Исследование влияния концентрации водного раствора сульфата натрия на теплообмен в испарителях и паропреобразователях тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.14.14, кандидат технических наук Буяков, Дмитрий Викторович

• Буяков, Дмитрий Викторович
• кандидат технических наук
• 1999

Оглавление диссертации кандидат технических наук Буяков, Дмитрий Викторович

СОДЕРЖАНИЕ

ОСНОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ

ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА I. ОБЗОР ЛИТЕРАТУРЫ. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1 Производительность и коэффициенты теплопередачи в испарителях кипящего типа

1.2. Особенности гидродинамики водяного объема испарителей, работающих в условиях глубокого концентрирования питательной воды

1.3. Особенности ухудшения теплоотдачи в каналах при низких массовых скоростях и давлениях для воды

1.4. Ухудшение теплоотдачи при течении водных растворов

1.5. Особенности теплоотдачи при кипении водных растворов в трубах

1.6. Постановка задач исследования

ГЛАВА П. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ УСТАНОВКА И МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ

2.1 Экспериментальная установка и рабочий участок

2.2 Теплофизические измерения

2.3. Оценка изменения статических характеристик пульсаций температуры по толщине стенки канала

2.4. Методика проведения экспериментов

2.5.Методика обработки экспериментальных данных

2.6 Результаты тарировок измеряемых величин

2.7. Оценка погрешности измерений

ГЛАВА III. РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ИССЛЕДОВАНИЯ ВОЗНИКНОВЕНИЯ УЧАСТКА УХУДШЕННОЙ ТЕПЛООТДАЧИ ДЛЯ ВОДНОГО РАСТВОРА NA2S04 В ВЕРТИКАЛЬНОЙ ТРУБЕ ПРИ НИЗКИХ МАССОВЫХ СКОРОСТЯХ

3.1. Особенности возникновения участка ухудшенной теплоотдачи

3.2.Характеристики переходной области

3.3.Оценка влияния на X* физических свойств раствора Na2S04

ГЛАВА IV. МЕТОДИКА ТЕПЛОГИДРАВЛИЧЕСКОГО РАСЧЕТА ИСПАРИТЕЛЕЙ И ПАРОПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕЙ

4.1.Методика теплогидравлического расчета испарителя с естественной циркуляцией

4.2. Методика теплогидравлического расчета двухзонного испарителя

4.3. Расчет коэффициентов теплопередачи в испарителе. Сопоставление расчетных и экспериментальных значений коэффициентов теплопередачи

ВЫВОДЫ

ЛИТЕРАТУРА

ПРИЛОЖЕНИЕ 1. Таблица экспериментальных данных

ПРИЛОЖЕНИЕ 2. Программа проведения автоматизированного эксперимента

ПРИЛОЖЕНИЕ 3. Сопоставление экспериментальных и расчетных коэффициентов теплопередачи в испарителе И-600

ПРИЛОЖЕНИЕ 4. Сопоставление экспериментальных и расчетных коэффициентов теплопередачи в испарителе И-1000

ПРИЛОЖЕНИЕ 5. Сопоставление экспериментальных и расчетных коэффициентов теплопередачи в паропреобразователе П-585

ПРИЛОЖЕНИЕ 6. Результаты расчета испарителя повышенной производительности И-2000 ПП

ОСНОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ.

Р - давление, МПа в - расход, кг/с

р\у - массовая скорость, кг/(м2с) \¥ - скорость, м/с

0 - тепловой поток, Вт

q - плотность теплового потока, Вт/м2 X - массовое паросодержание потока Т - температура, °С С - концентрация, г/кг Ь - энтальпия, Дж/кг а - коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2К) К - коэффициент теплопередачи, Вт/(м2К) С - коэффициент гидравлического сопротивления х - время, с

§ - ускорение свободного падения, м/с2

1 - сила тока, А

и - напряжение, V

Б* - среднеквадратическое отклонение Ср - изобарная теплоемкость, Дж/(кг К) г - теплота парообразования, Дж/кг р - плотность, кг/м3

ц - коэффициент динамической вязкости, (Н с)/м2 V - коэффициент кинематической вязкости, м2/с с - коэффициент поверхностного натяжения, Н/м X - коэффициент теплопроводности, Вт/(м К) 5 - толщина, м

- с ~

ВЕРХНИЕ ИНДЕКСЫ

' - вода "-пар

* - начало переходной области к ухудшенному теплообмену ** - начало зоны ухудшенного теплообмена

НИЖНИЕ ИНДЕКСЫ

р - равновесный б - балансовый вн - внутренний н - наружный и - испарителя

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Исследование влияния концентрации водного раствора сульфата натрия на теплообмен в испарителях и паропреобразователях»

Введение

Для очистки сбросных вод на ТЭС широкое применение находят испарители поверхностного типа с естественной циркуляцией (испарители типа "И") [1-4]. Исследование процессов гидродинамики и теплообмена в испарительных установках

- проводилось и ранее. Научные разработки и технические решения работ [5-8] актуальны и сегодня.

Условия в испарителях характеризуются высокой концентрацией содержащихся в природных и сточных водах солей (до 100 г/кг). В этом случае особенно при высоких перепадах температур на греющей секции заметно снижаются коэффициенты теплопередачи в испарителях, что приводит к существенному снижению производительности и экономичности

водоподготовительных установок. Снижение коэффициента

- теплопередачи в испарителе происходит в результате возникновения на испарительных трубах участков с ухудшенной теплоотдачей. Однако условия возникновения режимов ухудшенной теплоотдачи в испарителях исследованы лишь для воды, рекомендации для их расчета даны для дистиллята автором работы [9].

Для повышения надежности расчета испарителей и усовершенствования их характеристик необходимо располагать данными по теплоотдаче при кипении и паросодержаниям, при которых происходит переход к участку ухудшенной теплоотдачи при низких давлениях и массовых скоростях, для водных растворов солей, присутствующих в концентрате испарителей.

Имеющиеся в литературе данные получены для различных водных растворов при давлениях 0.1-1 МПа и массовых скоростях

■у

100-1000 кг/(м с). Считается, что при кипении растворов в пристенном слое жидкости возможно увеличение концентрации примесей. При достижении критического солесодержания резко снижается интенсивность массообмена и паросодержание, при котором происходит переход к участку ухудшенной теплоотдачи, может существенно понизиться [40-44]. Ухудшение массообмена при кипении растворов с повышенным солесодержанием объясняется образованием в пристенном слое пенообразной структуры, препятствующей выходу пара из пристенного слоя в - ядро потока [40-44,50-54]. Толщина пенообразного слоя, размеры и прочность оболочек паровых пузырей, устойчивость пены зависят от режимных параметров и концентрации растворов. Кроме того, необходимо учитывать, что концентрация растворов меняется по длине и радиусу парогенерирующего канала.

Как показали исследования на воде [9-11], при низких массовых

л <

скоростях ( < 100 кг/(м с) ) паросодержание X*, при котором происходит переход к участку ухудшенной теплоотдачи, может быть существенно меньше единицы. Однако, для растворов данные " по величине X* крайне ограничены.

