Партнерский проект с компанией Руспроектэксперт

Тел.: 8-495-771-14-07

Проектирование


ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНЫЕ ТЕПЛОВЫЕ ТРУБЫ

Для тепловых труб со щелочно-металлическими теплоносителями (натрием, калием, рубидием, цезием) в целом характерен высокий теплоперенос. Эти теплоносители совместимы с такими широко распространенными конструкционными материалами, как нержавеющие стали и сплавы на основе никеля. Данные тепловые трубы могут обеспечить длительный ресурс работы при условии хорошей очистки корпуса трубы, фитиля и теплоносителя от нежелательных примесей, прежде всего кислорода. Натрий имеет очень благоприятные теплофизические свойства и в диапазоне температур 650—1000° С наиболее приемлем. Калий обычно применяют лишь в тех случаях, когда необходимо обеспечить изотермичность трубы и высокий теплоперенос при температурах 550— €50° С, т. е. в том диапазоне температур, где для натрия давление паров слишком мало. Рубидий и цезий имеют сравнительно малое поверхностное натяжение и ухудшенные по сравнению с натрием и калием другие физические свойства. Их следует использовать лишь при 400—550° С там, где требования по теплопереносу относительно невелики, и, главным образом, необходимо обеспечить изотермичность.


Рассмотрим наибольший осевой и радиальный теплоперенос для характерных конструкций тепловых труб, а также достигнутый ресурс работы для тепловых труб различных конструкций.

Теплоперенос. Для тепловых труб с составными фитилями могут быть получены наилучшие результаты по теплопереносу. Наибольший удельный теплоперенос (на единицу поперечного сечения парового канала) был достигнут в опытах Винца и Буссе с натриевой тепловой трубой [1] (рис. 4.2). Опыты проводились на цилиндрической горизонтальной трубе длиной 500 мм с корпусом из нержавеющей стали диаметром 12 мм и толщиной стенки 1,5 мм. Труба имела 27 продольных прямоугольных канавок шириной 0,5 и глубиной 0,6 мм, покрытых сеточным экраном с максимальным эффективным диаметром пор 11 мкм. Технология изготовления фитиля описана в § 2.3. Поверхностная пористость фитиля оценивается 20%. Труба заполнялась натрием с использованием горячей геттерной очистки с последующей дистилляцией, натрия. Нагрев осуществлялся индукторами длиной 35 и 110 мм. Нагреваемая и адиабатическая части трубы находились в кварцевой ампуле. Адиабатическая зона имела длину 245 и 160 мм. В охлаждаемой зоне на длине 200 мм тепло отводилось водой через наполняемый гелием газорегулируемый зазор.


Результаты измерений максимального теплопереноса представлены на рис. 4.3. Зависимость теплопереноса от температуры можно разделить на три области. При 460—530° С имеют место вязкостные ограничения теплопереноса, при которых плотность теплового потока изменялась пропорционально изменению р"0Р"0 (где 0 означает, что плотность и давление пара взяты при температуре Т0 в начале зоны испарения). Измерения проводились с короткой индукционной катушкой (длиной 35 мм).

В интервале температур 530—790° С наблюдались звуковые ограничения теплопереноса — плотность теплового потока увеличивалась уже пропорционально. Эксперименты по измерению теплопереноса проводились с коротким и длинным индукторами. Наибольшее значение радиального теплового потока достигало 1,25 кВт/см2 (отнесено к площади внутренней поверхности тепловой трубы) при 7о = 750°С и плотности осевого теплового потока, равной 11,2 кВт/см2.

В интервале температур 720—945° С при использовании индуктора длиной 110 мм зафиксировано более 40 осушений трубы. Отмечено следующее: 1) мощности, при которых происходили осушения фитиля в этом диапазоне температур, не описываются определенной кривой (см. рис. 4.3), наблюдается разброс значений от 7 до 15,5 кВт/см2; 2) зависимости от температуры при 790—945° С не наблюдается; 3) даже наивысшие значения тепло- переноса при осушении располагаются приблизительно вдвое ниже теоретической кривой капиллярных ограничений (точки и кривая 3 на рис. 4.3).

