Автореферат (Экспериментальное исследование гидродинамики и теплообмена в каналах малого диаметра при высоких приведенных давлениях), страница 2

Для области высоких приведенных давлений известныисследования, выполненные в "обычных" каналах [4-6]. В работе [7]предлагается определять КТП по пересчитанным значениям скелетных таблицпо воде [8], используя принципы подобия.В главе 2 представлено описание экспериментального стенда,измерительной аппаратуры и основных конструктивных элементов. Выполненатарировка первичных датчиков, разработана методика проведенияисследований, выполнена оценка погрешности измерений.В качестве рабочей жидкости использовались фреоны R113 и RС318.Теплоемкость, теплота парообразования и критическое давление фреоназначительно ниже, чем у воды, что позволяет достичь желаемых параметровпри меньших затратах энергии. Контур экспериментального стенда позволяетподдерживать высокие приведенные давления, вплоть до p/pкр ≈ 0.9 (для RC318p = 2500 кПа), а также обеспечивает широкий диапазон массовых скоростей.Для канала с внутренним диаметром d=1.36 исследовалась область 700 <ρw<4500 кг/(м2с), для диаметра d=0.95 мм она составила 1500 <ρw <3500 кг/(м2с).Принципиальная схема стенда изображена на рис.

1.61 – термокомпрессор2 – бак3,5 –фильтры4- баллон с фреоном6 – циркуляционный насос7 – расходомеры8 – предварительныйнагреватель9 – форвакуумный насос10 – рабочий участок11 – датчик тока12 – рекуперативныйтеплообменник13 – байпасная линияРис. 1. Схема экспериментального стенда.Давление в контуре создается термокомпрессором 1. Циркуляциятеплоносителя обеспечивается насосом 6.

Для регулирования расхода в контурепредусмотрена байпасная линия 13, а также вентиль тонкой регулировки ВТ2.Кроме того, у многоступенчатого центробежного насоса 6 имеется возможностьрегулировки расхода, путем изменения частоты вращения ротора. Значениерасхода контролируется двумя расходомерами 7 на разные диапазоны.После насоса 6 поток рабочей жидкости перед попаданием в рабочийучасток 10 нагревается до необходимой температуры при помощи нагревателя8. После прохождения через рабочий участок поток попадает в рекуперативныйохлаждаемый водопроводной водой теплообменник 12. После теплообменникатеплоноситель попадает в бак 2, на котором контур замыкается.

Подводящиетрубки контура изготовлены из меди и нержавеющей стали и имеютвнутренний и внешний диаметры 4 и 6 мм соответственно.На рис. 2. представлена конструкция рабочего участка стермокомпенсацией. Исследования проводились на двух вертикальных трубкахс внутренними диаметрами 1.36 мм и 0.95 мм, внешними диаметрами 1.60 мм и1.23 мм, длиною 200 мм и 100 мм соответственно. Входной коллектор имелвертикальную степень свободы.

Его основание располагалось на двухвертикальных металлических стержнях и имело возможность скользить вдольних. Для того чтобы рабочий участок имел устойчивость, основание входногоколлектора поджималось пружиной в сторону натяжения трубки. Измерениетемпературыстенкиосуществлялосьшестьюхромель-копелевымитермопарами, провода которых (диаметром 0.2 мм) были приварены лазерной7сваркой к трубке рабочего участка в шестисечениях (Т1-Т6) на противоположных сторонахдиаметра трубки. Такой способ креплениятермопаробеспечивалмалуютепловуюинерцию датчиков и позволял измерятьсреднюю температуру стенки по её периметру.Рабочийучастокпродемонстрировалработоспособностьвовсемдиапазонережимных параметров.В главе 3 выполнено обоснованиедостоверности экспериментальных данных,представлен анализ первичных данных иобобщение данных по теплообмену, потерямдавления и КТП.В ходе опытов измерялись следующиепараметры: массовая скорость, давление итемпература на входе и выходе рабочегоучастка, напряжение и сила тока на рабочемучастке, температуры стенки в шести сеченияхТ1-Т6 по длине канала.