В водных растворах могут существенно измениться теплофизические свойства. Но имеющиеся данные малочисленны и это затрудняет обработку экспериментальных результатов и разработку расчетных рекомендаций.

Таким образом, исследование ухудшения теплоотдачи для водных растворов применительно к испарителям кипящего типа является актуальной задачей.

1. Обзор литературы. Постановка задач исследования .

1.1 Производительность и коэффициенты теплопередачи в испарителях кипящего типа.

Наиболее известен метод определения производительности испарительной установки [1], заключающийся в решении уравнений теплового баланса испарителя и его конденсатора. Коэффициент теплопередачи в испарителе определяется в ходе теплового и

- гидродинамического расчета испарителя, как правило, на основе нормативного метода расчета котельного агрегата [13,14], а также по методике, предложенной в [8], или, как представлено в [15], по сетке кривых, каждая из которых характеризует изменение коэффициента теплопередачи для заданной температуры вторичного пара от температурного напора в испарителе (в работе [16] представлены зависимости, описывающие эти кривые).

Совершенствование паропромывочных устройств испарителей и увеличение высоты парового пространства дали возможность

- существенно повысить кратности упаривания воды и работать при среднеэксплуатационном солесодержании концентрата, достигающем 30-75 г/кг. Экспериментальные данные, приведенные в работах [17,19], указывают на завышение рассчитанных коэффициентов теплопередачи при температурных напорах более 57 °С для длиннотрубных испарителей, работающих при высоком солесодержании концентрата.

|

В работе [18] представлены результаты испытаний, проведенных на паропреобразователях П-585 ТЭЦ-7 Ленэнерго. Коэффициент теплопередачи рассчитывался из теплового баланса паропреобразователя. Было отмечено уменьшение коэффициента теплопередачи с 1.3 кВт/(м^в0С) при температурном напоре 18 °С до 0.7-0.8 кВт/(м2*°С) при температурном напоре 28-30 °С. При анализе результатов теплотехнических испытаний, проведенных на испарителях И-600 Саранской ТЭЦ-2, И-1000 Омской ТЭЦ-5 [17], а также на паропреобразователях П-585 ТЭЦ-21 Мосэнерго [18] и испарителях ИСВ-350 Мироновской ГРЭС [19], было обнаружено, что коэффициенты теплопередачи в них резко уменьшаются с увеличением температурного напора.

На рисунке 1.1 представлены коэффициенты теплопередачи, рассчитанные согласно [8,15] и измеренные в [17]. Из рисунка 1.1 видно, что в области температурных напоров выше 7 °С имеется существенное расхождение опытных и расчетных данных. В работе [17] это различие связывается в первую очередь с особенностями гидродинамики испарителей в условиях глубокого концентрирования питательной воды.

Л^ оС

Рис.1.1. Расчетные и измеренные коэффициенты теплопередачи в испарителе И-600 и паропреобразователе П-585.

- расчет [8],-----расчет по [15].

1-Твт=95 °С, 2- Твт=120 °С, 3- Твт=140 °С. Данные [17]:

О -Твт=95 °С;(П-585), А- Твт=120 °С,0- Твт=140 °С.

1.2. Особенности гидродинамики водяного объема испарителей в условиях глубокого концентрирования питательной воды.

Авторы работы [6], исследуя работу испарителей ИСВ-350 блока К-200-130, обратили внимание на то обстоятельство, что весовой уровень концентрата, измеренный по штатному водоуказательному стеклу, был на 100 - 200 мм ниже верхней трубной доски греющей секции. При уровне концентрата над греющей секцией, равном 10-90 мм, истинный уровень находится на высоте 300 - 400 мм, а уровень в опускной щели испарителя уходит из поля видимости вниз. Уровень в опускной щели испарителя появлялся в водоуказательном стекле только при уровне над греющей секцией 300 - 400 мм.

В работе [20] исследовали гидродинамику водяного объема испарителя ИСВ-120. В этой работе изучалось соотношение весовых уровней, измеряемых в опускной щели и над центром греющей секции. В результате проведенных исследований установлено, что существуют два различных по гидродинамике водяного объема режима работы испарителя. При низких солесодержаниж^ и щелочности концентрата уровень в опускной щели не намного ниже, чем над центром греющей секции, интенсивность циркуляции высокая, средняя плотность потока в щели близка к плотности воды.

I

__ы ,

При достижении щелочности концентрата значения-' 16-21 мг«экв/кг и солесодержания концентрата примерно 3000 мг/кг величины уровня концентрата в опускной щели и интенсивности циркуляции уменьшаются и при значениях щелочности 28-40 мг*экв/кг и солесодержании 4000-6000 мг/кг стабилизируются.

На рисунке 1.2 приведена зависимость относительного уровня в опускной щели (отношения весового уровня концентрата в опускной щели к высоте греющей секции) для испарителя ИСВ-120, взятая из [21]. Она получена для следующих условий:

- весовой уровень концентрата над греющей секцией Но=150-200 мм;

- производительность испарителя 6.5-12.5 т/ч;

- давление вторичного пара 0.17-0.28 МПа.

Пунктирными линиями на рисунке 1.2 показан диапазон, в который укладываются опытные точки, полученные авторами.

Возможной причиной, объясняющей резкое уменьшение весового уровня концентрата в опускной щели испарителя, авторы [20, 21] называют вспенивание концентрата, которое начинается при достижении критического солесодержания. Вспененная вода увлекается в кольцевую щель, что, с одной стороны, приводит к уменьшению средней плотности смеси до 250 - 350 кг/м3 [20] и, с другой стороны, к возрастанию гидравлического сопротивления опускного участка. Аналогичное явление наблюдалось автором [22] в барабанных котлах с естественной циркуляцией при щелочности котловой воды выше 25 - 28 мг®экв/кг.

В работе [23] проводились аналогичные исследования на модели аппарата с естественной циркуляцией. Нагрузка аппарата составляла 300, 600, 900 кг/ч, солесодержание концентрата изменялось введением раствора, содержащего 90% ИагЭОд и 10% ЫаОН. В результате исследований установлено, что существует еще одна область зависимости весового уровня в опускной щели при постоянном физическом уровне концентрата в корпусе, а именно: начиная с солесодержания примерно 75 г/кг, весовой уровень начинает расти. Зависимости весовых уровней в опускной щели и

I /

е.8

в.6

0.4

0.2

*_? 4 ч Ноп х^ч N Л ' ' \ Л X

• \ Л ■ \ \

1 \ 1 \ х\ \ X о ) \ о , О \ \ XX '--- - -------->

1 ^ 1 хо % ■-—V X о О

о 1 X О <> О Л <>

- _ 4 _<,_>> _ х- - Бю г/кг

10

15

20

Рис. 1.2. Зависимость относительного уровня жидкости в опускной щели от минерализации концентрата [21].

над центром греющей секции от солесодержания концентрата при постоянном физическом уровне в аппарате [23], приведены на рисунке 1.3.