После первой серии измерений (частично зачерненные точки на рис. 4.3) появились трудности с пуском трубы — возникало большое горячее пятно в нагреваемой зоне даже при малых удельных тепловых потоках. Запускать тепловую трубу оказалось возможным только при очень медленном нагреве (5—10° С/мин) и отвакуумированном зазоре между трубой и водяным калориметром. Лишь при достижении 820° С горячее пятно исчезало и можно было увеличивать теплоперенос. После первой серии измерений вакуум в объеме, окружающем зону нагрева, ухудшился от 6-10”2 Па до 1 Па. В течение этого периода измеренные значения ограничений теплопереноса (треугольники на рис. 4.3) непрерывно уменьшались (~на 20%). Когда тепловые потоки увеличивали до высоких значений, горячее пятно появлялось уже и при температуре 820° С. Осушение начиналось всегда с места, где размещалось горячее пятно.

При улучшении вакуума в объеме, окружающем зону нагрева, до 2-10-3 Па значения критических нагрузок снова увеличивались до прежних значений, в большинстве случаев горячее пятно больше не появлялось вплоть до осушения. Однако если такое лятно имелось, то значения критических нагрузок были всегда ниже, чем без горячего пятна. Существенное улучшение вакуума в зазоре калориметра при медленном пуске трубы привело к дальнейшему увеличению критических нагрузок (вплоть до 15,5 кВт/см2).

Обсуждая полученные результаты, авторы экспериментальной работы [1] приходят к выводу, что наиболее вероятным объяснением расхождения теории с экспериментом является влияние поверхностных химических эффектов, приводящее к понижению капиллярных сил. Капиллярное давление может оказаться весьма чувствительным к тонкой пленке загрязнений (таких, как окислы) на жидкости и на смачиваемой поверхности.

Ранее расхождение между измеренным критическим теплопереносом и теоретическими значениями капиллярных ограничений в экспериментах с тепловыми трубами большой удельной мощности было уже обнаружено в опытах Кемми с натриевыми тепловыми трубами [2] и опытах Фрааза и Семюэлза с калиевыми трубами [3].

Кемми, основываясь на том, что при работе трубы были слышны удары капель о стенку, причину расхождения объяснил действием уноса жидкости из фитиля. Однако это объяснение представляется неубедительным. В опытах Хуфшмидта и др. [4] показано, что фитиль, выполненный из сетки с ячейками размером 250 мкм, предотвращает унос даже при очень больших числах Рейнольдса текущего газа. Унос капель в опытах Кемми должен был иметь место в конденсаторной части трубы, где осуществляется рециркуляция натрия, однако это никак не могло сказаться на балансе давлений в испарительной зоне и соответственно на капиллярных ограничениях мощности.

Фрааз и Семюэлз [3] рассматривали три возможных объяснения полученного расхождения: присутствие пузырей неконденсирующихся газов, несоответствие расчетной и реальной геометрии фитиля, уменьшение смачивающегося действия за счет примесей кислорода. Более вероятным объяснением они считают последнее.


