78 УДК 532.5, 536.2, 621.183, 621.039.5 ВИХРЕВОЙ РАСШИРИТЕЛЬ – УТИЛИЗАТОР ТЕПЛОТЫ ПРОДУВОЧНОЙ ВОДЫ Кандидаты техн. наук КАЩЕЕВ В. П., КАЩЕЕВА К. Э., инж. ВОРОНОВ Е. О. Белорусский национальный технический университет, РУП «Минскэнерго», Минская ТЭЦ-3 Важную роль в уменьшении потерь рабочего тела на ТЭС с барабанны- ми котлами играет расширительная установка непрерывной продувки, предназначенная для поддержания в воде в барабане котла концентрации примесей на уровне их растворимости. В результате снижения давления вода в ней вскипает и частично испаряется. Количество воды непрерывной продувки может составлять от 0,5 до 3 (иногда 5) % расхода пара. Уста- новка состоит из расширителя и охладителя продувки и позволяет исполь- зовать теплоту продувочной воды при одновременном сохранении части воды для цикла ПТУ. Продувочная вода с расходом Dпр и энтальпией бh′ насыщения при дав- лении pб в барабане после дроссельного регулирующего клапана поступает в расширитель с давлением pp. В результате снижения давления часть воды прD′′ испаряется, образуя насыщенный пар энтальпией p ,h′′ и отводится через сепарационное устройство. Так как пар из расширителей непрерыв- ной продувки обычно направляется в деаэратор питательной воды, давле- ние в расширителе составляет около 0,7 МПа. Отсепарированная вода из расширителя с энтальпией ph′ подается в водо-водяной теплообменник, где она охлаждается до температуры менее 50 °С, передавая теплоту воде, идущей на химводоочистку. Затем после охладителя эта вода используется для охлаждения подшипников, подпитки теплоносителей на ТЭЦ и т. д. При высоких параметрах пара и большом расходе продувочной воды при- меняется двухступенчатая схема расширения. Вторая ступень работает при давлении, приблизительно равном атмосферному. По существу, теплоту продувочной воды можно было сохранить, используя лишь теплообменник без предвключенного расширителя, но при этом для цикла ПТУ потерялась бы доля чистого пара прD′′ , количество которого можно определить из ма- териального и теплового балансов расширителя б рпр пр р р . h h D D h h ′ ′− ′′ = ′′ ′− Максимальное количество пара можно получить, расширяя продувоч- ную воду в одном расширителе до давлений ниже атмосферного, но это привело бы к неудобствам при эксплуатации установки. Расширители на ТЭС применяются также для периодической продувки котлов. Давление в этих расширителях приблизительно равно атмосферному. Пар сбрасыва- ется в атмосферу, а вода после расхолаживания в барботере отводится в канализацию. Такие же аппараты используются в качестве расширителей дренажей высокого и низкого давлений. Полученный пар поступает в па- роводяной теплообменник для подогрева воды, идущей на химводоочист- 79 ку, а вода отводится в дренажный бак с последующей подачей в химводо- очистку. При традиционном исполнении массогабаритные характеристики таких расширителей достаточно велики, поэтому для их снижения необхо- димо интенсифицировать процессы вскипания воды и отделения влаги от пара. Для оптимизации этого процесса необходимо знание процессов, про- исходящих в расширительной камере, и временного режима снижения дав- ления в каплях воды, установление возможностей улучшения сепарации влаги. Недостатки традиционных расширителей связаны с малой поверх- ностью зеркала испарения, высоким уровнем жидкой фазы и малой скоро- стью всплытия пузырей пара. Из-за большого выноса капель жидкости с паровой фазой, происходящего из-за образования больших пузырей, снижается надежность оборудования, подключенного к расширителю по паровой фазе, требуется установка дополнительных сепарационных устройств, что удорожает конструкцию. Унос капель влаги из расширителя увеличивается также за счет вскипания жидкости лишь в одном опреде- ленном месте сосуда, например при тангенциальном вводе