Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Обзор литературных данных. постановка задачи исследования
1.1 Роль углеводородных топлив в решении проблемы развития техники высоких скоростей полета и современных энергетических установок 10
1.2 Теплообмен при кипении углеводородных топлив 16
1.2.1 Выводы 18
1.3 Стадия однофазного теплообмена и закипания жидкости 19
1.4 Теплообмен при кипении в условиях наброса тепловой нагрузки 21
1.5 Проблема закипания жидкости 21
1.5.1 Область возможных перегревов жидкости 21
1.5.2 Зарождение паровой фазы в объеме перегретой жидкости (гомогенное заро-дышеобразование) 25
1.5.3 Парообразование на твердой поверхности (гетерогенное зародышеобразование) 26
1.5.3.1 Роль твердой поверхности в процессе зарождения паровой фазы 26
1.5.3.2 Закипание при тепловом равновесии жидкости и стенки 30
1.5.3.3 Закипание в условиях стабильного во времени градиента температур в пристенном слое жидкости 32
1.5.3.4 Закипание в условиях квазипериодического изменения температурного поля 36
1.6 Цель работы и предмет исследования 41
ГЛАВА 2 Экспериментальная установка и методика исследования 42
2.1 Исследование нестационарного теплообмена при кипении 42
2.1.1 Измерение температуры поверхности и плотности теплового потока 42
2.1.2 Определение удельного электрического сопротивления исследуемых материалов 45
2.1.3 Оценка влияния заделки термопар на развитие кризиса 53
2.2 Методы фиксации кризиса кипения 56
2.3 Конструкция и технические характеристики установок 58
2.3.1 Экспериментальный стенд для исследования кипения топлив при избыточном давлении 58
2.3.2 Опытная установка для исследования кипения при атмосферном давлении 61
2.4 Методика проведения опытов 67
2.5 Оценка погрешностей эксперимента 70
ГЛАВА 3 Характеристики теплообмена на поверхностях оболочковых конструкций, заполненых топливом, при нестационарном тепловом воздействии 72
3.1 Характеристики теплообмена (критерии разрушения) 72
3.1.1 Время наступления кризиса кипения 76
3.1.2 Время закипания жидкости 90
3.1.3 Коэффициент теплоотдачи при нестационарном кипении 92
3.1.4 Первая стационарная критическая плотность теплового потока 93
ГЛАВА 4 Область возможных перегревов углеводородных топлив и их кризис теплоотдачи 97
4.1 Экспериментальное определение температуры предельного перегрева углеводородных топлив. Рекомендация расчетной зависимости 101
4.2 Обобщение экспериментальных данных по определению времени наступления термодинамического кризиса теплоотдачи углеводородных топлив 108
Основные результаты и выводы 112
Список литературы
- Теплообмен при кипении углеводородных топлив
- Зарождение паровой фазы в объеме перегретой жидкости (гомогенное заро-дышеобразование)
- Определение удельного электрического сопротивления исследуемых материалов
- Коэффициент теплоотдачи при нестационарном кипении
Введение к работе
Развитие ряда отраслей энергетики, современной ракетно-космической техники, самолетостроения связано с проблемой отвода весьма значительного количества тепловой энергии. Одним из наиболее эффективных видов высокофорсированного теплообмена является кипение. К настоящему времени проведены обширные исследования по изучению закономерностей теплообмена при кипении в условиях штатной эксплуатации энергетического оборудования. Одной из таких задач является исследование энергетических конструкций под воздействием мощного теплового удара с целью получения надёжно обоснованных показателей теплового состояния, в частности - изучение теплообмена при кипении в резко нестационарных условиях, переходных и аварийных режимах. Теплообмен при нестационарных тепловыделениях исследован значительно в меньшей степени, чем другие вопросы кипения. А использование в моделях нестационарного теплообмена зависимостей, полученных в стационарных условиях, приводит к существенным ошибкам.
На практике в реальных энергетических аппаратах могут возникнуть быстрые изменения режимных параметров, во много раз превышающие скорость развития процесса кипения, в том числе тепловой удар.