Авторы этой книги провели опыты на горизонтально расположенной цилиндрической тепловой трубе с составным фитилем экранного типа и кольцевым зазором для протока жидкости (рис. 4.4). Конструкция тепловой трубы была выбрана таким образом, чтобы наиболее важные параметры (диаметр парового канала, радиус пор на поверхности фитиля, зазор для протока жидкости) отвечали требованиям проверки расчетной модели и сохранялись неизменными в процессе работы. С этой целью экран составного фитиля выполнялся в виде перфорированной трубки. Диаметр отверстий в зоне нагрева длиной 100 мм составлял 450 мкм, отверстия были расположены в шахматном порядке, поверхностная пористость равнялась 33%. Диаметр отверстий перфорированной трубки на остальной части длины (600 мм) был равен 1,2 мм. Эта часть перфорированной трубки плотно обертывалась сеткой с размером квадратных ячеек, равных 40 мкм. Зазор для протока жидкости в фитиле выбран достаточно большим, чтобы потери давления по жидкостному тракту были малыми. Этому требованию и требованию заполнения при горизонтальном положении удовлетворял зазор 0,5 мм. Перфорированная трубка со стороны зоны нагрева плотно насаживалась на посадочный выступ торцевой заглушки с последующим закреплением точечной сваркой. В зоне конденсации для обеспечения компенсации температурных расширений предусматривалась скользящая посадка перфорированной трубки на втулку. Зазор для протока жидкости также дистанционировался проволоками диаметром 0,4 мм, проложенными вдоль трубы в зоне конденсации.

Температура в паровом пространстве по длине трубы измерялась подвижной микротермопарой, которая свободно перемещалась в капилляре 01,5X0,25 мм. Капилляр проходил в нижней части парового канала трубы, соприкасаясь с экраном составного фитиля. Поскольку термопара предназначалась для измерения распределения температур пара в различных режимах работы трубы, в том числе и звуковых, то для предотвращения аэродинамического нагрева, возникающего при высоких скоростях пара» капилляр в конце зоны испарения и в адиабатической зоне был покрыт капиллярным устройством, образованным из скрученной тонкой проволоки. Таким образом, измерение температуры пара осуществлялось «мокрым термометром», а стенка капилляра подвижной термопары имела температуру, практически соответствующую температуре насыщения пара в данном сечении трубы.

Теплоподвод к трубе осуществлялся конденсирующимся натриевым паром на длине 100 мм. Тепло отводилось к водяному калориметру, а теплосъем регулировался посредством изменения давления гелия в зазоре шириной 0,5 мм между корпусом трубы и калориметром.

Установка была многоцелевой и предназначалась: для исследования распределения температуры насыщения пара вдоль трубы в звуковых и дозвуковых температурных режимах; для измерения звукового предела и капиллярных ограничений теплопере- носа без газа и с неконденсирующимся газом в паровом пространстве трубы; для изучения пусковых характеристик трубы как без газа, так и при наличии различных газов при разных массовых содержаниях их в паровом пространстве. Измерение максимального теплопереноса проводилось в следующем порядке. При малом теплоотводе от трубы (или при полном отсутствии его) температуру трубы повышали до определенного уровня. Затем, поддерживая температуру тепловой трубы почти постоянной, медленно увеличивали теплоотвод от трубы вплоть до наступления осушения фитиля в зоне испарения. Момент осушения фиксировался по резкому падению температуры пара в трубе при одновременном понижении отводимой мощности. После осушения теплоотвод от трубы уменьшали или совсем прекращали. Эти условия поддерживали вплоть до восстановления температуры пара внутри тепловой трубы до уровня температуры греющего пара снаружи ее. Затем изменяли температурный уровень тепловой трубы и измеряли максимальную мощность на новом уровне температуры. Как при отсутствии неконденсирующихся газов, так и при наличии их в паровом пространстве трубы были получены результаты, удовлетворительно согласующиеся с расчетом.

