Реактивные усилия и расходы при критическом истечении вскипающей воды из разуплотненного трубопровода
Аварийные разрывы трубопроводов могут иметь различную геометрическую форму. Обычно рассматриваемый обрыв в плоскости, перпендикулярной оси трубопровода, является лишь частным случаем. В общем же случае при истечении из разуплотненного трубопровода кипящей или недогретой воды повышенных параметров (р > 0,2 МПа, I > 120 °С) имеют место кризисные явления в частично ограниченной струе расширяющегося теплоносителя. Последнее является причиной возникновения не только осевых, но и поперечных составляющих реактивных усилий. Причем обе составляющие могут быть соизмеримы.
В статье приводятся результаты экспериментального определения поперечных составляющих реактивных усилий. Исследования проводились на стенде, включающем бак объемом 1,28 м3 (проходное сечение Р& = ~ 0,0685 м2, высота ~19 м) для нагрева и аккумуляции горячей воды, и подключенный к нижнему фланцу бака участок истечения (рис. I). Последний представляет собой последовательно расположенные вентиль, штуцер, участок тензометрирования ( — 9,7 мм; =350 мм) и сменные насадки различных диаметра, длины и формы выходного среза. При этом вентиль и штуцер имели проходное сечение в 10 раз больше сечения участков тензометрирования. Диаметры выходных участков истечения (постоянного проходного сечения) Л—5,2 и 9,7 мм. Относительная длина этих участков 1=(1,0; 14,5; 42).
С тремя участками истечения было испытано 32 сменных насадка. По конфигурации выходного среза сменные насадки разделялись на два основных типа (см. рис. I): с плоским косым срезом 1, наклоненным под углом а от 15 до 90° к продольной оси насадка; с горизонтальным плоским срезом 5 различной длины /— = (0,5-^20) Л. Плоскость среза проходила через продольную ось насадка. Переход от цилиндрического насадка к горизонтальному срезу выполнен ступенчато под углом 90°.
Диапазон изменения параметров воды, подаваемой к участку истечения, следующий: давление р= 0,6 н-Ч- 6,0 МПа; степень недогрева до температуры насыщения Ан—/в=3,3~ 65, °С.
Для замера поперечной составляющей реактивного усилия, действующего в плоскости, перпендикулярной оси трубы (в дальнейшем называемой поперечным усилием 5), использовали тензометрический метод. Тензодатчики приклеивали к наружной поверхности трубы в плоскости, проходящей через продольную ось трубопровода и перпендикулярной плоскости выходного среза насадка. Для дублирования показаний тензодатчиков их располагали в сечениях, удаленных от выходного среза сменного насадка не менее чем на 20 й.
В каждом сеченни диаметрально размещали два тензодатчнка и замеряли разность нх сопротивлений, что обеспечивало компенсацию сигналов от осевой составляющей и изменения температуры.
Состояние системы перед опытом: нижняя четверть бака заполнена недогретой водой с заданной температурой ^в; выше находились кипящая вода, занимающая примерно половину объема бака, и паровая подушка (при Рв=== Рн) .
В опытах истечение теплоносителя продолжалось До стабилизации показаний всех тензодатчиков (Л,д)стаб-Значения (Л$)Стаб использовали для определения поперечных усилий 5. Каждый опыт дублировался до троекратного получения одинаковых значений (Лй)Стаб-В процессе исследования давление в баке падало не более чем на 2 ... 3 % . В течение опыта производилось также интервальное (тинт—* с) фотографирование вытекающей из насадка струи теплоносителя.
Опыты, проведенные с плоским косым срезом, показали, что с уменьшением угла наклона плоскости косого среза к оси трубопровода от 90 дс 15°, т. е. с увеличением площади проекции этого среза на горизонтальную плоскость (#гор)> наблюдается монотонное увеличение поперечного усилия 5.
Результаты экспериментов, проведенных на насадках с горизонтальными плоскими срезами различной длины /, свидетельствуют, что рост поперечного усилия с увеличением площади горизонтального среза наблюдается лишь до значения /=/тах~15ч- 50 мм, увеличиваясь с ростом критической массовой скорости истечения (рис. 2). Замеры изменений статического давления по длине косого среза и фотографирование струи вытекающего теплоносителя позволили заключить, что длина (при 5 = 5тах) соответствует расстоянию, требуемому для расширения среды до атмосферного давления. Это расстояние в значительной степени определяется временем запаздывания вскипания перегретой воды. Происходящее при уменьшение поперечного усилия, вероятно, связано с, эжектирующим действием струи теплоносителя, оторвавшейся от поверхности насадка.