Если в отношении теплообмена при кипении в стационарных условиях требуется совершенствование имеющихся расчётных методов, то для определения характеристик кипения при ударных нагрузках такие методы потребовалось создавать вновь, поскольку отсутствует научная база для их разработки, а имеющиеся экспериментальные данные немногочисленны и носят отрывочный характер.
В настоящее время летательные аппараты (ЛА) достигают больших скоростей полета, вследствие чего наблюдается аэродинамический нагрев элементов конструкций. Как отмечается в работах Фаворского О.Н. и Курзинера Р.И., топлива в условиях больших скоростей полета являются практически единственным источником холода, обеспечивающим работоспособность энергетической установки. Реактивные топлива современных высокоскоростных самолетов используются для охлаждения наиболее теплонапряженных поверхностей лишь в жидкой фазе.
Существенное увеличение интенсивности теплоотвода может быть достигнуто увеличением предельных температур нагрева топлив и использования теплоты их парообразования. Проблема использования кипящих топлив для охлаждения двигателей требует решения ряда задач, одной из которых является определение закономерностей теплоотдачи в условиях кипения и определение верхней границы (спинодаль) области возможных перегревов топлив.
К настоящему времени число опубликованных работ по многокомпонентным углеводородным смесям весьма незначительно. Нефтепродукты и углеводородные топлива, в
частности, обладают рядом особенностей. Во-первых, различие в природе нефти, непостоянство углеводородного состава топлив одной и той же марки, связанное с нефтехимическими процессами ее переработки, сказывается на их фракционном составе и прежде всего на температурах начала и конца кипения. Во-вторых, при нагреве топлив снижается термоокислительная стабильность и образуется кокс на стенках каналов, выделяются газы, обогащающие пристенный слой и в то же время способствующие испарению жидкости.
Развитие современных жидкостно-реактивных двигателей (ЖРД) связано с повышением удельного импульса тяги, которое возможно из-за применения высококалорийных топлив. При этом возникают новые проблемы по охлаждению камеры сгорания ЖРД, так как высокие плотности теплового потока создают большие степени перегрева охладителя в пограничном слое. Поэтому определение границ области, в которой возможно существование жидкой фазы, является важной задачей при создании эффективного охлаждения камеры сгорания ЖРД.
Из отмеченного выше следует, что исследование закономерностей кризиса теплоотдачи при кипении углеводородных топлив в условиях наброса тепловой нагрузки является актуальной научной задачей.
Цель работы заключается в разработке методов расчета термодинамического кризиса теплообмена при кипении углеводородных топлив в условиях наброса тепловой нагрузки, многократно превышающей критическую.
Для достижения поставленной цели в работе решаются следующие научные задачи:
S Построение и анализ экспериментальных зависимостей температуры тепло-отдающей поверхности на границе стенка-топливо в нестационарных процессах в условиях ступенчатого тепловыделения. ^ Опытное определение температуры предельного перегрева реактивного топлива ТС-1, бензина АИ-93, дизельного топлива Л-02-40 на образцах с размерами, соответствующими реальным поверхностям. S Совместный анализ и сопоставление результатов визуализации эксперимента
и температурных зависимостей. S Изучение режимов теплообмена при «набросе» теплового потока, многократно превышающего критический; опытное определение времени наступления кризиса кипения. S Определение области возможных перегревов углеводородных топлив и рекомендация метода расчета температуры предельного перегрева топлив. ^ Разработка зависимостей для расчета времени возникновения термодинамического кризиса теплообмена ткр.
Научная новизна работы заключается в следующих результатах, выносимых на защиту:
разработана методика расчета термодинамического кризиса теплообмена при кипении углеводородных топлив;
получены экспериментальные данные по времени наступления термодинамического кризиса кипения ткр. топлив и других жидкостей при «набросе» тепловой нагрузки, превышающей на порядок и более критическую, на границе стенка-теплоноситель в широком диапазоне недогревов и давлений;
разработана методика определения границ возможных перегревов реактивных топлив;
получена зависимость, позволяющая оценить при известном qKp.i время ткр., в течение которого при заданном уровне набрасываемой удельной мощности существует эффективный теплообмен жидкости с теплоотдающей поверхностью;
Достоверность полученных результатов, обеспечивается использованием апробированных методов исследования процесса кипения, а в случаях применения новых экспериментальных методов - их тщательной отработкой, внимательным анализом всех видов погрешностей; подтверждением надежности экспериментальных исследований служит хорошее согласование результатов контрольных экспериментов с данными других авторов. Достоверность и обоснованность теоретических результатов обеспечивается тем, что все модельные представления работы опираются на надежные экспериментальные исследования процесса кипения, и подтверждаются численными оценками в процессе анализа.