В целях изучения влияния примесей (таких, как кислород и водяные пары) в заключение программы исследований был измерен максимальный теплоперенос после подачи в тепловую трубу дозированных количеств воздуха. Результаты измерений представлены на рис. 4.5. Объем первой порции введенного в трубу воздуха, приведенный к нормальным условиям, составил 2,42 см3. Влажность воздуха при этом была равна 60—70% при температуре 25° С. Осушение составного фитиля в опытах происходило при мощностях, весьма близких к расчетным. По истечении одних суток работы теплоноситель в тепловой трубе был заморожен, введено 2,42 см3 воздуха, приведенного к нормальным условиям; э — добавлено 3,75 см3 воздуха; О — еще добавлено 2,45 см3 воздуха, 1, 2 — расчетные значения звукового и капиллярного пределов мощности тепловой трубы остаточные газы отвакуумированы. Пониженное по сравнению с начальным давление в тепловой трубе указывало на то, что кислород и влага из воздуха поглощены натрием. Была подана новая порция воздуха объемом 3,75 см3. Однако измерить максимальный теплоперенос при таком количестве газа оказалось невозможным — поверхность с эффективным теплоотводом сильно уменьшилась. Поэтому по истечении ~1,5 ч после разогрева трубы некоторое количество оставшихся газов было удалено. Измерения максимального теплопереноса показали довольно близкое соответствие ее расчетным значениям. Со второй порцией газов тепловая труба работала также в течение одних суток. Третья порция воздуха объемом 2,45 см3 не привела к сильному снижению максимального тепло- переноса. Снижение наблюдалось в пределах до 25%.


Итак, в наших опытах введение даже большого количества загрязняющих примесей с воздухом (введено в общей сложности 8,62 см3 воздуха, взятого при нормальных условиях и имеющего влажность около 60—70%) мало сказалось на капиллярных ограничениях теплопереноса. Загрязняющими примесями были кислород и водород (последний входил в состав роды). Эти опыты были проведены с тепловой трубой, имеющей относительно крупную капиллярную структуру. По нашему мнению, это не должно препятствовать распространению выводов об относительно малом влиянии загрязнений на капиллярное давление и для труб с мелкой капиллярной структурой, с которыми проводились опыты в работах [1—3].

Более вероятной причиной расхождения опытных значений максимального теплопереноса с расчетными значениями капиллярных ограничений для тепловых труб высокой мощности является вскипание жидкого натрия в фитиле. Большие мощности приводят к возникновению больших радиальных и циркуляционных перегревов, достаточных для возникновения паровой фазы на наиболее «активных» центрах парообразования. Поступление газа вследствие диффузии через стенку тепловой трубы в работе [1], по-видимому, улучшало условия для вскипания, приводило к осушению трубы при уменьшенном теплоподводе.

Авторы книги провели эксперименты на тепловых трубах с составными фитилями, имеющими сеточный экран. Экран выполнялся в виде цилиндрической пористой трубки, изготовленной из односторонней фильтровой сетки (материал — нержавеющая сталь 1Х18Н8Т) саржевого плетения № 450 либо № 685. При изготовлении пористых трубок сетка на медной цилиндрической оправке плотно свертывалась в несколько слоев, а продольный шов проваривался точечной электросваркой.

Эксперименты по определению звукового предела мощности вплоть до 9 кВт/см2 были проведены на натриевой тепловой трубе (рис. 4.6) длиной 960 мм, имеющей длину зоны нагрева 350 мм, адиабатической зоны 150 мм и зоны конденсации 460 мм. Корпус трубы имел диаметр 17 мм и толщину стенки 1,5 мм. Составной фитиль был выполнен из двух концентрически расположенных пористых экранов, изготовленных каждый из трех слоев сетки № 685 с зазором между слоями 0,07 мм. Средний зазор между корпусом тепловой трубы и ближайшим к нему экраном составлял 0,23 мм. Диаметр парового канала был равен 12 мм при толщине экранов 0,35 мм. Поскольку экраны центрировались только на концах трубы при приварке их к заглушкам, то естественно, что зазоры по длине могли изменяться от кольцевого до серповидного. Измеренный эффективный диаметр пор экранов составлял 26 мкм.

