара, отнесенный к градиенту парциального давления;

NuD - диффузионное число Нуссельта с учетом влияния поперечного потока массы.

Коэффициент диффузии Dp рассчитывается по формуле:

(3.2.2.93)

где R = 8,31·103 Дж/(кмоль·град) - универсальная газовая постоянная;

Мп - молекулярная масса пара, кг/кмоль;

Тсм - температура парогазовой смеси, К;

D1-2 - коэффициент взаимной диффузии компонентов парогазовой смеси, который рассчитывается по формуле [12], м2/с:

(3.2.2.94)

где D0 - коэффициент взаимной диффузии при нормальных условиях, м2/с;

Р0 = 1,013·105 Н/м2;

T =273K.

Диффузионное число Нуссельта с учетом влияния поперечного потока массы определяется соотношением [12]:

(3.2.2.95)

где NuD = βpL/Dp,  - диффузионное число Нуссельта без учет влияния поперечного потока массы, определяемое по аналогии между тепло- и массообменом путем замены в критериальных формулах теплового числа Прандтля на диффузионное;

РrD = vсм/D1-2;

 - коэффициент динамической вязкости парогазовой смеси, Н с/м2;

μг, μп - коэффициент динамической вязкости газа и пара при tсм и ρсм, (Н·с)/м2;

ρсм = ρп + ρг - плотность парогазовой смеси, кг/м3;

ρп, ρг - плотность пара и газа при парциальном давлении пара Рп и газа Рг и температуре смеси, кг/м3;

 - объемное газосодержание парогазовой смеси;

Rп/Rг = Mг/Mп - отношение газовых постоянных газа и пара;

Mг, Mп - молекулярные массы газа и пара, кг/кмоль;

Gп, Gг - массовые расходы пара и газа, кг/с;

 - относительный перепад давлений.

Характер течения парогазовой смеси определяется числом Рейнольдса [12]:

(3.2.2.96)

где  - массовая скорость парогазовой смеси, кг/(м2·с);

f - площадь поперечного сечения канала, м2.

Диффузионное число Нуссельта с учетом поперечного потока массы рассчитывается [12]:

■ при турбулентном течении парогазовой смеси (Reсм > 1000) по формулам:

(3.2.2.97)

 

(3.2.2.98)

■ при ламинарном течении парогазовой смеси (Reсм < 1000) по формулам:

(3.2.2.99)

 

(3.2.2.100)

Диффузионное число Нуссельта с учетом поперечного потока массы при εг < πD < 0,1 рассчитывается [12]:

■ для турбулентного пограничного слоя по формулам:

(3.2.2.101)

 

(3.2.2.102)

■ для ламинарного пограничного слоя по формулам:

(3.2.2.103)

 

(3.2.2.104)

где Rп/Rсм = 1 + εг[Rп/Rг - 1] - отношение газовых постоянных пара и парогазовой смеси;

b - параметр отсоса, учитывающий поперечный поток массы.

В процессе конденсации парогазовой смеси параметр отсоса является искомой величиной. Приведенные зависимости (3.2.2.101), (3.2.2.102) и (3.2.2.103), (3.2.2.104) представляют собой систему алгебраических уравнений с неизвестными NuD/ и b. Таким образом, для определения искомой величины NuD/ из второго уравнения системы рассчитывается параметр b и подставляется в первое уравнение.

Погрешность Δ расчета NuD по формулам (3.2.2.97 ÷ 3.2.2.103) составляет ±20 %.

Система уравнений (3.2.2.88), (3.2.2.89) решается следующим образом:

- задается температура охлаждающей воды на выходе из рассчитываемого ряда труб теплообменника ()1;

- определяется средняя температура охлаждающей воды в первом приближении ;

- задается температура наружной стенки труб теплообменника в первом приближении ;

- рассчитываются термические сопротивления Roxл и Rст;

- рассчитывается передаваемая плотность теплового потока в первом приближении:

- задается  в первом приближении, рассчитывается α, и рассчитывается  во втором приближении:

- расчет продолжается, когда

(3.2.2.105)

если это условие не выполняется, то  уточняется еще раз:

- по известному значению  рассчитывается ;

- по известным ,  рассчитывается коэффициент массоотдачи βр;

- рассчитывается передаваемая при этом коэффициенте массоотдачи плотность теплового потока:

- расчет продолжается, если выполняется условие:

если это условие не выполняется, то задается новая температура:

и расчет повторяется:

- рассчитывается количество тепла, передаваемого охлаждающей воде:

Q = qF;

- рассчитывается температура охлаждающей воды на выходе во втором приближении:

где  - температура охлаждающей воды на входе в теплообменник, К;

Gохл - массовый расход охлаждающей воды, кг/с;

Ср - теплоемкость охлаждающей воды, Дж/(кг·К);

- расчет продолжается, если

(3.2.2.106)

если это условие не выполняется, то расчет повторяется сначала.

В результате проведенного расчета определяется:

- количество тепла Q, передаваемого охлаждающей воде, массовый расход сконденсировавшегося пара Gк = Q/r, где r - теплота парообразования при Рп, Дж/кг;

- объемная концентрация газа на выходе:

Погрешность Δ расчета Q составляет ±15 %; Gк - ±20 %.

3.2.2.2.15. Теплоотдача при пленочной конденсации пара из паровоздушной
смеси на наружной поверхности вертикальных профилированных труб

Средний по длине коэффициент теплоотдачи при конденсации практически неподвижного водяного пара из паровоздушной смеси на наружной поверхности вертикальной трубы с внутренними кольцевыми поперечными гофрами и трехзаходным спиральным оребрением рассчитывается по формуле [12]:

(3.2.2.107)

где  - средний по длине коэффициент теплоотдачи при конденсации водяного пара из паровоздушной смеси на наружной поверхности вертикальной гладкой трубы;

 рассчитывается по формуле (3.2.2.91);

εг - объемное газосодержание;

 при εг ≤ 0,025;

С = 1 при εг > 0,025;

 рассчитывается по формулам (3.2.2.69) ÷ (3.2.2.73).

Пределы применимости формулы:

трубы из латунных и медных сплавов;

εг = 0 ÷ 1; Р = 0,1 ÷ 0,7 МПа.

Погрешность Δ расчета  составляет ±25 %.

3.2.2.2.16. Теплоотдача при конденсации пара на спутной струе воды

Средний по длине коэффициент теплоотдачи от конденсирующего пара к охлаждающей струе воды при спутном течении рассчитывается по формуле [12]:

(3.2.2.108)

где

L - длина струи, м;

d0 - диаметр сопла, м;

w0 - скорость воды в выходном срезе сопла, м/с;

t0 - среднемассовая температура воды на входе в сопло, °С;

t', r - температура насыщения и скрытая теплота парообразования при давлении в конденсаторе;

vв, αв, λв, C - физические свойства воды, определяются при температуре:

 отнесен к среднеарифметическому температурному напору:

tL - среднемассовая температура струи в сечении на расстоянии от выходного среза сопла.

Пределы применимости формулы:

Р = 0,01 ÷ 0,098 МПа; w0 = 5 ÷ 26 м/с; L = 20 ÷ 1200 мм; d = 2 ÷ 20 м;

wп = 0,4 ÷ 30 м/с; n = 1 ÷ 46;

wп - скорость пара в сечении среза сопла;

Р - абсолютное давление в конденсаторе;

n - число струй воды.

Погрешность Δ расчета  составляет ±30 %.

3.2.2.2.17. Тепломассообмен при конденсации пара из паровоздушной
среды на водяных каплях

Охлаждение паровоздушной смеси, образующейся при аварии с разуплотнением контура водяного теплоносителя, происходит в гермозоне АС на диспергированных водяных струях спринклерной системы, представляющих собой конгломерат капель.

Зависимость степени прогрева капли воды, движущейся в паровоздушной среде, от режимных параметров и безразмерный эффективный коэффициент теплоотдачи рассчитываются по формулам [19, 20]:

(3.2.2.109)

 

(3.2.2.110)

где Рс - давление паровоздушной среды, МПа;

wк - скорость капли относительно паровоздушной среды, м/с;

т0 - начальная масса капли, кг;

εп - мольная концентрация пара в паровоздушной среде;

τ - время, с;

ко - число Лапласа, ;

σк, ρк и vк - коэффициент поверхностного натяжения, плотность и коэффициент кинематической вязкости.

Индексы «с», «п» и «к» относятся к паровоздушной смеси, пару и капле, «ко» - к начальной температуре капли при нормальных условиях (Р = 0,1 МПа);

Пределы применимости формулы:

dк = 0,9 ÷ 1,8 мм; tко = 20 ÷ 100 °С; Рс = 0,1 ÷ 0,5 МПа;

tc = 40 ÷ 140 °С; wк = 0,8 ÷ 15 м/с; εп = 0,09 ÷ 0,85.

Погрешность Δ расчета θ составляет 6,1 %.

Погрешность Δ расчета Nuэ составляет 13 %.

3.2.2.3. ЗАКРИЗИСНЫЙ ТЕПЛООБМЕН ПРИ КИПЕНИИ ВОДЫ В КАНАЛАХ

При течении кипящей жидкости в обогреваемом канале в некотором его сечении может произойти резкое ухудшение теплоотдачи (кризис теплоотдачи), проявляющееся либо в увеличении температуры теплоотдающей поверхности, либо в снижении теплового потока в месте возникновения кризиса теплоотдачи и ниже по потоку. Участок канала между сечением, где возник кризис теплоотдачи и сечением, ниже которого по течению поток становится однофазным (зона перегрева пара), называют закризисной областью или областью ухудшенного теплообмена, а режим теплообмена в ней закризисным (пленочное кипение).

В общем случае двухфазный поток в закризисной зоне является термически неравновесным, а температура теплоотдающей поверхности определяется несколькими одновременно протекающими процессами: конвективной теплоотдачей к пару, испарением капель и излучением. При этом истинные параметры потока зависят от испарения влаги, как на теплоотдающей поверхности, так и в паре, температура которого может значительно превышать температуру насыщения. В расчетной практике часто используется допущение о термическом равновесии между жидкой и паровой фазами. В этом случае границей между закризисной зоной и зоной перегрева пара считается сечение канала с относительной энтальпией потока, равной 1. Часто закризисную зону дополнительно разбивают на области переходного и развитого пленочного кипения, однако такое разбиение также весьма условно.

В зависимости от сочетания режимных параметров и геометрии канала режим течения в закризисной зоне может быть либо обратнокольцевым, когда жидкость отделена от теплоотдающих поверхностей паровой прослойкой, либо дисперсным, когда жидкость распределена в паровом потоке в виде капель. Надежных рекомендаций для расчета теплоотдачи при обратно-кольцевом режиме течения в настоящее время нет, однако эта структура двухфазного потока весьма неустойчива: жидкое ядро довольно быстро распадается на капли, и поток становится дисперсным. Таким образом, преобладающим режимом течения в закризисной зоне является дисперсный. Большие значения температуры стенки в этой зоне объясняются тем, что теплоотдающая поверхность омывается, в основном, перегретым паром.

3.2.2.3.1. Закризисный теплообмен при дисперсном режиме

Закризисный теплообмен при кризисе теплоотдачи, обусловленном сменой дисперсно-кольцевой структуры потока дисперсной в условиях подъемного течения парожидкостной смеси в цилиндрических каналах, рассчитывается по методике [21, 22], учитывающей термическую неравновесность потока.

Основные допущения:

■ двухфазный поток в закризисной области представляет собой однородную смесь перегретого пара и капель жидкости;

■ тепло от греющей поверхности передается конвекцией к пару и от него к каплям, т.е. испарением капель на теплоотдающей поверхности и излучением пренебрегается;

■ коэффициент теплоотдачи от стенки к пару и критическое паросодержание (Xкр) считаются известными.

Область применения:

■ геометрия каналов: трубы, кольцевые каналы, пучки стержней с дистанционирующими решетками;

■ гидравлический диаметр каналов 4 ÷ 20 мм;

■ режимные параметры: Р = 1,1 ÷ 19,6 МПа,

ρw = 70 ÷ 2000 кг/м2·с, q ≤ 1 МВт/м2;

tст - ts ≤ 500 °C, Xб > Xкр ≥ 0,1.

При этих допущениях изменение истинного паросодержания в закризисной зоне канала определяется следующим дифференциальным уравнением:

(3.2.2.3.1)

где С - эмпирическая константа;

Пг - смоченный периметр канала, м;

Птi - - обогреваемый периметр i-ой теплоотдающей поверхности, м;

qi(Хб) - осевое распределение плотности теплового потока на i-ой теплоотдающей поверхности, Вт/м2;

X - истинное массовое паросодержание;

Хб - балансовое (равновесное) паросодержание;

m и n - коэффициенты в степенной аппроксимации калорического уравнения состояния перегретого пара.

Для водяного пара:

при Р < 6 МПа

т = 1149,1 - 28,2534р + 0,995р2 - 1,8421·10-2р3 + 1,213·10-4р4, °С;

п = 1,0003 + 4,3389·10-3р - 2,5466·10-5p2;

при Р ≥ 6 МПа

т = 864,664 - 4,0128p, °С;

n = 1,0861 + 8,6654·10-4р + 1,0772·10-5p2,

где Р - давление в МПа, р = Р/10 - давление в барах.

Для труб и пучков стержней С = 1,5.

Для кольцевых каналов с односторонним обогревом С = 3. Для кольцевых каналов с двухсторонним обогревом [23] до сечения возникновения кризиса теплоотдачи на второй теплоотдающей поверхности канала плотность теплового потока принимается равной нулю, а константа С = 3. Ниже этого сечения по ходу потока принимается С = 1,5.

Интегрирование уравнения (3.2.2.3.1) ведется от сечения возникновения кризиса теплоотдачи, в котором принимается, что Хкр = (Хб)кр и tпп = ts.

При n = 1 (большие перегревы пара) уравнение (3.2.2.3.1) имеет аналитическое решение:

(3.2.2.3.2)

где

В - константа, определяемая из условия Хкр = (Хб)кр;

Ф(ξ) - интеграл вероятности.

Формулу (3.2.2.3.2) можно использовать для тестирования схемы численного интегрирования уравнения (3.2.2.3.1).

Порядок расчета теплообмена в закризисной области:

■ путем решения дифференциального уравнения (3.2.2.3.1) либо по формуле (3.2.2.3.2) находится истинное паросодержание потока X при заданном балансовом паросодержании Хб;

■ по формуле рассчитывается энтальпия перегретого пара iпп в заданном сечении канала;

■ по найденной энтальпии перегретого пара и термодинамическим таблицам водяного пара либо по приближенному соотношению  определяется температура перегретого пара tпп;

■ далее рассчитывается температура i-ой теплоотдающей поверхности ,

где αпп - коэффициент конвективной теплоотдачи к перегретому пару.

Соотношения для расчета теплоотдачи к пару

В трубах при q ≤ 0,5 МВт/м2 коэффициент теплоотдачи к перегретому пару αпп рассчитывается по формуле [24]:

(3.2.2.3.3)

где

При q > 0,5 МВт/м2 для расчета теплоотдачи к пару используется среднеарифметическое значение αпп из результатов расчета по формулам (2.2.3.3) и (2.2.3.4):

(3.2.2.3.4)

где Тпп - температура перегретого пара, К;

Тст - температура стенки, К.

Теплофизические свойства берутся при температуре перегретого пара tпп;

В кольцевых каналах коэффициент теплоотдачи αпп рассчитывается [25]:

при тепловыделении на внутренней стенке кольцевого канала по формуле:

Nu1пп = 0,86Nuпп(d1/d2)-0,16;

при тепловыделении в наружной стенке кольцевого канала по формуле:

Nu2пп = Nuпп [1 - 0,14(d1/d2)0,6];

при двухстороннем тепловыделении в кольцевом канале:

для внутренней стенки Nu*1пп = Nu1пп/[1 + Nu1ппθ1q2/q1];

для наружной стенки кольцевого канала

Nu*2пп = Nu2пп/[1 + Nu2ппθ2q1/q2],

где

θ1 = 32[0,16(d1/d2)2 - 1]Reпп-0,88;

θ2 = θ1d1/d2;

 

 

Индексы 1 и 2 относятся к внутренней и наружной стенкам кольцевого канала, соответственно.

Теплофизические свойства определяются при температуре перегретого пара tпп.

В пучках стержней коэффициент теплоотдачи αпп рассчитывается по формуле [26]:

(3.2.2.3.5)

где С = 0,0165 + 0,02[1 - 0,91/(s/d)2](s/d)0,15;

s/d - относительный шаг расположения стержней.

Учет нестабилизированного теплообмена на входном участке закризисной зоны

Теплоотдача к перегретому пару на участке формирования теплового пограничного слоя на расстояниях до 15 гидравлических диаметров от сечения возникновения кризиса теплоотдачи рассчитывается по эмпирическому соотношению [27]:

Nu = 1,38(dг/Δz)0,12Nuо,

(3.2.2.3.6)

где Nuо - число Нуссельта для стабилизированного теплообмена, a Δz -расстояние от сечения кризиса теплоотдачи.

Учет влияния дистанционирующих элементов [28]

При интегрировании уравнения (3.2.2.3.1) в каждом сечении дистанционирования налагается новое граничное условие в соответствии с формулой (3.2.2.3.7), учитывающее возрастание паросодержания из-за дополнительного испарения влаги в результате взаимодействия с дистанционирующим элементом (ДЭ) на величину:

ΔХ = (1 - X)kΔF/F,

(3.2.2.3.7)

где ΔF/F - степень блокировки проходного сечения канала дистанционирующим элементом;

k - эмпирический коэффициент эффективности ДЭ, который может зависеть от геометрии дистанционирующего элемента и режимных параметров (0 < k < 1). Для простых (без завихрителей) ДЭ при ρw < 500 кг/м2 с для оценки величины k можно использовать соотношение:

k = (1 - ρw/3000) ± 0,15.

(3.2.2.3.8)

Если паросодержание в сечении расположения ДЭ, рассчитанное с учетом (2.2.3.7), превышает значение относительной энтальпии в этом же сечении, то считается, что разница (X - Хб) обусловлена испарением жидкой пленки, образовавшейся в результате взаимодействия потока с ДЭ и покрывающей теплоотдающую поверхность на отрезке длиной:

(3.2.2.3.9)

На этом отрезке теплоотдача определяется по формулам для кипения, после чего описанная выше процедура решения уравнения (2.2.3.1) повторяется, начиная от сечения, удаленного от ДЭ на Δzp, где принимается термическое равновесие.

Интенсификация однофазного теплообмена дистанционирующим элементом учитывается с помощью формулы [29]:

(3.2.2.3.10)

где Nuо - число Нуссельта для канала без ДЭ;

Nu - число Нуссельта для канала с ДЭ;

z - расстояние от ДЭ;

dг - эквивалентный гидравлический диаметр канала.

Учет излучения

Суммарный теплоотвод конвекцией к пару и излучением к каплям определяется выражением [21, 22]:

(3.2.2.3.11)

где σ - постоянная Больцмана;

ε - приведенная степень черноты системы стенка-капли.

Температура стенки находится по вышеописанной методике путем совместного решения уравнений (3.2.2.3.1) и (3.2.2.3.11). По найденной температуре стенки вычисляется приведенный коэффициент теплоотдачи:

αi = qi/(tппi - ts).

В формулах этого раздела:

α в [Вт/м2 °С]; t в [°С]; q в [Вт/м2]; Р в [МПа];

i [Дж/кг]; ρw в [кг/м2 с]; r в [Дж/кг]; μ в [Н с/м2];

dг =(d2 - d1) в [м]; dвн в [м]; λ в [Вт/м °С];

σ в [Н/м]; т в [°С]; ρ в [кг/м3]; T в [К].

Пределы применимости методики:

Р = 1,1 ÷ 19,6 МПа; tст - tж ≤ 500 °С; ρw = 70 ÷ 2000 кг/м2 с;

q ≤ 1 МВт/м2; Хб > Хкр ≥ 0,1; dг = 4 ÷ 20 мм.

Погрешность σ расчета α для круглых труб с равномерным и косинусоидальным тепловыделением составляет 10 %.

3.2.2.3.2. Эмпирические соотношения для закризисного теплообмена в трубах

Теплообмен в закризисной области при течении воды в трубах рассчитывается [30]:

■ при Р ≤ 14,5 МПа по формуле:

(3.2.2.3.12)

пределы применимости формулы:

Р = 6,9 ÷ 14,5 МПа; ρw = 330 ÷ 760 кг/м2·с; q = 2·105 ÷ 6·105 Вт/м2;

Xкр < Xб ≤ 1; dвн = 10 мм;

погрешность δ расчета α составляет ±25 %;

■ при Р ≥ 16 МПа по формуле:

(3.2.2.3.13)

Пределы применимости формулы:

Р = 16,0 ÷ 18,0 МПа; ρw = 500 ÷ 1050 кг/м2·с;

q = 2·105 ÷ 6·105 Вт/м2; Xкр < Xб ≤ 1; dвн = 10 мм.

Погрешность δ (максимальная) расчета α составляет ±35 %.

В формулах этого раздела:

q в [Вт/м2]; ρw в [кг/м2·с]; dвн в [мм];

Хб - относительная энтальпия;

Хкр - относительная энтальпия в сечении возникновения кризиса теплоотдачи;

ρ в [кг/м3]; λ в [Вт/м·°С]; μ в [Н·с/м2];

α = q/(t - ts) в [Вт/м2·°С].

3.2.2.3.3. Скелетная таблица для коэффициента теплоотдачи в закризисной
зоне при течении воды в равномерно обогреваемых трубах

Для оценочных расчетов теплоотдачи в равномерно обогреваемых трубах диаметром 10 мм могут быть использованы значения коэффициента теплоотдачи из таблицы 3.2.2.3.1 [31]. Эта таблица охватывает следующий диапазон изменения параметров: давление 0,1 - 20 МПа, массовая скорость 250 - 3000 кг/м2 с, относительная энтальпия от -0,2 до 2,0, тепловой поток 0,2 - 1 МВт/м2, диаметр трубы 10 мм.

Приведенные в таблице 3.2.2.3.1 значения коэффициента теплоотдачи отнесены к разности температур t - ts. Выбор в качестве определяющей температуры ts значительно упрощает расчет температуры стенки, которая рассчитывается:

где α - коэффициент теплоотдачи берется из таблицы 3.2.2.3.1. Приведенные в таблице 3.2.2.3.1 значения коэффициента теплоотдачи снабжены индексами, которые указывают на способ их получения:

е - среднеарифметическое значение опытных данных из банка данных [32];

s - рассчитанное по модели [33];

q - значения из скелетной таблицы, предложенной в работе [34];

α - значения полученные интерполяцией и экстраполяцией.

Погрешность расчета а по таблице составляет не более δ ±35 %.

В таблице 3.2.2.3.1 проведены вертикальные линии, делящие каждую строчку на X < Хкр и Х > Хкр, где Хкр - критическое паросодержание для равномерно обогреваемых труб. Значения Хкр были рассчитаны на основании скелетной таблицы для критических тепловых потоков при вынужденном течении воды в равномерно обогреваемых трубах диаметром 8 мм [35]. Значения коэффициента теплоотдачи при X < Хкр были получены в работе [34] на основании опытов с «горячим пятном». Значения коэффициента теплоотдачи при X > Хкр, были получены по экспериментальным данным из банка [32] и расчетом по модели [33].


Таблица 3.2.2.3.1

Скелетная таблица для коэффициента теплоотдачи (кВт/м2·К)
в закризисной области в трубе диаметром 10 мм

P,

МПа

G,

кг/м2 сек

q,

МВт/м2

x

-0,2

0,0

0,1

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

2,0

0,1

250

0,2

0,42g

0,24g

0,19g

0,19g

0,25g

0,32g

0,28s

0,14a

0,10a

0,08a

0,07a

0,06a

0,05a

 

 

0,6

0,60g

0,50g

0,45g

0,43g

0,47g

0,52g

0,61g

0,43a

0,29a

0,22a

0,18a

0,15a

0,13a

 

 

1,0

1,18g

0,75g

0,71g

0,72g

0,72g

0,76g

0,82g

0,71a

0,49a

0,37a

0,30a

0,25a

0,22a

0,1

500

0,2

0,42g

0,24g

0,21g

0,26g

0,42g

0,18s

0,11a

0,09a

0,08a

0,07a

0,07a

0,06a

0,06a

 

 

0,6

0,60g

0,50g

0,45g

0,46g

0,60g

0,52a

0,29a

0,21a

0,17a

0,15a

0,13a

0,12a

0,12a

 

 

1,0

1,18g

0,75g

0,72g

0,72g

0,78g

0,85a

0,47a

0,33a

0,26a

0,22a

0,20a

0,18a

0,17a

0,1

1000

0,2

0,42g

0,24g

0,32g

0,53g

0,18s

0,14s

0,14s

0,14s

0,14s

0,13s

0,12a

0,10a

0,09a

 

 

0,6

0,60g

0,50g

0,47g

0,66g

0,44a

0,26a

0,22a

0,21a

0,21a

0,21a

0,21a

0,20a

0,19a

 

 

1,0

1,18g

0,75g

0,72g

0,82g

0,70a

0,38a

0,30a

0,28a

0,27a

0,26a

0,26a

0,26a

0,25a

0,1

3000

0,2

0,43g

0,24g

0,34a

0,44s

0,65s

0,72s

0,66s

0,51s

0,34s

0,22s

0,15s

0,12s

0,09a

 

 

0,6

0,60g

0,50g

0,55a

0,62s

0,74s

0,88s

0,91s

0,84s

0,71s

0,57s

0,44s

0,35a

0,28a

 

 

1,0

1,18g

0,74g

0,73a

0,73a

0,79a

0,95s

1,03s

1,02s

0,93s

0,81s

0,68s

0,56a

0,47a

0,2

250

0,2

0,41g

0,27g

0,23g

0,19g

0,26g

0,32g

0,42g

0,23s

0,14a

0,11a

0,08a

0,07a

0,06a

 

 

0,6

0,66g

0,52g

0,45g

0,44g

0,47g

0,52g

0,62g

0,70a

0,43a

0,31a

0,24a

0,20a

0,17a

 

 

1,0

0,95g

0,77g

0,72g

0,73g

0,73g

0,77g

0,83g

0,94g

0,71a

0,51a

0,40a

0,33a

0,28a

0,2

500

0,2

0,41g

0,27g

0,24g

0,30g

0,43g

0,35s

0,16s

0,11a

0,09a

0,08a

0,08a

0,07a

0,07a

 

 

0,6

0,66g

0,52g

0,45g

0,47g

0,51g

0,76g

0,44a

0,29a

0,22a

0,19a

0,17a

0,15a

0,14a

 

 

1,0

0,95g

0,77g

0,72g

0,72g

0,78g

0,96g

0,72a

0,47a

0,35a

0,29a

0,25a

0,22a

0,20a

0,2

1000

0,2

0,41g

0,27g

0,33g

0,54g

0,30s

0,18s

0,17s

0,16s

0,15s

0,14s

0,13s

0,11a

0,09a

 

 

0,6

0,66g

0,52g

0,47g

0,68g

0,78s

0,36a

0,28a

0,26a

0,25a

0,24a

0,23a

0,23a

0,21a

 

 

1,0

0,95g

0,77g

0,73g

0,82g

1,17g

0,54a

0,40a

0,34a

0,32a

0,31a

0,30a

0,29a

0,29a

0,2

3000

0,2

0,56a

0,27g

0,40a

0,54s

0,77s

0,85s

0,77s

0,58s

0,38s

0,24s

0,16s

0,12s

0,10a

 

 

0,6

0,66g

0,52g

0,60a

0,68a

0,87s

1,03s

1,05s

0,96s

0,79s

0,62s

0,47s

0,37s

0,30a

 

 

1,0

0,95g

0,77g

0,81a

0,85a

0,95s

1,11s

1,19s

1,16s

1,05s

0,89s

0,73s

0,59a

0,49a

0,5

250

0,2

0,34g

0,29g

0,26g

0,20g

0,27g

0,34g

0,44g

0,49a

0,29s

0,18s

0,13a

0,10a

0,09a

 

 

0,6

0,57g

0,46g

0,46g

0,45g

0,49g

0,54g

0,64g

0,82g

0,74a

0,54a

0,39a

0,31a

0,25a

 

 

1,0

0,87g

0,75g

0,74g

0,74g

0,75g

0,79g

0,85g

0,96g

0,97g

0,89a

0,65a

0,51a

0,42a

0,5

500

0,2

0,38g

0,31g

0,26g

0,34g

0,45g

0,58g

0,53s

0,23s

0,16s

0,12a

0,10a

0,09a

0,08a

 