питательного трубопровода, на расстоянии 0,2L/π от ввода, где L – периметр расшири- тельного бака [1]. К числу недостатков также следует отнести высокие гидравлические потери давления при отводе закрученного потока жидкой фазы. Возможности уменьшения удельного объема расширителя и снижения выноса капель жидкости паровой фазой рассмотрены в [2]. Особенностью расширителя (рис. 1) является то, что ввод питательной жидкости выпол- нен многощелевым и расположен в верхней части корпуса, а в нижней ча- сти установлен диск, связанный с корпусом пластинами, с образованием кольцевой щели у стенок, соединенными с корпусом раскручивающими лопатками. Рис. 1. Расширитель: 1 – корпус расширителя; 2 – цилиндрическая поверхность; 3 – патруб- ки для ввода перегретой жидкости; 4 – щели для ввода жидкости в корпус; 5, 6 – патрубки для отвода паровой и жидкой фаз соответственно; 7 – пластина с раскручивающими лопат- ками; 8 – зона стабилизации потока жидкости (сборник жидкой фазы) Разделение перегретой жидкости на паровую и жидкую фазы в расши- рителе осуществляется следующим образом. При подводе перегретой жид- кости в корпус 1 расширителя по патрубкам 3, касательным к боковой стенке 2, жидкость приобретает вращательное движение и стекает в сбор- 80 ник 8 жидкой фазы. При этом снижается вынос капель влаги из-за вихрево- го движения жидкости на цилиндрической поверхности, уменьшается объ- ем пузырей при вскипании перегретой жидкости и сокращаются размеры капель жидкости, выбрасываемых при разрыве пузырей. Попадая в сбор- ник 8 жидкой фазы, жидкость раскручивается на пластине 7, соединенной с корпусом раскручивающими лопатками. Образовавшийся пар отводится по патрубкам 5, а жидкая фаза – по патрубкам 6. Благодаря организации тангенциального ввода воды в верхней части расширителя образуется вращающийся слой воды по всей высоте цилин- дрической части боковой поверхности. Из этого слоя происходит выделе- ние пара (при интенсивном кипении). Одновременно происходит сепара- ция влаги из этого пара, так как капли жидкости под действием центро- бежной силы возвращаются на боковую стенку. В итоге в сравнении с традиционным расширителем в предлагаемом используется для паровыде- ления боковая стенка, что существенно увеличивает поверхность зеркала испарения при том же объеме расширителя, а это повышает его производи- тельность. Использование многощелевого ввода (в сравнении с однотруб- ным под- водом) создает равномерный вращающийся слой воды на боковой по- верхности, что приводит к равномерному паровыделению, а это – путь к образованию пара с малым количеством влаги и ее лучшей сепарации. В результате улучшается работа расширителя, повышается его удельная производительность. Благодаря раскручивающим лопаткам в нижней части расширителя поток жидкости теряет свою окружную скорость, что стаби- лизирует его на входе в отводящий патрубок, создает равномерный слой воды возле нижней торцевой стенки расширителя. Это способствует вы- равниванию парообразования и уменьшает унос влаги с паром. Сепарация влаги при парообразовании в нижней торцевой части расширителя проис- ходит за счет гравитационных сил. Из-за малой нагрузки зеркала испаре- ния унос влаги с паром незначителен, скорость пара мала. Рассмотрим физические процессы, происходящие в расширителе (рис. 1). При тангенциальном равномерном вводе жидкости в расширитель воз- никает центробежное ускорение, которое больше ускорения свободного падения. Это приводит к резкому уменьшению объема пузырей – в 3/2 a g       раза [1], где а – центробежное ускорение, a = 2 ; v r g – ускорение свободно- го падения; v – окружная скорость; r – радиус внутренней поверхности ци- линдрической части расширителя. Пример. Пусть скорость жидкости на боковой поверхности составляет 10 м/с, а радиус расширителя – 1 м. Тогда 3/2 