Данные, полученные в работах [24-26], подтверждают, что весовой уровень в опускной щели испарителей кипящего типа меньше весового уровня концентрата над греющей секцией испарителя. Величина весового уровня зависит от солесодержания и щелочности концентрата, уровня концентрата над греющей секцией, производительности аппарата, давления в паровом пространстве аппарата.

В работе [25] приведены результаты исследований работы испарителей И-350-2 при нагрузке 18-19 т/ч и солесодержании . концентрата 32-63 г/кг. Из данных, приведенных в [25], следует, что на весовой уровень концентрата в опускной щели влияет весовой уровень над греющей секцией. При незначительном изменении последнего происходят значительные изменения уровня в опускной щели.

Таким образом, в опускной участок испарителей при солесодержании концентрата выше 6 - 8 г/кг попадает некоторое количество пара. Это приводит к снижению обуславливающего подъемное движение концентрата в трубах греющей секции - перепада давлений на греющую секцию (разность абсолютных давлений на входе и выходе из греющей секции), снижению скорости циркуляции в аппарате.

Существованию режимов со сниженным уровнем в опускной щели можно дать следующее объяснение. Наиболее часто такие режимы могут наблюдаться при низких весовых уровнях концентрата над греющей секцией и больших производительностях, при которых имеют место значительные динамические напоры

Рис. 1.3. Зависимости весовых уровней жидкости от минерализации концентрата. 1,2- над греющей секцией при давлении вторичного пара 0.15 и 0.6 МПа соответственно, 3, 4 -весовой уровень концентрата в опускной щели при давлении вторичного пара 0.15 и 0.6 МПа соответственно^].

пароводяных струй на выходе из труб греющей секции. В таких условиях скорость циркуляции лимитируется расходом среды в опускную щель и весовой уровень в щели уменьшается. Такие режимы можно рассматривать как режимы с "частичным разрывом" контура естественной циркуляции.

В работе [27] проводились исследования влияния концентрации различных растворов на другой процесс, имеющий место в испарителях, - унос при барботаже.

Интересно отметить, что для всех представленных в работе [27] растворов (№0, ИаОН, ИагБС^ и др.) характерно резкое увеличение уноса при солесодержании 3-6 г кг с последующей стабилизацией на несколько более высоком уровне, который прямо пропорционален скорости пара. Автор объясняет это возможностью образования коллоидных частиц. Хотя унос при барботаже имеет косвенное отношение к теме настоящей работы, образование коллоидных частиц, возможно, приводит не только к увеличению уноса, но и к более раннему, по сравнению с водой, возникновению участка с ухудшенной теплоотдачей на выходе из труб длиннотрубных испарителей.

По данным [17] при снижении скорости циркуляции паросодержание потока на выходе из труб греющей секции непрерывно возрастает, и при определенной скорости (соответственно и весовом уровне в опускной щели испарителя) достигает величины, соответствующей возникновению в верхней части труб греющей секции области с ухудшенной теплоотдачей. Это ведет к снижению среднего коэффициента теплопередачи в испарителе.

Отличие приведенных на рис. 1.1 измеренных коэффициентов теплопередачи в трубах греющей секции испарителей и

паропреобразователей от расчетных, полученных из условия полного заполнения жидкостью опускной щели, можно объяснить тем, что в расчетах не учитывалась возможность возникновения в трубах греющей секции области с _\"худшенной теплоотдачей.

Для количественных оценок влияния весового уровня концентрата в опускной щели на гидродинамический режим контура естественной циркуляции в работе [17] были проведены теплогидравлические опыты на испарителе И-600. В результате была получена зависимость приведенного перепада давления на греющую секцию от режимных параметров:

Е-Р-Н*

Формула (1.1) получена для испарителя типа И-600 в следующем диапазоне изменения режимных параметров:

Рвт - давление вторичного пара испарителя 1.6 - 5.5 бар;

11гс - весовой уровень концентрата над греющей секцией испарителя 0.3 - 0.7 м;

Р",м>ко " приведенная массовая скорость пара на выходе из труб

греющей секции испарителя 0.7 - 3.3 кг/(м2 4(2).

В [17] на основе полученной в опытах зависимости перепада давления на греющей секции испарителя предложена методика теплового и гидродинамического расчета с учетом реального снижения весового уровня в опускной щели, суть которой заключается в следующем.

По длине труб греющей секции испарителя выделены два участка, характеризующиеся различными гидродинамическими и тепловыми режимами: участок интенсивной теплоотдачи и участок

ухудшенной теплоотдачи. Границей участка интенсивной теплоотдачи является сечение, в котором паросодержание потока достигает X*, при котором начинается переход к области ухудшенной теплоотдачи. Длина участка интенсивной теплоотдачи определяется из балансного соотношения:

/ = ' ^вн' ^о ' Р' ^2)

1 4 • д

Среднее истинное паросодержание потока в трубах греющей секции находится следующим образом:

Ф =-—^-(1.3)

пар

где

Ф1, ф2- среднее паросодержание потока на участке интенсивной и ухудшенной теплоотдачи соответственно.

Использование уравнений (1.1) - (1.3) позволяет при заданной тепловой нагрузке или коэффициенте теплопередачи определять скорость циркуляции в испарителе при известном приведенном перепаде давления на греющей секции, а значит и известном весовом уровне воды в опускной щели. После определения скорости циркуляции уточняется тепловая нагрузка и, в случае необходимости, расчет повторяется.

Средний коэффициент теплопередачи в испарителе равен:

К -р + К -Г

К= 1 12 2 , (1.4)

^ + ^

где

К] , К2 - коэффициенты теплопередачи на участке интенсивной и ухудшенной теплоотдачи соответственно, кВт/(м *К);

, Р2- площади теплообменной поверхности этих участков, м2.

В [17] для расчета величины X* и коэффициентов теплоотдачи в областях интенсивной и ухудшенной теплоотдачи использовались расчетные зависимости [28, 29].

Расхождение коэффициентов теплопередачи, рассчитанных по методике с учетом частичного заполнения жидкостью опускной щели [17], с измеренными коэффициентами теплопередачи из работ [17, 18, 19] при коэффициенте надежности р = 0.90 составило 33%. В [9] была предложена методика, учитывающая наличие следующих участков по длине кипятильной трубы: неа£ющша,емый участок ^ г~} (конвективный теплообмен), кипение с недогревом, участок интенсивной теплоотдачи, переходная область, участок ухудшенной теплоотдачи. Для расчета X* в [9] на основе опытов, проведенных на дистилляте, были получены полуэмпирические зависимости. Расхождение коэффициентов теплопередачи, рассчитанных по методике [9] с учетом наличия участков с различным механизмом передачи тепла, с измеренными коэффициентами теплопередачи из работ [17, 18, 19], при коэффициенте надежности р = 0.90 составило 21%.

1.3 Особенности ухудшения теплоотдачи в каналах при низких массовых скоростях и давлениях для воды.