 

0,6

0,62g

0,46g

0,46g

0,48g

0,64g

0,82g

1,04g

0,65a

0,42a

0,32a

0,26a

0,22a

0,20a

 

 

1,0

0,94g

0,75g

0,74g

0,74g

0,81g

0,99g

1,21g

1,07a

0,69a

0,51a

0,41a

0,35a

0,31a

0,5

1000

0,2

0,38g

0,31g

0,36g

0,58g

0,87g

0,36s

0,24s

0,21s

0,19s

0,17s

0,14s

0,12a

0,10a

 

 

0,6

0,62g

0,47g

0,48g

0,70g

1,07g

0,92s

0,50a

0,39a

0,34a

0,31a

0,29a

0,27a

0,25a

 

 

1,0

0,94g

0,75g

0,75g

0,84g

1,23g

1,47a

0,75a

0,55a

0,47a

0,42a

0,39a

0,37a

0,35a

0,5

3000

0,2

0,81g

0,31g

0,50a

0,70a

1,03s

1,13s

1,00s

0,71s

0,43s

0,25s

0,17s

0,13s

0,10a

 

 

0,6

0,79g

0,49g

1,12g

1,16a

1,23a

1,33s

1,32s

1,17s

0,93s

0,69s

0,51s

0,39s

0,31a

 

 

1,0

0,94g

0,76g

1,22g

1,26a

1,35s

1,45s

1,51s

1,42s

1,24s

1,01s

0,80s

0,64a

0,52a

1,0

250

0,2

0,55g

0,36g

0,32g

0,25g

0,31g

0,36g

0,48g

0,70g

0,39s

0,23s

0,16s

0,12a

0,10a

 

 

0,6

0,71g

0,52g

0,50g

0,47g

0,50g

0,56g

0,67g

0,81g

0,79g

0,67a

0,47a

0,36a

0,30a

 

 

1,0

0,88g

0,78g

0,77g

0,77g

0,76g

0,81g

0,87g

0,99g

1,01g

0,95a

0,78a

0,60a

0,49a

1,0

500

0,2

0,84g

0,40g

0,33g

0,44g

0,50g

0,61g

0,69a

0,37s

0,21s

0,16a

0,13a

0,11a

0,09a

 

 

0,6

0,82g

0,59g

0,52g

0,57g

0,67g

0,85g

1,10g

1,06s

0,59a

0,42a

0,33a

0,28a

0,24a

 

 

1,0

1,02g

0,82g

0,77g

0,80g

0,83g

1,02g

1,27g

1,35a

0,98a

0,68a

0,53a

0,44a

0,38a

1,0

1000

0,2

0,84g

0,44g

0,46g

0,66g

0,92g

0,81s

0,33s

0,26s

0,23s

0,19s

0,16s

0,13s

0,11a

 

 

0,6

0,82g

0,59g

0,56g

0,75g

1,23g

1,20a

0,74s

0,52s

0,43a

0,38a

0,34a

0,31a

0,28a

 

 

1,0

1,02g

0,83g

0,81g

0,89g

1,30g

1,62g

1,15a

0,76a

0,61a

0,53a

0,48a

0,44a

0,41a

1,0

3000

0,2

0,84g

0,44g

1,19g

1,21a

1,34s

1,46s

1,26s

0,87s

0,48s

0,27s

0,18s

0,14s

0,11a

 

 

0,6

0,82g

0,66g

1,18g

1,58a

1,56s

1,69s

1,65s

1,40s

1,07s

0,76s

0,54s

0,41s

0,33a

 

 

1,0

1,02g

0,86g

1,26g

2,10g

1,84s

1,85s

1,87s

1,72s

1,45s

1,14s

0,88s

0,68a

0,55a

4

250

0,2

1,08g

0,63g

0,50g

0,36g

0,44g

0,49g

0,76g

0,80a

0,76s

0,36s

0,23s

0,17s

0,14a

 

 

0,6

1,22g

0,75g

0,68g

0,59g

0,61g

0,64g

0,78g

0,85g

0,88a

1,07a

0,70a

0,52a

0,41a

 

 

1,0

1,42g

0,92g

0,88g

0,84g

0,85g

0,88g

1,00g

1,08g

1,32a

1,78a

1,16a

0,86a

0,68a

4

500

0,2

1,10g

0,65g

0,53g

0,50g

0,66g

0,89g

1,00a

1,47s

0,47s

0,28s

0,21s

0,16s

0,14a

 

 

0,6

1,22g

0,82g

0,73g

0,72g

0,86g

0,96g

1,17g

1,55g

1,35s

0,79s

0,57a

0,45a

0,37a

 

 

1,0

1,46g

1,01g

0,93g

0,92g

1,01g

1,12g

1,20a

1,59g

1,52g

1,30a

0,93a

0,73a

0,60a

4

1000

0,2

1,30g

0,70g

0,70g

0,82g

1,08g

1,50a

1,18s

0,60s

0,44s

0,32s

0,23s

0,18s

0,14a

 

 

0,6

1,22g

0,82g

0,78g

0,96g

1,60a

1,68g

1,81a

1,23s

0,87s

0,70s

0,58s

0,48a

0,41a

 

 

1,0

1,46g

1,03g

1,05g

1,11g

1,67g

1,70g

2,14g

1,85s

1,26s

1,00a

0,85a

0,73a

0,63a

4

3000

0,2

1,30g

0,84g

1,40a

2,35a

4,19s

4,37s

3,55s

2,04s

0,80s

0,38s

0,24s

0,18s

0,14s

 

 

0,6

1,22g

0,90g

1,45a

2,40a

4,35a

4,80s

4,33s

3,19s

1,94s

1,11s

0,72s

0,53s

0,42a

 

 

1,0

1,46g

1,07g

1,50g

2,46g

4,45g

5,04s

4,75s

3,85s

2,71s

1,77s

1,20s

0,89s

0,70a

10

250

0,2

3,16g

0,86g

0,77g

0,46g

0,50g

0,58g

0,75g

0,90a

0,82a

0,68s

0,40s

0,28s

0,22s

 

 

0,6

2,39g

0,93g

0,82g

0,59g

0,61g

0,62g

0,71g

0,95g

0,86g

0,86a

0,86a

0,84a

0,64a

 

 

1,0

2,06g

1,07g

1,00g

0,88g

0,90g

0,93g

0,99g

1,17g

1,18g

1,18a

1,18a

1,18a

1,07a

10

500

0,2

3,16g

1,08g

0,87g

0,77g

0,86g

0,89a

0,90a

1,20a

1,02a

0,57s

0,38s

0,27s

0,22s

 

 

0,6

2,39g

1,29g

1,03g

0,88g

0,90g

0,88a

0,95g

1,29g

1,04g

1,04a

1,03s

0,78s

0,62a

 

 

1,0

2,06g

1,36g

1,19g

1,08g

1,14g

1,16a

1,29g

1,69g

1,64g

1,64a

1,64a

1,24a

1,00a

10

1000

0,2

3,16g

1,08g

1,10g

1,42g

1,74g

2,16g

2,50a

1,83s

1,14s

0,67s

0,41s

0,29s

0,22s

 

 

0,6

2,39g

1,38g

1,26g

1,32g

1,62g

1,98g

2,42g

3,12g

2,15s

1,55s

1,13s

0,84s

0,65s

 

 

1,0

2,06g

1,47g

1,23g

1,29g

1,63g|

2,07g

2,62g

3,16g

2,94s

2,19s

1,70s

1,34s

1,07s

10

3000

0,2

3,16g

1,26g

2,89g

4,56g

6,99g

15,0s

12,0s

6,43s

1,83s

0,71s

0,41s

0,29s

0,22s

 

 

0,6

2,39g

1,38g

2,40g

3,39g

5,86g

11,0g

15,6s

10,3s

4,85s

2,13s

1,23s

0,86s

0,66s

 

 

1,0

2,06g

1,47g

2,26g

2,88g

5,76g

9,52g

14,0g

12,6s

7,06s

3,52s

2,06s

1,43s

1,09s

16

250

0,2

6,41g

1,44g

1,12g

0,55g

0,70g

1,14g

1,16g

1,11g

1,05g

1,05a

0,94s

0,60s

0,43s

 

 

0,6

4,63g

0,96g

0,93g

0,64g

0,64g

0,86g

0,98g

1,06g

0,97g

0,97a

0,97a

0,97a

0,97a

 

 

1,0

3,29g

1,39g

1,21g

0,90g

0,95g

1,06g

1,14g

1,25g

1,27g

1,27a

1,27a

1,27a

1,27a

16

500

0,2

6,41s

1,44g

1,13g

1,03g

1,46g

1,91g

2,00e

2,00e

1,90e

1,60e

1,20e

0,61s

0,43s

 

 

0,6

4,63g

0,97g

0,96g

0,81g

0,88g

1,24g

1,63g

2,00a

1,58g

1,58a

1,58a

1,58a

1,28s

 

 

1,0

3,29g

1,39g

1,21g

1,06g

1,20g

1,34g

1,63g

2,01g

1,82g

1,82a

1,82a

1,82a

1,82a

16

1000

0,2

6,41g

1,44g

2,00a

2,11g

3,13g

4,04g

5,20g

5,75g

3,80s

1,86s

0,98s

0,61s

0,43s

 

 

0,6

4,63g

1,06g

1,08a

1,10g

1,49g

2,53g

4,11g

5,75g

4,14g

4,14a

2,89s

1,84s

1,30s

 

 

1,0

3,29g

1,39g

1,47g

1,52g

1,80g

2,90g

4,27g

5,82g

4,70g

4,70a

4,59s

3,04s

2,16s

16

3000

0,2

6,41g

1,80g

9,04g

12,3g

16,6g

22,2g

27,0a

17,0s

4,94s

1,89s

0,98s

0,61s

0,43

 

 

0,6

4,63g

1,63g

6,31g

6,54g

14,4g

20,5g

26,1g

31,5s

14,2s

5,68s

2,95s

1,84s

1,30s

 

 

1,0

3,29g

1,72g

3,90a

6,12g

11,6g

19,8g

28,6g

35,0g

19,6g

9,46s

4,92s

3,07s

2,17s

20

250

0,2

8,40g

2,56g

1,80g

0,97g

0,99g

1,24g

1,40g

1,76g

1,59g

1,59a

1,70e

1,40e

1,40a

 

 

0,6

6,31g

1,46g

1,17g

0,79g

0,84g

1,06g

1,26g

1,48g

1,49g

1,49a

1,49a

1,49a

1,49a

 

 

1,0

6,25g

1,38g

1,20g

1,00g

1,07g

1,19g

1,29g

1,46g

1,47g

1,47a

1,47a

1,47a

1,47a

20

500

0,2

8,41g

2,56g

2,00g

2,28g

2,52g

3,24g

3,71g

4,21g

4,10e

3,30e

2,40e

2,40a

1,67s

 

 

0,6

7,79g

1,46g

1,26g

1,16g

1,21g

1,87g

2,50g

3,35g

2,82g

2,82a

2,82a

2,82a

2,82a

 

 

1,0

6,67g

1,38g

1,28g

1,25g

1,40g

1,76g

2,12g

2,58g

2,27g

2,27a

2,27a

2,27a

2,27a

20

1000

0,2

8,41g

2,56g

3,36a

4,15g

7,82g

11,7g

16,2g

19,2g

14,8g

12,3s

5,64s

2,87s

1,67s

 

 

0,6

7,79g

1,46g

1,90a

2,35g

4,18g

6,43g

9,71g

12,5g

10,4g

10,4a

10,4a

8,60s

5,02s

 

 

1,0

6,67g

1,38g

2,30g

2,64g

4,38g

6,05g

6,68g

11,1g

9,68g

9,68a

9,68a

9,68a

8,36s

20

3000

0,2

8,41g

2,56g

15,8g

20,8g

28,4g

34,4g

37,4g

41,0g

26,7s

12,4s

5,66s

2,88s

1,68s

 

 

0,6

7,79g

2,39g

14,4g

26,1g

34,4g

44,3g

51,4g

52,4g

41,1g

37,1s

17,0s

8,63s

5,03s

 

 

1,0

6,67g

2,41g

10,3g

17,7g

23,8g

33,8g

45,1g

45,3g

34,0g

34,0a

28,3s

14,4s

8,38s

 


Список литературы к разделу 3.2.2

1. Боришанский В.М., Козырев А.П., Светлова Л.С. Изучение теплообмена при пузырьковом кипении жидкости. - В сб.: Конвективная теплопередача в двухфазном и однофазном потоках. М.: Энергия, 1964.

2. Кириллов П.Л., Юрьев Ю.С., Бобков В.П. Справочник по теплогидравлическим расчетам (ядерные реакторы, теплообменники, парогенераторы). М.: Энергоатомиздат, 1990.

3. Будов В.М., Самойлов О.Б., Соколов В.А., Шемагин И.А. Теплообмен при пленочном кипении у вертикальной поверхности с постоянным тепловым потоком. Атомная энергия, 1989, т. 65, вып. 3.

4. Будов В.М., Шемагин И.А., Соколов В.А. Влияние изменения толщины паровой пленки на развитие неустойчивости при пленочном кипении у вертикальной поверхности. Изв. ВУЗов СССР. Энергетика, 1983, № 7.

5. Клименко В.В. Теплоотдача при свободно конвективном пленочном кипении насыщенной жидкости на одиночном горизонтальном цилиндре. Теплоэнергетика, 1984, № 8.

6. Клименко В.В., Снытин С.Ю. Расчетное соотношение для пленочного кипения на вертикальной поверхности. Теплоэнергетика, 1983, № 3.

7. Похвалов Ю.Е., Кронин И.В., Мурганова И.В. Обобщение экспериментальных данных по теплоотдаче при пузырьковом кипении недогретой жидкости в трубах. Теплоэнергетика, 1966, № 5.

8. Боришанский В.М., Андриевский А.А., Фокин В.М. Теплоотдача при движении двухфазного потока в каналах. Теплоэнергетика, 1971, № 11.

9. Лабунцов Д.А. Вопросы теплообмена при пузырьковом кипении жидкости. Теплоэнергетика, 1972, № 9.

10. Будов В.М., Кирьянов В.А., Шемагин И.А. Неустойчивость при пленочной конденсации на поверхности цилиндра. Изв. АН СССР. Энергетика и транспорт, 1984, № 6.

11. Будов В.М., Кирьянов В.А., Шемагин И.А. Теплоотдача на ламинарно-волновом участке конденсации неподвижного пара. Инженерно-физический журнал, 1987, т. 52, № 6.

12. Тепловой и гидравлический расчет теплообменного оборудования АЭС. РД 24.035.05-89. Л.: НПО ЦКТИ.

13. Будов В.М., Шемагин И.А. Волновые характеристики межфазной поверхности при конденсации пара на горизонтальном цилиндре. Изв. СО АН СССР, Серия технических наук, 1988, вып. 2.

14. Будов В.М., Кирьянов В.А., Шемагин И.А. О неустойчивости при конденсации движущегося пара. Изв. АН СССР. Энергетика и транспорт, 1984, № 5.

15. Гогонин И.И., Дорохов А.Р., Сосунов В.И. Теплоотдача при конденсации неподвижного пара на пучке гладких горизонтальных труб. Теплоэнергетика, 1977, № 4.

16. Гогонин И.И., Сосунов В.И., Лазарев С.И., Кабов О.А. Исследование теплообмена при конденсации неподвижного пара на пакетах горизонтальных труб разного диаметра. Теплоэнергетика, 1983, № 3.

17. Кутателадзе С.С., Гогонин И.И., Дорохов А.Р., Сосунов В.И. Пленочная конденсация движущегося пара на пучке гладких горизонтальных труб. Теплоэнергетика, 1979, № 5.

18. Гогонин И.И., Сосунов В.И., Лазарев С.И., Кабов О.А. Теплообмен при конденсации неподвижного пара на пакетах горизонтальных труб различной геометрии. Теплоэнергетика, 1982, № 3.

19. Уголева И.Р., Гордон Б.Г., Григорьев А.С. Тепло- и массообмен движущейся паровоздушной смеси с каплями воды. Теплоэнергетика, 1989, № 6.

20. Уголева И.Р., Гордон Б.Г., Григорьев А.С. Обобщение опытных данных по тепло- и массообмену движущейся паровоздушной смеси с каплями воды. Теплоэнергетика, 1989, № 7.

21. Сергеев В.В. Закризисный теплообмен в элементах ЯЭУ. Обнинск. 2004.

22. Сергеев В.В. Верификация модели закризисного теплообмена для дисперсного режима течения // Труды 3-й Российской нац. конф. по теплообмену. М.: Изд-во МЭИ. 2002. Т. 4

23. Сергеев В.В., Гальченко Э.Ф., Ремизов О.В. Инженерный расчет теплообмена в закризисной зоне кольцевых каналов / Физикоэнергетический институт: Препринт ФЭИ-1649. Обнинск. 1985.

24. Миропольский З.Л. Теплоотдача к перегретому пару с подводом и отводом тепла // Теплоэнергетика. 1975, № 3.

25. РТМ 24.031.05-72. Методика и зависимости для теоретического расчета теплообмена и гидравлического сопротивления теплообменного оборудования АЭС. М.: 1974.

26. Гидродинамика и теплообмен в атомных энергетических установках / В.И. Субботин. и др. М.: Атомиздат. 1975.

27. Исаченко В.П., Осипова В.А., Сукомел А.С. Теплопередача. М.: Энергоиздат. 1981.

28. Сергеев В.В., Гонин А.И., Ремизов О.В. Закризисный теплообмен в каналах с дистанционирующими элементами // Атомная энергия. 1990. Т. 68, вып. 6.

29. Яо, Хохрейтер, Лич. Интенсификация теплообмена в стержневых сборках вблизи дистанционирующих решеток // Теплопередача. 1982. Т. 107, № 1.

30. Ремизов О.В. Исследование температурных условий работы парогенерирующей поверхности при кризисе теплоотдачи // Теплоэнергетика. 1978. № 2.

31. Ефанов А.Д., Кириллов П.Л., Смогалев И.П., Ивашкевич А.А., Виноградов В.Н., Сергеев В.В. Скелетная таблица для коэффициента теплоотдачи в закризисной области при течении воды в тубе (версия 1997 г.) // Труды международной конференции «Теплофизические аспекты безопасности ВВЭР». Теплофизика-98. Обнинск: ФЭИ, 1998. Т. 1.

32. Бобков В.П., Виноградов В.Н., Кириллов П.Л., Смогалев И.П. Базовый Центр теплофизических данных Минатома Российской Федерации. // Атомная энергия. 1996. Т. 80, вып. 5.

33. Сергеев В.В. Расчет теплообмена в закризисной зоне вертикальных цилиндрических каналов / Физико-энергетический институт: Препринт ФЭИ-1836. Обнинск. 1987.

34. Leung L.K.H., Hammouda N., Groeneveld D.C. A look-up table for film-boiling heat transfer coefficients in tubes with upward flow. // 8th Int. Topical Meeting on Nuclear Reactor Thermal-Hydraulics. NURETH-8. Kyoto. 1997. V.2.

35. Groeneveld D.C., Leung L.K.H., Kirillov P.L., Bobkov V.P., Smogalev I.P., Vinogradov V.N., Huang X.C., Rover E. The 1995 Look-up Table for Critical Heat Flux in Tubes. // Nuclear Engineering and Design. 1996. V.163. N1.

3.2.3. ТЕПЛООБМЕН ПРИ ТУРБУЛЕНТНОМ ТЕЧЕНИИ
ГАЗОЖИДКОСТНОЙ СМЕСИ В ТРУБАХ

Эксперименты показали, что при течении газожидкостной смеси в трубах коэффициенты теплоотдачи имеют более высокие значения, чем при течении однофазной среды. Возрастание коэффициентов теплоотдачи сопровождается уплощением полей температуры, указывающим на изменение турбулентных свойств потока. Замечено, что коэффициенты теплоотдачи возрастают более интенсивно в области небольших объемных газосодержаний (φ ≤ 10 %), уменьшаются при возрастании расхода теплоносителя. Кроме того, эффект повышения теплоотдачи зависит от направления потока и диаметра трубы.

Средний коэффициент теплоотдачи при течении газожидкостной смеси в круглых гладких трубах рассчитывается [1]:

■ при φ < 10 % по формуле:

(3.2.3.1)

где f(Re) = 3,3 + 78,2(·10-4)-1,75;

■ при φ > 10 % по формуле:

(3.2.3.2)

где A = - 0,13 + 10,5(·10-4)-1,8;

В = 8,0 + 0,08(·10-4)1,7.

В формулах ,  - числа Нуссельта при наличии и отсутствии газовой фазы в потоке; критерии , , Re, Рr рассчитываются по параметрам однофазного потока;

β - объемное расходное газосодержание, доли единицы при расчетах;

Vг, Vж - объемы, занимаемые газом и жидкостью;

dвн - внутренний диаметр трубы, м.

Пределы применимости формулы (2.3.1):

Re = 104 ÷ 3,6·104 - для восходящего течения воды;

Re = 1,5·104 ÷ 3,6·104 - для нисходящего течения воды

dвн = 21,96 ÷ 50,0 мм.

Погрешность σ расчета  составляет 6 %.

Пределы применимости формулы (2.3.2.):

Re = 104 ÷ 3 104 - для восходящего течения воды;

dвн = 21,96 ÷ 50 мм.

Погрешность σ расчета  составляет 8 %.

Эффективный коэффициент турбулентного переноса тепла при течении газожидкостной смеси рассчитывается на основе принципа суперпозиции по формуле [2]:

аэф = ам + ат + аг,

(3.2.3.3)

где ам - коэффициент турбулентного переноса тепла за счет молекулярной температуропроводности;

ат - за счет турбулентной температуропроводности;

аг - коэффициент турбулентного переноса тепла за счет дополнительной турбулизации потока газовой фазой;

(3.2.3.4)

 

 

 

 

n = 4,5 + 1,5exp(-0,07Pr);

 - локальная относительная скорость теплоносителя;

r - текущий радиус трубы, м.

Коэффициенты турбулентного переноса тепла за счет дополнительной турбулизации потока газовой фазой рассчитываются [1, 2]:

■ при φ < 10 % по формуле:

(3.2.3.5)

где A(Re) = 2,9 + 62,0exp(0,7Re·10-4);

пределы применимости формулы:

Re = 104 ÷ 3,6·104 - при восходящем течении воды;

Re = 1,5·104 ÷ 3,6·104 - при нисходящем течении воды;

dвн = 21,96 ÷ 50,0 мм.

Погрешность σ расчета аг составляет 4 % для описания средней теплоотдачи и 20 % для описания температурных полей;

■ при φ > 0,10 % по формуле:

(3.2.3.6)

где A(Re) = 5,6 + 162,0exp(-0,63Re·10-4).

Пределы применимости формулы:

Re = 104 ÷ 3·104 - при восходящем течении воды;

Re = 5,5·104 ÷ 12·104 - при восходящем течении ртути;

d = 21,96 ÷ 50,0 мм.

Погрешность σ расчета аг составляет 6 % для описания средней теплоотдачи и 15 % для описания температурных полей.

Список литературы к разделу 3.2.3

1. Козина Н.В., Бобков В.П. О влиянии газовых пузырей на теплообмен в каналах. - Препринт ФЭИ-1991, Обнинск, 1989.

2. Бобков В.П., Ибрагимов М.Х., Субботин В.И. Расчет коэффициента турбулентного переноса тепла при течении жидкости в трубе. - Атомная энергия, 1968, т. 24, вып. 5.

3.3. РАСЧЕТ КРИТИЧЕСКОГО ТЕПЛОВОГО ПОТОКА ПРИ КИПЕНИИ
ВОДЫ В КАНАЛАХ ЯДЕРНЫХ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ УСТАНОВОК

Под кризисом теплоотдачи при кипении понимается (КТП) достаточно резкое снижение интенсивности теплообмена при повышении плотности теплового потока вследствие изменения механизма переноса тепла от стенки. Это явление обычно связывают с изменением структуры пристенного слоя при достижении определенных критических условий. При этом происходит уменьшение контакта жидкости со стенкой, что и вызывает резкий рост температуры обогреваемой поверхности.

Характер движения жидкости и интенсивность теплоотдачи при кипении в большом объеме определяются, в основном, свойствами кипящей жидкости и плотностью теплового потока или температурой поверхности. Возникновение кризиса теплоотдачи в этом случае связывается с переходом пузырькового кипения в пленочное.

При вынужденном движении жидкости, недогретой до температуры насыщения, или парожидкостной смеси с небольшим паросодержанием, поверхность нагрева перегревается вследствие недостаточного поступления к ней жидкости, оттесняемой образующимся паром.

При положительных паросодержаниях смеси, начиная с X ≈ 0,05, наступает дисперсно-кольцевой режим течения (в ядре потока течет пар с каплями жидкости, а по стенке - пленка жидкости). В этом случае возникновение кризиса теплоотдачи связывается с высыханием или срывом пристенной пленки жидкости и образованием сухой поверхности.

Кризис теплоотдачи при течении кипящей воды в каналах является сложнейшим процессом, обусловленным большим количеством определяющих параметров. Этим объясняется возникновение большого количества предложенных многими авторами эмпирических и полуэмпирических подходов, которые позволили дать рекомендации к расчету КТП лишь в узких областях параметров. Очевидно, что использование подходов, основанных на фундаментальных уравнениях [1], в случае их реализации, было бы наиболее оправданным, предпочтительным и вызывало бы максимальное доверие. Но пока нет надежды на их реализацию. В связи с этим исследователи вынуждены основывать свои разработки и рекомендации на полуэмпирических методах, используя массивы экспериментальных данных, накопленных в различных научных центрах. Наиболее представительным является массив данных по КТП, имеющийся в Отраслевом базовом Центре теплофизических данных Физико-энергетического института [2].

На примере описания КТП в круглых трубах можно убедиться [3], что вполне удобной формой обобщения данных по КТП является их табличное представление. Такая форма позволяет избавиться от основных недостатков традиционного аналитического описания КТП: узкий диапазон режимных и геометрических параметров, сложность перехода от одних расчетных соотношений к другим с учетом необходимости сшивки на границах, необходимость вычисления теплофизических свойств теплоносителя и др. Табличное описание КТП, названное в России «методом скелетной таблицы», а в зарубежной литературе - «Look-Up Table», сейчас превратилось в надежный универсальный метод расчета КТП. Преимущества табличного описания КТП следующие: широкий диапазон определяющих параметров, отсутствие сшивок и скачков описания, наглядность представления. Именно широкий диапазон режимных и геометрических параметров позволяет использовать табличный метод в рамках единого подхода для описания КТП как в номинальных, так и в переходных и аварийных режимах работы ЯЭУ.

Более сложной проблемой является описание КТП при неравномерном аксиальном и/или радиальном тепловыделении. Случай неравномерного радиального тепловыделения в пучках твэлов требует привлечения методов поячеечного расчета и в данном Руководстве не рассматривается.

При проведении опытов с неравномерным аксиальным обогревом появляются дополнительные источники погрешностей, которые следует рассматривать как абсолютно объективные.

1) Основной дополнительный источник погрешностей связан с определением координаты кризиса. Локализация кризиса теплообмена определяется скачком (подъемом) температуры, зафиксированным термопарами в одном из сечений. В связи с этим координата кризиса и, следовательно, значение критического теплового потока определяются с неопределенностью, зависящей от расстояния между термопарами и от локального градиента теплового потока. Эта неопределенность не имеет статистической природы.

2) На погрешность в значениях параметров кризиса в пучках твэлов влияет и взаиморасположение термопар и дистанционирующих решеток.

3) Особенно велика погрешность в экспериментальном определении критического теплового потока вблизи выходного конца рабочего участка, где толщина стенки трубок максимальна, а сам тепловой поток минимален. Здесь же максимальны растечки тепла и концевые эффекты (токоподводы) и минимальна чувствительность термопар к изменению температуры теплоотдающей поверхности (относительно велик перепад температуры в стенке).

Для описания КТП при неравномерном аксиальном тепловыделении часто используется метод формфактора. В литературе имеется достаточно много формул для определения формфактора (см. [4]). Как правило, все они не являются универсальными, т.к. получены эмпирическим или полуэмпирическим способом и используются как поправки к вполне определенным формулам и методикам для равномерного обогрева. Очевидно, что результаты использования этих формфакторов жестко связаны с использованием исходных формул или методик для определения qкр при равномерном обогреве. Более того, сам способ получения этих поправок подразумевает, что они пригодны для описания конкретного набора данных, на котором они получены. Их использование для иных наборов данных требует дополнительного обоснования и проверки.