Так как форму и размеры обрыва трубопровода практически невозможно предсказать, а в практике аварийных расчетов, в первую очередь, необходимо знать максимально возможные усилия, то при дальнейшем обобщении опытных данных определяли лишь соотношения для максимальных поперечных усилий 5тах- При этом отмечалось увеличение значений 5тах с ростом расхода вытекающего теплоносителя и энтальпии потока 1п. Последняя величина характеризует степень расширения потока и была представлена как отношением удельных объемов теплоносителя при атмосферном и начальном давлениях в условиях изоэнтальпийного его расширения.
Попытка связать величину 5тах по скоростным напорам в виде
не была успешной. Значения безразмерного коэффициента К существенно отличались при изменении длины насадка и степени недогрева потока.
Значительно лучшая сходимость опытных данных была получена при использовании эмпирического соотношения.
На рис. 3 показана зависимость (р) Нанесенные на график точки получены на основе опытов, проведенных на трех участках истечения с различными степенями недогрева. Основная масса точек на рис 3, а обобщается с разбросом ±13 % при значении коэффициента В—8,7* 10~"8, ТТГТо“7 » которое и рекомендуется использовать в формуле.
На рис. 3, б представлены результаты определения 5 для опытов с насадком с плоским косым срезом под углом 30° (при ^=9,7 мм). Для этого насадка получен большой объем опытных данных со значительными недогревами воды до значения. Эти результаты подтверждают правомерность использования формулы, при А/неД ^ 47 °С. Меньшее абсолютное значение коэффициента В для экспериментов со срезом под углом 30° связано с тем, что при этом угле наклона поперечные усилия еще не достигают своего максимума в зависимости.
В экспериментах, кроме того, определялся критический расход вытекающего теплоносителя О на основе автоматической записи изменения его массы в баке — аккумуляторе теплоносителя (темпу изменения нивелирного перепада давления по высоте бака).
Максимальная погрешность определения значения рш оценивалась в ±10%. К обобщению были привлечены опытные данные, полученные на той же установке в специальных опытах с двумя прямыми участками истечения, имеющими следующие геометрические размеры: Л=4,1 мм; I—185 й и ^=9,8 мм = 86 й. Анализ полученных результатов показал, что критическая массовая скорость истечения практически не зависит от геометрии выходного среза трубопровода (при отсутствии уменьшения проходного сечения).
На рис. 4, а представлены опытные данные, полученные при различных углах плоского косого среза и при горизонтальном срезе. На графиках не наблюдается систематического изменения с изменением угла наклона а (опытные данные, полученные при горизонтальном срезе, нанесены при значении а=0).
Правомерно использовать (см. рис. 4, б) при расчете критических массовых скоростей истечения недогретой воды поправочный множитель на основе опытных данных при температурах недогрева, меньших 20 °С. Рекомендованная в той же работе [1] формула для определения критической массовой скорости истечения.
Используя приведенные результаты анализа, на основании первых двух выводов были сделаны попытки сравнения опытных данных по критическим массовым скоростям истечения (с использованием поправочного множителя (I + 0,018 Д^нед)-1 при Д*Нед^ 20 °С) с расчетными рекомендациями для истечения кипящей воды из цилиндрических трубопроводов длиной более (9 -г- 12) й. Эти рекомендации» в основном, базируются на модели гомогенной структуры потока. В модели В. В. Фисенко [2] при Ь=(20-т- 100) Л, кроме того, предполагается отсутствие необратимых потерь давления по длине трубопроводов.
На рис. 5 представлены как опытные данные, так и расчетная кривая В. В. Фисенко (кривая 1). Полученные в опытах с участком истечения Ь1й= 41 массивы опытных точек (129 точек) при близких значениях давлений нанесены на график в виде четырех прямоугольников с координатами центра, соответствующими средним значениям р и 0 018ДТн.
Длины сторон прямоугольника соответствуют разбросу приведенных параметров в рассматриваемом массиве опытных данных. Из сопоставления расчетной зависимости и экспериментальных данных, приведенных иа рис. 5, отметим следующее: характер всех кривых, обобщающих опытные данные, подобен. Они имеют меньший тангенс угла наклона, чем расчетная кривая 1. Поэтому при истечении кипящей воды из трубопроводов (относительной длины 1= 14,5 ч- 185) с острой входной кромкой можно использовать экспериментальные зависимости. Выводы
На основе проведенного экспериментального исследования предложены расчетные рекомендации для определения расходов и максимальных поперечных составляющих реактивных усилий, возникающих при критическом истечении из разуплотненного трубопровода вскипающего водяного потока. Предложенные рекомендации распространяются на произвольную форму обрыва трубопровода.