Возникновению и развитию ухудшения теплоотдачи при течении воды в условиях пониженных массовых скоростей рш присущи некоторые особенности. Согласно [9,11,30,31] паросодержание, при котором происходит переход к области ухудшенной теплоотдачи, при р\у < 100 кг/(м2с) может быть значительно меньше единицы. При возникновении ухудшения теплоотдачи наблюдаются интенсивные пульсации температуры стенки. В области ухудшенной теплоотдачи коэффициент теплоотдачи существенно уменьшается, поток может быть термически неравновесным. Данные по характеристикам ухудшения теплоотдачи в трубах при низких р\у ограничены.

Важными для практики задачами являются: повышение паросодержания, при котором происходит переход к участку ухудшенной теплоотдачи, уменьшение пульсаций температуры стенки и влагосодержания потока, интенсификация теплоотдачи. Для трубы с технически гладкой поверхностью при р\у < 100 кг/(м2с) наблюдается резкое падение X* [9,32]. Из анализа особенностей возникновения ухудшения теплоотдачи при пониженных массовых скоростях в условиях подъемного течения следует, что устойчивость - пристенной пленки жидкости в дисперсно-кольцевом режиме определяется в основном действием сил инерции потока Р1 и тяжести Р§. При уменьшении силы и Fg могут стать соизмеримыми. В этом случае возможно возникновение возвратного

I I

движения жидкости в пристенном слое и снижении X* для трубы с технически гладкой поверхностью. Соотношение сил инерции и тяжести можно охарактеризовать с помощью числа Фруда Рг. Число Рг используется в виде

г

г/г

И и \у\\) Г)

- О-5) --(

где скорость пара при X = 1, рассчитанная в предположении термического равновесия. При некотором значении числа Рг, принимаемом за критическое, происходит резкое изменение X*. В исследованном диапазоне параметров при Рг>Ргкр значение X* практически не отличается от единицы. В этом случае силы инерции потока еще достаточно, чтобы удерживать пленку жидкости на стенке. Для чисел Бг < Ргкр сила тяжести Fg, действующая на пленку, превалирует, что приводит к потере ее устойчивости и падению X*.

Паросодержание X*, при котором начинается переход к участку ухудшенной теплоотдачи, и теплоотдача в закризисном участке при малых массовых скоростях исследовались в [33-36]. В работе [33] утверждается, что при р\у->0 значение Х*->1. В других работах [34, 35] зарегистрировано уменьшение X* при рш < 100 кг/(м2с). В [37] проведены измерения X* в диапазоне массовых скоростей 200 - 600 кг/(м2с), давлений 0.5 - 6 МПа и установлено, что в исследованном диапазоне параметров значение X* возрастает с уменьшением массовой скорости. Полученная в [37] зависимость имеет вид

Х> = \- 64.3 •

\ 0.28

\р -р ))

рм • у

1.25

Р )

(1.6)

и описывает опытные данные с разбросом ± 10 % . Если экстраполировать зависимость (1.6) в область более низких р\\'. то мы получим Х*-> 0 при р\у -» 0. В работе [32] отмечено снижение X* при рш <100 кг/м2с и получена зависимость для X* от числа Рг при подъемном течении воды в вертикальной трубе сР=7 мм для массовых скоростей, меньших 100 кг/м2с:

Х. = \ -Яг0"05 (1.7)

Рг < Ргкр ; Рг=800,

здесь число Рг используется в виде (1.5) . Формула (1.7) экспериментально обоснована в диапазоне параметров Р = 1.0 - 6.5 МПа, р\у = 21 - 41 кг/м с , я = 62 - 110 кВт/м . Следует отметить, что экспериментальные данные в работе [32] крайне ограничены (пять г? ) точек).

Полученные автором работы [9] данные по X* в области низких массовых скоростей представлены на рис. 1.4. Согласно полученным данным, в диапазоне 12 < р\у < 75 кг/(м2с) величина X* может быть значительно ниже 1. Расчет по уравнению (1.7) дает заниженные значения X* и удовлетворительно согласуется с полученными данными [9] лишь в узком диапазоне массовых скоростей (около р\\' ~30 кг/(м с)). Обнаружено, что в исследованном диапазоне - параметров влияние давления на X* практически не проявляется. На зависимости X* от массовой скорости обнаружен минимум. На основе опытных данных по X* в работе [9] были получены полуэмпирические зависимости (показаны линией на рис. 1.4).

-м -

Рис. 1.4. Зависимость паросодержания начала перехода к участку ухудшенной теплоотдачи от массовой скорости: О - данные для воды [9]; Р=0.3-1.б МПа

1.4 Ухудшение теплоотдачи при течении водных растворов.

При кипении водных растворов солей картина ухудшения теплоотдачи усложняется, так как к величинам, определяющим возникновение участка с ухудшенной теплоотдачей (удельный тепловой поток, массовое паросодержание, скорость потока, размеры и форма канала, теплосодержание на входе и т.д.), добавляются факторы, связанные с переменной по длине испарительного участка концентрацией растворенного вещества.

В условиях двухфазного течения при массовых паросодержаниях среды, превышающих несколько процентов, устанавливается дисперсно-кольцевая структура потока. В этом случае по стенке движется тонкая пленка жидкости, а в ядре потока пар с капельками влаги. Вследствие генерации пара уменьшается влагосодержание пленки по ходу движения теплоносителя и одновременно увеличивается концентрация соли в пленке. При паросодержаниях, значения которых меньше соответствующих кризису гидравлического сопротивления, наблюдается волнообразное движение пленки и часть влаги срывается с гребней волн и уносится потоком. С другой стороны, часть капель из ядра потока осаждается на пленке, динамическое равновесие между этими процессами определяет толщину пленки в данном сечении и концентрацию растворенного вещества в жидкой фазе пристенного слоя. Таким образом, толщина микропленки определяется массообменом между ядром потока и микропленкой, который в свою очередь зависит от режимных параметров и физико-химических свойств раствора [12]. В [38] отмечается, что

добавление 5,85 г поваренной соли на литр монораствора СагБС^, который по своим физическим свойствам близок к дистилляту, существенно изменяет характеристики массообмена. Авторы [38] объясняют это явление возникновением квазикристаллической структуры на границе раздела фаз при солесодержании раствора выше некоторого критического значения.

Согласно [39], если при постоянном значении определяющих параметров увеличивать тепловую нагрузку, то при достижении некоторого ее значения на стенке парогенерирующего канала вблизи выходного сечения микропленка начнет высыхать. Сначала появляются отдельные сухие пятна со следами соли, при дальнейшем повышении теплового потока этот \-часток будет увеличиваться, и распространяться в направлении, обратном потоку. В месте высыхания пристенной пленки температура резко повысится, т.е. произойдет ухудшение теплоотдачи. Следует подчеркнуть, что отложения легкорастворимых солей на поверхности канала являются следствием, а не причиной ухудшения теплоотдачи. Причина возникновения ухудшения заключается в высыхании пристенной пленки. Действительно, если предположить, что повышение температуры стенки происходит в результате отложений солей, то в этом случае следует ожидать плавного увеличения температуры стенки во времени, как это происходит в случае образования накипи. В то же время наблюдения, проводившиеся в процессе опытов, показывают, что проявление ухудшения теплоотдачи в опытах на чистой воде и растворах идентично. Кроме того, если выпадение твердой фазы в пристенной у

пленке и имеет место, то его следует ожидать не на поверхности (

\

нагрева, а в толще жидкости, так как соли, входящие в состав ч

„ (

исследованных растворов, имеют положительный температурный 1

коэффициент растворимости. Далее можно предположить, что наличие твердой фазы в пристенной пленке должно интенсифицировать процесс кипения, а не ухудшать его, так как твердые частицы образуют дополнительные центры парообразования. Предположение о пересыщении пристенной пленки может быть проверено лишь при условии, что будут известны соответствующие данные для водосолевых растворов по массообмену между пристенной пленкой и ядром потока.