Для пучков твэлов геометрии ВВЭР можно упомянуть два метода описания КТП при неравномерном аксиальном тепловыделении [5 - 8]. В первом из них [5, 6] используется эмпирический формфактор и корреляция ОКБ «Гидропресс» для описания КТП при равномерном аксиальном обогреве. Во втором [7] - эмпирический формфактор и скелетная таблица для треугольных пучков твэлов [8].

Также можно рассчитать критическую мощность пучка твэлов с неравномерным аксиальным обогревом, если использовать давно отмеченный [9 - 15] экспериментальный факт: полная мощность канала (труба, пучок стержней) с плавным профилем тепловыделения по длине (L > 2 м) с точностью около 10 % совпадает с критической мощностью такого же канала с равномерным обогревом при близких значениях режимных параметров (Р, G, Хвх).

Следует признать, что для выбора надежного общепризнанного метода описания КТП при неравномерном аксиальном тепловыделении следует провести дополнительную работу. При этом нужно, во-первых, сделать выбор из двух методов описания (по полной мощности или по локальному потоку), во-вторых, построить и верифицировать саму методику.

При разработке методов описания и определении ошибок описания в качестве методов анализа используются два подхода:

1) по входным параметрам,

2) по локальным параметрам в месте кризиса.

Оцененные по этим двум методам погрешности различаются в 1,5 - 3,5 раза в зависимости от области режимных параметров. Погрешность по локальным параметрам много больше. Каждый из этих методов обработки имеет свои преимущества и недостатки. Поэтому в данной работе использовались и представлены оба метода обобщения. Таблицы для КТП и все поправочные функции даны для выходных (локальных) параметров. Результаты оценки точности даются по обоим методам.

3.3.1. КРИТИЧЕСКИЕ ТЕПЛОВЫЕ ПОТОКИ В БОЛЬШОМ ОБЪЕМЕ

При кипении жидкости с увеличением плотности теплового потока на стенке (температурного напора) число центров парообразования и частота отрыва паровых пузырей растут. Вместо одиночных пузырей от поверхности нагрева движутся струи пара, а между ними навстречу жидкость. Образующийся пар затрудняет доступ жидкости к поверхности нагрева. При критической плотности теплового потока устойчивость встречных потоков пара и жидкости нарушается, что ведет к нарушению структуры пристенного слоя, уменьшению времени и поверхности контакта между жидкостью и стенкой. Это приводит к резкому снижению коэффициента теплоотдачи, повышению температуры поверхности нагрева.

Критическая плотность теплового потока при кипении жидкости в большом объеме (горизонтальная плоская поверхность, обращенная вверх) при температуре насыщения рассчитывается по формуле [4]:

(3.3.1.1)

Таблица 3.3.1

Значения С и соотношения для k

Авторы

С

K

Кутателадзе С.С. [16]

0,16

1

Зубер и др. [17]

π/24

[ρ'/(ρ" - ρ')]0,5

Боришанский В.М. [18]

1

0,13 + 4[{g(μ'2)(ρ' - ρ")0,5}/(ρ'σ1,5)]

Чанг и Снайдер [19]

0,145

[(ρ' + ρ")/ρ']0,5

Маленков И.Г. [20]

1

30M2/3, М = (ρ'/ρ")0,5[gσ/(ρ' - ρ")0,25

Мойссис и Беренсон [21]

0,18

[(ρ' + ρ")/(ρ'ρ")0,5][1 + 2(ρ"/ρ')0,5 + (ρ"/ρ')](1/ρ"0,5)

Пределы применимости формулы: Р = 0,1 ÷ Pкр МПа.

Погрешность Δ расчета qкр не превышает ±10 %.

Критическая плотность теплового потока при кипении в большом объеме жидкости, температура которой вдали от поверхности нагрева меньше температуры насыщения, рассчитывается по формуле:

(3.3.1.2)

где Hi - энтальпия воды на линии насыщения, Дж/кг;

Н - энтальпия недогретой до температуры насыщения воды, Дж/кг;

Qо рассчитывается по формуле (3.3.1.1).

Пределы применимости формулы: горизонтальные поверхности;

Р/Ркр < 0,50; (Hi - H)/R < 0,60.

Погрешность Δ расчета Qкр составляет ±10 %.

3.3.2. КРИТИЧЕСКИЕ ТЕПЛОВЫЕ ПОТОКИ ПРИ ТЕЧЕНИИ
В КРУГЛЫХ ТРУБАХ

По установившимся представлениям кризис теплоотдачи при кипении воды в трубах вызывается уменьшением контакта жидкости с поверхностью нагрева. Кризис теплоотдачи возникает в результате двух основных процессов.

1. Гидродинамическое и тепловое разрушение пристенного парожидкостного слоя и образование паровой пленки. Это характерно для недогретой до температуры насыщения жидкости или малого паросодержания;

2. Испарение (высыхание) пленки жидкости, текущей вдоль теплоотдающей поверхности (дисперсно-кольцевой режим течения). Высыхание пленки жидкости связано с процессами испарения, механического уноса жидкости и недостаточного выпадения капель из парожидкостного ядра потока на стенку.

Эти два вида кризиса теплоотдачи получили название кризисов теплоотдачи 1-го и 2-го рода.

При больших паросодержаниях, соответствующих дисперсному режиму течения, тепло от стенки трубы отводится выпадающими на нее каплями жидкости. Возникновение кризиса теплоотдачи в этом режиме связывается с недостаточным орошением стенки каплями жидкости (кризис орошения).

Механизмы кризиса теплоотдачи в трубах в значительной мере определяется режимами течения двухфазной смеси, недогревом жидкости до температуры насыщения и плотностью теплового потока. Между всеми механизмами кризиса теплоотдачи, по-видимому, отсутствуют резкие границы и существуют области одновременного влияния двух и более механизмов. В связи с этим интерпретация опытных данных и форма описания их эмпирическими уравнениями вызывают значительные трудности. Традиционным является представление опытных данных в координатах Qкр(Xкр) или Nкр(Xвх). При разных G, dh, Р, X наблюдаются три вида зависимостей

Кризис теплоотдачи при дисперсно-кольцевом режиме течения двухфазного потока связан с истощением пристенной пленки жидкости и переходом в дисперсную структуру потока. Когда истощение пристенной пленки жидкости происходит в условиях отсутствия ее подпитки каплями из ядра потока, кризис теплоотдачи, согласно Дорощуку В.Е. [22], характеризуется величиной так называемого граничного паросодержания, соответствующего началу резкого увеличения наклона зависимости КТП от потока. Почти вертикальные зависимости КТП от паросодержания на выходе наблюдаются в трубах при G ≈ 500 ÷ 2000 кг/м2·с и Р = 5 ÷ 15 МПа. Значения граничного паросодержания для трубы с внутренним диаметром 8 мм приведены в таблице 3.2.

Значение граничного паросодержания также может быть определено по формуле [23, 24]:

(3.3.2.1)

где We = dh(G)2/(σρ') - число Вебера, определенное по внутреннему диаметру трубы.

Таблица 3.3.2

Значения граничного паросодержания для трубы с внутренним
диаметром 8 мм [4]

Р,

МПа

Массовая скорость G, кг/м2·с

350

500

700

1000

1500

2000

5

0,95 ± 0,02

0,91 ± 0,04

0,78 ± 0,05

0,65 ± 0,03

 

 

7

0,95 ± 0,02

0,92 ± 0,05

0,85 ± 0,03

0,69 ± 0,03

 

 

10

0,89 ± 0,09

0,81 ± 0,05

0,67 ± 0,09

0,54 ± 0,09

0,40 ± 0,04

0,39 ± 0,05

12

0,83 ± 0,06

0,62 ± 0,03

0,51 ± 0,03

0,41 ± 0,06

0,35 ± 0,04

0,32 ± 0,03

14

0,70 ± 0,10

0,59 ± 0,07

0,49 ± 0,06

0,40 ± 0,06

0,32 ± 0,06

0,28 ± 0,05

16

0,63 ± 0,03

0,56 ± 0,04

0,49 ± 0,04

0,39 ± 0,06

0,30 ± 0,06

0,26 ± 0,04

Пределы применимости формулы: 2,4 ≤ Р ≤ 17,7 МПа;

55 G ≤ 5000 кг/(м2·с); L > 1 м; dh = 3,84 ÷ 32,2 мм; Хвх < 0;

1 > Xкр ≥ 0,05.

Среднеквадратичная погрешность формулы 11,8 %.

Интенсивность выпадения капель (орошение) из ядра потока увеличивается с ростом массовой скорости и давления. При Р > 16 МПа и G > 2500 кг/м2·с интенсивность орошения является основным фактором, определяющим отвод тепла от стенки и ее температурный режим.

3.3.2.1. КРИТИЧЕСКИЕ ТЕПЛОВЫЕ ПОТОКИ ПРИ КИПЕНИИ ВОДЫ
В ТРУБАХ С РАВНОМЕРНЫМ ТЕПЛОВЫДЕЛЕНИЕМ ПО ДЛИНЕ

В разделе представлены: табличный метод расчета критических тепловых потоков и традиционный аналитический метод расчета.

3.3.2.1.1. Табличный метод расчета КТП в трубах

Величину критической плотности теплового потока для гладкой, достаточно длинной (при Lh/dh ≥ 300), трубы диаметром 8 мм при равномерном энерговыделении рекомендуется определять по таблице 1 Приложения (международная версия) [3]. Для получения КТП в трубе диаметром 8 мм используются следующие параметры в месте кризиса (при равномерном энерговыделении - на выходе из трубы): давление, массовая скорость и балансное паросодержание. Если параметры не совпадают с параметрами узлов таблицы, следует использовать метод трехмерной линейной интерполяции.

Для получения КТП в трубе другого диаметра (от 2 мм до 40 мм) необходимо ввести поправку на величину диаметра F(dh):

Qdh = Q8F(dh) = Q8(8/dh)(1/3).

(3.3.2.2)

Поправка на относительное расстояние от места кризиса до входа (отношение расстояния от места кризиса до входа Zh к диаметру трубы) имеет вид:

F(zh/dh) = 1 + 0,4exp(-0,02Zh/dh) для Zh/dh ≥ 40.

(3.3.2.3)

Расчет критической мощности трубчатого твэла с обогреваемой длиной можно произвести по формуле:

N = QπdоLh.

(3.3.2.4)

Относительную энтальпию на входе в обогреваемую зону вычисляют по формуле:

Хвх = X - 4N/(Gπdо2R).

(3.3.2.5)

Погрешности Δ и σ описания данных по локальным параметрам 2 - 3 % и 16 %, по входным параметрам - не более 1 - 2 % и не более 8 %. Эти погрешности относятся к областям параметров, обеспеченным экспериментальными данными и обозначенным в таблице 3.3.1 полужирным шрифтом.


3.3.2.1.2. Расчетный метод НИКИЭТ

Критическая плотность теплового потока при кипении воды в трубах в соответствии с характером зависимостей Qкр(Xкр) рассчитывается по соотношениям [25, 26]:

а) при ХХ0 по формуле:

(3.3.2.6)

где Q0 = 0,18R(ρ")0,50[σg(ρ' - ρ")]0,25[(v"/v')0,50 - 1];

б) при Xкр = Х0 ÷ Х1 по формуле:

Q = Qкр{exp - [0,2[d/ρ'σ]0,333G0,667[Xжт - X0]]}-1,

(3.3.2.7)

где

в) при Xкр > X1 по формуле:

(3.3.2.8)

При G = const и P = const критическая плотность теплового потока рассчитывается по приведенным формулам до взаимного пересечения кривых Qкр(Xкр). Область над кривыми Qкр(Xкр) характеризуется как кризисная.

Если результаты расчетов критической плотности теплового потока по формуле (3.3.2.8) окажутся выше, чем по формуле (3.3.2.7), то при Xкр > X1 для данного режима:

(3.3.2.9)

где Qкр рассчитывается по формуле (3.3.2.8).


В формулах (3.3.2.6 - 3.3.2.9) dh в [м]; g в [м/с2]; Н в [Дж/кг];

R в [Дж/кг]; G в [кг/м2·с]; Q в [Вт/м2]; v в [м2/с]; ρ в [кг/м3]; σ в [Н/м]; μ в [Па·с].

Пределы применимости формул (3.3.2.6 - 3.3.2.9): Р = 4 ÷ 18 МПа;

G = 500 ÷ 7500 кг/м2·с; Lh = 0,5 ÷ 6 м; dh = 4 ÷ 16 мм.

Погрешность σ расчета Qкр по входным параметрам, указанная авторами и полученная на ограниченном массиве данных, составляет 8 %.

3.3.3. КРИТИЧЕСКИЙ ТЕПЛОВОЙ ПОТОК В КОЛЬЦЕВЫХ КАНАЛАХ
С РАВНОМЕРНЫМ ЭНЕРГОВЫДЕЛЕНИЕМ ПО ДЛИНЕ

В разделе представлены два метода определения КТП в кольцевых каналах: первый - на основе скелетной таблицы для КТП в кольцевых каналах, второй - на основе эмпирических расчетных соотношений.

Значения граничного паросодержания в кольцевых каналах определяются по формуле [24, 27]:

(3.3.3.1)

где We = dэ(G)2/(σρ') - число Вебера, определенное по эквивалентному диаметру кольцевого канала dэ = dтПго. Здесь Пг и По, соответственно, - смоченный и обогреваемый периметры канала, dт = 4Sо - эквивалентный тепловой диаметр, S - проходное сечение канала.

Пределы применимости формулы: 3,4 ≤ Р ≤ 16,7 МПа;

350 ≤ G ≤ 4500 кг/м2с; L > 1 м; dэ = 14,06 ÷ 151,65 мм;

Хвх < 0; 1 > Xкр ≥ 0,05.

Среднеквадратичная погрешность формулы около 10 %.

3.3.3.1. РАСЧЕТ КТП В КОЛЬЦЕВЫХ КАНАЛАХ ПО СКЕЛЕТНОЙ ТАБЛИЦЕ

Имеющаяся методика описания КТП в одиночных каналах различного поперечного сечения [28] позволила сформировать таблицу для численного описания КТП в кольцевых каналах [29] (Приложение, таблица 2). На основе экспериментальных данных [30] получена базовая таблица, позволяющая рассчитывать КТП в различных кольцевых каналах. С целью соблюдения традиции таблица для кольцевых каналов была сформирована для теплового диаметра, равного 8 мм и соотношением диаметров d1/d2 = 1 (плоская щель как предельный случай кольцевого канала).

3.3.3.1.1. Концентричные кольцевые каналы, односторонний обогрев

В качестве исходных данных нужно иметь Р, G, Хвых, d1, d2, lh.

Необходимые геометрические параметры находим по соотношениям:

для внутреннего обогрева:

dh1 = (d22 - d12)/d1;

Со1 = (d2 - d1)/d1;

для наружного обогрева:

dh2 = (d22 - d12)/d2;

Со2 = (d2 - d1)/d2.

Определяется КТП по соотношению:

Q = Qt(P, G, Xо, dh)F(dh)F(lh),

(3.3.3.2)

где Хо1 = Х - 0,05Со12; Хо2 = Х + 0,05Со22;

F(dh) = (dh/8)(-1/3) при dh ≤ 16;

F(dh) = (16/8)(-1/3) при dh > 16;

F(lh) = 1 + 0,4exp(-0,02lh/dh).

3.3.3.1.2. Концентричные кольцевые каналы, двусторонний обогрев

В качестве исходных данных нужно иметь Р, G, Хвых, d1, d2, lh, Q1, Q2.

Определяем диаметр - границу охлаждающих слоев по соотношению:

dо2 = [Q1d1(d22) + Q2d2(d12)]/(Q1d1 + Q2d2),

(3.3.3.3)

где для каждой поверхности из определения имеем:

для внутренней стенки:

dh1 = (dо2 - d12)/d1;

Со1 = (dо - d1)/d1;

для наружной стенки:

dh2 = (d22 - dо2)/d2;

Со2 = (dо - d2)/d2.

Хо1, Хо2 - определяются по формулам предыдущего раздела.

Определяется КТП по соотношению:

Q = Qtab(P, G, Хо, dh)F(dh)F(lh);

(3.3.3.4)

F(dh) = (dh/8)(-1/3) при dh ≤ 16;

F(dh) = (16/8)(-1/3) при dh > 16,2;

F(lh) = 1 + 0,4exp(-0,02lh/dh).

В результате имеем две величины КТП, соответственно, для двух поверхностей. Сравнение с заданными величинами тепловых потоков на обеих поверхностях покажет близость к кризису на обеих поверхностях.

3.3.3.1.3. Эксцентричные каналы, односторонний обогрев

В качестве исходных данных нужно иметь Р, G, Хвых, d1, d2, lh и е -эксцентриситет. Необходимые геометрические параметры находим по соотношениям:

для внутреннего обогрева:

dh1 = (d22 - d12)/d1;

Yo1 = (d2 - d1 - e)/(d2 - d1);

Cо1 = (d2 - d1)/d1;

Lо1 = (πd1)/(d2 - d1);

для наружного обогрева:

dh2 = (d22 - d12)/d2;

Yo2 = (d2 - d1 - e)/(d2 - d1);

Cо2 = (d2 - d1)/d2;

Lо2 = (πd2)/(d2 - d1);

Для обеих поверхностей находим параметры:

п = 0,5 + 0,0015(G)(Co)2;

А = K1K2K3K4K5;

K1 = K(Lо) = 1,15[1 - exp(-Lо/8,5)];

K2 = K(G,Cо) = Gα;

α = (- 0,37|Со|0,5);

K3 = K(Lmm, Со) = (Lmm)β;

β = (0,29|Со|0,33);

K 4 = K(Х) = 1 - 0,3Х;

K5 = K(Еk) = 0,5.

Определяется КТП по соотношению:

Q = Qtab(P, G, Хо, dh)F(Yо, Cо, Lо, Еk)F(dh)F(lh),

(3.3.3.5)

где F(Yо, Cо, Lо, Еk) = [1 - А(1 - Yо)n];

F(dh) = (dh/8)(-1/3) при dh ≤ 16;

F(dh) = (16/8)(-1/3) при dh > 16;

F(lh) = 1 + 0,4exp(-0,02lh/dh).

Xо1, Xо2 - по формулам предыдущего раздела.

3.3.3.1.4. Эксцентричные каналы, двусторонний обогрев

В качестве исходных данных имеем: Q1, Q2, Р, G, Хвых, d1, d2, lh, е - эксцентриситет.

Определяем диаметр окружности - границу нулевого обмена:

dо2 = [Q1d1(d22) + Q2d2(d12)]/(Q1d1 + Q2d2).

(3.3.3.6)

Xо1, Xо2 - находим по формулам предыдущего раздела.

Необходимые геометрические параметры находим по соотношениям:

для внутреннего обогрева:

dh1 = (d22 - d12)/d1;

Yo1 = (d2 - d1 - e)/(d2 - d1);

Cо1 = (d2 - d1)/d1;

Lо1 = (πd1)/(d2 - d1);

для наружного обогрева:

dh2 = (d22 - d12)/d2;

Yo2 = (d2 - d1 - e)/(d2 - d1);

Cо2 = (d2 - d1)/d2;

Lо2 = (πd2)/(d2 - d1);

Для обеих поверхностей находим параметры:

п = 0,5 + 0,0015(G)(C)2;

А = K1K2K3K4K5;

K1 = K(Lо) = 1,15[1 - exp(-Lо/8,5)];

K2 = K(G,Cо) = Gα;

α = (-0,37|Со|0,5);

K3 = K(Lmm, Со) = (Lmm)β;

β = (0,29|Со|0,33);

K4 = K(Х) = 1 - 0,3Х;

K5 = K(Еk) = 0,5.

Определяем КТП по соотношению:

Q = Qtab(P, G, Хо, dh)F(Yо, Cо, Lо, Еk)F(dh)F(lh),

(3.3.3.7)

где F(Yо, Cо, Lо, Еk) = [1 - А(1 - Yо)n];

F(dh) = (dh/8)(-1/3) при dh ≤ 16;

F(dh) = (16/8)(-1/3) при dh > 16;

F(lh) = 1 + 0,4exp(-0,02lh/dh).

В результате имеем две величины КТП для двух поверхностей. Сравнение с заданными величинами тепловых потоков на обеих поверхностях покажет близость к кризису на обеих поверхностях.

О погрешностях табличного метода

В таблице 2 Приложения выделены области параметров, которые обеспечены экспериментальными данными. Эти области узкие, особенно, при малых давлениях. Поэтому требуется проверка данных таблицы в областях, полученных экстраполяцией по определенной методике.

Табличный метод был проверен на экспериментальных данных для концентрических каналов [30]:

■ для внутреннего обогрева: число точек - 5564, тепловой диаметр от 6 мм до 96 мм, длина lh > 0,04 м. Среднее отклонение экспериментов от расчетов по таблице по входным параметрам не более 3 %, среднеквадратичный разброс не более 17 %;

■ для наружного обогрева: число точек - 2271, тепловой диаметр от 3,84 мм до 22 мм, L от 0,5 до 1,5 м; средняя ошибка 1 %, среднеквадратичная ошибка 9 % по входным параметрам.

Максимальный диапазон применимости метода:

■ давление от 0,1 до 20 МПа,

■ массовая скорость от 50 до 6000 кг/м2·с,

■ балансное паросодержание от -0,5 до 0,9,

■ тепловой диаметр от 3,8 до 97 мм,

■ обогреваемая длина от 0,04 до 2,8 м,

■ соотношение радиусов от 0 до 1 для наружного обогрева и от 0,3 до 1 для внутреннего обогрева.

Для концентрических каналов с двусторонним обогревом и для эксцентрических каналов данных для надежного определения погрешности метода недостаточно, поэтому приведенные выше алгоритмы расчета для этих случаев следует считать как оценочные.

3.3.3.2 ЭМПИРИЧЕСКАЯ МЕТОДИКА

Данная методика для одностороннего обогрева разработана Судницыным О.А. [29] на основе экспериментальных данных для гладких кольцевых каналов с односторонним, внутренним или наружным, обогревами (в количестве 2906 опытных точек, находящихся в банке ФЭИ [30]). Она создавалась в 70-х годах, усовершенствована в 80-х годах и применима в относительно узком диапазоне параметров и геометрических размеров (см. ниже). Система зависимостей для КТП имеет вид:

Qкк = K1gm[KXgmX - X]KdKL;

(3.3.3.8)

K1 = а1р2 + a2p + а3; Kx = а7р2 + a8p + а9;

mх = a10p + а11; т = а4р2 + a5p + а6;

р = Р/Рcr - давление воды; g = G/1000; G - массовая скорость потока в кг/м2·с;

Kd = (0,007/dm)0,17(0,93 - 0,07dh/0,0175) - поправка на тепловой диаметр;

KL = 1 + 1,28ехр(-3,6Lh/Lбв) - поправка на длину обогрева Lh;

Lбв = 0,87 - 0,59Р.

В формулах данного раздела константы имеют различные значения в различных областях X:

для X < Xгр см. первую строчку таблицы 3.3.1;

для X > Xгр см. вторую строчку этой таблицы.

Здесь

Xгр = (0,75р2 - 1,275р + 0,7)g - 0,4.

(3.3.3.9)

Таблица 3.3.3.1

Значения коэффициентов аi

a1

a2

a3

a4

a5

a6

а7

a8

a9

a10

a11

0,17

-13,1

9,41

0

0

0,7

-0,97

1,0

0,47

0,41

-0,8

4,48

-16,5

12,9

-0,88

1,79

-0,20

0

0

0,6

0

-0,44

Приведенная здесь методика рекомендуется для давлений от 7 до 20 МПа, массовых скоростей от 250 до 3500 кг/м2·с, величин паросодержаний в месте кризиса от -1,1 до 0,5, обогреваемых диаметров от 0,004 до 0,045 м и обогреваемых длин от 0,1 до 1,5 м. При этом среднеквадратичный разброс данных по выходным параметрам не превышает 17 % при нулевом среднем отклонении, по входным параметрам - 10 %. Проверка методики на массиве данных в широком диапазоне параметров (Р > 70 атм, Х от -1,1 до 0,9, G от 150 до 6000 кг/м2·с) показала, что она описывает экспериментальные данные с погрешностями (по входным параметрам): при наружном обогреве (число точек 1721) - среднее отклонение 0 %, среднеквадратичный разброс - 10 %; для внутреннего обогрева (число точек 3094) - 4 и 15 %, соответственно.

3.3.4. КРИЗИС ТЕПЛООТДАЧИ ПРИ КИПЕНИИ ВОДЫ В СБОРКАХ
ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ТВЭЛОВ

Кризис теплоотдачи в стержневых сборках - явление более сложное, чем в одиночных каналах более простой формы, рассмотренных ранее. Сложность определяется не только формой сечения ячеек пучков, но и фактом взаимного влияния потоков в ячейках. Играют роль и периферийные каналы, и наличие необогреваемых поверхностей, и неравномерность обогрева по сечению и длине, и наличие дистанционирующих решеток, и тепловая развертка между периферийными и стандартными ячейками. Под стандартными ячейками понимается часть проходного сечения сборки, заключенная между соседними одинаково обогреваемыми стержнями.

В данном разделе приводятся как табличные методы расчета КТП в сборках, так и традиционные методы (на основе аналитических соотношений).

3.3.4.1. ТАБЛИЧНЫЙ МЕТОД РАСЧЕТА КТП В СБОРКАХ ТРЕУГОЛЬНОЙ
ГЕОМЕТРИИ ПРИ РАВНОМЕРНОМ ЭНЕРГОВЫДЕЛЕНИИ

В качестве основы для получения скелетной таблицы (Приложение, таблица 3) использованы данные, полученные на 47 сборках (5240 точек) в широком диапазоне режимных и геометрических параметров: давление - от 0,1 МПа до 20 МПа, массовая скорость - от 25 до 4960 кг/м2·с; балансное паросодержание - от -0,5 до 1,0; обогреваемая длина стержней - от 0,45 до 3,54 м; диаметр стержней - от 5 до 13,5 мм; тепловой диаметр ячеек - от 2,81 до 20,9 мм; относительный шаг стержней - от 1,16 до 1,52; количество стержней в сборках - 7 и 19. Степень «несбалансированности» использованных для анализа сборок (отношение тепловых диаметров dh/dh1) составляла от 0,42 до 0,93. Указаны крайние пределы, охватывающие все данные, полученные в разных областях параметров и включенные в базу данных ФЭИ.

3.3.4.1.1. Метод ФЭИ расчета КТП в сборках по осредненным
по сечению параметрам

Метод изложен в [31], там же приведена история создания серии скелетных таблиц. В этом случае в качестве исходных данных, кроме геометрии (длина, диаметры стержней, относительный шаг расположения стержней, количество стержней, конструкция обечайки, наличие или отсутствие направляющих стержней, расположение дистанционирующих решеток и их коэффициенты сопротивления) необходимо знать средние по сечению режимные параметры сборки в каждом сечении сборки: Р - давление, G -массовая скорость, X - балансное паросодержание в месте кризиса.

Согласно исходной геометрии (конструкции сборки) определяются (задаются или рассчитываются) все безразмерные и размерные геометрические определяющие параметры: dh/dh1, s/d, L/dh, Kf, Z/dh, где dh - тепловой диаметр внутренней ячейки сборки, dh1 - тепловой диаметр всего сечения сборки, s/d - относительный шаг стержней, L/dh - относительное расстояние от места кризиса до входа в сборку, Kf - коэффициент, учитывающий влияние дистанционирующей решетки, Z/dh - относительное расстояние от места кризиса до ближайшей дистанционирующей решетки в сторону входа.

КТП по табличному методу рассчитывается по соотношению:

Qкр = QтK1K2K3K4K5K6K7,

(3.3.4.1)

где Qт - критические тепловые потоки согласно таблице, которая дана для стандартной идеальной ячейки сборки со следующими параметрами: s/d = 1,4; dh = 9,36 мм, dh/dh1 = 1, L/dh > 300. Под стандартными ячейками подразумеваются ячейки между одинаковыми и одинаково обогреваемыми твэлами.

Еще раз следует подчеркнуть, что табличные значения Qт даны для локальных параметров ячеек сборок в отсутствии каких-либо влияний, т.е. при K1 = K2 = K3 = K4 = K5 = K6 = K7 = 1.