Практическая ценность заключается в возможности повышения надежности энергетических установок (ЭУ) и объектов, в том числе большой мощности. Общие результаты исследований позволяют создать более точные методики расчета систем охлаждения энергетических установок, которые функционируют в крайне нестационарном и форсированном во времени режимах. Результаты исследований, приведенных в работе, позволят определить:
область возможных перегревов топлив;
температуру начала закипания реактивных топлив при набросе тепловой нагрузки, многократно превышающей критическую;
время эффективного теплообмена от начала ступенчатого тепловыделения.
время разрушения конструкции ЭУ при заданной мощности тепловыделения;
Апробация работы. Результаты исследования докладывались и обсуждались на
НТС лаб. 102, отд. 10 ОАО НПО ЦКТИ им. И.И. Ползунова, г. Санкт-Петербург, 2005г. НТС кафедр «Энергетические и промышлешю-гражданские сооружения», «Компьютерные
технологии и эксперимент в теплофизике» СПбГПУ 2005г., НТС кафедры «Электротехники и Электроники» КамПИ в 2004,2005 годах.
Публикации. По материалам исследований опубликовано 6 печатных работ.
Объем и структура работы. Диссертация изложена на 120 страницах, состоит из введения, четырех глав, основных результатов и выводов, заключения и списка использованной литературы из 99 наименований. Текстовая часть иллюстрируется 6 таблицами и 60 рисунками.
Теплообмен при кипении углеводородных топлив
Реактивные топлива представляют собой сложные многокомпонентные смеси углеводородов. В настоящее время для бинарных систем в литературе имеются некоторые расчетные рекомендации. Их суть заключается в том, что авторы вводят в известные уравнения для однокомпонентных жидкостей концентрационные критерии, и на основе этого учитывают влияние состава системы на коэффициент теплоотдачи.
Такой метод применим только для бинарных и тройных систем,[15,16] хотя в последнем случае уже создаются определенные трудности, т.к. расчетная зависимость принимает довольно громоздкий вид.
Этот метод для сложных, многокомпонентных систем, какими являются различные топлива, вакуумные масла и т.п., не является приемлемым. Это связано с тем, что для рассматриваемых систем трудно определить даже первоначальный компонентный состав, т.к. это, например, для случая рассмотрения продуктов переработки нефти зависит от природы самой нефти и технологии ее переработки.
В связи с этим при обобщении опытных данных по теплоотдаче при кипении подобных систем ограничиваются в основном эмпирическими зависимостями. Существенным препятствием при анализе результатов измерения является также отсутствие надежных значений теплофизических свойств смесей.
Несмотря на то, что углеводородные топлива, как кипящие жидкости, обладают рядом особенностей, при их кипении имеют место те же режимы теплообмена, что и при кипении других жидкостей, например, воды. С учетом выше изложенного, можно предположить, что в условиях нестационарного обогрева закономерности кипения топлив будут теми же, что и для обычных жидкостей, но количественные характеристики теплоотдачи будут иными.
Чтобы правильно учитывать особенности теплообмена и возникновения кризиса кипения при набросе тепловой нагрузки, в условиях вынужденной конвекции, необходимо их исследовать в первую очередь при естественной конвекции.
Первая эмпирическая зависимость для расчета коэффициента теплоотдачи при кипении керосина опубликована в 1939 г. в монографии С.С. Кутателадзе [94] для диапазона давлений 0,1...10 бар.