Способ уплотнения экранов на концах трубы посредством приварки их совместно с заглушками к концам трубы применим тогда, когда тепловая труба предназначается для работы без термических качек. При проведении экспериментов с осушением трубы выявился недостаток такого способа уплотнения — не обеспечивалась компенсация температурных расширений экрана и стенки трубы. В условиях осушения фитиля при быстрых разогревах и охлаждениях, когда различия температур стенки трубы и экранов фитиля могут достигать сотни и более градусов, за счет разности температурных расширений происходит растяжение и сжатие экранов, что в конечном счете может привести к образованию гофр на экранах и появлению больших, не заполняемых жидкостью зазоров под ними. Наличие гофр было обнаружено после препарирования некоторых образцов таких тепловых труб, проходивших предварительные испытания при нагреве в радиационных печах. Трубы испытывались при быстром нагреве и охлаждении и различном действии гравитационных сил на работу труб.


Некоторые из таких труб после их изготовления сначала обеспечивали ожидаемые характеристики по теплопереносу, но в процессе проведения предварительных испытаний ухудшали эти характеристики. В дальнейшем конструкция тепловых труб была изменена так, что использовались экраны с «плавающими» заглушками. Для сохранения заполняемости зазоров натрием за заглушками неплотно укладывалось несколько слоев сетки.

В тепловых трубах с канавочной капиллярной структурой максимальный теплоперенос экспериментально исследовался в работе Кемме [5]. В качестве теплоносителей использовались натрий и калий. Для всех исследованных тепловых труб внутренний радиус труб был равен 7,5 мм, длина —300 мм, длина зон испарения и конденсации — 80 и 220 мм соответственно. Результаты некоторых опытов представлены на рис. 4.7, 4.8. Число прямоугольных канавок в трубах как открытых, так и закрытых сеточным экраном было равно 88.

Натриевые тепловые трубы при равных условиях обеспечивали существенно больший теплоперенос, чем калиевые, начиная с температуры несколько выше 500° С (см. кривую 2 на рис. 4.7). Большее расхождение экспериментально полученных значений максимальной мощности с расчетными при низких давлениях пара (см. кривые 1 на рис. 4.7, а) Кемме—автор работы [5] — объясняет взаимодействием пара с потоком жидкости в открытых каналах. При высоких скоростях пара взаимодействие приводит к появлению паразитной рециркуляции теплоносителя из-за уноса жидкости паровым потоком. Покрытие канавок сеткой, как и следовало ожидать, увеличивало максимальные мощности за счет уменьшения взаимодействия пара с жидкостью (сравни кривые У и 2 на рис. 4.7, а). Для трубы с неплотно прижатой сеткой максимальная мощность была больше, чем для трубы с плотно прижатой сеткой (см. кривые 2 и 3 на рис. 4.7, б). Это может быть объяснено тем, что в первом случае использовалось большее сечение для протока жидкости в капиллярной структуре. Изменение размеров канавок при сохранении их числа существенно сказывалось на максимальной переносимой мощности (см. рис. 4.8). Экспериментально установлено, что при фиксированном числе канавок определенного размера существует свой оптимум переносимой мощности.


При пусковых режимах перепад давления в паровом потоке по длине трубы, как правило, намного больше перепада давления в жидкости. Поэтому для обеспечения возможности пуска без обогрева конденсаторной части трубы желательно иметь высокий располагаемый перепад капиллярного давления, что обеспечивается канавками меньшей ширины. Тепловые трубы с широкой канавкой в опытах Кемме не запускались из-за капиллярных ограничений в пусковых режимах.


Тепловые трубы с сеточной капиллярной структурой исследовались в работе Шмидта и Семерия [6]. Изучалось влияние размеров сеток и угла наклона трубы на максимальную мощность натриевых тепловых труб с простым фитилем из нескольких слоев металлической сетки с квадратной ячейкой. Фитиль прижимался к стенке трубы спиральной пружиной. Размер ячеек сетки изменялся для каждой трубы. В табл. 4.2 представлены геометрические характеристики фитилей экспериментальных тепловых труб.