В формуле (3.3.4.1) содержится система поправок, учитывающих влияние различных значимых факторов. Эти факторы следующие:

■ поправка на величину теплового диаметра стандартной ячейки:

K1 = F(dh) = (dh/9,36)-1/3, где dh = d[1,103(s/d)2 - 1];

(3.3.4.2)

■ поправка на относительный шаг расположения стержней

K2 = F(s/d) = 0,82 - 0,7exp[-35(s/d - 1)] для s/d ≤ 1,1 (до 1,02);

(3.3.4.3)

K2 = F(s/d) = 0,2 + 0,57s/d для s/d > 1,1 (до 1,52);

■ поправка на влияние входных условий сборки (относительного расстояния от места кризиса до входа в сборку L, которая совпадает с длиной обогрева Lh при равномерном по длине энерговыделении):

K3 = F(L/dh) = 1,0 + 0,6exp(-0,01L/dh);

(3.3.4.4)

■ поправка на турбулизирующее влияние дистанционирующих или смесительных решеток:

K4 = F(Kf) = 1 + Aexp(-0,1Z/dh),

(3.3.4.5)

где А = 1,5Kf0,5(G/1000)0,2,

Kf - коэффициент местного сопротивления решетки (относится к сечению вдали от решетки);

Z - расстояние от места кризиса до ближайшей дистанционирующей решетки в сторону входа;

■ поправка на теплогидравлическую неравноценность экспериментальной сборки:

K5 = F(dh/dh1) = dh/dh1,

(3.3.4.6)

где dh1 - тепловой диаметр сечения сборки в целом.

3.3.4.1.2. Метод ФЭИ расчета локальных величин КТП при поканальном
анализе сборок

Табличный метод расчета КТП, разработанный в ФЭИ и представленный в [31] (таблица и необходимые поправочные функции), наиболее пригоден к расчёту КТП при поячеечном (поканальном) методе анализа.

Как известно, поячеечный теплогидравлический расчет сборки дает значения режимных параметров по длине в каждой ячейке проходного сечения сборки. Эти значения и используются для расчета КТП в ячейках сборки. Рекомендуется рассчитывать КТП по соотношению (3.3.4.1), но без поправки K5:

Q = QтK1K2K3K4,

(3.3.4.7)

где Qт - критические тепловые потоки согласно таблице, которая дана для «идеальной ячейки» сборки со следующими параметрами: s/d = 1,4; dh = 9,36 мм; dh/dh1 = 1; L/dh > 300. Под «идеальными ячейками» подразумеваются ячейки между одинаковыми по геометрии и одинаково обогреваемыми твэлами.

При поячеечном анализе возникает также проблема описания КТП и в ячейках, существенно отличающихся от «идеальных ячеек» сборки. В сборке могут оказаться ячейки около необогреваемой обечайки или около необогреваемых стержней (НК), или около стержней с другим энерговыделением, или в углу сборки, или ячейки другого размера и т.д.

В этих случаях КТП рассчитывается по нижеприведенной схеме.

1. По таблице определяем Qт по известным по ячейкам режимным параметрам, используя линейную или квадратичную интерполяцию.

2. Определяем K1 = (dh/9,36)-1/3 - поправочную функцию на величину теплового диаметра каждой ячейки. Обращаем внимание, что в качестве определяющего диаметра при расчете КТП в ячейках следует использовать тепловой диаметр ячейки (четыре площади проходного сечения ячейки S, поделенные на обогреваемый периметр ячейки Ро: dh = 4S/Pо).

3. Поправочная функция на относительный шаг K2 получена как для «идеальных ячеек». Для других ячеек в качестве относительного шага следует использовать величину (некий эквивалент относительного шага): s/d = 1 + δ/D, где δ - средняя величина минимального зазора между стержнями, D - средний диаметр ближайших тепловыделяющих стержней, ограничивающих данную ячейку.

Другие поправочные функции не требуют пояснения.

Области применения табличного метода

Метод используется для расчета КТП в треугольных пучках в следующих диапазонах параметров:

■ сборки с тепловыми диаметрами ячейки от 2,8 до 21 мм;

■ сборки с относительными шагами от 1,16 до 1,52;

■ в диапазоне давлений от 0,1 до 20 МПа;

■ в диапазоне массовых скоростей от 25 до 5000 кг/м2с;

■ в диапазоне локальных балансных паросодержаний от -0,5 до 1;

■ в диапазоне относительных длин от 40 до 350 и более.

Ошибки при использовании табличных методов для расчета КТП
в треугольных сборках

Метод описывает экспериментальные данные со среднеквадратичной погрешностью около 17 % по локальным параметрам (оценка по данным, полученным на 47 экспериментальных моделях, 5240 точек).

В таблице 3 Приложения обозначены выделенные жирным шрифтом области, обеспеченные экспериментальными данными. Упомянутая ранее погрешность описания относится именно к этим областям режимных параметров или к промежуточным областям параметров. В связи с наличием «белых пятен» использование расчетных результатов в таких областях требует должной осторожности. По мнению авторов, в таких областях использование данного метода, как и любого другого, целесообразно ограничить только стадией предварительных, оценочных расчетов.

3.3.4.2. МЕТОД РНЦ КИ РАСЧЕТА КТП

Метод РНЦ КИ предназначен для расчета КТП в треугольных и квадратных сборках. Основы метода были заложены В.С. Осмачкиным [32], в настоящее время метод реализован в виде следующих зависимостей [33, 34]:

(3.3.4.8)

где qcr(z) - критический тепловой поток для «горячего» твэла, Вт/м2;

f1 = rp'[g(ga')1/3(v'/а')d]1/3(d/μ')1/5/345;

 

f4 = 1 + 0,7ехр[-11,4(1 - p/pcr)2];

х(z) - относительная энтальпия (равновесное массовое паросодержание);

R - скрытая теплота парообразования, Дж/кг;

ρ' и ρ" - плотность воды и пара на линии насыщения, кг/м3;

v' и μ' - кинематическая [м2/сек] и динамическая [кг/м·сек] вязкость воды на линии насыщения;

а' - коэффициент температуропроводности воды на линии насыщения, м2/сек;

σ - поверхностное натяжение, кг/сек2;

Fr = (G/r')2/(gd) - критерий Фруда;

g = 9,81 м/сек2 - ускорение свободного падения;

d = 0,0115 м - размерная константа;

kn - коэффициент, учитывающий теплогидравлическую неравноценность ячеек пучка; в одномерных расчетах равен 1, в поячейковых расчетах равен 1,21 (см. ниже).

В практических расчетах функции f1 и f2 удобно аппроксимировать зависимостями от давления. Для определения значений f1 и f2 в области давлений р ≤ 20 МПа используются полиномы вида:

у = а0 + а1(ts/tcr) + a2(ts/tcr)2 + ...,

где ts - температура насыщения при давлении Р, °С;

tcr = 374,12 °С - критическая температура.

Таблица 3.3.3.2

Значения коэффициентов полиномов

y

Интервал ts, °С

a0

a1

a2

a3

a4

a5

a6

a7

f1(p)·10-10

10 ÷ 270

0,8535617

-1,815439

4,213829

-7,457705

7,159704

-2,917067

 

 

f1(p)·10-10

270 ÷ 370

-4,206398

23,49028

-44,47373

36,96860

-11,69473

 

 

 

f2

10 ÷ 270

0,4200931

0,08186843

-0,08173943

0,843390

-1,459060

1,093261

 

 

270 ÷ 370

-92,09139

388,6714

-412,5018

-301,4595

628,3313

187,7497

-683,35

285,34

Метод РНЦ КИ для расчета критических тепловых потоков может использоваться как в одномерных, так и в поячейковых расчетах. Переход от «одномерного» или «пучкового» вида к «ячейковому» виду связан с заданием соответствующего значения kn. Коэффициент kn определяется поперечной теплогидравлической неоднородностью той части поперечного сечения активной зоны, к которой применяется формула (элементарной ячейки, доли кассеты, целой кассеты, области из нескольких кассет). Он учитывает отличие параметров теплоносителя в самой «горячей» ячейке в пределах рассматриваемой части поперечного сечения от средних для этой части параметров.

Выбор коэффициента kn производится следующим образом. Если рассматриваемая часть поперечного сечения активной зоны выделена так, что обеспечивается идентичность средних по ее сечению параметров теплоносителя и параметров в «горячей» ячейке, то принимается kn = 1,21. Проще всего это условие удовлетворяется, если выполнено разбиение поперечного сечения пучка на элементарные ячейки. В противном случае принимается: kn = 1. Значение kn принимается равным 1, в частности, при одномерном расчете тепловыделяющей сборки или активной зоны в целом.

Физический смысл коэффициента kn заключается в том, что он предназначен учитывать (хотя и грубо) теплогидравлическую неравноценность сборок.

При подстановке kn = 1,21 учитывается отличие параметров теплоносителя в «горячей» ячейке от средних по сечению пучка параметров для тех экспериментальных участков, эксперименты на которых были использованы при получении «одномерной» корреляции. Значение kn = 1,21 было получено на основании сравнения результатов поячейковых и одномерных расчетов критических тепловых потоков с экспериментальными данными для этих пучков [33].

Рекомендуемый диапазон применения метода РНЦ КИ:

■ давление 30 ÷ 190 бар;

■ массовая скорость 200 ÷ 4500 кг/м2·с;

■ массовое паросодержание -0,2 ÷ +0,8.

В этом диапазоне параметров в поячейковых расчетах критического теплового потока для 55 пучков (2614 экспериментальных точек) получена среднеквадратичная ошибка, составляющая 21,9 %. В одномерных расчетах для того же массива данных получена значительно меньшая среднеквадратичная ошибка - всего 13 %. Этот результат говорит о том, что для поячейковых расчетов следует создавать специальные методики для определения критического теплового потока.

3.3.4.3. МЕТОД РАСЧЕТА КТП ПРИ ДИСПЕРСНО-КОЛЬЦЕВОМ
РЕЖИМЕ ТЕЧЕНИЯ

Кризис теплоотдачи при этом режиме течения двухфазного потока связан с истощением пристенной пленки жидкости и переходом дисперсно-кольцевой структуры потока в дисперсную. Соответствующее этому переходу значение критического паросодержания (относительной энтальпии) потока определяется по формуле [24, 35]:

(3.3.4.9)

где We = dэ(G)2/(σρ") - число Вебера, определенное по эквивалентному диаметру сборки dэ = 4dh1;

dh1 = 4S/Pо - эквивалентный тепловой диаметр сборки;

S - проходное сечение сборки;

Ро - её обогреваемый периметр.

Критическая мощность или критическая плотность теплового потока находятся далее из теплового баланса.

Пределы применимости формулы: 0,1 ≤ Р ≤ 16,8 МПа;

50 ≤ G ≤ 3800 кг/м2с; Lh > 1 м; dh1 = 5,5 ÷ 25,3 мм; Хвх < 0,1; Хвх ≥ 0,05.

Среднеквадратичная погрешность определения КТП по локальным параметрам с помощью формулы (3.3.4.9) для сборок треугольной упаковки в указанном диапазоне параметров составляет 17,1 % (среднее отклонение - 1,4 %).

3.3.4.4. КРИТИЧЕСКАЯ ПЛОТНОСТЬ ТЕПЛОВОГО ПОТОКА ПРИ КИПЕНИИ
ВОДЫ В СБОРКАХ СТЕРЖНЕЙ ВВЭР-440 И ВВЭР-1000 ПРИ РАВНОМЕРНОМ
ЭНЕРГОВЫДЕЛЕНИИ (МЕТОД ОКБ «ГИДРОПРЕСС»)

Согласно [36] для проектов ВВЭР-440 и ВВЭР-1000 рекомендуется метод расчёта ОКБ «Гидропресс» 1976 г.:

Q = 7,95·105(1 - X)n(G)m(1 - 0,0185·10-6P),

(3.3.4.10)

где n = 0,105·10-6Р - 0,5;

т = 0,311(1 - X) - 0,127;

G в [кг/м2·с];

Р в [Па]; Q в [Вт/м2].

Пределы применимости формулы: Р = 7,45 ÷ 16,7 МПа;

G = 700 ÷ 3800 кг/м2·с; относительная энтальпия X в месте кризиса от -0,1 до 0,4; L = 1,7 ÷ 3,5 м; d = 9 мм; s/d = 1,34 ÷ 1,385; d - наружный диаметр стержня, м; s - шаг расположения стержней в сборке, м.

Погрешность а описания и расчета Q (по локальным параметрам) составляет 13 % - по верификации на полном современном массиве данных и 10 % - по верификации на массиве данных, имевшихся на 1974 г.

Условные обозначения к разделу 3

d - диаметр;

dо - внутренний диаметр трубы, наружный диаметр твэла в сборке; диаметр адиабатной линии при двустороннем обогреве в кольцевом канале;

dг - гидравлический диаметр;

 - тепловой диаметр канала (трубы, кольцевого канала, сборки);

dh1 - тепловой диаметр сечения сборки;

d1 - внутренний диаметр кольцевого канала;

d2 - внешний диаметр кольцевого канала;

e - эксцентриситет кольцевого канала;

Ek - параметр приближенного теплового моделирования твэлов;

F - площадь сечения;

F1 и F2 - площади сечения охлаждающих слоёв в кольцевом канале;

G - массовая скорость, кг/м2 с, (g = G/1000);

g - ускорение свободного падения;

Н - энтальпия;

Ph - обогреваемый периметр сечения ячейки;

Ро - обогреваемый периметр,

Р - давление в МПа или в КПа;

Ркр - давление в критической точке;

Рсм - смоченный периметр микроячейки сложного сечения;

Q, q - плотность теплового потока, Qтаб - табличное значение;

Q1 и Q2 - тепловой поток на внутренней и наружной поверхностях кольцевого канала;

Q(z) - изменение Q вдоль канала;

Qcp - среднее по длине значение теплового потока;

Q(z)* = Q(z)/Qcp - относительная эпюра теплового потока вдоль канала;

ΔQ* = Q(z)* - 1; ΔQ*макс - максимальное значение относительной эпюры;

Kf - коэффициент местного сопротивления решетки;

Lh, lh - обогреваемая длина;

Lо = Рсм/Yср - продолговатость сечения охлаждающего слоя;

Lh - обогреваемая длина канала;

N - мощность;

R - теплота парообразования;

r - радиус гиба трубы;

S - площадь сечения;

s - шаг расположения стержней;

X - балансное паросодержание;

Хо - условное балансное паросодержание в кольцевом канале;

Y = Yмин/Yср - параметр неравномерности толщины охлаждающего слоя, или отношение минимального значения толщины теплового слоя к среднему его значению (для кольцевых каналов);

Yср - средняя толщина теплового пограничного слоя,

Z, z - координата от начала обогрева,

Zp - расстояние от места кризиса до ближайшей дистанционирующей решетки в сторону входа;

Zкр - координата кризиса от начала обогрева;

ρ - плотность;

ρ' - плотность жидкости на линии насыщения;

ρ" - плотность пара на линии насыщения;

v - кинематическая вязкость;

μ - динамическая вязкость;

π = Р/Ркр;

Δ - средняя ошибка;

σ - среднеквадратичная ошибка; поверхностное натяжение.

Список литературы к разделу 3.3

1. Зейгарник Ю.А. Об универсальной модели кризиса кипения недогретой жидкости в каналах. Теплофизика высоких температур, 1996, том 34, N1.

2. Ефанов А.Д., Кириллов П.Л., Смогалев И.П., Бобков В.П., Анисимов В.А., Ивашкевич А.А. Теплогидравлическая база знаний для решения задач анализа и управления тяжелыми авариями. Сборник трудов конференции «Теплофизика-98». 1998.

3. Groeneveld D.C., Leung L.K.H., Kirillov P.L., Bobkov V.P., Vinogradov V.N., Smogalev I.P, Royer E. The 1996 look-up table for critical heat flux in tubes. Nuclear Engineering and Design, 163, 1996.

4. Кириллов П.Л., Юрьев Ю.С., Бобков В.П. Справочник по теплогидравлическим расчетам (ядерные реакторы, теплообменники, парогенераторы). М.: Энергоатомиздат, 1990. Издание второе, исправленное и дополненное.

5. Астахов В.И., Безруков Ю.А., Логвинов С.А., Брантов В.Г. Исследование влияния профиля тепловыделения по длине на кризис теплообмена в пучках стержней. Семинар ТФ-78, «Теплофизические исследования для обеспечения надежности и безопасности ядерных реакторов водо-водяного типа», Будапешт, 1978, т. 2.

6. Безруков Ю.А., Астахов В.И., Трушин А.М. и др. Исследование кризиса теплообмена применительно к реальным аксиальным профилям тепловыделения. Доклад на 3-ю научно-техническую конференцию «Обеспечение безопасности АЭС с ВВЭР», Подольск, 26 - 30 мая 2003.

7. Виноградов В.Н., Смогалев И.П., Сергеев В.В. Анализ кризиса теплообмена при неравномерном аксиальном обогреве применительно к реакторам ВВЭР-1000. Доклад на 2-ую Всероссийскую конф. «Обеспечение безопасности АЭС с ВВЭР», Подольск, ОКБ «Гидропресс», 2001.

8. Бобков В.П., Виноградов В.Н., Кириллов П.Л., Смогалев И.П. Табличный метод расчета критического теплового потока в водоохлаждаемых треугольных сборках стержней. Атомная энергия, т 87, № 1, 1999.

9. Зенкевич Б.А., Песков О.Л., Петрищева Г.А., Сергеев Н.Д., Субботин В.И. Анализ и обобщение опытных данных по кризису теплоотдачи при вынужденном течении кипящей воды в трубах. М., Атомиздат, 1969.

10. Ремизов О.В., Воробьев В.А., Шуркин Н.Г., Подгорный К.К. Кризис теплоотдачи и динамика его развития в трубе с косинусным тепловыделением по длине при вынужденном течении воды. Препринт ФЭИ-481, Обнинск, ФЭИ, 1974.

11. Тонг Л. Кризис кипения и критический тепловой поток. Москва, Атомиздат, 1976.

12. Смолин В.Н., Шпанский С.В., Есиков В.И., Седова Т.К. Экспериментальные данные и методика расчета кризиса теплоотдачи при кипении воды, циркулирующей в трубах с равномерным и неравномерным тепловыделением. ВАНТ, Сер.: Физика и техника ядерных реакторов, вып. 5(9), 1979.

13. Астахов В.И., Безруков Ю.А., Логвинов С.А. Учет аксиальной неравномерности тепловыделения при определении запасов по кризису теплообмена в реакторе типа ВВЭР. ВАНТ, Сер.: Физика и техника ядерных реакторов, вып. 5(9), 1979.

14. Толубинский В.И. Теплообмен при кипении. Киев, Наукова думка, 1980, с. 270.

15. Ли Д. Расчет кризиса кипения. Статья в сб. «Теплопередача в двухфазном потоке». М., Энергия, 1980.

16. Кутателадзе С.С. Основы теории теплообмена. 5-е изд., доп. М.: Атомиздат, 1979.

17. Zuber N. Hydrodynamic Aspects of Boiling Heat Transfer. USAEC Report AECU-4439, 1959.

18. Боришанский B.M., Арефьев K.M., Гнедина И.А. Обобщение опытных данных по критическим нагрузкам при кипении в большом объеме с помощью термодинамического подобия физических свойств рабочих сред // Т.р. ЦКТИ. 1965. Вып. 62.

19. Chung Y.Р., Snyder N.W. Heat Transfer in Saturated Boiling // Chem. Eng. Progr., Symp. Ser. 1960. Vol. 56. № 3.

20. Маленков И.Г. Критические явления в процессах барботажа и кипения // Журн. прикл. механики и техн. физики. 1963. № 6.

21. Мойссис, Беренсон. К вопросу о гидродинамических переходах при пузырьковом кипении // Тр. американского общества инженеров - механиков. Сер. С. Теплопередача. 1963. № 3.

22. Дорощук В.Е. Кризисы теплообмена при кипении воды в трубах. М.: Энергоатомиздат, 1983.

23. Гальченко Э.Ф., Сергеев В.В. К обобщению данных по граничным паросодержаниям. Теплоэнергетика, 1983, № 3.

24. Сергеев В.В. Закризисный теплообмен в элементах ЯЭУ. Дисс. канд. техн. наук, Обнинск, ГНЦ РФ - ФЭИ, 2004.

25. Смолин В.Н., Шпанский С.В., Есиков В.И., Седова Т.К. Методика расчета кризиса теплоотдачи в трубчатых твэлах при охлаждении их водой и пароводяной смесью Теплоэнергетика, 1977, № 12.

26. Смолин В.Н., Шпанский С.В., Есиков В.И., Седова Т.К. Экспериментальные данные и методика расчета кризиса теплоотдачи при кипении воды, циркулирующей в трубах с равномерным и неравномерным тепловыделением Вопросы атомной науки и техники. Сер. Физика и техника ядерных реакторов, 1979, вып. 5(9).

27. Сергеев В.В., Ремизов О.В., Гальченко Э.Ф. Закризисный теплообмен в кольцевом канале с двусторонним обогревом. Атомная энергия, 1986, т. 60, вып. 3.

28. Бобков В.П., Виноградов В.Н., Зятнина О.А., Козина Н.В. Метод оценки кризиса в каналах сложного профиля сечения. Теплоэнергетика, 1995, № 3.

29. Бобков В.П., Судницын О.А., Судницына М.О. Численное и аналитическое описание критических тепловых потоков в каналах. Атомная энергия, 1998, № 3.

30. Судницын О.А., Кириллов П.Л., Бобков В.П., Болтенко Э.А., Виноградов В.Н. Обзор экспериментальных данных по критическим тепловым потокам в концентричных и эксцентричных кольцевых каналах. Препринт ФЭИ-2318, Обнинск. 1993.

31. Бобков В.П., Ефанов А.Д., Пометько Р.С., Смогалев И.П. Модифицированная таблица для критических тепловых потоков в сборках тепловыделяющих стержней в треугольной упаковке. Теплоэнергетика (в печати).

32. Осмачкин В.С., Лысцова Н.Н. Сравнение опытных данных по условиям кризиса теплообмена в моделях топливных сборок реакторов типа ВВЭР с результатами расчета по методике ИАЭ. Препринт ИАЭ-2558, 1975.

33. Иванов В.К., Кобзарь Л.Л., Лысцова Н.Н., Суслов А.И. Результаты исследований кризиса теплоотдачи, выполненных в Институте атомной энергии им. И.В. Курчатова. В сб. «Теплофизика-86. Теплотехническая безопасность ядерных реакторов ВВЭР». Росток, 1986.

34. Котрнох Й., Голоуш В., Щеттина Я. (ЗЭМ «Шкода»), Кобзарь Л.Л., Иванов В.К. (ИАЭ), Логвинов С.А., Безруков Ю.А., Трушин А.М. (ОКБ ГП). Исследование кризиса теплоотдачи в пучках стержней на Большом водяном стенде ЗЭМ «Шкода». В сб. «Теплофизика-88. Теплотехническая безопасность ядерных реакторов ВВЭР». Варшава, 1988.

35. Сергеев В.В. Обобщение данных по кризису кипения при подъемном движении воды в каналах. Теплоэнергетика, 2000, № 3.

36. Безруков Ю.А., Астахов В.И., В.Г. Брантов и др. Экспериментальные исследования и статистический анализ данных по кризису теплообмена в пучках стержней для реакторов ВВЭР, Теплоэнергетика № 2, 1976.


ПРИЛОЖЕНИЕ

Таблица 1

Критический тепловой поток в трубах диаметром 8 мм.
Обозначения: КТП в кВт/м2, в левой колонке - массовая скорость в кг/м2с

Р = 0,1 МПа

x:

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0

4593

3419

2247

1066

421

298

207

158

142

130

120

111

103

99

84

74

68

67

50

4940

3881

2618

1526

787

754

683

635

620

609

600

591

582

570

513

401

288

253

100

5206

4124

2942

1947

1159

1137

1123

1107

1093

1084

1078

1070

1060

1037

961

747

550

416

300

5232

4206

3475

2792

1693

1665

1651

1598

1536

1502

1475

1378

1243

1151

979

751

626

550

500

5261

4305

3768

3204

2040

1887

1883

1875

1798

1725

1714

1615

1486

1463

1188

752

558

415

1000

5387

4626

4129

3527

2528

2286

2280

2211

2129

2028

1870

1655

1632

1631

1434

850

428

206

1500

5432

4734

4216

3606

2652

2427

2405

2292

2195

2084

1905

1857

1856

1856

1597

839

 

 

2000

5434

4739

4218

3616

2693

2487

2446

2333

2212

2054

1950

1918

1889

1815

1466

 

 

 

2500

5443

4745

4220

3631

2743

2548

2505

2367

2217

1985

1846

1779

1693

1582

 

 

 

 

3000

5452

4751

4239

3651

2795

2606

2572

2418

2245

1941

1738

1596

1472

 

 

 

 

 

3500

5504

4827

4277

3662

2843

2652

2624

2470

2282

1937

1684

 

 

 

 

 

 

 

4000

5660

4908

4310

3688

2947

2727

2685

2530

2327

 

 

 

 

 

 

 

 

 

4500

5902

5006

4338

3707

3060

2820

2738

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

5000

6242

5266

4412

3738

3157

2893

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

5500

6513

5487

4529

3813

3242

2952

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

6000

6772

5668

4684

3933

3349

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

6500

7060

5876

4856

4103

3439

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

7000

7349

6087

5029

4223

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

7500

7643

6288

5181

4300

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

8000

7939

6507

5370

4375

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Продолжение таблицы 1

Р =0,3 МПа

х:

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0

5024

4349

3432

2433

1596

1575

1029

665

467

317

234

194

178

171

170

149

143

143

90

50

5644

4951

3882

2842

2003

1987

1443

1123

938

813

745

708

686

660

642

601

472

391

300

100

6174

5211

4235

3225

2431

2076

1574

1291

1258

1230

1211

1190

1168

1118

1081

1026

857

669

473

300

6403

5447

4544

3889

3371

2433

2095

2071

1995

1895

1828

1771

1636

1494

1418

1203

866

695

564

500

6414

5498

4667

4234

3832

2863

2479

2435

2333

2185

2072

1869

1700

1539

1447

1155

764

574

521

1000

6430

5590

4931

4585

4189

3285

2845

2750

2553

2388

2283

1968

1766

1586

1545

1174

677

439

288

1500

6438

5610

4985

4609

4209

3339

2922

2834

2570

2424

2301

2021

1834

1615

1525

1103

568

220

131

2000

6454

5629

4995

4615

4210

3370

2948

2863

2590

2462

2320

2066

1771

1571

1410

1029

490

 

 

2500

6547

5663

5004

4622

4225

3415

2979

2869

2610

2444

2282

1916

1700

1524

1327

 

 

 

 

3000

6735

5786

5087

4656

4239

3462

3021

2879

2630

2426

2245

1806

 

 

 

 

 

 

 

3500

7036

6024

5320

4744

4249

3515

3073

2895

2650

2407

2154

1692

 

 

 

 

 

 

 

4000

7495

6343

5601

4851

4254

3520

3102

2908

2670

2389

 

 

 

 

 

 

 

 

 

4500

8034

6702

5832

4927

4266

3525

3110

2926

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

5000

8435

7062

6098

5000

4275

3530

3141

2959

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

5500

8809

7372

6360

5090

4277

3536

3178

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

6000

9216

7692

6645

5211

4287

3543

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

6500

9605

8015

6908

5346

4308

3577

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

7000

9975

8325

7175

5592

4450

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

7500

10356

8630

7427

5870

4662

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

8000

10747

8936

7656

6117

4840

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Продолжение таблицы 1

Р = 0,5 МПа

х:

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0

4879

4200

3469

2595

1783

1697

1174

786

535

374

278

226

207

191

183

151

150

149

140

50

5568

4962

3983

3168

2424

2249

1728

1380

1145

1005

921

865

826

793

754

611

493

476

359

100

6195

5267

4489

3688

2975

2478

1780

1683

1623

1566

1525

1492

1440

1391

1292

1158

1045

875

539

300

6589

5783

5098

4547

4089

3396

2921

2801

2679

2527

2409

2050

1799

1552

1489

1188

1049

919

607

500

6629

5876

5250

4853

4452

3784

3247

3074

2888

2695

2498

2187

1887

1593

1414

959

774

622

554

1000

6650

5991

5531

5273

4873

4075

3452

3256

2975

2923

2629

2277

1911

1547

1385

962

635

445

301

1500

6664

5994

5576

5323

4909

4093

3456

3313

3293

3154

2782

2260

1811

1453

1268

911

 

 

 

2000

6677

6037

5601

5327

4911

4104

3460

3407

3406

3261

2790

2184

1696

1383

 

 

 

 

 

2500

6839

6141

5645

5331

4913

4138

3605

3545

3527

3335

2696

1991

 

 

 

 

 

 

 

3000

7189

6430

5789

5366

4915

4182

3750

3725

3662

3428

 

 

 

 

 

 

 

 

 