В 1990 г. в опубликованной сотрудниками КХТИ и ЦИАМ работе [18] представлены результаты исследования теплоотдачи при кипении в большом объеме топлив РТ и Т-6 в диапазоне давлений от 0,1 до 0,31 МПа, заметно различающихся по физико-химическим показателям. Результаты экспериментов по кипению обескислороженных топлив описаны соотношением: а = 0,52 q0 736 р0,27, (а [Вт/(м2К)], q [Вт/м2], р [бар]). (1.1)
В 1991 г. Ф.М. Галимов в кандидатской диссертации [19] защищает полученные экспериментальные результаты (по а в диапазоне давлений от 1 до 11 бар для топлив ТС-1, РТ и Т-8, для топлива Т-8В - от 1 до 10 бар, а для Т-6 - от 1 до 6 бар) и обобщение измерений, выполненное в три этапа. Сначала проведено обобщение с помощью эмпирической формулы вида a=Aqn и построенной таблицы коэффициентов этой зависимости, затем проведено сопоставление а с уравнением для однокомпонентных жидкостей, полученным Д.А. Лабунцовым, и третья стадия заключалась в получении обобщенной зависимости, описывающей результаты измерений а для всех исследованных топлив с наименьшей погрешностью (±11%): Nu. =[0,02 + К0 6] Ре 0,7, (1.2) где К = rp /(CpTsp) - число подобия фазового превращения, в качестве определяющего размера используется величина, пропорциональная критическому радиусу пузырька 1 =срр oTs(rp")"2.
В 1994г. В.В. Яговым, Л.С. Яновским и др. [20] тот же массив экспериментальных данных обобщен с высокой точностью (среднеквадратичное отклонение менее 5%) полуэмпирической зависимостью:
В 1998г. сотрудники КВАУ [21] публикуют экспериментальные данные для кипения при докритических давлениях и псевдокипения при сверхкритических давлениях для реактивных топлив ТС-1 и нафтила (обнаруживают режим теплосъема - псевдокипение для области сверхкритических давлений и докритических температур, в которой с термодинамической точки зрения вещество может находиться только в виде однофазной капельной жидкости [1]).
1. В настоящее время все полученные экспериментальные данные и обобщения по теплоотдаче к кипящим углеводородным топливам в условиях естественной конвекции при докритическом давлении не выходят за границы зависимости , предложенной С.С.Кутателадзе еще в 1939 г.
2. Все исследования теплоотдачи при кипении углеводородных топлив выполнены в области тепловых нагрузок, не превышающих критические.
3. Теплообмен и кризис кипения (qKp.m ткр.) при ударном тепловом воздействии вообще не исследовался, хотя в аварийных ситуациях в системе охлаждения двигателей (трагедия случившаяся с космическим кораблем многоразового использования Челленджер: прогар корпуса стартового двигателя (кризис теплоотдачи), воздействие огненной струи на топливный бак («баковая» задача), и в других случаях) они явно имеют место, при этом тепловые нагрузки могут превышать критические в сотни раз.
4. Несмотря на то, что углеводородные топлива, как кипящие жидкости, обладают рядом особенностей, при их кипении имеют место те же режимы теплообмена, что и при кипении других жидкостей, например, воды. С учетом вышеизложенного, можно предположить, что в условиях нестационарного обогрева закономерности кипения керосинов будут теми же, что и для обычных жидкостей, но количественные характеристики теплоотдачи будут иными.
Зарождение паровой фазы в объеме перегретой жидкости (гомогенное заро-дышеобразование)
Работу образования парового зародыша на плоской твердой поверхности можно оценить следующим образом (при условии равенства химических потенциалов жидкости и пара): L =-V .-(pn-p»)+oF,.-oFw(l-coseo), (1.11) здесь V и F « - соответственно объем и площадь поверхности парового зародыша на твердой стенке, Fw=7rRw2- площадь поверхности парового зародыша, образуемая твердой стенкой (рисунок 1.10), 0о- локальный краевой угол смачивания. Считая паровой зародыш усеченной сферой радиуса R и учитывая формулу Лапласа, преобразуем (1.11):
Из сравнения (1.12) и L = /ъ Ш (7 = /ъ її "следует, что зародышеобра зование при наличии твердой поверхности облегчается. Работа образования зародыша на твердой стенке L изменяется от нуля до L» при изменении краевого угла смачивания 0О от 180 до 0. При 0О = 0 (абсолютное смачивание и паровой пузырек сферической формы касается стенки) L » совпадает с L», а в случае = 180 (абсолютное несмачивание жидкостью твердой поверхности и паровой зародыш имеет форму плоского слоя) L =0, т.е. стенка в данном случае является как бы идеальным катализатором для образования зародышей паровой фазы, обеспечивающим закипание при нулевом перегреве (т.е. при температуре насыщения).