По величине силы токаинапряжениянарабочемучасткерассчитывалась подводимая электрическаямощность. Увеличение подводимой тепловойнагрузки проводилось пошагово от значений,соответствующихрежимамоднофазнойконвекции. Параметры потока на входе врабочий участок были фиксированы. Придостижении на каждом шаге стационарныхзначений проводилась запись сигналов всехдатчиков в файл. Всего получено 195 рабочихрежимов с разными параметрами потока вдиапазоне приведенных давлений pr = p/pcr = Рис. 2.

Конструкция рабочего0.15 ÷ 0.9, массовых скоростей ρw = 700 ÷ 4800участка2кг/(м с) и температур на входе в рабочийучасток Твх = 30 ÷ 180 ºC.Для верификации результатов измерений был использован большоймассив данных по однофазной конвекции, полученный в ходе экспериментов.Выполнено сопоставление экспериментальных данных с расчетом по формулеПетухова с поправкой Гнелински без учета тепловых потерь. Данные сходятсяв пределах точности расчета по формуле. Соответствие экспериментальных ирасчетных данных подтверждает достоверность первичных и косвенноизмеренных экспериментальных величин.На рис.

3 представлен пример значений температуры стенки взависимости от плотности теплового потока в шести сечениях вдоль рабочегоучастка. Хорошо видны зоны однофазного теплообмена и кипения.8Т, ºC200КипениеКризисная нагрузкаR113d=1.36 ммρw = 3570 кг/(м2с)pr=0.59Tвх = 123÷124.5 ºCОднофазнаяконвекция180160140q, кВт/м21200100200300400Т1Т2Т3Т4T5Т6Tпотока в Т6Тs в сечении Т6500Рис. 3. Температура стенки в зависимости от плотности теплового потокаВ ходе исследований систематически в различных режимах наблюдалосьснижение температуры стенки перед резким ее ростом в момент развитиякризиса теплообмена.

В работе данное явление обозначено пометкой СТ. Нарис. 4 показан пример СТ. Температура стенки может уменьшаться только врезультате интенсификации теплообмена на внутренней поверхности трубки.Далее с ростом q развивается режим пленочного кипения.Т1RC318d=1.36 ммТ2ρw=3330 кг/(м2с)Т3p=1430 кПа; pr=0.52Т4Твх= 79 ºCТ5Т6Тпотока в точке Т6Тs в точке Т6Т, ºC9590СТ85q, кВт/м28030507090110130Рис.

4. Температура стенки в зависимости от плотности теплового потокаПолученные в работе первичные данные о температуре стенки и потеряхдавления в зависимости от плотности теплового потока при различныхпараметрах теплоносителя являются типичными для условий кипения внедогретом потоке. Увеличение массовой скорости и давления приводит красширению по тепловым нагрузкам области однофазной конвекции, ростузначений критических тепловых нагрузок.

Увеличение температуры входа иуменьшение массовой скорости приводит к обратному эффекту. Полученныерезультаты позволяют сделать вывод об отсутствии характерного влияниямалых поперечных размеров рабочего участка на закономерности теплообменав условиях однофазной конвекции и кипения. При всех прочих фиксированныхпараметрах уменьшение диаметра приводит к увеличению значения плотноститеплового потока, при котором начинается пузырьковое кипение, достигаютсябо́льшие критические тепловые нагрузки и значения КТО.9На основе первичных данных были определены локальныекоэффициенты теплоотдачи в шести сечениях расположения термопар Т1-Т6,выполнен анализ влияния параметров потока на КТО. Определяющейразностьютемпературбыларазностьтемпературмеждустенкой и жидкостью =α(ст –ж). Температура жидкости вкаждом сечении определяласьисходя из теплового баланса.

Нарис. 5 показана зависимостькоэффициента теплоотдачи отплотности теплового потока подлине канала в режиме с сильнымнедогревом. Видно, что наклонлиний изменяется и зависит оттеплового потока. При одномзначении плотности тепловогоРис. 5. Изменение КТО по длинепотока можно получить разныеканала в зависимости от плотностирежимы течении и кипения потеплового потокадлине канала.На рис. 6 представлена зависимость α(q) в сечении Т5 для режима ссильным недогревом.