В [40] исследован массообмен при кипении растворов. При парообразовании на парогенерирующей поверхности может происходить некоторое увеличение концентрации примесей в пристенном слое жидкости. Среднеинтегральная во времени концентрация примесей устанавливается на определенном уровне, вследствие баланса между массовыми расходами соли, поступающей из ядра потока, и соли, уносимой из пристенного слоя в ядро потока. Отношение между концентрациями соли в пристенном слое 8ПС и в ядре потока Бя носит название степени упаривания пристенного слоя: ^ <4

Б,

п

(1.8)

51 ^ О-У) + 'X ■ ^

Отношение массового расхода жидкости, подтекающей к поверхности нагрева из потока, к паропроизводительности поверхности, носит название кратности циркуляции (К) и связано со степенью упаривания (п) следующим соотношением:

п=К/(К-1) (1.9)

В результате исследования интенсивности массообмена при кипении различных солевых систем оказалось, что значения

I

\

)

/ \

1 /

(

\ /

степеней упаривания в пристенном слое при кипении в большом объеме при нагрузках от 0,3 до 1,22 МВт/м2 для концентратов воды Каспийского моря в несколько раз превышают значение степени упаривания при кипении в тех же условиях систем сульфат кальция -вода. Проведение специальных экспериментов с системами сульфат кальция - хлорид натрия - вода показало, что степени упаривания этих растворов в пристенном слое при тепловых нагрузках (0,6-1,0) МВт/м2 совпадают со степенями упаривания каспийской воды при тех же режимных параметрах. Концентрация хлорида натрия в этих опытах имела значение 0,1 г-м/л.

Исследования массообменных характеристик при кипении раствора сульфат кальция - хлорид натрия - вода при плавном увеличении молярности хлористого натрия от 0 до 1,0 показали, что существует некоторое критическое солесодержание раствора порядка 0.08 г-м/л, при котором интенсивность массообмена резко снижается. При общем солесодержании раствора ниже этой величины степени упаривания пристенного слоя и кратности циркуляции не зависят от общего солесодержания и совпадают со значениями этих величин, полученными в опытах при кипении

л

монорастворов сульфата кальция. При тепловой нагрузке 1 МВт/м степень упаривания в пристенном слое для этих растворов имела значение 1,18.

При общих солесодержаниях растворов выше этой критической величины наблюдается резкое снижение кратности циркуляции с 7 (при докритическом солесодержании) до 4 (при 0,12 г-м/л) и 2,5 (при 0,52г-м/л), а степень упаривания, соответственно, увеличивается. Дальнейшее увеличение общего солесодержания в два раза не изменяет кратности циркуляции и степени упаривания.

Отмечено, что значения критических солесодержаний при кипении и барботаже воздуха через раствор поваренной соли в колонке при атмосферном давлении совпадают.

Ухудшение массообмена при кипении растворов повышенных солесодержаний по аналогии с барботажом объясняется возможным образованием в пристенном слое пенообразной (ячеистой) . структуры, препятствующей выходу пара из пристенного слоя в ядро потока и подтеканию охлаждающей жидкости из потока в пристенный слой. Это, вероятно, приводит к резкому снижению интенсивности массообмена. Снижение массообмена может сопровождаться и ухудшением теплоотдачи.

В работе [41] представлены результаты экспериментального исследования ухудшения теплоотдачи при кипении растворов Иа2804 в вертикальной электрообогреваемой трубе диаметром 8 мм. Опыты проведены в диапазоне давлений Р=0,8-16 МПа, массовой скорости р\у =100-1500 кг/(м *с), плотности теплового потока д=0,44-2,25 МВт/м2 и концентраций растворов 8=0-50 г/кг. Обнаружено резкое уменьшение величины паросодержания, при котором происходит переход к участку ухудшенной теплоотдачи, при определенных сочетаниях давления и концентрации растворов. Обоснована гипотеза, связывающая указанные особенности с ухудшением массообмена в двухфазном потоке при сверхкритическом солесо держании. Предложена эмпирическая зависимость для определения паросодержаний, при которых происходит переход к участку ухудшенной теплоотдачи, в исследованном диапазоне режимных параметров и солесодержаний растворов ШгВОф

Зависимости выходного паросодержания от давления и массовой скорости получены при одинаковой величине недогрева на

входе в рабочий участок (10-15) °С. Соответствующие этой величине недогрева опытные данные ложатся на вертикальные участки зависимостей 4=^X2). Поэтому утверждается, что зависимости Х2^(Р) и Х2=^р\у) получены при значениях Х2= X*, отвечающих кризису теплообмена второго рода.

Из представленных на рис. 1.5 опытных данных видно, что присутствие растворенного в воде сульфата натрия приводит к существенным изменениям зависимости Х*=^Р). Каждую кривую, отвечающую одной концентрации Ыа2804, можно в зависимости от давления разбить на три области. В первой, докритической, значения X* для растворов На2804 и воды близки между собой. Во второй, критической или переходной области наблюдается резкое уменьшение величины X* при незначительном росте давления. В третьей, закритической, X* слабо зависит от давления и концентрации раствора.

Предполагается, что при критической (переходной) концентрации происходит интенсивное вспенивание кипящей жидкости, ухудшающее массообмен в двухфазном потоке.

Существенная разница значений X* для воды и растворов Ма2Б04 хорошо видна из зависимостей q=f(X2), представленных на рис. 1.6. Из этого рисунка следует, что величины X* для дистиллята и растворов №2804 с концентрацией 8<3,5 г/кг группируются с небольшим разбросом вокруг прямой, соответствующей X* для чистой воды. В то же время для более высоких концентраций (8=5; 10 и 50 г/кг) значения X* оказываются существенно меньшими. Вероятно, что величины X* при 8<3,5 г/кг принадлежат докритической области концентраций, а значения X* при 8=5; 10 и 50 г/кг - закритической. Для растворов солей в закритической области концентраций следует также отметить появление наклонной

0.9 0.8 0.7 0.6 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 0.0

0

Н —I--^ \ ; ■

♦ ■Л! \ \ \ \

! \ Ч Л

Заключение диссертации по теме «Тепловые электрические станции, их энергетические системы и агрегаты», Буяков, Дмитрий Викторович

выводы

1. Анализ имеющихся данных показал, что в испарителях при определенном солесодержании, называемом критическим, происходят вспенивание рабочей среды, захват пара в опускную щель и нарушение циркуляции. Вследствие этого в верхней части парогенерирующих труб может возникнуть участок ухудшенной теплоотдачи и существенно понизиться коэффициент теплопередачи испарителя. Поэтому расчет коэффициента теплопередачи длиннотрубных испарителей без учета возможности возникновения участка ухудшенной теплоотдачи и минерализации среды приводит к существенному отличию от экспериментальных данных, полученных в реальных условиях.