a g       = 31,6. Кроме того, при- мерно в 1,7 раза возрастет скорость всплытия пузырей (прямо пропорцио- нально 4 a [1]). Площадь зеркала испарения увеличивается примерно 81 в ц с с S S S + = 2 2 2 2rH r H r rr π + π + = π раза, где Sц, Sс – поверхности цилиндра и бассейна сборника жидкой фазы соответственно. При высоте корпуса расширителя Н = 2 м поверхность зеркала испарения увеличивается в 5 раз. С учетом повышения скорости всплытия пузырей в 4 а раза для приве- денного примера требуемый объем расширительного бака по сравнению с традиционным расширителем уменьшается в 8,5 раза. За счет вращатель- ного движения жидкости из-за отброса капель к стенкам устройства сни- жается вынос капель влаги паровой фазой. Так как вскипание жидкости происходит в одном месте при вводе ее в расширитель на расстоянии 0,2 длины струи от места ввода, оптимальным является расширитель с пя- тью щелями для ввода жидкости. Приняв за базовый вариант расширитель диаметром 2 м и высотой 2 м, уменьшение объема расширителя достигает- ся, как показано выше, примерно в 8 раз, что соответствует снижению рас- хода металла на 400 %. В расширителе, куда поступает вода из котла (непрерывная продувка), образуются капли перегретой (относительно давления насыщения) жидко- сти диаметром до 4–5 мм. В первый момент жидкость в капле обладает температурой, которая выше температуры насыщения при давлении в объ- еме расширителя. Поэтому начинается интенсивное испарение воды как с поверхности, так и в объеме капли. Как известно, при испарении темпе- ратура жидкости на 0,2–20 °С выше температуры генерируемого пара [3]. Возникает вопрос, почему капля не «взрывается» при кипении воды в ее объеме, ведь в первый момент имеет место значительное превышение давления внутри капли над давлением пара в расширителе, а никакой обо- лочки, сдерживающей разрыв, нет? Как показали исследования по лазер- ному термоядерному синтезу [4], при сильном испарении поверхности капли за счет реактивных сил эта капля может быть сжата до сверхплотно- го вещества (его плотность может в 10–104 раз превысить плотность твер- дого тела). В нашем случае вокруг перегретой капли, попавшей в расшири- тель, образуется узкая переходная зона с большими значениями градиентов плотности, температуры и давления, замедляющая испарение и поддержи- вающая давление в капле. Структура этой зоны определяется главным об- разом процессами испарения и быстротой отвода образовавшегося пара в объеме расширителя. Капля с зонами вокруг нее схема- тически показана на рис. 2. На рис. 2: зона I – сама капля, зона II – паровая переходная зона с боль- шими значениями градиентов плотно- сти, давления и температуры, зона III – паровой объем расширителя, R – ради- усы (их индексы означают: IH – радиус капли в начале испарения, IK – в конце испарения; IIН – радиус пе- реходной зоны в начале испарения, а IIK – в конце). Как видим, размеры переходной зоны много меньше паро- Рис. 2. Схема зон капли жидкости: I – конденсированная; II – пере- ходная; III – низкоплотная паровая 82 вого объема вокруг капли и в ряде задач при расчетах эту зону можно счи- тать гидродинамическим разрывом [5]. Тогда на границе переходной зоны и поверхности капли выполняются законы сохранения потоков массы, им- пульса и энергии, для данного случая имеющие вид: I II I II I 2 I I ( ); ; ( / 2), D v D p p Dv q D v ρ = ρ +  = + ρ  = ρ ε +Ω + где II II . ( 1) p k ε = − ρ Здесь индексы I и II относятся к текущим (по времени) характеристи- кам I и II зон соответственно; ρ – плотность, кг/м3; р – давление, МПа; D и v – скорости границы испарения относительно центра капли и скорость пара на данной границе соответственно, м/с (скорости D и v имеют разные знаки); ε – удельная внутренняя энергия пара на границе испарения; Ω – удельная энергия связи конденсированного