Автореферат (Экспериментальное исследование гидродинамики и теплообмена в каналах малого диаметра при высоких приведенных давлениях), страница 3

Некоторые точкисоответствуют отрицательным значениям x, вплоть до x= - 1, и получены длямалых значений ρw в первой половине рабочего участка (Т1-Т3).Интенсивность теплоотдачи определяется параметрами и структурой потока.При одних и тех же значениях x, в зависимости от значений массовой скоростии недогрева до температуры насыщения на входе, возможно получение подлине канала режимов теплообмена и течения, соответствующих кипению снедогревом и развитому кипению.1.901.90qтеор /qэкспер1.601.601.301.301.001.000.700.700.400.40расчет по (1), (3)x0.10-2-1.5qтеор /qэкспер-1-0.50Рис. 7. Обобщение данных покипению с недогревомрасчет по (1), [1]x0.10-10.5-0.75-0.5-0.2500.250.5Рис.

8. Обобщение данных поразвитому кипениюОбобщение по методике [9] проводилось по всем режимам, включающимв себя развитое кипение и кипение с недогревом. Данная методика неучитывает тип режима кипения. Всего было обработано 3319экспериментальных точек, из которых 1541 (46.4%) удовлетворяютдопустимому 30% диапазону отклонений. Основная часть расчетных данных,удовлетворяющих эксперименту, лежит в диапазоне значений локальныхотносительных энтальпий от -0.5 до 0.25.Как видно из результатов обобщения метод разделение режимов поусловиям кипения и подбор соответствующих методик расчета работает лучше,чем универсальные подходы.Обобщение опытных данных о потерях давления при течениидвухфазного потока было выполнено в рамках гомогенной модели, чтооправдано в условиях высоких приведенных давлений и кипения с недогревом.Расчет коэффициента гидравлического сопротивления в канале выполнен поформуле Филоненко:12ξ = (1.821 − 1.64)−2(4)Расчет потерь давления выполнен по формуле Дарси-Вайсбаха: ∆ = ξρ 2 2 .

(5)Совпадение экспериментальных данных с расчетом по гомогенноймодели, как это показано на рис. 9, в основном получено в режимах с сильнымнедогревом, высокими массовыми скоростями и приведенными давлениямиpr≥0.5. Так же получено совпадение с расчетом в режимах со слабымнедогревом, при условии высокого приведенного давления.

Из рис. 9 видно, чтоувеличение давления приводит к значительному снижению потерь давления иуменьшению затрат на прокачку кипящего теплоносителя.∆p, кПа60RC318d=0.95 ммρw ≈ 1930 кг/(м2с)50pr = p/pcrТs=58 ºCТнед ≈12 ºC4030Тs=83 ºCТнед ≈37 ºC20Тs=83 ºCТнед ≈4 ºC0,29расч0.52расч0.52расчq ,кВт/м210050100150200250Рис. 9. Влияние давления на зависимость потерь давления от плотноститеплового потока в сравнении с расчетом по гомогенной модели. Символами ○выделены точки начала кипенияРежимы, которые не удалось обобщить по гомогенной модели, былиобсчитаны с помощью известных методик расчета для двухфазного потока [1517]. Расчет проводился на длине рабочего участка для x>0, где былозафиксировано кипение по показаниям термопар стенки.

Общие потеридавления на рабочем участке считались по сумме потерь давления на входе ивыходе, на участке с кипением и без кипения. На рис. 10 представлен примеррасчета потерь давления для двухфазного потока. Из рассмотренного графикаможно сделать вывод, что расчет по методике [15] наиболее близок кэксперименту. Поэтому она была использована для обобщения остальныхданных. По всей области исследования максимальное отклонение расчетныхзначений от экспериментальных составляет 15%.На каждом режиме с фиксированными параметрами потока подводиласьмаксимально возможная мощность, значение которой определялось иливозможностью источника питания, или наступлением кризиса теплообмена прикипении, или, когда температура стенки достигала 350 ºС. В режимах свысоким давлением, близким к критическому, невозможно было определитьзначение КТП.