2. На автоматизированном экспериментальном стенде проведено исследование условий возникновения области ухудшенного теплообмена при подъёмном течении в вертикальной трубе водного раствора Ыа2804 в диапазонах массовых скоростей 7-54 кг/(м2 с), давлений 0.4-1.6 МПа, тепловых нагрузок 20-144 кВт/м и концентраций 0.3-30 г/кг. Получены распределения температуры стенки и интенсивности её пульсаций по длине трубы, изменения во времени температуры потока.

3. Впервые^-получены систематические экспериментальные данные по тепловым нагрузкам (д*), паросодержаниям (X*), при которых начинается переход к области ухудшенного теплообмена, и характеристикам переходной области для водного раствора сульфата натрия при низких массовых скоростях и давлениях. Обнаружено, что для водного раствора Ма2804 ухудшение теплоотдачи начинается при меньших значениях тепловой нагрузки и паросодержания. Давление не влияет на условия возникновения области ухудшенной теплоотдачи. На основе опытных данных предложены полуэмпирические зависимости для расчета характеристик теплообмена.

4. Впервые обнаружено, что на зависимости паросодержания начала перехода к области ухудшенной теплоотдачи от массовой скорости в исследованном диапазоне параметров существует минимум. На положение минимума и вид зависимости Х*(р\у) оказывает существенное влияние концентрация водного раствора. Выделены две области концентраций : до- и закритическая. Определена величина критического солесодержания (С*) в случае водного раствора сульфата натрия и показано, что она согласуется с имеющимися представлениями. Обнаружено, что с ростом относительной концентрации (С/С*) происходит стабилизация ее влияния на значения X*.

5. Усовершенствована методика теплогидравлического расчета испарителей различных конструкций с учетом снижения уровня концентрата в опускной щели, неравномерности теплоотдачи по высоте греющей секции на участках с различным механизмом передачи тепла и влияния концентрации водного раствора N32804. Предложенная методика с использованием полученных в настоящей работе зависимостей позволяет уменьшить отклонение расчетных и экспериментальных данных по сравнению с известными рекомендациями.

6. Проведены теплогидравлические расчеты двухзонного испарителя повышенной производительности и даны рекомендации по оптимальной конструкции при температурных напорах < 15°С. Показано, что применение двухзонного испарения позволяет повысить коэффициент теплопередачи в испарителе по сравнению с испарителями типа «И» до 25%.

Список литературы диссертационного исследования кандидат технических наук Буяков, Дмитрий Викторович, 1999 год

Литература

1. Стерман JI.C., Покровский В.Н. Физические и химические методы обработки воды на ТЭС. М.: Энергоатомиздат, 1991.

2. Стерман J1.C. Испарители. М.: Машгиз. 1956.

3. Седлов A.C., Абрамов А.И., Васин В.А., Стерман Л.С. Исследование теплообмена и гидродинамики в испарителях и паропреобразователях- Теплоэнергетика, 1994, N 1, с.61-66.

4. Седлов A.C., Абрамов А.И., Васин В.А., Дегтярев И.К., Хазиахметов P.M. Исследование гидродинамики и теплообмена в испарителях и паропреобразователях при глубоком | / концентрировании природных и сточных вод. - Вестник МЭИ, 1994 г., №1.

5. Стерман Л.С. К теории паросепарации /У Журнал технической физики. 1958. Т. XXVIII. Вып. 7.

6. Стерман Л.С., Можаров H.A. Исследование работы испарителей блока К-200-130 Луганской ГРЭС // Теплоэнергетика. 1965. №12. С. 15-18.

7. Стерман Л.С., Можаров H.A., Лавыгин В.М. Технико-экономический анализ работы многоступенчатых испарительных установок мгновенного вскипания. // Теплоэнергетика. 1968. №11. С. 26 - 30.

8. Кутепов A.M., Стерман Л.С., Стюшин Н.Г. Гидродинамика и теплообмен при парообразовании. - М.: Высшая школа, 1986.

9. Шкондин Ю.А. Исследование тепловых процессов и разработка методики теплогидравлического расчета испарителей. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. -М.: МЭИ, 1997.

- т -

Ю.Нигматулин Б.И., Видинеев E.H., Жукавин А.П., Теплообмен и гидродинамика при частичном осушении активной зоны ВВЭР-440. Теплоэнергетика, 1988, N 5, с.21-23.

11 .Комендантов A.C., Кузма-Кичта Ю.А., Бурдунин М.Н., Савкин H.H. Исследование интенсификации теплообмена в переходной и закризисной областях при низких массовых скоростях. ТЭ, 1992, N 5, с.44-47.

12.Стырикович М.А., Полонский B.C., Циклаури Г.В. Тепломассообмен и гидродинамика в двухфазных потоках атомных электростанций.

13.Гидравлический расчет котельных агрегатов: (Нормативный метод)/Под ред. В.А. Локшина и др. - М. Энергия, 1978.,стр. 42 -49.

14.Липов Ю.М. Паровые котлы тепловых электростанций, - М.: Энергоатомиздат, 1981 г.

15.Бускунов Р.Ш., Гронский Р.К., Грачева СИ., Громова Л.В. Методические указания по эксплуатации испарительных установок поверхностного типа тепловых электростанций (МУ 34-70-107-85).М.:СПО Союзтехэнерго, 1985.

16.Мошкарин A.B., Бускунов Р.Ш. Испарительные установки тепловых электростанций. - М.: Энергоатомиздат, 1994. - стр.152 -153.

17.Васин В.А. Исследование тепловых и гидродинамических процессов и разработка методик расчета переточных устройств и испарителей. Автореф.дисс.канд.техн.наук., М. 1993.,стр.5 - 8.

18.Исследование, наладка и испытания опытной испарительной установки к турбине Т-100-130 ТЭЦ-21 Мосэнерго. Отчет о НИР. МЭИ, 1972.

- 436-

19.Рыков А.П. Применение термического метода водоподготовки на ТЭС, работающих в переменной части графика электрической нагрузки энергосистемы. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. - М.. МЭИ, 1982.

20.Бускунов Р.Ш., Сметана А.З. Особенности гидродинамики водяного объема вертикального испарителя. - Теплоэнергетика, № 4, 1970.

21.Бускунов Р.Ш.. Подъемное движение концентрата по опускным трубам в испарителях. - Теплоэнергетика, № 7, 1972.

22.Семеновкер И.Е. Ухудшение циркуляции при вспенивании котловой воды. - Теплоэнергетика, №7, 1955.