вещества, Дж/кг; k – показатель адиабаты (для сухого насыщенного водяного пара k = 1,135); qI – плот- ность потока теплоты, втекающей в разрыв со стороны капли, Вт/(м2⋅с). В уравнении (3) выражение в скобках можно заменить на ( ),r h+ т. е. удельную теплоту фазового перехода из жидкости в пар плюс энтальпию воды (или энтальпию пара). Уравнение, описывающее скорость изменения массы М капли, имеет вид I II , dM DS vS d = −ρ = ρ τ (4) где τ – текущее время, с; S – величина поверхности границы I и II зон. Откуда II I D v ρ= ρ . Это выражение получается и из уравнения (l), прене- брегая в сумме (v + D) малой величиной D. Система уравнений (1)–(4) не зависит от характера газодинамического движения испаренного вещества. В общем случае эти уравнения не описы- вают полностью процесс перемещения границ зон I и II, II и III (рис. 2), поведение промежуточной зоны II, а могут быть граничными условиями к системе гидро- и газодинамических уравнений, описывающих процессы в зонах I и II в приближении газодинамического разрыва. Более корректное описание процессов без введения скачка, разделяющего жидкую и газооб- разную фазы, связано с решением уравнений гидро- и газодинамики для движения слоев и требует уравнения состояния в широком диапазоне плотностей и температур. Эта задача решается только численными мето- дами [6]. Однако с помощью (1)–(4) можно исследовать простую физиче- скую модель, позволяющую оценить характеристики процесса охлаждения капли перегретой жидкости в паровом объеме расширителя. Определим скорость отвода пара от поверхности капли. Как известно, при перепаде давлений пар разгоняется, т. е. его потенциальная энергия преобразуется в кинетическую. Если отношение β конечного и начального (1) (2) (3) 83 давлений составляет критическую величину, то скорость течения достигает местной скорости звука. Для сухого насыщенного пара βкр = 0,577. Так как обычно вода из котла поступает под давлением р0 = 10,0; 14,0 МПа, а в расширителе давление 0,12; 0,6 МПа, то скорость ухода пара с поверхно- сти капли может быть звуковой, а при наличии определенных условий и сверхзвуковой. В нашем случае при β ≤ βкр скорость истечения пара с поверхности капли равна местной скорости звука II II , kpv D c+ = = ρ с. При дальнейшем падении давления pI, когда III кр II , р p > β скорость будет дозвуковой и с уменьшением давления в капле стремится к нулю. Таким образом, весь интервал скоростей можно разбить на два участка: 1) скорость равна местной скорости звука; 2) скорость меняется от скорости звука до нуля. Например, если начальное давление в капле p0 = 14,0 МПа, а в расши- рителе давление составляет 0,12 или 0,6 МПа, то первый участок соответ- ствует перепаду давлений в переходной зоне от 14,0 до 1,04 МПа или от 14,0 до 0,208 МПа, а второй – от 1,04 (или 0,208) до 0,6 МПа (0,12 МПа). Из соответствия температуры насыщения давлению очевидно, что подав- ляющая потеря энергии каплей происходит на первом участке. Покажем это. Энергия, отданная каплей окружающей среде: ∆Q = h0ρ0V0 – hкρкVк, где h0, hк – начальная и конечная энтальпии воды; ρ0, ρк – начальная и ко- нечная плотности воды; V0, Vк – начальный и конечный объемы воды. Также можно записать ,Q h V′′∆ = ρ∆ где ,ρ h′′ – средние на участке плотность воды и энтальпия выделенного пара. Величину ∆Q можно опре- делить и так: ∆Q = h0М0 – hкМк, где М0 и Мк – масса капли в начале и кон- це процесса. В первом приближении можно считать ρ0 = ρк = ρ и энталь- пию пара средней на рассматриваемом интервале. В итоге имеем 0 к 0 к ; h hV V h h − ∆ = ′′ − 0 к0 0 к ρ . h hQ h V h V h h −′′ ′′∆ = ∆ = ′′ − Давлению 14,0 МПа соответствуют температура кипения воды ts = = 336,6 °С и ее энтальпия h0 = 1,573 МДж/кг, а давлениям 1,04; 0,6; 0,208 и 0,12 МПа – ts = 182; 158,8; 121,6; 104,8 °С и hк = 0,772; 0,6704; 0,510; 0,439 МДж/кг. Таким образом, на первом участке, где скорость пара равна звуко- вой, отдается 0,801; 1,063 МДж/кг теплоты, а на втором – 0,10181; 0,0806 МДж/кг, т. е. 0,8875; 0,9288 и 0,1125; 0,0712 ее части соответст- венно. 