Из анализа соотношения (1.12) следует, что на вогнутой поверхности работа образования сферического парового зародыша меньше, а на выпуклой больше, чем на плоской при одном и том же краевом угле смачивания 0О.
Таким образом, элементы поверхности в виде углублений, впадин, царапин являются более вероятными потенциальными центрами парообразования по сравнению с выступами и гладкими участками поверхности.
Итак, работа образования парового зародыша при наличии твердой поверхности может быть снижена и значительно (а следовательно снижены температурные напоры при закипании) по сравнению с работой образования паровых зародышей (и соответствующими перегревами при вскипании) в объеме жидкости. Однако в отличие от L рассчитать вели чину L (а следовательно и перегревы жидкости перед закипанием) не представляется возможным, поскольку не поддается определению величина локального краевого угла смачивания 0О ,входящая в (1.12). где у - коэффициент больший единицы; он представляет собой по сути отношение площади реальной поверхности соприкосновения жидкости со стенкой к площади контакта жидкости с идеально гладкой поверхностью. Для идеально гладкой стенки у =1 и средний краевой угол смачивания 0 равен локальному 0О. Но идеально гладких поверхностей не существует. Можно лишь утверждать, что уменьшая шероховатость поверхности мы могли бы экспериментально получать краевые углы смачивания, приближающиеся по величине к локальному 0О. Из (1.14) следует, что для реальных твердых поверхностей, которые являются всегда шероховатыми, средний краевой угол 0 всегда меньше, чем локальный 0О. Исходя из этого можно сделать важный вывод: поскольку средние краевые углы 0 О(см. табл. 1.3), то работа образования парового зародыша на стенке L» всегда ниже по сравнению с работой образования зародыша в объеме перегретой жидкости L .
Это в свою очередь дает основание утверждать, что закипание на стенке будет происходить во всех случаях при сравнительно невысоких температурных напорах АТН.К. .Об этом говорят и экспериментальные данные. Например, закипание всех криогенных жидкостей, в том числе жидкого гелия, обладающих почти идеальной смачиваемостью, т.е. нулевыми или близкими к нулю средними краевыми углами смачивания (0= 0 + 15), происходит на твердых поверхностях при температурных напорах значительно более низких по сравнению с предельными перегревами АТПП. Кипение азота, например, при ps = 105 Па на теплоотдающей стенке из меди начинается при АТ„.К = 2 -4 К, а АТПП при данном давлении составляет около 28 К.
В случае закипания при тепловом равновесии жидкости и стенки,- жидкость и стенка (не теплоотдающая) перегреты относительно температуры насыщения Ts при данном давлении ps на некоторую величину АТ№=ДТЖ, а зарождение паровой фазы происходит во впадинах, царапинах и другого вида углублениях реальной поверхности твердого тела. Шероховатость поверхности и размеры впадин, характеризующиеся радиусом устья Rc, зависят от класса точности обработки поверхности. Каждому классу точности соответствует определенная средняя (арифметическая) высота микровыступов Rz., полуугол при вершине выступа Р и угол наклона выступов а в градусах (табл. 1.4).
Можно допустить, что поверхность обработанная, например, по 6 классу точности и характеризующаяся средней высотой микро выступов Rz=10 мкм, должна иметь и средний радиус устья впадины Rc, близкий к 10 мкм. Распределение же впадин по размерам, наибольший Rc" и наименьший RcM ее размеры зависят от конкретного вида обработки поверхности (шлифования, зачистки шкуркой, шабровки, полировки, доводки и др.).