23.Демидов H.H., Голубев Е.К., Чернов. А.Г. Статические и динамические характеристики испарителей поверхностного типа при переменных режимах эксплуатации. Энергомашиностроение, № 3, 1980.

24.Поспелов Д.Н., Васильев O.JI.. Эксплуатация испарителей турбины К-200-130 на Змиевской ГРЭС. - Электрические станции, №2,1971.

25.Голубев Е.К., Глазов Е.Е., Егоров Н.И., Попов В.П.. Повышение надежности работы испарителей блоков 300 МВт. Энергомашиностроение, № 5, 1980.

26.Голубев Е.К., Глазов Е.Е., Вакуленко Б.Ф., Подгорный П. И.. Испарители для ТЭС и результаты их испытаний. Теплоэнергетика, № 4, 1983.

27.Агабабов B.C. Исследование расчетных зависимостей для качества пара испарителей ТЭС при закритических (I солесодержаниях концентрата. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. - М.: МЭИ, 1986.

i !

28.Кузма-Кичта Ю.А., Комендантов A.C., Бурдунин М.Н. и др. Исследование интенсификации теплосъема в парогенерирующих каналах с пористым покрытием /7 Теплоэнергетика, - 1991. - №5. -с.42-47.

29.Кутателадзе С.С. Теплоотдача и гидравлическое сопротивление. -М.: Энергоатомиздат. 1990. - 367 с.

30.Морозов Ю.Д., Привалов А.Н., Присняков В.Ф. и др. Кризис теплоотдачи при кипении калия в каналах с капиллярно-пористым покрытием стенок. - Тепломассообмен - ММФ. Тезисы докладов. Минск: ИТМО АН БССР, 1988.

31.Хасанов Ю.Г., Комендантов A.C., Кузма-Кичта Ю.А., Бурдунин М.Н. Исследование интенсификации теплообмена в закризисной области канала с пористым покрытием. Теплоэнергетика, 1987, N 7, с.69-71.

32.Савкин H.H. Исследование интенсификации теплообмена в докризисной и закризисной областях парогенерирующей трубы с пористым покрытие^и разработка рекомендаций для расчета теплоотдачи : Автореф.диссерт.канд.техн.наук, - М., 1988. - 21 с.

33.Афонин В.К., Кризис теплоотдачи и теплообмен в закризисной области в условиях, характерных для нестационарных режимов водоохлаждаемых реакторов: Автореф.диссерт.канд.техн.наук, -М., 1988. - 18 с.

34.Маринов М.И., Кабанов Л.П. Исследование теплоотдачи в области ухудшенного теплообмена при пониженных давлениях и невысоких массовых скоростях потока. - Теплоэнергетика, 1977, N 7, с.81-83.

35.Серов В.Е. Исследование кризиса теплообмена в нестационарных процессах при аварийном уменьшении расхода в ВВЭР: Автореф.диссерт.канд.техн.наук, - М., 1977. - 18 с.

36.Безруков Ю.А., Ясколко А.Э., Трушин A.M. Исследование теплоотдачи применительно к частично заполненной активной зоне. - Вопросы атомной науки и техники. Серия: Физика и техника ядерных реакторов. 1987, №4, с.21 - 27.

37. Хасанов Ю.Г. Исследование интенсификации закризисного теплообмена в канале с пористым покрытием и разработка рекомендаций для расчета теплоотдачи: Автореф.диссерт.канд.техн.наук, - М., 1988. - 18 с.

38.Невструева E.H., Романовский И.М. Некоторые особенности массообмена при кипении водных растворов, содержащих сульфат кальция. ТВТ, 1968, N 2.

39.Юсуфова В.Д., Бронштейн А.И., Угрехелидзе Г.П. Кризисы теплообмена при кипении солевых вод в трубах. ТЭ, 1974, 10.

40.Романовский И.М., Стырикович М.А., Невструева E.H. Некоторые критические явления в двухфазных потоках. ТВТ, Т.11, 1973,N5.

41.Бронштейн А.И., Гюльмамедов Н.Б. Исследование кризиса теплообмена второго рода при кипении водных растворов Na2S04.TBT, Т.28, 1990, N6.

42.Гюльмамедов Н.Б. Исследование кризиса теплообмена водных растворов KCl в вертикальном канале. Актуальные вопросы теплофизики и физич.гидрогазодинамики. Тез. докл. Новосибирск, 1991.

43.Гюльмамедов Н.Б., Юсуфова В.Д., Бронштейн А.И. Влияние обработки воды трилоном Б на кризис теплообмена в парогенерирующем канале. ТЭ, 1991, N 7.

44.Гюльмамедов Н.Б. Экспериментальное исследование кризисов теплообмена водных растворов солей в трубах при вынужденном

- С53-

движении. Автореферат лис. на соискание уч.ст.к.т.н. Москва-1992.

45.Бронштейн А.И., Угрехелидзе Г.П. Теплообмен при развитом кипении водосолевых растворов в трубах при повышенных давлениях. ТВТ, 1983, Т.21, N 2.

46.Леонтьева Л.А., Галыдов В.Я. Хим. и нефт. машиностроение, 1967, N 12. с.29.

47.Грибаненков A.B., Леонтьева Л.А., Гальцов В.Я. Тр. МИХМ,

1972, вып. 42, с.44.

- 48.Грибаненков A.B. Дис. на соискание уч. ст. канд. Техн. наук. М., МИХМ, 1970.

49.Сухарев Е.И., Акопьянц Б.Е. Тр. ЦКТИ, 1965, вып. 59, с.260.

50.Стырикович М.А., Мартынова О.И., Миропольский З.Л. Процессы генерации пара на электростанциях. М.: Энергия, 1975,с.169.

51.Романовский И.М., Стырикович М.А., Невструева Е.И. ТВТ,

1973, Т. 11, N 5, с.1044.

52.Справочник химика-энергетика. М., ГЭЦ, 1960.

53.Юсуфова В.Д., Бронштейн А.И., Угрехелидзе Г.П. В кп.: Теплообмен и теплофизические свойства воды, водяного пара и органических веществ. Вып. 29. М., ЭНИН, 1974, с.5.

54.Угрехелидзе Г.П. Экспериментальное исследование теплообмена при кипении водных растворов солей в трубах при вынужденном движении и давлениях 0,1 +20 МПа. Автореферат диссертации на соискание уч. ст. канд. техн. н. Москва, 1981.

55.Полонский B.C. Некоторые вопросы статики и динамики в парогенерируюших каналах. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. - М.: МЭИ, 1967.

- 4Чо -

56.Красноухов Ю.В. , Кудрявцев И.С., Паскарь Б.Л. и др. Пульсации температуры теплопередающей поверхности при переходе к ухудшенному теплообмену в прямоточном парогенерирующем канале, обогреваемом натрием. - В сб.: Повышение эффективности теплообмена в энергетическом оборудовании . МЛ.:1981,с.86-96.

57.Wall temperature fluctuation on the evaporating tube at the dryout region / S. Nakanishi , S. Yamanchi , S . Ishigai , H. Kotahi . - In : Heat Transfer Conf. Munchen ,1982 , V.U., p. 315 - 320 .