84 Cначала рассмотрим изменение характеристик на первом интервале, т. е. при β ≤ βкр. Так как с падением давления уменьшается температура, согласно вы- ражению с kRT= также происходит некоторое уменьшение местной скорости звука. Из известных соображений скорость снижения энергии капли можно представить следующим образом: II . dQ h cS d ′′= − ρ τ (5) Для величины h′′ берем ее среднее значение на рассматриваемом ин- тервале. Величина поверхности капли S = 4πR2. Из уравнения адиабаты получаем 1 II II гр гр , kp p   ρ = ρ      где индекс «гр» означает параметры на границе первого временного участка (β ≤ βкр) со вторым (β > βкр). Из-за равенства скорости истечения пара с поверхности капли местной скорости звука на всем рассматриваемом интервале можно предположить, что закон падения давления в капле со временем линейный, т. е. 0 кI 0 1 , p pp p −= − τ τ где pк – конечное давление в капле в конце первого временного участка; τ1 – время испарения при уходе пара со звуковой скоростью; τ – текущее время. Это же можно отнести и к закону уменьшения величины радиуса капли со временем на этом участке 0 к0 1 , R RR R −= − τ τ где 0 к,R R – начальная и конечная величины радиуса на рассматриваемом участке. Выразим дав- ление во второй зоне через начальное давление р0 в капле жидкости. Из уравнений (l) и (2) получаем: pII = p I – pIIv2. Так как на первом временном участке 1 2 II II , kpv c   ≈ =  ρ  то II I 1 . 1 p p k = + Откуда 0 к II I 0 1 1 , 1 p pp p p k  − = − τ + τ  где 1 2III III к I II (1 ) . p pp p c k τ=τ = = + ρ = + β β После подстановки в (5) полученных выражений имеем 112 1 0 к 0 к 0 гр гр 0 1 1 1 4 ( ) . 1 kk kk kR R p pdQ h R k p p d k ++ −   − − ′′= − π − τ ρ − τ    τ τ + τ     (6) Или 1 2 2 0 0( ) ( ) , k kdQ A R a p b d + = − τ − τ τ (7) где 85 1 1 0 к 0 к гр гр 1 1 1 4 ( ) ; ; . 1 k k k R R p pA h k p a b k + − − − ′′= − π ρ = = + τ τ  Здесь давление измеряется в Па; плотность – в кг/м3; время – в с; ради- ус – в м; энтальпия – в Дж/кг. Определения величины Rк можно использовать выражение 3 к 0 3 , 4 VR R ∆= − π где 0 к0 к . h hV V h h − ∆ = ′′ − Величину τ1 можно рассчитать после интегрирования 0 ê 1 10 2 2 0 0( ) ( ) . Q k k Q dQ A R a p b d + τ = − τ − τ τ∫ ∫ (8) Интегральное выражение (8) можно определить только численным ме- тодом, однако, учитывая, что 1 1,135 1 0,94, 2 2 1,135 k k + + = = ⋅ для оценок можно считать 1 1, 2 k k + ≈ и тогда выражение (8) принимает следующий вид: 1 1 0 2 0 к 0 0 0 2 2 2 3 0 0 0 0 0 0 0 ( ) ( ) ( (2 ) ( 2 ) . Q Q A R a p b d A R p R ap R b a ap bR a b d τ τ − = − τ − τ τ =  = − + τ + + τ − τ τ  ∫ ∫ После интегрирования 2 3 2 4 20 к 1 1 1 0 0 1 0 0 0 0 0(2 ) (2 2 ) .2 3 4 Q Q a bR p R ap R b a ap bR A − τ τ τ = τ − + + + − (9) Если 1 0 кa R R= − и 1 0 к ,b p p= − то 2 20 0 1 1 1 0 0 1 0 0 1 0 1 0 1(2 ) ( 2 ) τ2 3 4 кQ Q R a a bR P a p R b ap b R А  − = − + + + −    . (10) Из (10) можно определить значение величины τ1. Расчеты, выполнен- ные при исходных данных: р0 = 14,0 МПа; рIII = 0,6 МПа; 0R = 2 мм, дают τ1 = (3,5 ⋅ 10–6) с. За это время капля потеряла 20,25 Дж теплоты, ее темпе- ратура упала с 336,6 до 217,5 °С, а давление – с 14,0 до 2,22 МПа. За счет реактивного сжатия капли в первый момент создавалось давле- ние, равное 7,44 МПа, а в конце, через (3,5 ⋅ 10–6) с, – 1,18 МПа. Давление в слое, окружающем каплю, за это время упало с 6,56 до 1,04 МПа. Радиус капли стал равным 1,56 мм. Скорость истечения пара с поверхности капли упала с 468 до 465 м/с, а скорость D границы испарения относительно кап- ли – с 25,6 до 2,99 м/с. 86 Рассмотрим второй