3500

7654

6789

6006

5430

4939

4271

3726

3712

3652

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

4000

8155

7143

6293

5553

4951

4152

3593

3578

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

4500

8688

7556

6584

5670

4963

4006

3513

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

5000

9138

7969

6877

5748

4922

3913

3408

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

5500

9580

8334

7180

5765

4815

3863

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

6000

10022

8690

7517

5754

4632

3880

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

6500

10439

9036

7799

5735

4402

3899

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

7000

10822

9366

8112

6026

4577

3945

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

7500

11192

9675

8411

6441

4962

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

8000

11571

9969

8642

6746

5268

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Продолжение таблицы 1

Р = 1 МПа

х:

-0,30

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0

5619

4685

4058

3564

2859

2175

1910

1438

1030

717

519

389

312

286

270

256

198

188

181

175

50

6371

5523

4991

4436

3928

3323

2944

2469

2071

1752

1559

1414

1307

1230

1157

1076

876

806

804

700

100

6981

6252

5685

5281

4851

4268

3386

2799

2651

2531

2415

2292

2184

2041

1891

1703

1312

1291

1250

732

300

7492

7295

7089

6901

6766

6620

6215

5289

4760

4456

4120

3432

2600

2151

1924

1708

1343

1289

1215

660

500

7577

7464

7327

7177

7110

7048

6818

5771

5094

4660

4233

3856

2754

2284

1979

1659

1035

825

767

589

1000

7594

7466

7329

7192

7124

7022

6705

5694

5042

4634

3953

3264

2670

2035

1741

1516

958

592

452

338

1500

7700

7468

7349

7230

7153

7013

6604

5532

4989

4422

3952

3236

2429

1557

1145

930

637

411

370

266

2000

8187

7552

7424

7281

7192

7012

6401

5196

4720

4404

3952

3143

2259

1373

980

713

541

343

137

86

2500

8962

7788

7544

7314

7202

6979

6100

5028

4668

4397

3924

2999

2081

1281

925

690

512

306

84

25

3000

9731

8149

7728

7370

7206

6966

5900

4920

4647

4391

3898

2880

1955

1234

908

701

510

 

 

 

3500

10456

8659

8005

7450

7179

6910

5800

4849

4628

4385

3865

2765

1797

1252

1059

1000

 

 

 

 

4000

11146

9203

8342

7591

7143

6778

5752

4757

4584

4380

3794

2723

1891

1484

1292

 

 

 

 

 

4500

11816

9746

8754

7750

7141

6500

5537

4627

4477

4304

3715

2689

1953

 

 

 

 

 

 

 

5000

12447

10239

9182

7859

6988

5900

5107

4361

4211

3924

3338

2581

 

 

 

 

 

 

 

 

5500

13033

10745

9599

8124

6794

5800

4822

4239

4085

3729

3112

 

 

 

 

 

 

 

 

 

6000

13573

11285

10064

8595

6647

5530

4654

4096

3966

3625

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

6500

14101

11770

10479

8933

6351

5228

4460

3913

3804

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

7000

14608

12172

10857

9325

6654

4850

4232

3734

3547

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

7500

15109

12524

11194

9725

7272

5409

4227

3683

3525

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

8000

15629

12866

11463

9958

7773

6039

4447

3684

3536

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Продолжение таблицы 1

Р = 3 МПа

х:

-0,50

-0,40

-0,30

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0

6583

5927

5252

4544

4205

3891

3536

3022

2429

2009

1564

1145

892

699

568

502

452

413

321

275

266

256

50

7307

6575

5972

5386

5107

4857

4570

4135

3478

3061

2653

2266

2041

1865

1722

1614

1521

1418

1409

1400

1392

1000

100

7888

7106

6580

6114

5897

5708

5479

5057

4121

3502

3326

3186

3051

2926

2796

2625

2475

2367

2191

1936

1587

1015

300

8463

7476

7307

7303

7302

7300

7298

7255

6954

5922

5380

5211

4936

4635

3997

3322

3177

3173

2865

2078

1536

953

500

8655

7674

7578

7560

7554

7541

7627

7621

7496

7000

6400

5660

5269

4807

4297

3392

3376

3324

2745

1841

1320

835

1000

9003

7776

7660

7598

7560

7548

7518

7512

7444

6846

6208

5620

4728

4200

3745

3079

2910

2618

1925

1242

830

471

1500

9523

8313

7824

7647

7578

7560

7471

7436

7250

6661

5980

5043

4364

3792

3422

2691

2130

1728

1080

626

499

312

2000

10680

9563

8427

7706

7640

7567

7453

7298

6723

6026

5315

4507

3991

3485

2958

2279

1686

1211

608

373

330

216

2500

11975

10928

9397

8034

7681

7634

7441

7158

6226

5599

4880

4175

3702

3152

2369

1726

1252

867

431

308

89

25

3000

12932

11900

10414

8640

7947

7643

7439

7069

5966

5339

4712

4094

3619

2963

2085

1423

1037

772

520

374

129

45

3500

13887

12661

11230

9396

8434

7824

7437

6995

5829

5131

4586

4067

3540

2705

1715

1329

1127

1020

678

431

137

44

4000

14813

13379

11939

10174

9013

8028

7418

6832

5753

4966

4471

4021

3424

2463

1474

1234

1228

1118

699

440

147

54

4500

15714

14077

12608

10862

9586

8292

7365

6566

5570

4792

4348

3945

3273

2302

1514

1311

1306

1145

713

445

163

63

5000

16584

14778

13200

11500

10262

8818

7348

6039

5258

4610

4242

3867

3121

2196

1610

1505

1405

1173

766

466

179

72

5500

17426

15454

13765

12044

10824

9249

7402

6188

5134

4431

4136

3794

3006

2155

1712

1650

1500

1252

846

493

 

 

6000

18238

16101

14321

12489

11385

10063

7735

6382

5070

4332

4061

3753

3042

2265

1853

1738

1542

1311

876

 

 

 

6500

19035

16814

14849

12926

11946

10878

8193

6446

5002

4181

3931

3693

3067

2360

2043

1876

1622

1388

 

 

 

 

7000

19813

17464

15350

13332

12053

11351

8542

6507

4694

3888

3705

3557

3084

2530

2209

2008

1755

 

 

 

 

 

7500

20584

18107

15834

13724

12429

11527

8891

6526

4644

3817

3643

3459

3103

2699

2390

2073

 

 

 

 

 

 

8000

21353

18730

16299

14090

12789

11585

9157

7075

4971

3980

3715

3548

3291

2904

2413

 

 

 

 

 

 

 

Продолжение таблицы 1

Р = 5 МПа

х:

-0,50

-0,40

-0,30

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0

5951

5460

4941

4459

4230

4011

3762

3360

2628

2234

1791

1346

1083

877

731

638

571

515

405

345

341

323

50

6644

6095

5629

5224

5030

4840

4626

4294

3606

3225

2837

2450

2224

2047

1896

1774

1666

1553

1532

1512

945

830

100

7234

6636

6223

5891

5734

5573

5387

5065

4165

3609

3458

3315

3174

3061

2936

2803

2655

2476

2300

2148

1757

1080

300

7680

6990

6769

6737

6722

6686

6677

6619

6280

5401

5007

4907

4741

4509

4202

3881

3659

3315

7973

2543

1823

1215

500

7918

7164

6943

6900

6882

6819

6812

6739

6395

5734

5296

5178

5027

4588

4244

3975

3803

3503

3040

2459

1769

1118

1000

8364

7454

7171

7014

6944

6829

6743

6595

6107

5662

5289

4957

4676

4166

3759

3447

3322

3086

2066

1433

1034

763

1500

9068

8009

7470

7142

7025

6859

6707

6441

5779

5317

4899

4530

4074

3623

3337

2983

2569

2134

1194

913

899

744

2000

10362

9287

8159

7346

7139

6944

6593

6110

5262

4779

4405

3984

3610

3206

2865

2557

1973

1332

668

650

650

526

2500

11531

10599

9179

7837

7458

7195

6565

5849

4915

4515

3981

3594

3401

3067

2474

1861

1301

921

401

313

117

53

3000

12458

11530

10191

8483

7761

7353

6543

5664

4750

4321

3782

3428

3268

2855

2024

1406

948

793

584

420

132

53

3500

13348

12271

10990

9196

8178

7551

6527

5421

4581

4144

3693

3380

3109

2510

1688

1195

958

874

645

441

149

55

4000

14214

12958

11651

9917

8669

7764

6476

5139

4421

3916

3540

3317

2945

2221

1437

1140

1108

1049

688

441

151

58

4500

15045

13625

12254

10566

9102

7980

6502

5044

4317

3784

3457

3260

2799

2059

1425

1247

1242

1187

734

453

167

61

5000

15844

14283

12804

11186

9669

8443

6655

4986

4255

3723

3454

3251

2745

1990

1470

1385

1295

1205

786

472

164

66

5500

16626

14896

13352

11741

10379

8952

6807

5334

4253

3656

3421

3240

2717

1992

1583

1504

1459

1234

804

481

182

76

6000

17388

15495

13856

12319

11076

9876

7558

5744

4314

3627

3415

3239

2688

2091

1812

1679

1529

1296

850

500

211

94

6500

18126

16100

14340

12662

11773

10800

8118

5954

4356

3603

3397

3235

2711

2303

2034

1869

1611

1370

913

531

239

110

7000

18845

16707

14796

12961

11971

11295

8492

6049

4363

3613

3445

3291

2801

2510

2189

1951

1689

1444

989

592

282

130

7500

19549

17296

15245

13320

12236

11413

8865

6189

4478

3749

3547

3350

3051

2667

2329

2021

1764

1519

1064

656

328

154

8000

20238

17880

15671

13711

12701

11561

9151

6556

4717

3975

3695

3482

3290

2882

2405

2074

1829

1588

1130

717

379

178

Продолжение таблицы 1

Р = 6 МПа

х:

-0,50

-0,40

-0,30

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0

5626

5219

4798

4387

4185

3995

3777

3415

2669

2291

1859

1416

1150

941

787

686

608

547

439

348

344

327

50

6300

5838

5443

5092

4920

4760

4575

4272

3564

3191

2812

2431

2204

2023

1871

1749

1645

1537

1229

989

942

823

100

6873

6366

5999

5708

5567

5434

5273

4973

4079

3530

3377

3237

3089

2966

2854

2724

2598

2431

1833

1647

1511

1070

300

7318

6710

6451

6395

6379

6330

6310

6255

5942

5126

4783

4679

4496

4269

4066

3800

3584

3283

2663

2330

1766

1193

500

7573

6883

6586

6512

6480

6364

6316

6261

5978

5371

5005

4822

4683

4333

4077

3812

3707

3468

2874

2374

1636

1061

1000

8080

7185

6742

6576

6502

6256

6114

6008

5633

5334

4857

4429

4177

3788

3528

3418

3263

2964

1965

1257

803

735

1500

8817

7758

7023

6667

6585

6331

6146

5787

5138

4703

4326

3964

3637

3309

3056

2839

2550

2068

1029

785

714

707

2000

10109

9053

7842

6970

6796

6559

6167

5531

4716

4227

3875

3532

3229

2919

2640

2383

1789

1096

532

518

439

435

2500

11237

10324

8947

7698

7356

7038

6235

5383

4543

4030

3545

3244

3054

2797

2311

1632

930

519

370

305

107

52

3000

12123

11219

9913

8360

7693

7264

6241

5237

4449

3882

3340

3043

2876

2560

1887

1093

571

477

472

353

122

52

3500

12969

11949

10669

8979

7986

7458

6243

4962

4218

3651

3219

2961

2696

2235

1522

871

582

576

505

382

145

57

4000

13791

12626

11288

9594

8324

7679

6245

4590

3787

3318

3038

2893

2570

1995

1376

988

952

952

580

384

146

59

4500

14582

13274

11857

10119

8549

7682

6247

4578

3624

3133

2922

2814

2470

1863

1358

1154

1133

1124

622

386

147

60

5000

15341

13920

12372

10555

8820

7811

6336

4701

3674

3115

2918

2795

2432

1792

1319

1237

1183

1130

650

390

148

64

5500

16091

14489

12910

11165

9671

8416

6533

4793

3751

3148

2936

2816

2475

1877

1459

1363

1345

1149

698

411

167

74

6000

16823

15039

13396

12151

10623

9568

7356

5118

3824

3169

2946

2843

2506

2049

1755

1621

1405

1192

756

438

196

90

6500

17524

15635

13826

12525

11575

10720

8043

5370

3900

3211

2979

2886

2586

2247

2026

1760

1468

1250

818

472

223

105

7000

18210

16212

14268

12743

11838

11239

8441

5556

4010

3305

3095

2988

2795

2492

2169

1822

1545

1314

887

528

260

123

7500

18884

16771

14706

13013

12063

11299

8839

5779

4287

3660

3411

3187

2980

2635

2268

1901

1632

1394

960

587

299

142

8000

19548

17309

15140

13347

12447

11537

9144

6019

4481

3966

3675

3423

3262

2860

2359

1981

1717

1479

1034

646

341

162

Продолжение таблицы 1

Р = 7 МПа

х:

-0,50

-0,40

-0,30

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0

5361

5010

4651

4293

4118

3954

3762

3426

2692

2336

1918

1485

1212

996

834

723

641

575

466

369

357

339

50

6002

5599

5236

4926

4778

4644

4483

4198

3498

3137

2769

2397

2165

1981

1826

1706

1604

1501

1200

984

940

774

100

6539

6094

5738

5474

5355

5245

5105

4818

3957

3401

3239

3093

2941

2820

2707

2595

2489

2302

1710

1515

1479

1060

300

6998

6441

6104

6015

6002

5947

5886

5865

5582

4834

4494

4247

4046

3862

3632

3430

3318

3065

2402

2144

1735

1179

500

7264

6617

6233

6123

6088

5953

5940

5887

5690

5134

4682

4316

4157

3900

3634

3469

3366

3157

2596

2213

1587

1029

1000

7798

6930

6386

6216

6135

5799

5604

5505

5318

5070

4472

3892

3626

3347

3136

3031

3028

2838

1774

1121

735

613

1500

8557

7520

6715

6339

6253

5886

5603

5145

4673

4301

3874

3486

3189

2964

2735

2523

2250

1728

805

488

273

259

2000

9793

8774

7597

6676

6480

6142

5684

4952

4275

3785

3407

3122

2890

2731

2451

2023

1445

844

432

322

196

190

2500

10882

9986

8709

7496

7142

6690

5806

4876

4104

3537

3147

2922

2723

2445

1983

1367

789

424

261

204

99

51

3000

11730

10850

9620

8170

7523

6953

5816

4724

3981

3369

2940

2714

2491

2133

1570

967

553

425

346

263

112

52

3500

12535

11558

10344

8740

7757

7135

5848

4567

3834

3199

2786

2565

2294

1896

1323

782

519

490

409

317

135

57

4000

13317

12216

10929

9320

8041

7398

5938

4372

3469

2928

2645

2490

2201

1730

1228

840

734

732

470

317

136

58

4500

14070

12839

11469

9769

8188

7399

6061

4410

3347

2743

2515

2418

2139

1640

1200

930

872

854

492

317

137

59

5000

14792

13465

11954

10124

8354

7427

6225

4552

3378

2696

2458

2380

2105

1591

1193

1010

949

888

521

326

138

63

5500

15509

14000

12474

10713

9223

8025

6409

4682

3454

2710

2471

2382

2146

1673

1308

1154

1102

952

582

348

153

70

6000

16208

14521

12931

11464

10460

9338

7226

4752

3483

2714

2470

2415

2213

1869

1539

1385

1228

1032

655

379

179

84

6500

16875

15091

13336

12214

11432

10650

7804

4867

3535

2784

2519

2466

2330

2140

1879

1599

1311

1108

725

422

210

99

7000

17529

15640

13763

12432

11718

11183

8065

5055

3745

3006

2708

2595

2464

2260

2014

1687

1401

1186

795

476

243

116

7500

18170

16174

14182

12682

11740

11185

8202

5208

3974

3339

3032

2913

2779

2541

2199

1773

1489

1269

866

530

277

132

8000

18806

16673

14610

12995

12067

11187

8424

5405

4172

3727

3483

3384

3259

2846

2288

1851

1576

1353

936

581

312

149

Продолжение таблицы 1

Р = 8 МПа

х:

-0,05

-0,40

-0,30

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0

5101

4795

4484

4175

4022

3883

3716

3403

2547

2044

1674

1295

1195

994

838

731

653

591

542

456

423

364

50

5714

5359

5025

4744

4615

4503

4362

4081

3170

2622

2374

2169

2006

1871

1761

1667

1579

1490

1183

980

938

720

100

6229

5834

5487

5235

5132

5039

4916

4650

3796

3239

3086

2969

2837

2708

2601

2507

2417

2281

1678

1457

1449

1050

300

6685

6179

5792

5654

5637

5577

5512

5484

5250

4549

4207

3911

3759

3642

3458

3328

3212

2893

2144

1877

1538

1083

500

6958

6354

5920

5763

5718

5605

5597

5544

5324

4784

4306

3829

3583

3411

3248

3096

2964

2629

2068

1858

1427

917

1000

7518

6668

6144

5919

5765

5314

5072

5040

4997

4755

4106

3452

3103

2847

2749

2560

2331

2069

1413

944

554

511

1500

8280

7266

6556

6124

5911

5334

5042

4774

4459

4066

3562

3137

2863

2639

2355

2001

1661

1209

643

364

205

195

2000

9465

8470

7416

6490

6179

5626

5178

4623

4015

3483

3039

2749

2551

2345

2014

1559

1068

656

388

250

154

134

2500

10508

9633

8457

7323

6937

6335

5386

4575

3816

3144

2769

2551

2319

1899

1514

1099

655

396

237

178

96

49

3000

11320

10465

9316

7976

7376

6702

5426

4348

3609

2906

2535

2340

2093

1694

1253

811

524

397

307

225

111

50

3500

12091

11136

10017

8489

7576

6794

5461

4205

3479

2798

2381

2179

1947

1616

1128

696

501

470

385

258

122

55

4000

12839

11763

10584

9021

7836

7014

5626

4145

3241

2592

2238

2084

1893

1528

1063

702

603

577

401

258

122

56

4500

13559

12361

11093

9494

8078

7215

5921

4248

3137

2403

2116

2037

1867

1475

1066

783

738

676

425

259

122

57

5000

14251

12945

11568

9938

8351

7424

6106

4394

3169

2420

2120

2031

1821

1450

1147

923

859

756

470

275

125

59

5500

14934

13466

12056

10488

9083

7990

6213

4479

3283

2478

2177

2070

1878

1570

1300

1076

988

850

535

304

139

65

6000

15597

13983

12477

11140

10142

9265

6851

4526

3352

2510

2237

2159

1998

1721

1519

1256

1136

938

607

346

165

77

6500

16235

14521

12879

11791

10678

9903

7172

4629

3419

2556

2432

2391

2207

2027

1794

1514

1225

1025

678

396

197

93

7000

16859

15043

13288

12019

11214

10542

7253

4766

3593

2843

2558

2466

2287

2179

1832

1585

1316

1111

747

447

228

108

7500

17470

15550

13689

12260

11235

10544

7292

4874

3748

3136

2935

2820

2611

2287

1980

1654

1402

1193

814

498

260

124

8000

18075

16026

14098

12584

11555

10546

7482

4967

3931

3490

3380

3376

3257

2798

2157

1718

1479

1272

881

548

295

140

Продолжение таблицы 1

Р = 9 МПа

х:

-0,05

-0,04

-0,03

-0,02

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0

4836

4571

4301

4034

3902

3783

3639

3352

2503

1977

1637

1290

1179

992

843

739

660

608

560

471

431

349

50

5422

5114

4813

4547

4432

4335

4213

3960

3071

2528

2304

2110

1945

1810

1699

1610

1536

1457

1152

971

938

650

100

5916

5571

5251

4988

4892

4811

4704

4462

3658

3134

2976

2841

2697

2575

2458

2373

2317

2165

1554

1306

1300

1040

300

6366

5916

5527

5300

5260

5239

5236

5194

4944

4270

3692

3478

3344

3257

3065

2894

2713

2334

1672

1380

1197

899

500

6641

6100

5668

5412

5332

5205

5147

5114

4925

4243

3625

3364

3160

2999

2887

2741

2351

1983

1583

1282

904

626

1000

7221

6432

5947

5625

5398

4936

4705

4703

4697

4204

3520

3118

2854

2661

2545

2118

1553

1143

984

729

346

311

1500

7976

7023

6356

5856

5535

4958

4693

4467

4189

3730

3227

2850

2712

2495

2034

1429

1081

892

546

350

131

119

2000

9111

8171

7160

6258

5863

5299

4835

4196

3569

3097

2746

2448

2312

1931

1428

1027

745

603

345

186

97

48

2500

10108

9252

8185

7162

6749

6025

5004

4119

3339

2797

2521

2241

1942

1373

1028

809

570

348

211

136

96

48

3000

10887

10041

8998

7755

7210

6399

5097

4045

3240

2604

2289

2038

1724

1354

967

708

508

393

282

169

103

49

3500

11622

10683

9660

8227

7395

6453

5140

3995

3155

2487

2124

1896

1643

1276

952

650

457

419

305

184

107

54

4000

12336

11283

10200

8756

7669

6674

5266

3983

3066

2349

1931

1750

1604

1375

982

664

558

499

331

190

108

55

4500

13022

11857

10680

9235

7924

6936

5469

4047

3026

2245

1827

1719

1631

1385

1037

771

670

615

381

205

109

56

5000

13683

12418

11127

9685

8259

7305

5645

4183

3080

2249

1836

1755

1663

1416

1152

908

816

717

445

239

116

57

5500

14332

12927

11580

10180

8872

7818

5764

4272

3210

2355

1963

1856

1760

1542

1290

1071

935

801

512

281

130

62

6000

14961

13402

11998

10758

9759

8777

6149

4331

3303

2421

2126

2045

1937

1699

1500

1219

1072

892

578

329

157

73

6500

15570

13909

12387

11336

10230

9257

6353

4416

3344

2492

2346

2317

2197

1985

1710

1431

1170

977

646

378

186

88

7000

16165

14403

12779

11578

10702

9737

6355

4542

3482

2788

2527

2402

2245

2070

1785

1497

1258

1058

712

426

216

103

7500

16748

14881

13166

11824

10747

9739

6394

4637

3660

3076

2877

2745

2567

2142

1800

1557

1339

1140

778

475

248

118

8000

17323

15340

13551

12107

10954

9741

6556

4714

3838

3419

3342

3299

3162

2736

2042

1620

1420

1218

842

525

281

134

Продолжение таблицы 1

Р = 10 МПа

х:

-0,50

-0,40

-0,30

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0

4568

4337

4103

3874

3760

3658

3534

3274

2464

1922

1596

1276

1163

991

849

748

680

625

562

474

410

282

50

5126

4857

4591

4336

4230

4146

4040

3814

3002

2482

2256

2057

1890

1750

1641

1555

1482

1415

1139

965

886

645

100

5597

5296

5007

4734

4637

4565

4472

4253

3512

3015

2865

2728

2582

2457

2347

2266

2213

2105

1551

1296

1211

897

300

6039

5642

5266

4961

4891

4870

4868

4832

4636

4016

3506

3393

3315

3233

2987

2781

2593

2240

1383

1076

1021

674

500

6318

5831

5417

5074

4965

4855

4800

4765

4599

4013

3353

3165

3038

2871

2644

2239

2002

1651

1137

848

796

522

1000

6912

6184

5732

5328

5073

4676

4463

4376

4328

3822

3225

2936

2680

2484

2171

1342

1033

802

636

460

298

250

1500

7650

6747

6118

5570

5212

4712

4476

4178

3843

3402

2958

2559

2393

2102

1655

938

647

547

451

253

127

86

2000

8720

7826

6896

6030

5591

5000

4575

3974

3349

2872

2468

2106

1912

1402

972

677

480

355

303

155

95

46

2500

9664

8829

7895

7010

6589

5726

4678

3901

3191

2623

2258

1901

1601

1035

666

533

399

280

195

126

95

47

3000

10400

9580

8648

7587

7077

6149

4779

3891

3089

2444

2030

1701

1419

1001

647

478

388

300

256

147

97

48

3500

11099

10200

9259

8008

7253

6254

4797

3830

3005

2327

1877

1591

1361

1062

723

525

414

364

274

151

99

51

4000

11783

10775

9774

8533

7582

6503

4841

3728

2909

2178

1686

1470

1345

1147

870

641

492

429

291

160

101

53

4500

12444

11327

10230

8989

7824

6787

4940

3754

2892

2087

1605

1476

1410

1262

1016

768

590

545

359

188

105

54

5000

13081

11867

10655

9402

8114

7092

5116

3898

2977

2088

1612

1562

1539

1383

1130

876

686

639

430

229

112

56

5500

13694

12355

11078

9834

8616

7476

5265

4034

3114

2208

1742

1692

1663

1496

1261

993

796

703

490

274

126

59

6000

14268

12772

11467

10320

9342

8224

5687

4147

3227

2286

1927

1902

1821

1641

1440

1183

993

842

553

317

150

70

6500

14835

13236

11837

10808

9713

8600

5912

4241

3275

2378

2206

2200

2098

1895

1687

1382

1133

942

620

363

179

85

7000

15399

13708

12204

11028

10083

8975

5926

4267

3390

2707

2422

2309

2182

2003

1720

1432

1212

1021

686

410

208

99

7500

15952

14166

12567

11253

10103

8977

5940

4279

3559

2995

2729

2594

2483

2092

1733

1484

1287

1097

750

459

240

114

8000

16496

14588

12938

11536

10351

8979

5955

4484

3783

3325

3120

2988

2864

2621

2015

1596

1393

1182

812

507

272

129

Продолжение таблицы 1

Р = 11 МПа

х:

-0,50

-0,40

-0,30

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0

4294

4095

3891

3694

3599

3513

3407

3175

2437

1880

1560

1270

1146

989

854

757

693

643

565

493

389

267

50

4821

4588

4356

4124

4017

3938

3844

3646

2917

2416

2184

1985

1820

1673

1579

1510

1451

1375

1101

938

837

565

100

5267

5006

4752

4492

4379

4303

4217

4027

3358

2892

2727

2589

2441

2299

2230

2182

2146

2048

1471

1039

960

741

300

5694

5346

5002

4672

4560

4526

4505

4452

4236

3709

3392

3301

3207

2996

2872

2516

2259

1687

1316

963

652

548

500

5966

5534

5145

4765

4640

4516

4468

4393

4218

3706

3250

3083

2957

2761

2395

1926

1663

1311

959

728

550

344

1000

6553

5906

5430

4911

4665

4365

4197

4035

3837

3389

2981

2693

2389

2153

1682

919

791

696

477

363

245

189

1500

7281

6484

5794

5105

4739

4389

4171

3806

3390

2982

2564

2201

1934

1567

1212

675

458

361

295

209

124

65

2000

8285

7469

6600

5732

5270

4675

4221

3695

3122

2619

2195

1772

1484

972

738

554

345

305

228

135

94

46

2500

9166

8371

7589

6807

6361

5371

4332

3676

3005

2461

1970

1537

1265

818

529

399

283

241

192

115

90

47

3000

9861

9055

8268

7343

6854

5785

4446

3668

2920

2257

1695

1311

1109

802

457

322

277

276

237

126

90

48

3500

10518

9636

8798

7680

7019

5939

4491

3619

2843

2127

1570

1251

1101

820

524

407

349

331

247

129

92

49

4000

11153

10169

9265

8151

7358

6242

4605

3503

2761

1952

1471

1266

1160

962

733

572

434

359

274

151

97

50

4500

11765

10675

9696

8592

7672

6551

4757

3566

2765

1999

1476

1336

1256

1133

922

699

489

408

338

186

104

51

5000

12351

11158

10092

8934

7863

6753

4892

3707

2890

2004

1540

1491

1440

1299

1057

804

550

462

397

226

112

53

5500

12922

11622

10478

9284

8203

7035

5020

3849

2985

2108

1677

1645

1578

1416

1181

936

664

534

450

272

126

57

6000

13495

12064

10871

9741

8840

7663

5414

4024

3128

2210

1846

1823

1716

1518

1326

1115

920

780

529

307

146

68

6500

14034

12509

11220

10197

9174

7996

5637

4157

3262

2360

2118

2112

2032

1743

1521

1302

1104

922

602

351

173

82

7000

14562

12953

11560

10403

9509

8328

5655

4188

3347

2669

2349

2256

2110

1824

1591

1396

1178

994

666

399

203

97

7500

15082

13381

11899

10634

9563

8334

5673

4209

3497

2915

2635

2511

2375

2020

1689

1451

1248

1061

729

447

233

111

8000

15594

13784

12241

10923

9825

8435

5692

4231

3680

3152

2836

2703

2634

2467

1976

1595

1383

1159

790

493

265

126

Продолжение таблицы 1

Р = 12 МПа

х:

-0,50

-0,40

-0,30

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0

4022

3849

3671

3501

3419

3349

3259

3053

2397

1859

1535

1258

1130

988

859

766

706

660

565

494

376

224

50

4511

4309

4111

3909

3809

3729

3634

3462

2826

2360

2111

1910

1745

1598

1505

1436

1383

1309

1069

933

818

507

100

4924

4699

4488

4261

4147

4058

3957

3791

3213

2789

2599

2447

2293

2152

2088

2036

2008

1916

1415

985

946

708

300

5311

5011

4728

4435

4333

4239

4176

4057

3775

3401

3187

3099

2966

2695

2591

2227

2034

1389

1132

820

636

545

500

5533

5172

4848

4467

4300

4185

4097

3919

3659

3254

3004

2866

2685

2402

2057

1673

1341

940

716

537

263

228

1000

6063

5518

5083

4489

4119

3776

3577

3372

3118

2733

2496

2232

1947

1675

1318

815

619

514

338

262

128

96

1500

6852

6169

5458

4626

4129

3854

3569

3177

2823

2464

2101

1764

1474

1094

793

536

408

320

235

175

114

54

2000

7804

7104

6246

5206

4596

4089

3659

3172

2712

2281

1898

1497

1168

747

568

474

345

257

221

119

91

44

2500

8606

7926

7227

6161

5502

4523

3768

3225

2688

2203

1707

1262

949

640

457

363

275

221

176

107

87

44

3000

9263

8483

7798

6682

6060

4884

3885

3274

2659

2064

1477

1064

850

620

402

310

263

253

209

113

87

48

3500

9873

8929

8209

7076

6416

5166

4024

3319

2654

1983

1395

1053

900

682

485

376

335

309

220

116

88

49

4000

10395

9339

8589

7553

6877

5668

4293

3390

2687

1935

1384

1160

1038

867

687

559

419

342

260

145

94

50

4500

10866

9735

8953

7997

7296

6103

4504

3487

2735

1952

1450

1285

1176

1020

863

684

462

363

318

181

101

51

5000

11303

10049

9228

8306

7473

6374

4628

3605

2874

2068

1598

1465

1359

1211

995

777

540

433

376

226

109

52

5500

11820

10479

9563

8588

7674

6576

4720

3697

2952

2165

1738

1625

1501

1343

1135

914

650

518

424

265

123

55

6000

12614

11227

10153

9051

8222

7070

5076

3873

3098

2268

1877

1799

1673

1456

1281

1109

894

749

513

299

142

66

6500

13206

11751

10530

9514

8530

7357

5290

3991

3239

2429

2116

2091

2020

1664

1445

1280

1076

903

588

343

169

80

7000

13689

12152

10841

9715

8838

7643

5346

4035

3319

2652

2326

2225

2106

1800

1576

1390

1150

973

652

390

198

94

7500

14161

12534

11149

9952

8942

7712

5403

4054

3404

2855

2556

2423

2286

1948

1653

1433

1223

1037

714

437

228

109

8000

14662

12943

11474

10247

9213

7919

5460

4075

3533

3020

2664

2570

2496

2307

1914

1594

1374

1140

774

484

260

123

Продолжение таблицы 1

Р = 13 МПа

х:

-0,50

-0,40

-0,30

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0

3766

3617

3465

3317

3247

3184

3111

2935

2352

1850

1530

1255

1115

987

865

775

720

677

588

518

373

187

50

4208

4039

3883

3712

3624

3555

3463

3302

2728

2293

2039

1827

1658

1496

1404

1326

1237

1143

1005

926

752

444

100

4575

4391

4236

4030

3947

3870

3762

3597

3067

2675

2463

2279

2106

1909

1830

1749

1618

1446

1234

940

933

636

300

4843

4613

4448

4050

4030

4018

3934

3831

3536

3175

2868

2663

2492

2124

1896

1746

1454

1179

931

746

622

506

500

4923

4655

4500

4070

4000

3803

3654

3560

3358

3019

2708

2485

2193

1864

1584

1320

1069

716

473

397

245

208

1000

5355

4921

4614

4095

3769

3369

3032

2832

2644

2307

1992

1724

1540

1361

1136

721

471

351

254

202

122

72

1500

6344

5777

5070

4197

3817

3594

3201

2766

2390

2013

1697

1396

1182

937

699

476

361

293

229

162

112

50

2000

7337

6773

5836

4656

4124

3820

3363

2852

2361

1983

1637

1277

962

638

455

387

307

243

206

113

86

44

2500

8056

7515

6896

5685

4865

4126

3471

2940

2403

1965

1567

1149

797

504

362

290

231

192

161

105

84

44

3000

8688

7876

7317

6269

5533

4509

3631

3022

2449

1962

1434

1031

777

562

385

309

235

228

186

111

84

45

3500

9210

8021

7365

6395

5766

4775

3802

3091

2491

1978

1413

1065

874

681

462

364

331

287

201

112

86

46

4000

9436

8108

7419

6533

5984

5113

4060

3223

2622

2024

1493

1222

1050

882

695

586

452

342

244

139

90

47

4500

9495

8197

7536

6741

6225

5464

4230

3342

2784

2106

1604

1362

1188

1023

866

712

526

387

298

178

97

48

5000

9545

8199

7622

7067

6480

5834

4420

3429

2879

2232

1789

1532

1324

1139

950

769

530

403

355

218

105

49

5500

10034

8609

7982

7400

6731

6064

4489

3515

2935

2324

1949

1726

1520

1303

1094

904

640

473

403

255

119

54

6000

11456

10012

9157

8347

7605

6635

4586

3609

3029

2384

2027

1894

1714

1449

1265

1098

890

735

499

292

139

65

6500

12458

11078

9915

8897

8120

6995

4727

3679

3121

2471

2174

2110

2016

1658

1431

1278

1053

882

578

336

165

78

7000

12882

11431

10179

9113

8280

7180

4812

3703

3206

2607

2298

2192

2090

1791

1573

1369

1137

955

641

383

194

93

7500

13246

11713

10405

9314

8405

7305

4870

3742

3310

2761

2431

2305

2191

1898

1640

1434

1217

1022

703

431

225

107

8000

13772

12145

10756

9606

8630

7448

4957

3776

3396

2923

2537

2427

2360

2161

1859

1592

1365

1126

763

477

257

122

Продолжение таблицы 1

Р = 14 МПа

х:

-0,50

-0,40

-0,30

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0

3493

3365

3232

3106

3046

2994

2930

2779

2271

1812

1510

1248

1089

963

851

767

714

695

598

509

351

175

50

3895

3750

3620

3476

3402

3343

3266

3123

2618

2211

1958

1756

1588

1423

1327

1253

1168

1070

974

807

632

355

100

4229

4072

3948

3794

3708

3641

3551

3403

2933

2560

2336

2169

2005

1804

1708

1636

1509

1300

992

764

615

350

300

4448

4260

4142

3958

3862

3800

3706

3630

3411

3099

2800

2552

2404

1967

1669

1554

1263

986

757

563

378

246

500

4497

4278

4181

3970

3832

3618

3453

3399

3267

2963

2612

2295

1941

1605

1318

1124

950

626

381

322

224

164

1000

4928

4533

4349

4004

3659

3197

2864

2705

2530

2189

1791

1508

1359

1209

980

627

434

334

223

190

116

70

1500

5911

5399

4821

4046

3724

3394

3020

2650

2255

1886

1534

1287

1089

877

629

396

307

273

205

150

93

47

2000

6752

6229

5421

4413

3994

3672

3200

2739

2230

1847

1520

1188

902

629

425

316

248

220

195

109

80

41

2500

7369

6879

6351

5379

4639

4017

3363

2826

2300

1938

1477

1078

782

529

351

266

200

170

148

104

82

43

3000

8033

7236

6834

6001

5227

4390

3551

2931

2372

1959

1498

1089

826

589

388

285

218

202

166

108

83

43

3500

8543

7311

6865

6069

5420

4584

3679

3013

2439

2039

1546

1190

943

696

496

383

312

257

185

111

84

44

4000

8724

7332

6886

6137

5545

4794

3790

3086

2620

2184

1688

1356

1106

871

702

596

471

330

227

135

87

44

4500

8731

7377

6942

6292

5734

5054

3846

3189

2929

2368

1828

1489

1240

1067

874

746

586

394

282

172

94

45

5000

8733

7394

6999

6618

6103

5568

4075

3321

3081

2520

1993

1648

1390

1164

988

840

685

480

338

210

101

47

5500

9100

7685

7266

6926

6363

5822

4241

3364

3088

2583

2156

1850

1596

1343

1148

985

803

568

382

246

116

53

6000

10544

9148

8464

7715

7010

6223

4288

3456

3126

2613

2254

1996

1776

1472

1280

1152

942

721

484

286

136

64

6500

11595

10306

9186

8230

7474

6512

4416

3503

3132

2665

2333

2149

2002

1646

1413

1270

1053

866

568

332

163

77

7000

11986

10624

9429

8450

7655

6686

4467

3523

3169

2673

2344

2172

2079

1741

1567

1364

1136

942

633

379

192

91

7500

12314

10864

9636

8641

7821

6853

4610

3613

3242

2682

2356

2240

2133

1870

1623

1444

1217

1012

695

427

222

106

8000

12821

11286

9967

8893

8043

7029

4837

3735

3362

2870

2481

2313

2243

2034

1810

1588

1357

1116

757

474

255

121

Продолжение таблицы 1

Р = 15 МПа

х:

-0,50

-0,40

-0,30

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0

3196

3087

2976

2868

2815

2772

2720

2595

2165

1750

1456

1221

1047

923

831

745

694

693

645

501

297

172

50

3566

3437

3319

3207

3149

3098

3033

2910

2485

2114

1873

1695

1514

1341

1223

1152

1073

968

900

712

520

332

100

3874

3730

3611

3497

3434

3373

3295

3163

2768

2430

2229

2087

1906

1686

1537

1472

1355

1123

871

648

494

327

300

4082

3878

3747

3630

3543

3442

3358

3274

3111

2884

2667

2393

2193

1807

1514

1251

1128

866

644

482

351

227

500

4184

3933

3790

3638

3517

3315

3195

3115

3003

2739

2384

1923

1657

1425

1191

1038

895

597

368

299

213

134

1000

4678

4287

4068

3724

3482

3068

2708

2468

2251

1897

1523

1286

1204

1147

927

606

420

312

200

174

108

60

1500

5402

4961

4532

3891

3586

3155

2674

2312

1955

1649

1367

1179

1025

850

595

368

259

233

176

135

92

43

2000

5890

5387

4879

4196

3805

3351

2833

2464

2071

1843

1501

1178

918

664

424

281

202

190

163

107

76

39

2500

6438

5806

5478

4946

4365

3686

3083

2705

2224

1912

1559

1171

891

618

395

272

193

149

139

103

80

41

3000

7244

6348

6122

5596

4858

4010

3336

2854

2322

1974

1595

1225

954

675

461

344

257

180

154

107

81

42

3500

7886

6597

6342

5765

5039

4226

3459

2904

2340

2055

1670

1339

1062

769

557

454

360

266

185

116

82

42

4000

8278

6675

6445

5899

5239

4502

3517

2916

2615

2270

1815

1483

1217

939

750

673

549

377

231

132

83

42

4500

8512

6767

6565

6179

5561

4808

3552

3057

2953

2472

1951

1607

1355

1103

934

841

676

455

291

164

88

43

5000

8629

6956

6681

6504

5999

5383

3789

3255

3188

2657

2131

1774

1495

1250

1083

944

762

524

352

204

95

45

5500

8926

7284

6913

6707

6217

5673

3984

3297

3216

2744

2295

1947

1676

1419

1232

1065

855

605

406

244

113

52

6000

9942

8684

7860

7163

6512

5863

4029

3339

3221

2785

2397

2063

1838

1539

1321

1180

967

739

484

283

135

63

6500

10615

9447

8361

7475

6767

5984

4103

3419

3228

2823

2440

2165

2010

1656

1421

1300

1079

855

558

328

162

77

7000

10992

9718

8592

7676

6946

6098

4135

3443

3286

2826

2450

2179

2030

1754

1570

1400

1160

938

623

375

191

91

7500

11337

9941

8797

7866

7112

6222

4282

3522

3297

2831

2461

2194

2120

1845

1610

1458

1230

1013

689

424

221

105

8000

11774

10337

9087

8074

7319

6455

4633

3670

3309

2836

2470

2218

2166

1988

1784

1576

1349

1111

753

471

253

121

Продолжение таблицы 1

Р = 16 МПа

х:

-0,50

-0,40

-0,30

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0

2883

2793

2700

2612

2571

2530

2489

2380

2020

1647

1379

1162

997

873

769

674

614

612

537

383

260

167

50

3213

3103

3009

2911

2857

2816

2759

2664

2329

1998

1756

1586

1404

1228

1076

975

888

791

693

482

383

319

100

3486

3359

3268

3163

3101

3054

2983

2888

2593

2295

2072

1940

1741

1521

1333

1226

1114

907

695

550

360

311

300

3649

3441

3336

3210

3159

3080

3009

2934

2818

2597

2432

2194

2016

1688

1438

1124

978

747

508

428

325

210

500

3683

3473

3359

3236

3112

2886

2775

2673

2545

2268

1963

1580

1362

1198

1051

934

803

574

333

272

203

127

1000

4042

3623

3491

3323

3149

2725

2366

2089

1853

1528

1251

1076

992

948

804

587

407

288

190

154

102

59

1500

4726

4312

4002

3586

3329

2901

2360

1945

1655

1419

1235

1071

907

743

541

357

228

172

125

115

80

39

2000

5241

4790

4395

3873

3538

3050

2500

2166

1841

1688

1477

1188

943

704

462

312

201

147

120

105

72

36

2500

5901

5360

5038

4546

4031

3307

2724

2446

2112

1888

1628

1298

1031

754

495

339

244

197

165

120

76

37

3000

6667

5912

5709

5190

4449

3540

2937

2617

2282

2058

1745

1408

1139

849

597

465

370

271

190

123

78

39

3500

7252

6155

5907

5393

4622

3772

3075

2660

2440

2199

1859

1554

1254

947

698

588

485

369

247

129

79

39

4000

7734

6288

6048

5561

4834

4052

3170

2824

2668

2401

2011

1691

1412

1104

867

763

634

476

297

136

80

39

4500

8088

6346

6193

5888

5220

4407

3270

2980

2932

2554

2118

1807

1543

1240

1026

901

736

543

343

163

81

40

5000

8350

6494

6277

6217

5695

4991

3561

3223

3209

2774

2307

1979

1684

1391

1174

990

803

597

395

201

89

42

5500

8669

6857

6463

6376

5903

5268

3783

3344

3321

2940

2470

2116

1814

1519

1289

1084

885

667

449

244

109

50

6000

9148

7890

7094

6537

5988

5386

3873

3367

3321

2993

2586

2242

1942

1627

1389

1211

1009

765

499

283

134

63

6500

9555

8478

7462

6654

6074

5402

3928

3388

3321

3003

2611

2301

2033

1704

1481

1339

1121

857

557

328

161

76

7000

9926

8738

7682

6811

6188

5423

3952

3406

3395

3020

2629

2340

2040

1774

1572

1405

1199

940

618

373

190

90

7500

10287

8963

7885

6963

6314

5492

4090

3520

3414

3039

2650

2359

2110

1830

1598

1473

1249

1018

686

422

220

105

8000

10652

9312

8130

7145

6495

5785

4413

3660

3434

3050

2669

2380

2141

1969

1749

1554

1342

1107

751

470

253

120

Продолжение таблицы 1

Р = 17 МПа

x:

-0,50

-0,40

-0,30

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0

2551

2479

2406

2335

2300

2276

2235

2146

1849

1547

1327

1144

993

866

761

672

608

598

494

354

257

156

50

2800

2707

2619

2530

2485

2439

2398

2319

2046

1734

1473

1299

1154

1022

922

858

798

726

581

407

347

292

100

2998

2886

2789

2685

2631

2566

2521

2439

2196

1878

1584

1423

1286

1150

1054

1007

946

806

587

490

350

258

300

2970

2769

2607

2439

2347

2260

2175

2102

1972

1755

1532

1399

1286

1107

1000

941

821

659

429

390

295

192

500

2817

2549

2374

2227

2138

2044

1917

1774

1661

1487

1308

1151

1048

958

868

802

685

534

291

243

194

118

1000

3054

2719

2452

2318

2233

2074

1850

1597

1407

1205

1045

912

839

744

635

483

354

273

180

136

95

52

1500

3874

3538

3124

2722

2518

2320

2043

1753

1526

1305

1187

1020

859

685

527

361

223

155

104

83

74

39

2000

4639

4218

3790

3214

2860

2568

2288

2018

1757

1533

1448

1223

993

780

567

405

273

180

125

108

69

33

2500

5565

5074

4638

3963

3416

2911

2529

2283

1991

1790

1637

1408

1148

885

618

462

358

288

218

136

72

35

3000

6358

5769

5238

4406

3758

3197

2726

2415

2218

2081

1832

1562

1289

1006

719

568

483

407

302

148

73

36

3500

6917

6047

5368

4467

3874

3398

2844

2588

2526

2337

1993

1685

1399

1114

831

694

609

533

462

193

76

36

4000

7403

6224

5569

4621

4012

3528

2931

2765

2746

2519

2134

1807

1533

1246

978

832

702

615

489

212

77

37

4500

7593

6226

5723

4953

4355

3694

3017

2902

2863

2619

2245

1935

1681

1380

1120

947

775

646

499

216

80

37

5000

7689

6228

5814

5285

4769

3933

3247

3128

3110

2821

2406

2092

1833

1539

1273

1048

849

685

508

242

89

40

5500

7871

6397

5943

5432

4936

4086

3463

3458

3330

3024

2545

2203

1931

1643

1365

1135

938

743

530

275

109

49

6000

8132

6991

6277

5506

4986

4123

3557

3471

3370

3080

2673

2311

1984

1694

1457

1277

1069

821

577

307

135

62

6500

8472

7405

6535

5600

5049

4154

3656

3485

3374

3087

2708

2349

2037

1733

1526

1395

1174

872

597

340

161

76

7000

8820

7664

6746

5718

5133

4169

3754

3498

3415

3116

2719

2357

2050

1785

1580

1435

1237

947

629

376

189

90

7500

9163

7907

6947

5876

5271

4622

3853

3517

3434

3135

2738

2367

2100

1825

1593

1490

1269

1023

683

420

219

104

8000

9480

8235

7110

6148

5620

5075

4230

3649

3455

3155

2757

2388

2120

1952

1722

1537

1334

1104

748

468

251

120

Продолжение таблицы 1

Р = 18 МПа

х:

-0,50

-0,40

-0,30

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0

2189

2133

2078

2022

1997

1976

1950

1885

1647

1398

1213

1060

930

812

726

657

595

577

444

315

228

139

50

2382

2308

2239

2172

2137

2103

2070

2004

1782

1532

1325

1183

1062

937

849

796

752

691

525

400

314

248

100

2524

2435

2357

2282

2239

2192

2152

2077

1880

1632

1410

1278

1168

1040

940

892

865

757

542

478

340

233

300

2378

2223

2101

2002

1936

1854

1777

1693

1600

1481

1325

1192

1112

991

871

759

688

580

392

375

271

174

500

2137

1930

1790

1698

1657

1582

1487

1377

1275

1210

1096

964

895

854

749

653

545

457

274

231

184

115

1000

2484

2220

1960

1832

1759

1689

1587

1399

1195

1049

979

854

747

652

543

420

350

269

170

126

88

47

1500

3354

3048

2648

2304

2097

2004

1862

1606

1377

1204

1165

1011

849

695

554

383

229

198

112

73

71

35

2000

4160

3773

3358

2874

2589

2408

2176

1855

1637

1484

1435

1259

1077

897

675

447

288

234

138

115

66

31

2500

5115

4671

4271

3613

3118

2736

2410

2108

1885

1730

1680

1431

1241

1010

757

532

413

352

268

147

68

32

3000

5776

5147

4697

3919

3353

2939

2529

2224

2092

2088

1863

1569

1328

1104

860

653

513

465

368

158

69

33

3500

6200

5263

4751

3952

3428

3073

2613

2476

2473

2291

1953

1645

1395

1186

966

764

640

606

526

209

72

34

4000

6698

5557

5016

4100

3547

3146

2683

2602

2600

2432

2107

1808

1584

1341

1080

881

705

643

583

238

74

34

4500

6863

5589

5164

4349

3817

3236

2917

2828

2795

2504

2176

2020

1761

1486

1188

1000

777

664

585

239

76

35

5000

6894

5600

5215

4608

4132

3365

3148

3069

2992

2578

2354

2132

1877

1636

1342

1113

887

720

628

260

88

39

5500

6982

5726

5328

4726

4258

3473

3458

3348

3313

2865

2532

2295

2023

1768

1410

1167

983

817

635

291

109

49

6000

7157

6118

5497

4754

4297

3667

3478

3399

3334

2885

2620

2357

2031

1778

1494

1312

1126

869

651

324

135

62

6500

7437

6468

5657

4756

4302

3860

3524

3399

3355

2904

2640

2363

2038

1789

1535

1417

1227

898

654

356

162

75

7000

7750

6724

5829

4805

4340

4053

3580

3437

3374

2924

2659

2383

2060

1799

1580

1451

1261

965

667

387

190

89

7500

8065

6948

6031

5039

4556

4247

3770

3511

3393

2945

2680

2404

2090

1809

1590

1464

1275

1034

697

423

218

104

8000

8347

7225

6182

5286

4858

4441

3952

3525

3414

2965

2701

2423

2114

1934

1710

1515

1321

1103

746

468

249

120

Продолжение таблицы 1

Р = 20 МПа

х:

-0,50

-0,40

-0,30

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0

1367

1333

1304

1277

1261

1255

1235

1193

1092

988

921

846

761

665

573

522

472

418

321

228

154

90

50

1628

1593

1576

1552

1522

1477

1396

1314

1222

1094

1001

951

881

747

623

547

476

421

345

270

215

152

100

1806

1774

1772

1752

1715

1633

1508

1394

1310

1165

1044

1014

957

797

651

553

480

424

371

369

224

187

300

1524

1476

1461

1461

1449

1379

1253

1173

1072

904

721

667

652

609

547

432

400

318

292

291

223

140

500

1167

1090

1024

997

978

962

905

858

750

685

592

572

572

539

487

430

375

269

210

185

165

72

1000

1538

1403

1259

1142

1086

996

936

873

781

713

712

711

667

610

485

393

330

259

150

103

77

31

1500

2411

2193

1966

1766

1640

1468

1328

1194

1161

1161

1096

949

769

681

611

533

385

250

139

102

63

29

2000

3269

2881

2536

2229

2049

1812

1633

1469

1396

1360

1198

1153

1029

939

825

593

411

283

167

129

62

27

2500

3945

3350

2983

2597

2338

2012

1864

1692

1534

1369

1252

1250

1153

1124

939

808

611

428

291

159

64

28

3000

4169

3514

3182

2767

2442

2077

1949

1770

1566

1380

1294

1293

1292

1227

1033

905

672

558

390

184

65

29

3500

4171

3606

3286

2850

2522

2154

2014

1854

1763

1669

1581

1522

1331

1253

1128

962

813

671

582

232

70

29

4000

4173

3765

3426

2954

2639

2294

2174

2013

1960

1959

1870

1720

1371

1264

1188

1035

856

690

601

272

72

29

4500

4233

4009

3596

3034

2742

2472

2308

2123

2096

2096

2008

1892

1473

1425

1280

1044

871

695

611

278

75

31

5000

4436

4270

3812

3193

2893

2659

2489

2485

2256

2120

2038

1927

1576

1571

1374

1150

900

750

692

300

88

37

5500

4687

4581

4048

3320

3002

2825

2661

2657

2428

2146

2068

1962

1678

1669

1519

1230

1021

857

693

302

109

48

6000

4915

4686

4148

3416

3109

2950

2733

2728

2611

2172

2100

1999

1832

1671

1521

1335

1178

935

694

333

135

60

6500

5129

4688

4157

3492

3206

3018

2820

2815

2697

2220

2116

2040

1891

1674

1534

1438

1273

958

696

366

163

74

7000

5338

4706

4158

3532

3242

3051

2840

2835

2717

2260

2147

2083

1937

1725

1548

1463

1287

998

700

399

190

88

7500

5548

4808

4185

3586

3298

3110

2861

2854

2736

2329

2179

2114

1983

1776

1561

1478

1296

1053

726

433

220

103

8000

5757

4976

4232

3614

3338

3135

2882

2876

2755

2443

2255

2164

2075

1912

1697

1493

1304

1102

744

467

247

119

Таблица 2

Критический тепловой поток в кольцевых каналах (кВт/м2) для: dh = 8 мм,
d1/d2 = 1,0, Lh/dh ≥ 300, давление Р [кПа], массовая скорость G [кг/м2сек]

Р

G/X

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

100

50

 

 

 

 

2385

745

644

588

569

552

512

429

322

224

126

100

100

 

 

 

 

2702

1099

1065

1038

1023

1005

945

801

607

414

221

100

200

 

 

 

 

2970

1352

1314

1247

1208

1089

975

806

628

428

228

100

300

 

 

 

 

3237

1606

1563

1456

1392

1172

1004

811

648

 

 

100

500

 

 

 

 

3527

1924

1788

1701

1619

1410

1246

901

 

 

 

100

750

 

 

 

 

3697

2151

1974

1857

1688

1480

1347

 

 

 

 

100

1000

 

 

 

 

3866

2379

2160

2013

1756

 

 

 

 

 

 

100

1500

 

 

 

 

3948

2498

2274

2075

1805

 

 

 

 

 

 

100

2000

 

 

 

 

3951

2539

2313

2087

 

 

 

 

 

 

 

100

3000

 

 

 

 

3972

2638

2429

 

 

 

 

 

 

 

 

100

4000

 

 

 

 

4036

2779

 

 

 

 

 

 

 

 

 

100

5000

 

 

 

 

4128

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Р

G/X

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

200

50

 

 

 

 

2507

1292

847

677

620

589

550

467

364

252

140

200

100

 

 

 

 

2849

1513

1144

1102

1076

1032

972

844

662

451

240

200

200

 

 

 

 

3146

1728

1453

1364

1304

1162

1046

867

676

460

244

200

300

 

 

 

 

3444

1943

1762

1625

1531

1293

1120

890

691

470

249

200

500

 

 

 

 

3758

2305

2045

1884

1690

1432

1235

898

620

423

 

200

750

 

 

 

 

3926

2518

2212

2010

1747

1479

1298

928

 

 

 

200

1000

 

 

 

 

4094

2731

2377

2136

1804

1527

1361

 

 

 

 

200

1500

 

 

 

 

4147

2817

2472

2184

1854

1645

 

 

 

 

 

200

2000

 

 

 

 

4150

2852

2504

2207

1893

 

 

 

 

 

 

200

3000

 

 

 

 

4180

2944

2571

2197

 

 

 

 

 

 

 

200

4000

 

 

 

 

4297

3043

 

 

 

 

 

 

 

 

 

200

5000

 

 

 

 

4408

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

200

6000

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Р

G/X

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

300

50

 

 

 

4612

2628

1841

1051

767

671

625

589

504

406

280

154

300

100

 

 

 

4867

2995

1929

1224

1167

1129

1059

998

887

717

487

258

300

200

 

 

 

4982

3323

2106

1592

1481

1400

1236

1117

928

725

493

261

300

300

 

 

 

5097

3650

2282

1961

1794

1671

1413

1236

968

734

499

264

300

500

 

 

 

5152

3988

2687

2304

2066

1761

1454

1223

895

627

428

 

300

750

 

 

 

5203

4155

2885

2450

2163

1807

1479

1249

876

574

 

 

300

1000

 

 

 

5254

4322

3083

2596

2260

1852

1503

1276

 

 

 

 

300

1500

 

 

 

5276

4344

3136

2670

2292

1904

1527

 

 

 

 

 

300

2000

 

 

 

5293

4349

3165

2696

2327

1937

 

 

 

 

 

 

300

3000

 

 

 

5437

4387

3251

2714

2289

 

 

 

 

 

 

 

300

4000

 

 

 

5962

4557

3308

2742

 

 

 

 

 

 

 

 

300

5000

 

 

 

6626

4688

3320

 

 

 

 

 

 