Всего получено 166 значений критических тепловых потоков впредставленном выше диапазоне параметров теплоносителя.13Δр, кПа302928272625242322212020RС318d=0.95 ммρw ≈ 2000 кг/(м2с)pr=0.69Tвх = 90 ºСТs=95 ºCэкспериментS-M[15]гомогенныйL-M[16]70[17] und MudawarKim120q, кВт/м2Рис. 10. Потери давления в сравнении с расчетом по гомогенной модели ипо [15], [16], [17] в зависимости от плотности теплового потокаВыполнен анализ влияния параметров потока и диаметра на КТП.

На рис.11 представлены характерные графики влияния температуры входа и массовойскорости на зависимости КТП от массовой скорости и температуры входа.Наибольшее значение КТП достигается при высоких массовых скоростях исильном недогреве теплоносителя до температуры насыщения на входе. Вобласти больших массовых скоростей ρw≥ 2000 кг/(м2с) уменьшается наклонкривых, замедляется увеличение КТП с ростом массовой скорости. Подобноеизменение наклона ранее отмечалось при кипении недогретой жидкости вомногих работах, например в [6]. При уменьшении недогрева снижается влияниемассовой скорости на критический тепловой поток.

С ростом массовойскорости и уменьшением температуры входа увеличивается значение КТП.Уменьшение массовой скорости приводит к уменьшению влияния входнойтемпературы на значение КТП. Угол наклона кривой для ρw = 3600 кг/(м2с)примерно в два раза больше, чем для ρw = 850 кг/(м2с).qкр,кВт/м2qкр,кВт/м2600500RС318d = 1.36 ммp =1900 кПаТs=96ºCpr=0.685500RС318d = 1.36 ммp =1900 кПаТs=96 ºCpr=0.685400Твх, ºC400ρw, кг/(м2с)30029-3245-5060-6474-7890-923006002001003600257019001400850200100000100020003000ρw, кг/(м2с)4000204060Твх, ºCРис. 11. Влияние параметров потока на КТП1480100На рис.

12 показано влияние диаметра канала на значения КТП взависимости от относительного недогрева на входе при разных массовыхскоростях потока для R113. При примерно одинаковых скоростях потокаменьшему диаметру соответствуют большие значения КТП.Влияние давления на значение КТП при примерно одинаковых массовыхскоростях и относительном недогреве на входе показано на рис.

13. C ростомприведенного давления значение КТП снижается при фиксированном xвх.Похожие результаты с большим массивом точек при высоких приведенныхдавлениях получены в работе [6]. Уменьшение значения КТП с ростомдавления при фиксированных параметрах входа возможно связано суменьшением достигаемого перегрева стенки относительно Тs.ρw, кг/(м2с)qкр,кВт/м2qкр,кВт/м2d = 0.95 мм 3300-38002100-24001500-1700d = 1.36 мм 2700-35002100-27001500-18001000800600200350-2.2-1.7-1.2-0.7R113d = 1.36 мм300250200150xвх0xвх2200 ÷ 2700, -0.12 ÷ -0.222200 ÷ 2700, -0.50 ÷ -0.701400 ÷ 1600, -1.13 ÷ -1.30400R113p =2300 кПаТs=188 ºCpr=0.68400ρw, кг/(м2с),pr1000.0-0.20.51.0Рис.

13. Зависимость КТП отРис. 12. Влияние диаметра наКТП в зависимости от относительного давления при примерно одинаковыхнедогрева на входе при разных массовых скоростях и относительномнедогреве на входемассовых скоростяхНа основании результатов обзора были выбраны некоторые наиболеенадежные методики, рекомендуемые для расчета КТП в миниканалах [18,19],расчеты по которым показали плохое соответствие экспериментальнымданным.

Так как в литературе не удалось найти соотношений для расчета КТПв миниканалах при высоких приведенных давлениях и массовых скоростях, тодля обобщения использовалась формула, полученная для свернутой в катушкутрубы d=9.7 мм при околокритических приведенных давлениях pr=0.70 ÷ 0.99 вдиапазоне массовых скоростей ρw=250÷2100 кг/(м2с) [6]:ρℎ= 1.625 × 10−4 0.852� �0.9270.135 ( −вх )Re.� ℎ�(6)Результаты сравнения экспериментальных данных с расчетом по формуле(6) представлены на рис.