интервал, когда давление в капле падает от 2,22 МПа до давления в расширителе 0,6 МПа. Время τ2, за которое давление капли сравняется с давлением в расши- рителе, также найдем с помощью уравнения, определяющего скорость уменьшения энергии капли: I . dQ h DS d ′′= − ρ τ (11) Из-за малого изменения размеров капли (радиус меняется с 1,56 мм в начале этого участка до 1,45 мм в его конце) в выражении (11) используем среднее на участке значение величины поверхности капли. Плотность воды на этом временном интервале также меняется слабо, поэтому берем ее среднее значение. Скорость D границы испарения в конце процесса стано- вится равной нулю. Как известно, подобные процессы охлаждения при ма- лых перепадах температур имеют экспоненциальную зависимость. Поэто- му для величины D будем использовать зависимость типа 20 .D D e ψ − τ τ= Здесь D0 – величина скорости границы испарения в начале временного участка (в рассматриваемом случае D0 = 2,99 мм/с); ψ – коэффициент. Так как в экспоненциальном процессе функция приближается к нулю только при бесконечно большом значении аргумента, ограничимся для значения ψ тем моментом, когда конечная величина D будет составлять от начальной 2, 1, 0,1 и 0,01 %. Тогда для этих случаев коэффициент ψ будет иметь зна- чения: 3,909; 4,606; 6,909 и 9,212, соответственно. С учетом изложенного выше можно записать выражение (11) следующим образом: 2 2 I 0 , dQ h SD e Be d ψ ψ − τ − τ τ τ′′= − ρ = − τ (12) где I 0.В h SD′′= ρ Интегрирование выражения (12) по времени от 0 до τ2 дает 2 2 0 2 2 1 2 (1 ).Q Q B e B e ψ − τ τ −ψ τ τ τ − = = − ψ ψ Откуда 2 2 ( ) . (1 ) Q Q B e−ψ − ψ τ = − (13) Расчет проводился для среднего (арифметического) давления в капле p = 1,43 МПа. Для этого давления плотность воды ρ = 870 кг/м3, а эн- тальпия пара h′′= 2,778 МДж/кг. После уменьшения температуры капли до температуры в расширителе ее объем стал равным 12,86 мм3 (в самом начале он составлял 33,5 мм3). Значения величины τ2 для конечных вели- чин скорости границы испарения D следующие: • для D = 0,98D0 величина τ2 = 0,892 ⋅ 10–4 с; • для D = 0,99D0 τ2 = 1,04 ⋅ 10–4 с; • для D = 0,999D0 τ2 = 1,55 ⋅ 10–4 с; 87 • для D = 0,9999D0 τ2 = 2,04 ⋅ 10–4 с. Таким образом, полное время, за которое капля потеряет почти всю свою энергию, составляет 6 4 4 1 2 3,5 10 c 2,04 10 c 2 10 c. − − −τ = τ + τ = ⋅ + ⋅ ≈ ⋅ За это время капля отдала 25,86 Дж энергии (на первом участке – 20,25, на втором – 4,61 Дж). Ее температура понизилась до 158,8 °С, а ее масса с 20,8 ⋅ 10–6 стала (11,69 ⋅ 10–6) кг (на втором участке потеря массы состави- ла (1,66 ⋅ 10–6) кг). Радиус капли в конце испарения составляет 1,45 мм. Ес- ли реактивная сила в начале второго участка создавала давление на каплю 1,18 МПа, то в конце оно стало равным нулю; скорость, с которой пар ухо- дит с поверхности капли, тоже стремится к нулю. Таким образом, оказалось, что время потери энергии каплей перегретой жидкости очень ограничено. Отсюда следует, что главное препятствие снижения массогабаритных характеристик подобных устройств – их низ- кие сепарационные возможности и неразвитая поверхность зеркала испа- рения. Для уменьшения массогабаритных характеристик нужно увеличить поверхность зеркала испарения и повысить сепарационные возможности камеры расширения. В разработанной конструкции [7] внутренний объем расширителя разделен несколькими обечайками на расширительные отсе- ки, подключенные к своим патрубкам подвода перегретой жидкости, при- чем обечайки установлены вертикально, а патрубки закреплены в них тан- генциально, поэтому при вводе перегретой жидкости в отсеках создается вращательное движение сред и процессы кипения и разделения пара и во- ды проходят в поле центробежных сил. Процесс испарения происходит не только на горизонтальной поверхности воды в нижних частях отсеков ис- парителя, но