58.Чиркин B.C. Теплофизические свойства материалов ядерной энергетики. - М.: Атомиздат, 1968. - 484 с.

59.Савкин Н.Н., Кузма-Кичта Ю.А., Комендантов А.С. Исследование интенсификации теплообмена при кипении воды в условиях вынужденного течения в трубе с пористым покрытием. -Теплоэнергетика, 1988, № 5, с.67 - 69.

60.Бобков В.П. , Ибрагимов М.Х. , Номофилов Е.В. Исследование инерционности измерения микротермопарами нестационарных температур. - Теплоэнергетика . 1966 , №8 , с. 57 - 61 .

61.Ярышев Н.А. Теоретические основы измерения нестационарных температур. - М.: Энергия , 1967 , 299 - с.

62.Y.A. Kuzma-Kichta, A S. Sedlov, A.I. Abramov, Y.A. Shkondin, D.V. Buyakov and S.A. Borisov. Experimental investigation of dryout at low mass velocities and pressures. - Report on International Symposium on Desalination and the Environment, Genoa, Italy, October 20-23, 1996.

63.Y.A. Kuzma-Kichta, AS. Sedlov, A.I. Abramov, Y.A. Shkondin, D.V. Buyakov and S.A. Borisov. Experimental investigation of dryout at low mass velocities and pressures. - Desalination 108 (1996), 365369.

- Hi-

64.Y.A. Kuzma-Kichta, A.S. Sedlov, A.I. Abramov, Y.A. Shkondin, D.V. Buyakov and P.K. Serbin. Experimental investigation of the Heat Transfer Crisis at Low Mass Velocities and Pressures. - Report on International Symposium on the "Physics of Heat Transfer in Boiling and Condensation" and 11- International School-Seminar of Young Scientists and Specialists, Moscow, Russia, May 1997.

65.Седлов A C., Абрамов А.И., Кузма-Кичта Ю.А., Шкондин Ю.А., Буяков Д.В., Сербии П.В. Защита окружающей среды от сбросов сточных вод ТЭЦ. - Сборник аннотаций докладов 1го международного симпозиума «Передовые технологии и материалы, 22-26 сент. 1997 г., п. Кацивели, Крым, Украина.

66.Седлов А.С., Абрамов А.И., Кузма-Кичта Ю.А., Жидких В.Ф., Шкондин Ю.А., Буяков Д.В., Борисов А.А. Ресурсные испытания парогенерирующих труб с пористым покрытием на испарителе И-1000 ТЭЦ-8 АО «МОСЭНЕРГО» - Энергосбережение и водоподготовка, 1998. -№2, с. 18-21.

67.Седлов А.С., Абрамов А.И., Кузма-Кичта Ю.А., Шкондин Ю.А., Буяков Д.В., Сербии П.В. Интенсификация теплообмена в двухзонном испарителе повышенной производительности. -Доклад на 2м международном симпозиуме по энергетике, окружающей среде и экономике. КФ МЭИ, Казань, Россия, 7-10 сентября 1998 г., стр. 61-63.

68.Седлов А.С., Абрамов А.И., Кузма-Кичта Ю.А., Жидких В.Ф., Шкондин Ю.А., Буяков Д.В., Борисов А.А. Улучшение характеристик испарительных установок на основе интенсификации теплообмена. - Международная конференция «Передовые технологии на пороге XXI века», Россия, Москва, 5-9 октября 1998 г.

I

I

!

!

-f4Z-

69.Седлов A.C., Абрамов А.И., Кузма-Кичта Ю.А., Шкондин Ю.А., Буяков Д.В., Сербии П.В. Исследование возникновения области ухудшенного теплообмена для водных растворов Na2SC>4 при низких массовых скоростях. - Доклад на 2й Российской конференции по теплообмену. Москва, 26-30 октября 1998 г., стр. 178-180.

70.Y.A. Kuzma-Kichta, A.S. Sedlov, A.I. Abramov, Y.A. Shkondin, D.V. Buyakov and S.A. Borisov. Improvement of the characteristics of evaporating installations on basis of heat transfer enhancement. -International Workshop on Desalination Technologies for Small and Medium Size Plants With Limited Environment Impact. Italy, Universita di Roma "La Sapiensa", December, 3-4, 1998.

71.Субботин В.И., Ремизов О.В., Воробьев В.А. расчет профиля температуры стенки в области ухудшенного теплообмена. - ТВ.Т, 1974, т. 12, №4, с.785 - 789.

72.Нигматулин Р.И. Динамика многофазных сред. Ч II. - М.: Наука. Гл. ред. физ.-мат. лит., 1987. - с.252 - 255.

73.Седлов А.С.,А.И. Абрамов, В.А. Васин и др. Исследование гидродинамики и теплообмена в испарителях и паропреобразователях при глубоком концентрировании природных и сточных вод . Вестник МЭИ. 1994 г. №1.

74.Седлов А.С.,А.И. Абрамов, В.А. Васин, Стерман JI.C. Исследование теплообмена и гидродинамики В испарителях и паропреобразователях . Теплоэнергетика. 1994 г. №1 .с. 61 - 66 .

75.Седлов А.С. Термическое обессоливание природных и сточных вод для тепловых электростанций с высокими экологическими показателями. Автореф.дисс.доктора техн. наук, М.:МЭИ, 1993, 43 с.

- /43-

76.Аметистов Е.В., Клименко B.B,, Павлов Ю.П. Кипение криогенных жидкостей. - М: Энергратомиздат, 1995. - 400с.

77.Кузма-Кичта Ю.А. Методы интенсификации теплообмена. -М.: Изд-во МЭИ, 1994. -75с.

78.Седлов A.C., Абрамов А.И., Кузма-Кичта Ю.А., Комендантов A.C., Васин В.А., Шкондин Ю.А, Хазиахметов P.M. Защита окружающей среды от сброса сточных вод промышленных и промышленно-отопительных ТЭЦ с применением паропреобразователей . Теплоэнергетика 1996 г. №12 ,с.46 - 51.

79.Петухов Б.С., Генин JI.C., Ковалев С.А. Теплообмен в ядерных энергетических установках. - М.: Энергоатомиздат, 1986. - 472 с.

80.Петухов Б.С., Кириллов В В. К вопросу о теплообмене при турбулентном течении жидкости в трубах. - Теплоэнергетика, 1958, №4, с. 63.

81.Кутателадзе С.С. Влияние скорости циркуляции на коэффициент теплоотдачи при кипении в трубах. - Энергохмашиностроение, 1961, № 1, с. 12.

82.Рассохин Н.Г., Швецов P.C., Кузьмин A.B. Расчет теплоотдачи при кипении. - Теплоэнергетика, 1970, № 9, с.58.

83.Седлов A.C., Кузма-Кичта Ю.А., Шкондин Ю.А. Исследование тепловых процессов при низких массовых скоростях и уточнение методики теплового расчета испарителей. Теплоэнергетика, 1998, №9.

V