Диаметр корпуса трубы 25 мм, толщина 2 мм и длина 200 мм. Трубы нагревались индукционным методом, теплосъем регулировался составом смеси газов в кольцевом зазоре между тепловой трубой и водяным калориметром. Опыты проводились при различном наклоне тепловой трубы. На рис. 4.9, а представлены результаты экспериментов с тепловой трубой № 2 при различных температурах и углах наклона. Кривые ограничения мощности имеют свой максимум при определенной температуре для каждого угла наклона. На рис. 4.9, б представлены пересчитанные, исходя из экспериментальных данных, характеристики тепловых труб с разными сетками, но одинаковым числом слоев этих сеток, равным трем. Из представленных характеристик следует, что тепловая труба с сеткой № 80 должна передавать самые большие количества тепла. Сетка № 300 имеет малую проницаемость, хотя и способна создавать высокое капиллярное давление.


Для изучения характеристик теплопереноса и полей температуры насыщения вдоль парового канала в Физико-энергетическом институте были проведены эксперименты с натриевой тепловой трубой, в которой в качестве «простого» фитиля использовалась сетка саржевого плетения [7]. Экспериментальная установка состояла из тепловой трубы с излучательной нагревательной печью и воздушным холодильником, а также из системы дистилляцнонной очистки и дозировки подаваемого в тепловую трубу натрия. Труба горизонтально располагалась внутри барокамеры, наполняемой аргоном. Длина трубы составляла 500 мм, диаметр 28,5 мм, толщина стенки 1,5 мм. Внутри трубы в три слоя по спирали уложена сетка саржевого плетения С80 ГОСТ 3185-65 из нержавеющей стали (диаметр проволоки основы — 0,35 мм, диаметр утка — 0,25 мм). Диаметр парового канала трубы 20,5 мм, основа сетки с осью трубы составляла угол 7°. Через каждые 100 мм для крепления сетки установлены тонкостенные кольца. Нагрев трубы осуществлялся на длине 180 мм, теплоотвод — на длине 245 мм. Для измерения температуры пара в семи сечениях по длине парового пространства трубы в гильзах размещались хромель-алюмелевые термопары.


Передаваемое по трубе тепло определялось по расходу и подогреву воздуха. Температура, измеренная по длине трубы при различном теплопереносе, дана на рис. 4.10.

Рассмотрение перепадов давления в паровой и жидкой фазах в режиме с наибольшим теплопереносом (3,7 кВт) приводит к кажущемуся несоответствию.

Максимальное капиллярное давление, рассчитанное по размеру пор сетки и равное 2-103 Па, намного меньше действительного перепада давления в паровой фазе, которое выше 7-103 Па. Это кажущееся противоречие можно объяснить следующим образом. Внутри саржевой сетки имеются непрерывные каналы, в которых радиусы кривизны менисков могут быть много меньше, чем в порах на поверхности сетки. Эти каналы клиновидной формы образованы проволокой основы и вплотную уложенной на ней проволокой утка. По мере увеличения перепада давления между фазами в таком канале уменьшается доля сечения, заполненная жидкостью, уменьшается радиус кривизны мениска, соответственно увеличивается капиллярное давление. При этом фитиль частично осушатся, начиная с сечения, в котором разность давлений пара и жидкости равна капиллярному напору поверхностных пор сетки. Таким образом, мы встречаемся со случаем работы тепловой трубы в условиях, когда движение жидкости по фитилю происходит при изменяющемся вдоль трубы коэффициенте проницаемости. При таком частичном осушении фитиля испарение жидкости происходит в глубине фитиля, и по не заполненным жидкостью порам пар перемещается к поверхности капиллярной структуры и попадает в паровой канал.

Свойство фитилей с каналами клиновидной формы сечения — создавать высокое капиллярное давление — может быть использовано на практике. Например, это свойство помогает упростить пуск трубы, когда в пусковом режиме имеет место наибольший перепад давлений между фазами.

Различные вопросы теплопереноса в высокотемпературных тепловых трубах исследовались также в экспериментальных работах [8—10].