 

 

 

300

6000

 

 

 

7217

4871

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Р

G/X

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

400

50

 

 

 

4624

2790

1968

1172

857

745

688

616

512

433

298

163

400

100

 

 

 

4905

3222

2114

1409

1326

1271

1186

1078

965

811

550

289

400

200

 

 

 

5087

3594

2425

1857

1709

1535

1314

1163

989

822

557

293

400

300

 

 

 

5269

3967

2735

2306

2093

1799

1441

1248

1013

832

564

296

400

500

 

 

 

5343

4283

3119

2605

2305

1907

1477

1166

856

642

438

 

400

750

 

 

 

5399

4467

3286

2719

2406

1950

1478

1177

829

578

 

 

400

1000

 

 

 

5455

4650

3452

2833

2506

1993

1480

1187

 

 

 

 

400

1500

 

 

 

5469

4684

3487

2908

2629

2007

1446

 

 

 

 

 

400

2000

 

 

 

5497

4689

3506

2967

2693

1987

 

 

 

 

 

 

400

3000

 

 

 

5748

4725

3595

3124

2740

 

 

 

 

 

 

 

400

4000

 

 

 

6340

4893

3604

3067

 

 

 

 

 

 

 

 

400

5000

 

 

 

7055

5042

3499

 

 

 

 

 

 

 

 

 

400

6000

 

 

 

7690

5124

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Р

G/X

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

500

50

 

 

 

5637

2951

2096

1293

948

819

750

643

520

460

316

172

500

100

 

 

 

5943

3448

2299

1594

1484

1413

1314

1158

1042

905

613

321

500

200

 

 

 

5191

3866

2744

2123

1938

1671

1392

1209

1050

918

621

325

500

300

 

 

 

5440

4284

3189

2651

2391

1928

1469

1260

1057

930

629

329

500

500

 

 

 

5533

4579

3553

2906

2545

2054

1499

1109

816

657

448

238

500

750

 

 

 

5594

4778

3688

2988

2649

2094

1478

1104

781

 

 

 

500

1000

 

 

 

5655

4978

3822

3071

2754

2134

1457

 

 

 

 

 

500

1500

 

 

 

5662

5024

3838

3146

2967

2112

 

 

 

 

 

 

500

2000

 

 

 

5701

5028

3848

3237

3061

 

 

 

 

 

 

 

500

3000

 

 

 

6058

5062

3939

3534

 

 

 

 

 

 

 

 

500

4000

 

 

 

6719

5228

3901

 

 

 

 

 

 

 

 

 

500

5000

 

 

 

7485

5396

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

500

6000

 

 

 

8164

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Р

G/X

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

600

50

 

 

5667

4653

3101

2230

1423

1053

902

819

698

575

521

357

193

600

100

 

 

6273

5031

3673

2476

1777

1645

1544

1408

1211

1081

966

653

341

600

200

 

 

6496

5364

4193

3098

2399

2165

1787

1473

1253

1088

973

658

343

600

300

 

 

6719

5698

4712

3720

3021

2686

2030

1538

1295

1096

981

664

346

600

500

 

 

6777

5818

5014

4124

3287

2835

2160

1571

1139

828

677

461

 

600

750

 

 

6785

5867

5175

4221

3348

2890

2183

1532

1125

785

590

 

 

600

1000

 

 

6793

5916

5336

4319

3410

2945

2220

1493

1110

742

 

 

 

600

1500

 

 

6837

5925

5378

4311

3456

3115

2139

1308

964

 

 

 

 

600

2000

 

 

7047

5971

5387

4279

3481

3189

2047

1220

 

 

 

 

 

600

3000

 

 

7957

6311

5417

4259

3706

3283

1756

 

 

 

 

 

 

600

4000

 

 

9066

6952

5536

4200

3582

3054

 

 

 

 

 

 

 

600

5000

 

 

10127

7716

5631

3903

3178

 

 

 

 

 

 

 

 

600

6000

 

 

11086

8425

5552

3802

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Р

G/X

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

700

50

 

 

5656

4668

3250

2365

1555

1158

986

888

754

631

582

397

213

700

100

 

 

6271

5118

3899

2653

1961

1805

1674

1502

1263

1120

1026

693

361

700

200

 

 

6533

5537

4519

3452

2676

2393

1904

1554

1297

1127

1029

696

362

700

300

 

 

6794

5956

5139

4251

3392

2981

2133

1607

1331

1134

1033

698

363

700

500

 

 

6869

6103

5449

4695

3668

3126

2267

1643

1170

840

696

474

251

700

750

 

 

6876

6140

5571

4755

3708

3131

2273

1587

1146

789

598

408

218

700

1000

 

 

6883

6176

5693

4816

3748

3136

2279

1530

1122

738

500

343

 

700

1500

 

 

6928

6188

5731

4785

3767

3263

2167

1249

907

602

374

 

 

700

2000

 

 

8150

6240

5747

4710

3727

3318

2057

1144

804

492

 

 

 

700

3000

 

 

8080

6564

5771

4580

3879

3372

1770

1026

658

 

 

 

 

700

4000

 

 

9202

7184

5844

4500

3772

3175

1716

1176

 

 

 

 

 

700

5000

 

 

10274

7948

5866

4128

3379

2815

1811

 

 

 

 

 

 

700

6000

 

 

11250

8686

5726

3948

3401

2683

 

 

 

 

 

 

 

Р

G/X

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

800

50

 

 

5646

4682

3398

2500

1686

1262

1070

957

810

686

643

438

233

800

100

 

 

6269

5205

4124

2829

2144

1966

1805

1596

1315

1158

1086

733

381

800

200

 

 

6569

5709

4845

3806

2953

2622

2020

1636

1341

1165

1085

733

381

800

300

 

 

6869

6212

5566

4783

3762

3278

2236

1676

1367

1172

1084

732

380

800

500

 

 

6960

6386

5884

5268

4049

3416

2374

1716

1200

853

716

487

258

800

750

 

 

6966

6411

5967

5290

4068

3372

2363

1641

1167

793

607

414

221

800

1000

 

 

6972

6436

6050

5313

4087

3390

2352

1567

1134

733

497

341

 

800

1500

 

 

7019

6451

6083

5259

4079

3412

2196

1191

850

565

373

 

 

800

2000

 

 

7253

6508

6105

5142

3972

3447

2069

1068

733

 

 

 

 

800

3000

 

 

8203

6817

6125

4901

4052

3462

1784

968

 

 

 

 

 

800

4000

 

 

9338

7416

6151

4801

3962

3296

1735

 

 

 

 

 

 

800

5000

 

 

10420

8179

6101

4354

3581

2918

 

 

 

 

 

 

 

800

6000

 

 

11414

8948

5900

4094

3517

2744

 

 

 

 

 

 

 

Р

G/X

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1000

50

6654

6195

5624

4708

3696

2769

1948

1472

1237

1094

921

797

765

519

274

1000

100

7215

6756

6264

5377

4574

3182

2511

2287

2066

1785

1420

1236

1206

813

421

1000

200

7400

6960

6641

6050

5496

4515

3508

3080

2255

1800

1429

1242

1196

807

418

1000

300

7584

7164

7018

6723

6419

5849

4504

3873

2443

1815

1438

1249

1187

801

415

1000

500

7710

7243

7141

6952

6751

6415

4813

3999

2588

1861

1261

877

754

512

270

1000

750

7804

7272

7145

6953

6756

6362

4790

3857

2544

1751

1210

801

623

425

227

1000

1000

7898

7301

7150

6954

6762

6310

4766

3714

2499

1641

1159

725

492

337

 

1000

1500

8414

7584

7198

6974

6787

6210

4706

3712

2256

1075

736

491

370

 

 

1000

2000

9536

8352

7457

7044

6822

6009

4465

3706

2093

915

591

414

 

 

 

1000

3000

11705

10168

8446

7320

6831

5547

4399

3643

1814

850

 

 

 

 

 

1000

4000

13271

11526

9608

7880

6764

5405

4343

3541

1772

 

 

 

 

 

 

1000

5000

14719

12772

10710

8644

6574

4807

3983

3126

 

 

 

 

 

 

 

1000

6000

16130

13937

11739

9473

6248

4388

3747

 

 

 

 

 

 

 

 

Р

G/X

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

2000

50

6627

6077

5515

4788

4025

3041

2236

1707

1437

1270

1134

1066

1045

706

367

2000

100

7171

6628

6151

5495

4896

3553

2836

2594

2362

2071

1796

1597

1438

968

498

2000

200

7376

6861

6566

6164

5787

4893

3824

3442

2742

2246

1975

1696

1444

972

500

2000

300

7580

7093

6981

6834

6678

6234

4811

4291

3121

2421

2155

1795

1450

976

502

2000

500

7736

7244

7167

7067

6999

6782

5447

4504

3334

2540

2075

1525

1126

760

394

2000

750

7837

7281

7183

7069

6977

6743

5390

4307

3184

2372

1867

1320

931

630

329

2000

1000

7938

7318

7199

7071

6954

6703

5333

4110

3033

2204

1660

1115

737

501

265

2000

1500

8448

7628

7275

7089

6945

6563

5194

3936

2762

1549

1034

650

452

311

 

2000

2000

9581

8455

7562

7153

6953

6213

4754

3759

2461

1258

726

441

280

 

 

2000

3000

11755

10395

8754

7438

6950

5619

4436

3552

1904

919

592

415

 

 

 

2000

4000

13338

11788

10065

8225

6906

5446

4294

3407

1591

1193

813

 

 

 

 

2000

5000

14817

13042

11233

9206

6784

4908

4008

3050

1699

1310

 

 

 

 

 

2000

6000

16230

14206

12249

10158

6805

4605

3806

2880

1856

 

 

 

 

 

 

Р

G/X

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

3000

50

6600

5965

5400

4856

4346

3315

2527

1943

1638

1446

1343

1334

1326

894

461

3000

100

7129

6505

6033

5606

5209

3930

3163

2901

2658

2354

2166

1962

1676

1127

578

3000

200

7354

6764

6487

6271

6071

5271

4141

3797

3233

2687

2519

2158

1699

1142

585

3000

300

7579

7023

6940

6937

6933

6611

5120

4694

3808

3021

2871

2354

1721

1157

593

3000

500

7764

7245

7191

7176

7244

7123

6090

5012

4090

3207

2887

2186

1506

1013

521

3000

750

7872

7289

7219

7180

7193

7098

5999

4759

3828

2987

2526

1848

1247

841

435

3000

1000

7980

7333

7248

7183

7143

7073

5908

4506

3565

2767

2164

1510

988

668

348

3000

1500

8482

7669

7350

7200

7099

6891

5692

4157

3257

2033

1339

814

535

366

 

3000

2000

9625

8555

7669

7259

7082

6396

5061

3800

2819

1611

869

468

334

 

 

3000

3000

11804

10611

9065

7561

7070

5686

4487

3446

1995

991

616

426

 

 

 

3000

4000

13403

12038

10518

8581

7057

5483

4256

3263

1416

1167

866

 

 

 

 

3000

5000

14912

13302

11746

9769

7005

5008

4036

2977

1539

1336

 

 

 

 

 

3000

6000

16328

14465

12750

10834

7386

4838

3862

2901

1767

 

 

 

 

 

 

Р

G/X

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

5000

50

6076

5590

5174

4796

4414

3489

2731

2134

1815

1593

1466

1447

1193

805

417

5000

100

6616

6127

5769

5462

5135

4040

3299

3028

2801

2536

2277

2120

1873

1258

643

5000

200

6808

6336

6093

5925

5739

5018

4046

3774

3410

3016

2640

2380

1990

1336

682

5000

300

7000

6546

6417

6387

6344

5997

4793

4519

4020

3496

3003

2640

2107

1414

721

5000

500

7199

6711

6577

6540

6472

6107

5072

4790

4063

3629

3129

2639

2040

1370

699

5000

750

7377

6835

6661

6571

6443

5977

5065

4629

3836

3398

2812

2165

1615

1086

557

5000

1000

7555

6960

6745

6603

6414

5847

5059

4468

3609

3167

2494

1691

1190

803

416

5000

1500

8160

7377

6956

6685

6386

5551

4693

3912

3196

2479

1624

1014

861

584

 

5000

2000

9383

8339

7402

6801

6296

5077

4219

3464

2753

1928

981

627

617

 

 

5000

3000

11437

10379

8949

7439

6290

4597

3643

3119

1999

943

664

484

 

 

 

5000

4000

12965

11749

10325

8350

6271

4266

3398

2832

1437

1056

842

 

 

 

 

5000

5000

14382

12934

11470

9325

6487

4110

3306

2654

1444

1239

 

 

 

 

 

5000

6000

15707

14017

12504

10637

7394

4230

3264

2604

1747

 

 

 

 

 

 

Р

G/X

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

6000

50

5796

5384

5027

4696

4370

3478

2721

2123

1797

1576

1334

1069

920

623

326

6000

100

6321

5897

5580

5307

5030

3991

3228

2954

2726

2484

2064

1665

1509

1015

522

6000

200

6512

6083

5843

5685

5514

4838

3908

3624

3307

2959

2464

2029

1746

1173

601

6000

300

6703

6268

6105

6062

5997

5686

4588

4295

3889

3433

2865

2393

1982

1331

680

6000

500

6911

6417

6226

6160

6006

5716

4802

4467

3906

3535

3051

2525

1953

1311

670

6000

750

7110

6531

6282

6173

5917

5558

4739

4234

3646

3328

2729

2051

1480

996

512

6000

1000

7309

6644

6337

6187

5827

5400

4676

4001

3385

3120

2406

1576

1008

681

355

6000

1500

7942

7069

6526

6266

5863

4965

4159

3498

2936

2460

1539

878

717

487

258

6000

2000

9171

8104

7092

6479

5910

4586

3727

3107

2544

1777

810

500

460

316

172

6000

3000

11146

10123

8781

7395

6062

4329

3243

2754

1880

610

451

400

241

170

99

6000

4000

12624

11446

10029

8073

6119

3702

2922

2483

1388

909

752

471

267

188

108

6000

5000

13991

12589

11008

8604

6211

3624

2798

2358

1315

1131

877

511

271

190

109

6000

6000

15250

13613

12216

10290

7276

3801

2828

2424

1705

1363

954

588

317

221

125

Р

G/X

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

8000

50

5296

4967

4669

4411

4173

3199

2306

1939

1696

1518

1301

1048

915

620

324

8000

100

5771

5413

5119

4897

4696

3782

2963

2722

2493

2315

1943

1512

1381

930

479

8000

200

5967

5570

5285

5128

4973

4409

3515

3162

2908

2695

2206

1725

1519

1022

525

8000

300

6162

5726

5451

5359

5250

5036

4067

3602

3323

3075

2470

1937

1657

1114

571

8000

500

6385

5875

5566

5441

5319

5103

4189

3454

3119

2843

2289

1886

1605

1079

554

8000

750

6606

6007

5659

5475

5093

4930

4112

3237

2875

2552

2005

1527

1178

795

412

8000

1000

6826

6140

5753

5508

4868

4756

4034

3020

2632

2262

1721

1168

752

511

270

8000

1500

7489

6638

6067

5659

4850

4301

3488

2776

2296

1648

938

507

287

201

115

8000

2000

8621

7654

6701

5934

5011

3939

2978

2464

1981

1116

523

317

202

144

86

8000

3000

10436

9514

8352

7131

5417

3581

2485

2039

1281

557

344

261

171

124

76

8000

4000

11797

10736

9473

7688

5630

3265

2199

1838

1106

593

483

328

194

139

84

8000

5000

13052

11785

10383

8260

6072

3263

2076

1773

1152

829

612

374

205

146

87

8000

6000

14217

12723

11356

9840

7005

3426

2181

1931

1485

1104

768

480

261

184

106

Р

G/X

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

10000

50

4780

4525

4276

4048

3868

3080

2207

1843

1590

1428

1252

1024

890

603

316

10000

100

5217

4935

4665

4432

4275

3545

2764

2494

2261

2117

1815

1388

1203

811

420

10000

200

5410

5084

4783

4549

4450

4002

3119

2833

2584

2317

1828

1300

1103

745

387

10000

300

5604

5234

4901

4666

4625

4459

3474

3171

2907

2516

1842

1211

1004

679

354

10000

500

5839

5401

5032

4747

4575

4416

3371

2922

2576

1969

1397

984

788

535

282

10000

750

6081

5562

5171

4819

4438

4270

3301

2770

2363

1518

1052

764

586

400

214

10000

1000

6323

5724

5310

4891

4300

4125

3232

2618

2151

1068

706

545

383

265

147

10000

1500

6966

6199

5629

5052

4319

3745

2935

2320

1698

697

488

362

198

142

85

10000

2000

7985

7124

6262

5435

4466

3357

2458

1871

1044

511

320

238

127

94

61

10000

3000

9606

8789

7861

6867

4926

3160

2045

1427

714

394

270

207

123

91

60

10000

4000

10857

9902

8871

7471

5067

2994

1740

1313

904

509

361

233

132

98

63

10000

5000

12021

10869

9703

8071

5416

3087

1665

1469

1145

705

537

341

178

128

78

10000

6000

13055

11697

10510

9150

6117

3325

1932

1753

1425

997

703

446

245

173

101

Р

G/X

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

12000

50

4226

4035

3846

3654

3486

2912

2094

1717

1463

1333

1172

975

852

578

303

12000

100

4611

4402

4196

3980

3795

3259

2537

2233

2006

1918

1672

1217

924

626

327

12000

200

4784

4539

4301

4067

3892

3473

2821

2549

2253

1959

1458

1100

824

559

294

12000

300

4957

4677

4405

4153

3990

3687

3104

2865

2499

2001

1243

983

724

492

260

12000

500

5149

4817

4493

4145

3924

3569

2943

2615

2077

1393

827

627

429

295

162

12000

750

5374

4965

4573

4095

3696

3311

2699

2283

1729

1025

631

463

319

222

125

12000

1000

5598

5113

4653

4045

3469

3053

2456

1951

1380

658

436

299

209

149

89

12000

1500

6307

5650

4939

4100

3492

2808

2126

1504

861

433

279

205

148

108

68

12000

2000

7206

6495

5625

4584

3630

2741

1940

1227

604

374

233

180

105

79

54

12000

3000

8569

7856

7077

5979

4048

2746

1613

884

460

267

227

170

100

76

52

12000

4000

9562

8650

7853

6775

4570

2804

1512

1030

717

448

301

213

123

91

60

12000

5000

10366

9303

8493

7397

5020

2991

1686

1329

1022

598

394

313

180

130

79

12000

6000

11572

10347

9319

8107

5535

3220

1923

1634

1279

926

642

424

238

168

98

Р

G/X

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

14000

50

3663

3529

3402

3264

3136

2706

1970

1581

1302

1146

992

882

721

490

259

14000

100

3977

3836

3711

3560

3412

2990

2316

1976

1664

1489

1155

883

687

468

248

14000

200

4077

3926

3799

3635

3487

3163

2553

2162

1689

1407

1016

776

587

401

215

14000

300

4177

4017

3887

3710

3561

3335

2789

2348

1715

1326

878

669

487

334

181

14000

500

4216

4039

3917

3700

3352

3161

2633

1997

1376

978

531

347

281

197

113

14000

750

4398

4149

3980

3663

3108

2820

2254

1676

1203

737

410

275

221

157

93

14000

1000

4580

4259

4042

3625

2865

2479

1874

1356

1030

496

289

203

161

117

73

14000

1500

5483

4980

4380

3677

3031

2313

1610

1120

705

330

242

181

128

95

62

14000

2000

6279

5709

4889

3976

3244

2339

1586

981

492

265

203

163

96

74

51

14000

3000

7425

6770

6277

5301

3737

2495

1623

899

456

236

183

143

96

74

51

14000

4000

7928

6850

6348

5524

4035

2691

1818

1159

740

502

287

192

116

87

58

14000

5000

7950

6922

6551

6021

4518

3031

2122

1432

1015

718

419

288

171

124

76

14000

6000

9656

8514

7847

6965

4912

3113

2297

1782

1299

986

624

409

233

165

97

Р

G/X

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

16000

50

3028

2927

2837

2742

2650

2383

1791

1426

1100

888

730

612

436

300

164

16000

100

3284

3171

3081

2977

2870

2613

2082

1755

1362

1115

815

628

481

330

179

16000

200

3352

3208

3111

3002

2882

2675

2238

1880

1428

1059

736

547

432

298

163

16000

300

3421

3246

3141

3027

2895

2736

2394

2006

1493

1003

657

465

384

265

147

16000

500

3453

3274

3164

3019

2693

2483

2020

1405

1073

830

492

303

243

172

100

16000

750

3600

3343

3222

3050

2562

2182

1675

1195

955

654

372

238

189

136

82

16000

1000

3747

3413

3279

3080

2430

1880

1329

985

837

478

252

173

135

99

64

16000

1500

4398

4028

3710

3293

2517

1720

1267

945

617

282

153

117

102

77

53

16000

2000

4879

4463

4060

3532

2655

1914

1511

1021

562

247

134

111

92

71

50

16000

3000

6167

5572

5309

4604

3097

2338

1817

1219

695

400

240

166

107

81

55

16000

4000

7028

5921

5638

4962

3460

2614

2109

1483

944

668

413

247

117

87

58

16000

5000

7523

6121

5950

5676

4111

3056

2429

1750

1226

858

523

332

166

120

74

16000

6000

8413

7320

6616

5968

4449

3178

2664

1998

1441

1061

668

426

236

167

98

Р

G/X

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

18000

50

2249

2180

2115

2051

1986

1823

1380

1080

858

740

626

476

364

252

140

18000

100

2382

2299

2225

2152

2068

1901

1469

1174

951

838

680

503

429

295

162

18000

200

2306

2194

2102

2015

1900

1738

1410

1139

925

766

598

436

383

265

147

18000

300

2231

2090

1978

1878

1733

1574

1350

1103

898

695

517

369

337

234

131

18000

500

1992

1808

1684

1598

1468

1271

1108

891

773

581

401

252

211

150

89

18000

750

2152

1935

1761

1656

1518

1263

1039

831

676

477

319

203

162

117

73

18000

1000

2312

2061

1839

1714

1567

1255

971

772

580

373

237

153

113

85

57

18000

1500

3130

2823

2453

2113

1852

1442

1130

901

609

308

172

99

69

55

42

18000

2000

3881

3509

3102

2626

2203

1683

1392

1130

771

367

205

127

100

76

52

18000

3000

5372

4807

4320

3516

2642

2065

1901

1402

960

569

424

311

134

99

64

18000

4000

6155

5180

4598

3693

2820

2471

2192

1636

1179

773

600

491

196

140

84

18000

5000

6313

5250

4843

4204

3117

2887

2367

1932

1447

975

667

529

216

153

91

18000

6000

6609

5699

5086

4349

3415

3205

2644

2120

1585

1178

786

559

273

192

110

Р

G/X

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

20000

50

1542

1511

1494

1466

1380

1222

1012

883

674

499

389

317

249

175

102

20000

100

1711

1685

1681

1654

1515

1300

1072

947

715

504

395

352

330

229

129

20000

200

1576

1543

1534

1519

1394

1193

939

788

638

453

347

315

298

208

118

20000

300

1441

1400

1388

1384

1274

1085

806

629

561

401

298

277

267

187

108

20000

500

1098

1026

969

942

897

784

624

543

497

393

247

196

173

125

77

20000

750

1270

1169

1074

1005

913

793

650

603

520

374

239

166

133

98

63

20000

1000

1442

1312

1179

1069

929

803

677

663

543

355

230

136

94

72

50

20000

1500

2259

2050

1839

1641

1354

1125

1084

849

627

463

221

127

91

70

49

20000

2000

3049

2687

2365

2065

1670

1374

1245

1059

859

511

252

153

113

85

57

20000

3000

3866

3290

2963

2535

1936

1622

1286

1228

1109

792

506

341

158

115

72

20000

4000

3905

3528

3186

2715

2145

1897

1835

1533

1179

931

643

523

229

162

95

20000

5000

4190

3990

3532

2946

2477

2294

1990

1729

1435

1020

704

601

254

179

104

20000

6000

4636

4374

3835

3156

2740

2558

2043

1851

1544

1223

853

607

288

201

115

Таблица 3

Таблица по КТП (кВт/м2) в идеальных ячейках сборок твэлов в треугольной
упаковке с параметрами: dh = 9,36 мм, s/d = 1,4, L/dh > 300, без влияния
дистанционирующих решеток

Р, кПа

G, кг/м2с

Х = -0,5

Х = -0,4

X = -0,3

X = -0,2

Х = -0,1

Х = 0,0

Х = 0,1

Х = 0,2

Х = 0,3

Х = 0,4

Х = 0,5

Х = 0,6

Х = 0,7

Х = 0,8

Х = 0,9

Х = 1,0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

100

25

-

-

-

370

140

72

70

70

68

67

67

53

49

46

43

42

100

50

-

-

-

596

227

118

114

113

111

110

109

89

68

68

68

68

100

100

-

-

-

661

304

189

196

205

215

221

214

174

134

132

132

132

100

200

-

-

-

937

519

324

334

343

342

323

299

243

200

185

189

 

100

300

-

-

-

1418

910

573

587

590

569

504

450

365

321

 

 

 

100

500

-

-

-

1930

1386

859

911

898

884

846

716

479

 

 

 

 

100

750

-

-

-

2188

1601

1038

1084

1061

981

977

 

 

 

 

 

 

100

1000

-

-

-

2416

1795

1210

1249

1213

1061

 

 

 

 

 

 

 

100

1500

-

-

-

2813

2093

1462

1472

1418

1358

 

 

 

 

 

 

 

100

2000

-

-

-

3181

2377

1689

1689

1588

 

 

 

 

 

 

 

 

100

3000

-

-

-

3951

2981

2196

2163

 

 

 

 

 

 

 

 

 

100

4000

-

-

-

4963

3687

2799

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

100

5000

-

-

-

6307

4481

3525

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Р, кПа

G, кг/м2с

Х = -0,5

Х = -0,4

X = -0,3

X = -0,2

Х = -0,1

Х = 0,0

Х = 0,1

Х = 0,2

Х = 0,3

Х = 0,4

Х = 0,5

Х = 0,6

Х = 0,7

Х = 0,8

Х = 0,9

Х = 1,0

200

25

-

-

-

357

162

100

77

72

72

73

69

57

47

46

46

45

200

50

-

-

-

575

263

164

126

117

117

119

114

93

76

74

72

70

200

100

-

-

-

645

336

212

200

209

216

216

212

179

142

132

133

116

200

200

-

-

-

925

563

358

351

357

350

331

309

251

208

188

190

160

200

300

-

-

-

1417

975

620

632

627

597

541

480

376

323

292

288

227

200

500

-

-

-

1930

1476

951

976

940

868

806

678

462

364

327

 

 

200

750

-

-

-

2180

1696

1128

1136

1092

964

921

780

505

 

 

 

 

200

1000

-

-

-

2396

1895

1298

1287

1230

1045

1022

870

 

 

 

 

 

200

1500

-

-

-

2773

2187

1540

1494

1425

1282

1237

 

 

 

 

 

 

200

2000

-

-

-

3140

2479

1768

1709

1613

1448

 

 

 

 

 

 

 

200

3000

-

-

-

3926

3102

2266

2165

1893

 

 

 

 

 

 

 

 

200

4000

-

-

-

5089

3816

2856

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

200

5000

-

-

-

6518

4600

3518

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Р, кПа

G, кг/м2с

Х = -0,5

Х = -0,4

X = -0,3

X = -0,2

Х = -0,1

Х = 0,0

Х = 0,1

Х = 0,2

Х = 0,3

Х = 0,4

Х = 0,5

Х = 0,6

Х = 0,7

Х = 0,8

Х = 0,9

Х = 1,0

300

25

-

-

-

344

182

127

90

76

74

73

72

60

53

52

50

49

300

50

-

-

-

554

294

206

145

123

121

119

117

97

85

84

83

80

300

100

-

-

-

630

365

234

206

210

215

211

210

184

149

136

136

98

300

200

-

-

-

915

601

386

370

368

359

339

318

259

213

194

194

185

300

300

-

-

-

1416

1032

662

672

660

622

571

507

386

326

293

286

211

300

500

-

-

-

1932

1554

1035

1038

978

853

769

643

450

357

321

 

 

300

750

-

-

-

2173

1780

1211

1188

1121

949

866

704

460

341

 

 

 

300

1000

-

-

-

2378

1981

1377

1319

1245

1029

950

753

 

 

 

 

 

300

1500

-

-

-

2736

2271

1613

1513

1433

1212

1066

 

 

 

 

 

 