14. Расчет КТП для диаметра d = 0.95 хорошосогласуется с экспериментом. Большинство точек находится в ±30% диапазонеотклонений. Основная часть точек для d=1.36 находится в диапазонеqэксп/qрасч=0.4÷1.4. Завышение расчета можно объяснить тем, что авторыформулы (6) не учитывали эффект закрутки потока в трубе. Таким образом,исследуемые каналы при высоких давлениях можно назвать "обычными".15Для верификации полученных qэксп/d , ммрасчет по (6)1.36данных о КТП было выполнено qрасч0.95сравнение со значениями КТП из 1.40скелетных таблиц "The 2006 CHF1.20look-up table" представленных дляводы в вертикальной трубе с 1.00диаметром 8 мм [20].

Используя 0.80принципы подобия [7] был выполненпересчет табличных значений КТП на 0.60экспериментальныезначения.В 0.40целом имеется хорошее соответствие,0.20за исключением данных, полученных5001500250035004500в области так называемого вρw, кг/(м2с)литературе граничного значениялокального недогрева xгр. Подобные Рис. 14. Сравнение экспериментальныхзависимостисналичиемзон данных с расчетом по формуле (6) [6] внеоднозначного влияния x, какзависимости от массовой скоростипоказано в работе [7], характерныпри достижении высоких приведенных давлений, что подтверждается данныминастоящей работы.

На рис. 15 показано характерное сопоставлениеэкспериментальных данных и табличных значений для одного давления приразных массовых скоростях.qкр, кВт/м2600маркеры - эксп.RС318d = 1.36 ммp =1900 кПаТs=96ºCpr=0.69Cp = 1590 Дж/(кг∙К)500Область xгр400линии - look-up table [20]p =18000 кПаТs=357 ºCpr=0.82Cp = 12908 Дж/(кг∙К)300200ρw, кг/(м2с)36003500260025001900200014001500700750100x0-0.10.00.10.20.30.40.50.6Рис. 15.

Сравнение экспериментальных данных о КТП с данными из скелетныхтаблиц по воде [20]Экспериментальные значения КТП, полученные при сильном недогреве,соответствующие локальным критическим значениям xкр <‒0.1, выделены вотдельную группу данных. Результаты расчета КТП по формуле (7) [21] длясильно недогретого потока хорошо согласуются с экспериментом. В таблице 1представлены результаты расчета.16кр = ρ ( − )ξ/8(7)1−12�ξ/8Таблица 1. Экспериментальные данные о КТП в области xкр <‒0.1жидкостьρw,кг/(м2с)Тs, ºCR11348304620187.0187.432303340211022803510188.2188.1188.2187.983.3R113RC318prxкрd =1.36 мм-0.390.68-0.21d =0.95 мм-0.41-0.300.68-0.15-0.110.52-0.17qкр эксп,кВт/м2qкр расчет,кВт/м2δ, %717482735363225907765680590428101679790256337111433513Заключение, основные выводы и результаты работы:1. Выполнен анализ наиболее известных исследований и обзорных работ.Значительная часть работ выполнена в условиях малых массовых скоростейтечения насыщенного потока и умеренных приведенных давлений.

Анализработ, посвященных кризису теплообмена в каналах малого диаметра,показывает практическое отсутствие специальных исследований в областивысоких приведенных давлений.2. Проведена модернизация экспериментального стенда, отлаженаавтоматизированная система сбора данных, разработана методика проведенияисследований. Реализована конструкция рабочего участка с компенсациейтепловых деформаций.3. Выполнено экспериментальное исследование гидродинамики итеплообмена на фреонах R113 и RC318 в каналах с диаметрами d = 1.36 мм, d =0.95 мм и рабочей длиной l = 200 мм, l = 100 мм соответственно. Полученыновые опытные данные в диапазоне приведенных давлений pr = p/pcr = 0.15 ÷0.9, массовых скоростей ρw = 700 ÷ 4800 кг/(м2с) и температур на входе врабочий участок Твх = 30 ÷ 180 ºC.

Диапазон подводимых к рабочему участкутепловых нагрузок обеспечивал получение режимов однофазной конвекции,пузырькового и пленочного кипения. Получен систематизированный массивэкспериментальных данных.4. Анализ первичных данных о теплообмене и потерях давления показываетхорошую воспроизводимость данных, качественное соответствие с известнымизакономерностями течения и теплообмена.