также и на боковых стенках обечаек и корпуса испарителя. В результате по сравнению с традиционными расширитель отличается по- ниженными массогабаритными характеристиками. На рис. 3 схематически представлен разработанный вариант расши- рителя. Рис. 3. Расширитель Устройство содержит вертикальный корпус 1 с патрубком 2 для подачи первичной (перегретой) жидкости в раздающий коллектор 3, имеющий па- трубки 4 для тангенциального подвода перегретой жидкости в расшири- тельные отсеки 5 к внутренней поверхности корпуса 1 и коаксиальных вер- тикальных обечаек 6. Корпус 1 имеет патрубки 7 и 8 для отвода пара и вто- 88 ричной воды, а также перфорированные перегородки 9 и 10 для прохода пара и воды соответственно. По патрубку 2 перегретая жидкость поступает в раздающий коллектор 3, откуда по патрубкам 4 направляется в расширительные отсеки 5 и рас- пределяется по поверхностям испарения корпуса 1 и коаксиальных обе- чаек 6. Жидкость подводится к верхней части поверхностей испарения. Ввиду тангенциального подвода жидкость приобретает вращательное дви- жение и, стекая вниз под действием гравитационных сил, движется по спи- ральной траектории. Во время этого движения по спиральной траектории происходит выделение пара, который через верхнюю перфорированную перегородку 9 поступает в патрубок для отвода пара, а вторичная жидкость с температурой, равной температуре насыщения пара при давлении в рас- ширительной камере, через нижнюю перфорированную перегородку 10 поступает в патрубок 8 для отвода жидкости. Исследования показали, что для определения оптимального количества n рабочих поверхностей – боковых коаксиальных обечаек, можно исполь- зовать следующее соотношение: 1, Rn = − δ где R – радиус расширительной камеры; δ – расстояние между обечайками или обечайкой и корпусом (или центром расширительной камеры). Для воды δ = 0,09 + 0,114H/R – 0,00225(H/R)2. Здесь H – высота обечаек. В Ы В О Д Ы 1. На математической модели исследовано поведение капли перегретой жидкости в объеме расширителя. Показано, что время потери каплей избы- точной энергии составляет около (2 ⋅ 10–4) с. За счет нагрузки на каплю при реактивном эффекте из-за интенсивного ухода пара с поверхности возни- кает давление, которое замедляет испарение и препятствует разрыву капли на более мелкие. В начальный момент скорость ухода пара с поверхности капли равна местной скорости звука, а затем уменьшается по экспоненте. Оказалось, что время потери энергии каплей перегретой жидкости очень ограничено. Отсюда следует, что главное препятствие снижения массога- баритных характеристик подобных устройств – их сепарационные возмож- ности. Это позволяет интенсифицировать теплообмен, увеличив поверх- ность зеркала испарения и повысив сепарационные возможности камеры расширения. В результате расширитель отличается от традиционных по- ниженными массогабаритными характеристиками. 2. Даны технические предложения по созданию компактного вихревого расширителя. Л И Т Е Р А Т У Р А 1. К у т а т е л а д з е, С. С. Гидродинамика газожидкостных систем / С. С. Кутателадзе, М. А. Стырикович. – М.: Энергия, 1976. – 296 с. 2. В и х р е в о й барботажный аппарат: пат. 1177 Респ. Беларусь / В. П. Кащеев [и др.]. – Минск, 1995. 3. О с н о в ы термодинамики и теплотехники / В. Г. Ерохин [и др.]. – М.: Машиностро- ение, 1980. – 224 с. 4. Д ю д е р ш т а д т, Дж. Инерциальный термоядерный синтез; пер. с англ. / Дж. Дю- дерштадт, Г. Мозес. – М.: Энергоатомиздат, 1984. – 304 с. 89 5. Т е о р и я нагрева и сжатия низкоэнтропийных термоядерных мишеней: сб. статей. – М.: Наука, 1982. – 184 с. 6. К в а н т о в а я радиофизика // Труды ФИАН. – 1970. – Т. 52. – 340 с. 7. И с п а р и т е л ь: а.с. СССР № 1.726.891, 15.04.92 / В. П. Кащеев [и др.] // Бюл. № 14. Представлена кафедрой ТЭС Поступила 16.03.2009