Здесь отражено характерное влияние массовой скоростина теплоотдачу в условиях сильного недогрева. Отчетливо видна зависимостьα(q) от массовой скорости. Расслоение в области кипения может бытьобъяснено сохраняющимся влиянием конвекции на теплоотдачу. Переход отконвекции к кипению, отражающий изменение наклона кривых, происходит поопределенному закону зависимости α ~ qn, где n ≈ 0.4.α, кВт/(м2·K)RС318d=1.36 ммТвх= 46.5÷50 ºC∆Tнед ≈ 50 ºCТs=96 ºCpr=0.68Т5α ~ q0.410ρw, кг/(м2с)q ,кВт/м211010036002700200014008501000Рис. 6. Влияние массовой скорости при сильном недогреве на КТО взависимости от плотности теплового потокаВ исследовании выделены две основные группы режимов: теплообменпри развитом кипении потока насыщенной жидкости; теплообмен при кипениипотока недогретой жидкости со значительным влиянием конвекции.10Для обобщения режимов с развитым кипением, исходя из результатовлитературного обзора, были выбраны известные методики расчета теплообменав кипящем потоке, наиболее подходящие для условий и параметровэксперимента [1, 9 - 12].

Работы [10,11] являются одними из первых, где былиполучены эмпирические формулы для кипения фреонов в миниканалах.Формула работы [12] взята для обобщения как одна из недавно полученныхэмпирических формул на основании обобщения многих опытных данных дляканалов различного диаметра.По результатам анализа первичных данных можно сделать вывод, чтоконвекция оказывает существенное влияние на теплообмен.

В работе [13]развит подход к построению методики расчета теплообмена при кипении всильно недогретом скоростном потоке и предложено расчетное соотношение ввиде:q = qnb+ qc.(1)При этом принимается, что конвективный теплообмен действует так же,как в однофазном турбулентном потоке:qc =αc(Tw-TL),(2)где αc рассчитывается по соотношению Петухова с сотрудниками.Для расчета qnb в условиях развитого кипения в соотношении (1)целесообразно использовать соотношение, предложенное в работе [1]. Вусловиях кипения жидкости в недогретом потоке для расчета qnb, исходя изрезультатов работы [13], можно использовать модифицированное соотношениеВ.В. Ягова [1]:где = 0.47 × 10−42 ∆ 3νσℎ∆�1 + 2� �1 + √1 + 800 + 400�,2= ℎ (ρ )3⁄2σ( )1⁄2.(3)Для обобщения экспериментальных данных также использоваласьрасчетная методика, предложенная в работе [9], где вместо оригинальногоэмпирического соотношения для расчета теплоотдачи за счет кипения αnbиспользовалось эмпирическое соотношение [14], так как оно было полученодля кипения фреонов и других жидкостей в большом объеме в широкомдиапазоне приведенных давлений pr=0.001÷0.9.Расчеты по формулам [10,11,12] показали значительное несоответствиерезультатам эксперимента, поэтому они не использовались в обобщении.Очевидно, это связано с тем, что данные формулы были получены для меньшихдиапазонов массовых скоростей (до ρw ≈ 800 кг/(м2с)) и давлений (до pr ≈ 0.2).Как показал анализ литературных источников, более подходящие по диапазонупараметров потока формулы не представлены для условий кипения вминиканалах.Результаты обобщения режимов кипения с недогревом, для расчетакоторых использовались формулы (1), (3), показаны на рис.

7 в виде отношения11расчетной плотности теплого потока к экспериментальному значению (всечениях Т1-Т6) в зависимости от локального значения относительнойэнтальпии потока. В расчет вошло 1587 точек, из которых 1442 (91%)удовлетворяют допустимому 30% диапазону отклонений.На рис. 8 представлено обобщение данных для режимов с развитымкипением. Для расчета использовались формулы (1), [1]. Всего обобщено 1364точек, из которых 1241 (91%) удовлетворяют допустимому 30% диапазонуотклонений. Основной массив данных соответствует диапазону значенийлокальных относительных энтальпий -0.25<x<0.25.