300

2000

-

-

-

3097

2568

1838

1723

1636

1326

 

 

 

 

 

 

 

300

3000

-

-

-

3902

3210

2327

2163

1938

 

 

 

 

 

 

 

 

300

4000

-

-

-

5203

3931

2908

2665

 

 

 

 

 

 

 

 

 

300

5000

-

-

-

6708

4705

3507

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Р, кПа

G, кг/м2с

Х = -0,5

Х = -0,4

X = -0,3

X = -0,2

Х = -0,1

Х = 0,0

Х = 0,1

Х = 0,2

Х = 0,3

Х = 0,4

Х = 0,5

Х = 0,6

Х = 0,7

Х = 0,8

Х = 0,9

Х = 1,0

400

25

-

-

-

336

194

135

94

83

78

76

70

60

56

55

53

50

400

50

-

-

-

541

312

217

154

133

128

125

113

95

90

86

84

80

400

100

-

 

-

626

389

242

226

229

231

223

215

196

166

150

150

120

400

200

-

-

-

921

644

425

411

403

371

344

313

276

237

213

208

153

400

300

-

-

-

1447

1105

759

757

727

625

561

486

411

360

320

311

217

400

500

-

-

-

1974

1627

1144

1114

1036

861

726

566

434

356

319

308

 

400

750

-

-

-

2218

2156

1310

1255

1170

951

803

619

437

 

 

 

 

400

1000

-

-

-

2426

2068

1461

1375

1287

1023

863

659

 

 

 

 

 

400

1500

-

-

-

2786

2369

1685

1659

1514

1153

937

 

 

 

 

 

 

400

2000

-

-

-

3161

2681

1919

1919

1719

1242

 

 

 

 

 

 

 

400

3000

-

-

-

4008

3339

2510

2486

2008

 

 

 

 

 

 

 

 

400

4000

-

-

-

5311

4089

3024

2954

 

 

 

 

 

 

 

 

 

400

5000

-

-

-

6863

4854

3508

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Р, кПа

G, кг/м2с

Х = -0,5

Х = -0,4

X = -0,3

X = -0,2

Х = -0,1

Х = 0,0

Х = 0,1

Х = 0,2

Х = 0,3

Х = 0,4

Х = 0,5

Х = 0,6

Х = 0,7

Х = 0,8

Х = 0,9

Х = 1,0

500

25

-

-

466

330

202

141

101

87

83

80

68

58

58

54

53

52

500

50

-

-

749

530

327

228

163

140

134

129

110

94

94

92

91

90

500

100

-

-

862

622

412

248

244

244

244

232

220

207

180

163

158

98

500

200

-

-

1239

929

682

460

450

437

382

347

311

291

258

231

222

145

500

300

-

-

1902

1473

1173

849

834

791

629

552

467

434

394

349

330

202

500

500

-

-

2527

2009

1689

1245

1184

1086

868

688

495

420

356

318

312

243

500

750

-

-

2766

2257

1931

1403

1317

1217

952

744

540

416

331

293

 

 

500

1000

-

-

2950

2468

2145

1537

1426

1327

1016

782

574

397

292

 

 

 

500

1500

-

-

3366

2833

2459

1756

1793

1588

1097

818

 

 

 

 

 

 

500

2000

-

-

3812

3214

2782

1993

2095

1794

 

 

 

 

 

 

 

 

500

3000

-

-

5078

4103

3454

2677

2783

 

 

 

 

 

 

 

 

 

500

4000

-

-

7005

5410

4235

3127

3217

 

 

 

 

 

 

 

 

 

500

5000

-

-

9345

7004

4990

3506

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Р, кПа

G, кг/м2с

Х = -0,5

Х = -0,4

X = -0,3

X = -0,2

Х = -0,1

Х = 0,0

Х = 0,1

Х = 0,2

Х = 0,3

Х = 0,4

Х = 0,5

Х = 0,6

Х = 0,7

Х = 0,8

Х = 0,9

Х = 1,0

600

25

-

-

449

325

210

148

107

93

88

84

70

63

63

62

61

54

600

50

-

-

721

524

337

240

174

150

143,

135

116

102

101

98

96

95

600

100

-

-

833

621

431

266

261

259

256

238

218

211

189

168

162

137

600

200

-

-

1210

944

729

505

487

458

389

350

306

293

267

237

225

158

600

300

-

-

1874

1522

1275

947

909

824

630

547

461

437

404

357

333

192

600

500

-

-

2500

2078

1823

1383

1278

1154

873

684

485

410

359

317

310

238

600

750

-

-

2733

2318

2056

1538

1413

1258

942

735

524

402

328

290

 

 

600

1000

-

-

2915

2519

2255

1668

1519

1337

994

767

550

379

282

 

 

 

600

1500

-

-

3322

2890

2579

1888

1840

1577

1027

745

 

 

 

 

 

 

600

2000

-

-

3773

3280

2914

2104

2130

1770

1076

 

 

 

 

 

 

 

600

3000

-

-

5024

4169

3603

2732

2781

2036

 

 

 

 

 

 

 

 

600

4000

-

-

6921

5428

4379

3199

3252

 

 

 

 

 

 

 

 

 

600

5000

-

-

9218

6946

5005

3564

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Р, кПа

G, кг/м2с

Х = -0,5

Х = -0,4

X = -0,3

X = -0,2

Х = -0,1

Х = 0,0

Х = 0,1

Х = 0,2

Х = 0,3

Х = 0,4

Х = 0,5

Х = 0,6

Х = 0,7

Х = 0,8

Х = 0,9

Х = 1,0

700

25

-

-

432

322

215

155

113

98

92

87

74

68

69

68

66

65

700

50

-

-

693

517

346

250

183

158

149

141

121

110

112

104

108

97

700

100

-

-

804

621

448

284

276

272

264

242

215

212

197

174

165

94

700

200

-

-

1182

959

772

547

520

477

396

351

303

296

276

243

228

126

700

300

-

-

1846

1565

1366

1039

975

855

629

542

458

439

412

362

336

178

700

500

-

-

2473

2143

1945

1508

1366

1217

874

682

474

401

360

319

306

210

700

750

-

-

2704

2376

2171

1664

1500

1298

933

727

507

390

325

288

276

212

700

1000

-

-

2878

2564

2356

1791

1604

1347

971

753

530

360

274

 

 

 

700

1500

-

-

3281

2941

2688

2012

1882

1567

958

678

 

 

 

 

 

 

700

2000

-

-

3731

3340

3035

2207

2163

1748

993

 

 

 

 

 

 

 

700

3000

 

-

4972

4228

3740

2782

2779

2001

 

 

 

 

 

 

 

 

700

4000

-

-

6841

5444

4512

3266

3283

 

 

 

 

 

 

 

 

 

700

5000

-

-

9097

6888

5018

3619

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Р, кПа

G, кг/м2с

Х = -0,5

Х = -0,4

X = -0,3

X = -0,2

Х = -0,1

Х = 0,0

Х = 0,1

Х = 0,2

Х = 0,3

Х = 0,4

Х = 0,5

Х = 0,6

Х = 0,7

Х = 0,8

Х = 0,9

Х = 1,0

800

25

-

-

416

317

221

161

119

103

96

90

77

76

75

68

67

65

800

50

-

-

668

511

356

260

193

167

156

146

125

117

121

110

113

95

800

100

-

-

779

620

465

299

291

284

273

247

213

213

204

181

171

110

800

200

-

-

1154

971

812

587

553

496

402

352

300

297

283

250

234

144

800

300

-

-

1820

1606

1452

1126

1040

885

631

537

451

441

420

369

340

170

800

500

-

-

2446

2201

2060

1626

1447

1276

877

679

465

393

361

322

304

200

800

750

-

-

2672

2427

2276

1781

1583

1335

924

719

493

375

321

283

271

203

800

1000

-

-

2847

2608

2449

1903

1687

1357

950

740

512

343

264

 

 

 

800

1500

-

-

3243

2988

2789

2127

1923

1559

898

614

 

 

 

 

 

 

800

2000

-

-

3694

3395

3149

2304

2193

1727

918

 

 

 

 

 

 

 

800

3000

-

-

4922

4283

3869

2829

2778

1969

 

 

 

 

 

 

 

 

800

4000

-

-

6765

5459

4638

3327

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

800

5000

-

-

8983

6835

5028

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Р, кПа

G, кг/м2с

Х = -0,5

Х = -0,4

X = -0,3

X = -0,2

Х = -0,1

Х = 0,0

Х = 0,1

Х = 0,2

Х = 0,3

Х = 0,4

Х = 0,5

Х = 0,6

Х = 0,7

Х = 0,8

Х = 0,9

Х = 1,0

1000

25

-

448

387

310

232

171

130

112

103

96

84

84

83

76

74

50

1000

50

-

721

622

499

373

275

210

182

167

155

133

133

132

123

119

81

1000

100

-

819

731

619

494

328

318

306

288

255

208

216

217

190

178

88

1000

200

-

1184

1106

995

885

658

611

529

414

355

294

301

298

262

242

122

1000

300

-

1824

1775

1680

1606

1279

1156

938

631

529

443

446

435

381

348

168

1000

500

-

2437

2398

2306

2263

1840

1596

1388

883

676

447

377

366

322

302

187

1000

750

-

2662

2618

2521

2463

1997

1733

1404

911

707

468

352

316

279

262

185

1000

1000

-

2835

2787

2685

2616

2110

1836

1374

913

717

476

311

249

220

211

177

1000

1500

-

3273

3173

3073

2969

2336

1999

1544

787

501

 

 

 

 

 

 

1000

2000

-

3926

3627

3497

3350

2482

2251

1691

 

 

 

 

 

 

 

 

1000

3000

-

5761

4834

4381

4102

2917

2779

 

 

 

 

 

 

 

 

 

1000

4000

-

8037

6633

5484

4864

3442

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

1000

5000

-

10688

8783

6737

5049

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Р, кПа

G, кг/м2с

Х = -0,5

Х = -0,4

X = -0,3

X = -0,2

Х = -0,1

Х = 0,0

Х = 0,1

Х = 0,2

Х = 0,3

Х = 0,4

Х = 0,5

Х = 0,6

Х = 0,7

Х = 0,8

Х = 0,9

Х = 1,0

2000

25

369

344

303

259

207

153

118

104

95

89

86

87

91

81

74

38

2000

50

594

553

488

415

333

247

192

167

154

143

138

140

146

130

123

62

2000

100

667

630

575

511

433

293

283

276

263

243

220

213

196

172

158

95

2000

200

953

918

872

815

751

567

533

491

398

372

338

312

270

236

215

111

2000

300

1449

1422

1403

1366

1334

1079

996

886

639

602

549

462

396

344

311

130

2000

500

1949

1923

1906

1868

1861

1620

1403

1256

875

814

651

482

396

344

311

148

2000

750

2143

2107

2085

2041

2023

1754

1528

1278

908

811

627

445

350

300

273

152

2000

1000

2295

2248

2220

2173

2142

1850

1620

1257

916

783

576

385

282

244

221

134

2000

1500

2789

2605

2536

2481

2424

2047

1702

1348

866

573

390

248

218

184

167

122

2000

2000

3613

3153

2894

2816

2714

2131

1811

1438

841

468

294

193

 

 

 

 

2000

3000

5570

4735

3946

3527

3297

2412

2136

1571

759

444

 

 

 

 

 

 

2000

4000

7625

6610

5549

4473

3896

2785

2577

1700

 

 

 

 

 

 

 

 

2000

5000

10011

8748

7415

5692

4074

3061

2847

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Р, кПа

G, кг/м2с

Х = -0,5

Х = -0,4

X = -0,3

X = -0,2

Х = -0,1

Х = 0,0

Х = 0,1

Х = 0,2

Х = 0,3

Х = 0,4

Х = 0,5

Х = 0,6

Х = 0,7

Х = 0,8

Х = 0,9

Х = 1,0

3000

25

340

310

278

251

215

159

126

110

105

100

99

98

97

93

89

48

3000

50

547

498

448

404

346

256

203

177

162

152

158

164

172

152

142

70

3000

100

616

570

530

494

440

306

295

290

276

263

257

239

207

181

164

100

3000

200

889

844

815

790

749

580

548

526

443

432

416

350

287

250

226

95

3000

300

1367

1329

1327

1326

1319

1091

1017

967

744

741

709

548

424

367

330

134

3000

500

1876

1856

1841

1826

1787

1614

1445

1319

1078

977

827

648

488

418

374

158

3000

750

2092

2073

2050

2027

1979

1805

1616

1396

1166

982

806

601

441

371

331

165

3000

1000

2267

2301

2261

2225

2157

1950

1708

1440

1155

941

714

510

362

304

275

162

3000

1500

2803

2740

2618

2537

2416

2124

1807

1485

1109

796

545

365

273

231

206

115

3000

2000

3685

3561

3247

3015

2763

2317

1925

1529

1051

669

415

277

195

162

141

 

3000

3000

5758

5107

4405

3814

3269

2616

2141

1605

1011

630

419

276

155

129

 

 

3000

4000

7964

7082

6068

4933

3888

2998

2474

1748

1127

819

570

369

184

 

 

 

3000

5000

10534

9408

8206

6339

4360

3306

2961

1842

1303

1086

753

483

 

 

 

 

Р, кПа

G, кг/м2с

Х = -0,5

Х = -0,4

X = -0,3

X = -0,2

Х = -0,1

Х = 0,0

Х = 0,1

Х = 0,2

Х = 0,3

Х = 0,4

Х = 0,5

Х = 0,6

Х = 0,7

Х = 0,8

Х = 0,9

Х = 1,0

5000

25

340

313

291

269

240

182

148

131

120

112

114

119

82

74

71

47

5000

50

546

504

467

433

387

294

240

211

194

179

183

192

134

120

116

67

5000

100

628

588

556

526

482

351

336

330

321

303

295

290

252

220

201

78

5000

200

929

881

854

829

793

630

597

588

555

512

488

458

375

325

290

134

5000

300

1431

1381

1375

1371

1361

1139

1066

1033

875

823

781

659

508

439

391

153

5000

500

1998

2005

1982

1961

1907

1738

1625

1498

1371

1195

1044

835

636

541

479

180

5000

750

2278

2288

2251

2210

2137

1984

1801

1676

1458

1277

1038

797

580

486

425

164

5000

1000

2515

2587

2524

2460

2351

2144

1939

1736

1483

1227

944

673

483

399

347

158

5000

1500

3165

3141

2970

2834

2639

2338

2047

1781

1442

1066

725

500

368

315

283

155

5000

2000

4203

4161

3770

3423

3029

2525

2137

1785

1310

858

540

366

273

231

222

111

5000

3000

6558

5925

5138

4361

3557

2805

2290

1791

1200

758

491

336

208

147

122

77

5000

4000

9003

8087

6952

5589

4190

3170

2580

1896

1270

909

655

430

226

145

111

55

5000

5000

11755

10521

9199

7090

4611

3415

3096

2042

1420

1251

879

563

234

169

105

34

Р, кПа

G, кг/м2с

Х = -0,5

Х = -0,4

X = -0,3

X = -0,2

Х = -0,1

Х = 0,0

Х = 0,1

Х = 0,2

Х = 0,3

Х = 0,4

Х = 0,5

Х = 0,6

Х = 0,7

Х = 0,8

Х = 0,9

Х = 1,0

6000

25

351

327

306

285

259

195

162

141

127

119

102

86

83

75

71

41

6000

50

565

526

493

460

417

315

260

227

207

192

165

139

134

121

118

74

6000

100

654

615

584

555

514

375

356

348

340

323

265

242

232

203

184

95

6000

200

974

922

893

869

833

667

629

616

593

553

467

425

373

323

289

120

6000

300

1538

1466

1447

1433

1417

1216

1139

1120

1065

980

846

768

628

540

473

153

6000

500

2199

2164

2109

2062

1987

1842

1679

1613

1471

1327

1126

952

749

646

604

320

6000

750

2578

2510

2420

2337

2237

2052

1889

1730

1570

1367

1138

897

673

566

511

274

6000

1000

2898

2877

2746

2613

2442

2223

2000

1807

1604

1327

1027

748

535

439

377

174

6000

1500

3697

3537

3273

3030

2733

2370

2114

1887

1548

1167

796

542

395

334

344

171

6000

2000

4913

4678

4181

3690

3084

2524

2135

1829

1406

913

566

390

287

241

242

154

6000

3000

7339

6467

5593

4632

3576

2689

2177

1757

1210

758

487

336

219

160

123

103

6000

4000

9554

8407

7188

5692

4076

2890

2317

1765

1206

862

608

408

229

153

115

74

6000

5000

11669

10409

8945

6708

4305

2716

2504

1880

1264

1215

812

507

229

166

103

38

Р, кПа

G, кг/м2с

Х = -0,5

Х = -0,4

X = -0,3

X = -0,2

Х = -0,1

Х = 0,0

Х = 0,1

Х = 0,2

Х = 0,3

Х = 0,4

Х = 0,5

Х = 0,6

Х = 0,7

Х = 0,8

Х = 0,9

Х = 1,0

8000

25

415

389

366

346

321

218

185

168

158

149

128

111

107

95

87

41

8000

50

666

625

589

558

517

352

296

271

254

240

208

178

172

152

144

76

8000

100

772

726

690

662

622

456

422

411

404

392

321

280

283

245

221

82

8000

200

1159

1085

1040

1013

973

794

718

700

683

655

531

466

435

376

331

99

8000

300

1838

1717'

1659

1635

1605

1425

1267

1232

1202

1142

919

808

707

607

529

148

8000

500

2645

2508

2395

2305

2224

2030

1868

1706

1575

1355

1125

942

764

671

680

394

8000

750

3110

2916

2752

2609

2457

2283

2018

1818

1600

1340

1086

862

656

560

544

442

8000

1000

3493

3351

3124

2892

2649

2351

2077

1836

1544

1251

941

684

483

395

359

216

8000

1500

4432

4100

3718

3335

2870

2457

2108

1809

1476

1058

707

467

319

253

169

297

8000

2000

5748

5316

4706

4017

3229

2526

2105

1753

1302

835

500

327

223

178

134

123

8000

3000

8074

7004

6065

4956

3639

2644

2071

1622

1140

676

421

285

186

137

108

100

8000

4000

9753

8494

7310

5772

4036

2700

2037

1566

1059

721

497

335

201

139

106

72

8000

5000

10797

9690

8409

6405

4238

2259

1808

1513

1016

842

593

372

195

143

91

38

Р, кПа

G, кг/м2с

Х = -0,5

Х = -0,4

X = -0,3

X = -0,2

Х = -0,1

Х = 0,0

Х = 0,1

Х = 0,2

Х = 0,3

Х = 0,4

Х = 0,5

Х = 0,6

Х = 0,7

Х = 0,8

Х = 0,9

Х = 1,0

10000

25

503

475

450

428

402

285

237

213

198

189

168

146

138

120

109

47

10000

50

808

764

722

686

646

459

381

342

319

305

271

237

222

195

179

76

10000

100

934

883

835

799

760

576

522

501

487

483

405

339

321

279

248

82

10000

200

1395

1311

1235

1187

1156

966

841

831

792

743

573

454

426

368

327

88

10000

300

2207

2061

1936

1870

1858

1686

1420

1437

1353

1212

856

640

595

512

449

140

10000

500

3159

2920

2738

2590

2427

2234

1924

1787

1556

1281

971

762

614

536

484

205

10000

750

3691

3366

3118

2883

2668

2375

2106

1811

1516

1164

882

671

503

431

386

192

10000

1000

4128

3840

3510

3161

2792

2456

2085

1744

1386

1001

724

512

361

297

260

123

10000

1500

5138

4638

4131

3579

2995

2444

2033

1648

1217

814

534

357

235

189

150

110

10000

2000

6473

5846

5124

4285

3277

2541

1985

1538

1073

642

398

260

173

137

115

97

10000

3000

8536

7315

6355

5111

3674

2591

1940

1418

939

556

350

244

160

122

103

80

10000

4000

9604

8252

7175

5691

3893

2575

1822

1354

916

589

416

282

176

126

92

57

10000

5000

9564

8616

7649

6038

3640

2065

1332

1320

981

670

525

325

173

128

83

38

Р, кПа

G, кг/м2с

Х = -0,5

Х = -0,4

X = -0,3

X = -0,2

Х = -0,1

Х = 0,0

Х = 0,1

Х = 0,2

Х = 0,3

Х = 0,4

Х = 0,5

Х = 0,6

Х = 0,7

Х = 0,8

Х = 0,9

Х = 1,0

12000

25

588

559

532

507

481

364

295

260

241

233

210

188

172

150

133

42

12000

50

942

898

856

814

772

585

475

419

387

377

338

302

276

242

216

77

12000

100

1081

1033

982

932

886

705

620

584

569

576

493

372

324

281

250

80

12000

200

1595

1514

1431

1358

1299

1096

988

950

896

802

620

480

402

347

309

104

12000

300

2499

2358

2216

2101

2022

1799

1653

1618

1486

1186

815

655

516

446

397

223

12000

500

3505

3219

3005

2789

2548

2207

1948

1694

1479

1134

825

612

461

395

296

207

12000

750

4036

3639

3343

3011

2645

2321

1926

1657

1319

969

685

495

354

299

243

142

12000

1000

4459

4093

3690

3235

2737

2303

1925

1549

1150

766

524

370

258

216

180

137

12000

1500

5543

4885

4275

3599

2889

2347

1868

1423

978

591

391

269

189

155

148

133

12000

2000

6789

5987

5206

4195

3223

2444

1893

1348

864

493

312

227

156

128

117

101

12000

3000

8389

7120

6146

4908

3517

2567

1855

1281

788

461

311

219

149

118

101

83

12000

4000

8736

7451

6515

5221

3635

2504

1750

1216

802

506

358

252

162

120

92

63

12000

5000

7687

6964

6321

5276

3213

1969

1225

1105

839

484

393

295

168

124

81

37

Р, кПа

G, кг/м2с

Х = -0,5

Х = -0,4

X = -0,3

X = -0,2

Х = -0,1

Х = 0,0

Х = 0,1

Х = 0,2

Х = 0,3

Х = 0,4

Х = 0,5

Х = 0,6

Х = 0,7

Х = 0,8

Х = 0,9

Х = 1,0

14000

25

647

623

601

576

552

439

353

304

271

253

233

213

179

157

139

42

14000

50

1039

1001

964

925

887

705

568

490

436

406

375

343

290

253

227

78

14000

100

1176

1136

1097

1050

1005

825

706

645

586

545

437

352

290

252

226

84

14000

200

1690

1631

1573

1504

1441

1253

1089

993

812

701

539

432

342

297

267

101

14000

300

2581

2492

2402

2290

2198

2015

1771

1612

1198

951

695

554

413

359

327

152

14000

500

3439

3240'

3069

2840

2536

2223

1853

1600

1272

975

691

502

366

315

262

179

14000

750

3867

3577

3316

2975

2510

2113

1781

1431

1143

815

573

390

282

239

224

163

14000

1000

4190

3957

3607

3084

2541

2086

1698

1336

974

633

417

295

212

183

173

135

14000

1500

5384

4686

4087

3366

2639

2125

1686

1258

841

493

314

228

169

146

144

139

14000

2000

6453

5596

4795

3830

2900

2298

1771

1259

800

443

287

204

150

125

117

120

14000

3000

7550

6328

5454

4252

3166

2406

1828

1256

786

480

308

217

147

116

102

92

14000

4000

7084

6131

5386

4360

3185

2393

1763

1228

819

539

368

246

156

115

89

66

14000

5000

5339

4781

4523

4040

2680

2027

1405

1046

790

574

364

256

152

114

77

40

Р, кПа

G, кг/м2с

Х = -0,5

Х = -0,4

X = -0,3

X = -0,2

Х = -0,1

Х = 0,0

Х = 0,1

Х = 0,2

Х = 0,3

Х = 0,4

Х = 0,5

Х = 0,6

Х = 0,7

Х = 0,8

Х = 0,9

Х = 1,0

16000

25

654

633

614

592

572

489

394

335

273

237

209

175

133

118

109

43

16000

50

1051

1017

985

951

919

783

632

539

438

381

335

282

217

191

174

79

16000

100

1174

1137

1103

1064

1025

898

767

688

561

495

376

307

237

208

188

86

16000

200

1644

1580

1530

1476

1414

1284

1145

1020

803

639

462

369

298

259

236

103

16000

300

2455

2344

2264

2184

2081

1953

1810

1603

1225

879

596

465

393

343

316

137

16000

500

3178

2868

2714

2527

2255

1950

1694

1400

1128

854

601

433

334

295

264

161

16000

750

3460

3075

2864

2566

2172

1817

1493

1224

964

714

488

341

250

222

219

194

16000

1000

3652

3351

3053

2672

2145

1764

1440

1108

833

549

360

247

187

166

162

159

16000

1500

4455

3910

3456

2852

2287

1834

1473

1098

760

437

267

192

147

131

140

131

16000

2000

5018

4583

4015

3223

2533

2044

1639

1208

786

455

268

190

137

119

114

122

16000

3000

6024

5140

4450

3544

2738

2211

1754

1277

862

522

347

233

152

117

106

94

16000

4000

5835

4900

4322

3557

2705

2198

1742

1296

890

617

415

277

165

115

86

67

16000

5000

4467

3805

3717

3417

2199

1909

1498

1163

861

627

407

259

133

102

71

41

Р, кПа

G, кг/м2с

Х = -0,5

Х = -0,4

X = -0,3

X = -0,2

Х = -0,1

Х = 0,0

Х = 0,1

Х = 0,2

Х = 0,3

Х = 0,4

Х = 0,5

Х = 0,6

Х = 0,7

Х = 0,8

Х = 0,9

Х = 1,0

18000

25

573

556

538

522

505

446

358

302

255

237

206

165

132

117

107

44

18000

50

920

892

864

838

811

718

575

486

411

382

333

266

214

189

173

81

18000

100

989

956

926

894

859

766

623

542

465

445

363

293

253

221

200

101

18000

200

1283

1221

1171

1120

1055

947

807

708

602

539

428

343

304

265

241

126

18000

300

1771

1663

1576

1491

1373

1240

1117

988

836

692

526

420

385

335

309

158

18000

500

1937

1941

1844

1735

1555

1369

1181

1029

869

690

505

375

306

276

254

165

18000

750

2102

2035

1901

1741

1503

1273

1108

935

781

599

411

288

221

199

200

174

18000

1000

2217

2215

2040

1796

1513

1253

1057

882

695

479

310

211

159

142

147

132

18000

1500

2941

2693

2387

2039

1652

1371

1161

916

673

424

249

168

142

129

131

124

18000

2000

3548

3216

2834

2342

1907

1585

1333

1055

769

457

280

189

150

125

121

115

18000

3000

4450

3624

3134

2566

2061

1719

1445

1155

834

567

381

264

161

118

108

99

18000

4000

4316

3474

3036

2510

2032

1732

1482

1179

887

628

461

328

182

112

92

71

18000

5000

3349

2851

2607

2222

1672

1573

1349

1159

898

634

485

365

152

106

76

43

Р, кПа

G, кг/м2с

Х = -0,5

Х = -0,4

X = -0,3

X = -0,2

Х = -0,1

Х = 0,0

Х = 0,1

Х = 0,2

Х = 0,3

Х = 0,4

Х = 0,5

Х = 0,6

Х = 0,7

Х = 0,8

Х = 0,9

Х = 1,0

20000

25

445

438

431

422

393

346

306

285

224

178

148

126

103

90

85

45

20000

50

716

702

694

678

632

556

492

459

360

286

237

204

167

149

142

83

20000

100

796

785

782

766

691

596

518

496

381

289

244

233

215

190

176

90

20000

200

951

933

929

915

824

707

581

538

447

341

279

271

256

225

210

150

20000

300

1207

1176

938

911

842

728

611

601

555

423

335

332

323

285

265

167

20000

500

1160

1192

941

914

859

735

625

605

571

472

314

266

246

221

220

196

20000

750

1146

1054

972

908

819

699

623

623

549

419

279

209

178

162

160

159

20000

1000

1196

1087

978

885

767

653

608

624

518

363

243

153

121

117

111

102

20000

1500

1631

1478

1327

1176

962

818

836

669

538

396

204

135

110

105

100

98

20000

2000

1946

1714

1508

1309

1051

878

834

760

651

382

207

136

110

99

96

93

20000

3000

2016

1732

1551

1306

1014

835

721

748

683

499

348

237

111

96

95

90

20000

4000

1854

1678

1503

1267

1016

906

934

790

676

545

412

328

144

115

91

60

20000

5000

1995

1880

1650

1370

1164

1067

1008

893

802

584

452

372

160

119

80

37