Ресурс работы. Основной причиной, приводящей к перегоранию высокотемпературных тепловых труб или потере их работоспособности, является массоперенос как металлических, так и неметаллических элементов конструкционного материала из зоны конденсации в зону испарения. Забивание фитиля при кристаллизации перенесенных масс приводит к его осушению. Повышение концентрации неметаллических примесей в зоне испарения способствует усилению как межкристаллитной коррозии материала стенки и фитиля, так и их растворения с одновременным ослаблением прочности.

Удельный тепловой поток характеризует кратность циркуляции теплоносителя и в какой-то мере степень концентрации загрязнений в зоне нагрева. Длина трубы является характеристикой масштабного фактора: для длинных тепловых труб может иметь место большее количество загрязнений, что способствует усилению коррозионных процессов. Диаметр трубы и толщина стенки характеризуют ее прочность. От вида капиллярной структуры зависит ее .чувствительность к явлениям, сопровождающим процессы переноса массы. К сожалению, во многих случаях при описании ресурсных испытаний часть из названных выше параметров не приводится, и поэтому анализ результатов затруднен.

Из результатов испытаний высокотемпературных щелочно-металлических тепловых труб на ресурс работы (см. табл. 4.3) видно, что для температур ниже 1000°С ситуация довольно благоприятная — для труб имеются материалы, которые могут длительно работать при температурах 500—750° С с цезием, калием и натрием. Для получения длительного ресурса работы необходима соответствующая техника заполнения трубы теплоносителем, гарантирующая хорошую очистку от примесей как конструкционных материалов, так и щелочного металла.


Опыты авторов показали, что возможна длительная эксплуатация на воздухе тепловых труб с относительно тонкой стенкой (толщиной 1 мм) в течение десятков тысяч часов. Неудивительно, что тепловые трубы с грубой капиллярной структурой, например канавочной, способны весьма длительно работать при температурах 600—700° С. Но оказывается, что и тогда, когда используются весьма тонкие капиллярные структуры, ресурс работы может быть длительным. Это выявили опыты авторов, проведенные на тепловых трубах с составными фитилями, имеющими экран из тонкой сетки саржевого плетения и испытанными при работе в различных положениях по отношению к горизонту, в том числе и против силы тяжести (табл. 4.3). Заполнение этих тепловых труб натрием проводилось методом напроток, что гарантировало хорошую очистку конструкционных материалов и теплоносителя.

В работе [14] описаны ресурсные испытания цезиевой и натриевой тепловых труб с корпусом из ниобиевого сплава (Nb— 1% Zr) при 830° С. Капиллярную структуру составляли 64 канавки шириной 0,25 и глубиной 0,4 мм. Осмотр труб после перегорания показал, что имела место эрозия капиллярной структуры, интенсивный рост зерен особенно в испарительной зоне, в этой же зоне наблюдалась концентрация циркония, сильно обогащенного его окислами. Указывается, что две натриевые тепловые трубы при температуре 630° С и тепловых потоках в зоне нагрева около 40 Вт/см2 проработали без перегорания 32 500 и 27 500 ч. Осмотр показал лишь одинаковый рост зерен в испарительной и конденсаторной зонах.

В [14] даны рекомендации по использованию в сочетании с калием и натрием нержавеющей стали и инконели. Титан с этими теплоносителями несовместим.

В работе [17] проведены опыты с ртутной тепловой трубой. После 10 000 ч работы в ней наблюдалась некоторая коррозия и перенос массы с выпаданием осадка в фитиле и на стенке, а также стрессовая коррозия под напряжением в проволоках сеточного фитиля. Однако эти эффекты на характеристиках ртутной тепловой трубы не сказались.

Технологические основы тепловых труб/Ивановский М. Н., Сорокин В. П. Чулков Б. А., Ягодкин И. В. — М.: Атомиздат, 1980.

Экспертиза

на главную