Если поверхность и жидкость перегреты относительно Ts на некоторую величину ДТуу=ЛТж, то в каких-то впадинах возможно образование паровых зародышей, способных к дальнейшему развитию. Очевидно, что паровые зародыши и впадины, в которых они возникают, должны иметь близкие размеры (R Rc). Тогда наименьшему из перегревов, при котором может еще появиться жизнеспособный зародыш, находящийся в термодинамическом равновесии с перегретой жидкостью (Тп = Тж и (рп = фж), будет соответствовать наибольшая по размеру впадина RCH. Чтобы оценить величину перегрева, при котором началось кипение на твердой поверхности (образовался первый устойчиво развивающийся паровой пузырь), можно воспользоваться соотношением (1.9), заменив в нем критический радиус пузырька в объеме перегретой жидкости R на радиус устья парооб разующей впадины ЛД а ДТПП на АТН.К = Тн.к - Ts:
Здесь С - числовой коэффициент, близкий к единице. Выражение (1.15) не учитывает уровня смачиваемости жидкостью твердой поверхности, это является его очевидным недостатком. Вместе с тем (1.15) позволяет с достаточной для практики точностью оценивать перегревы, при которых начинается пузырьковое кипение в этих условиях. При атмосферном давлении (ps = 105 Па), например, закипание кислорода на поверхности с Re" =10 мкм произойдет при ДТн.к = 0,25 К, а воды при тех же условиях при АТ„.К = 3,25 К, что вполне удовлетворительно подтверждается экспериментом.
Такие температурные условия в "чистом" виде встречаются в практике не часто. Прежде всего сюда надо отнести случай закипания загрязненной (имеющей в своем объеме твердые частицы) жидкости, когда ее перегрев связан, например, с резким падением давления в системе. Очень близкие ситуации к закипанию в равновесных условиях могут иметь место также в ограниченных объемах: в щелевых прослойках, когда обогреваются обе стенки, в микропорах на стыке обогреваемой стенки с пористым металлическим покрытием и т.д.
Определение удельного электрического сопротивления исследуемых материалов
Для изучения нестационарного теплообмена при кипении использовались разные методики проведения опытов. Условно их можно разделить на две группы. К первой, в которой нагревательный элемент служит в качестве термометра, используется зависимость электрического сопротивления образца от температуры R=f(T). В этом случае используется средняя по сечению температура. Как правило, в качестве энерговыделяющих элементов используются малоинерционные в тепловом отношении нагреватели, малых геометрических размеров: пленки углерода на кварцевых подложках [40, 41], проволоки малого диаметра [42], тонкие пластинки [43], кристалл германия и т.п. Применение малоинерционных нагревателей позволяет отслеживать изменение температуры во времени, начиная от микросекундного диапазона.
Ко второй группе исследований следует отнести экспериментальные работы, в которых использовались теплоотдающие поверхности, геометрические характеристики которых приближаются к реальным. Как правило, это медные пластины, обогреваемые с одной стороны [44, 45]. Измерение температуры осуществлялось на обогреваемой поверхности при помощи термопар. В этом случае принципиально возможно определение температуры поверхности теплообмена и плотности теплового потока по ней, по результатам измерений температуры на обогреваемой поверхности. Возникающая при этом проблема восстановления ATW и qw относится к классу обратных задач теплопроводности. Тем не менее, в рассматриваемых работах температурный напор на теплоотдающей поверхности вычислялся как разность температуры стенки, измеряемой в опытах, и температуры насыщения, а плотность теплового потока определялась по уравнению теплового баланса [44,45] qw=q, - ерб (П7(1т (2.1) или принималась равной мощности тепловыделения, отнесенной к единице поверхности нагрева (q3) [41, 45]. Как показано в главе 3, определение плотности теплового потока по соотношению (2.1) возможно только при определенных условиях и в каждом конкретном случае нуждается в обосновании. Отсутствие в работах оценок динамических погрешностей измерения температуры такими достаточно инерционными в тепловом отношении датчиками, как термометры сопротивления, снижает достоверность полученных результатов.
В наиболее простом случае Bi«l (малый характерный размер нагревателя) при Fo»l температура по сечению может считаться постоянной. Если образец является сам датчиком, то температура определяется непосредственно в эксперименте, а тепловой поток в жидкость определяется соотношением qw=D3KB(qv-c(T,)p T T), (2.2) qv - объемная плотность тепловыделения, Вт/м ; Тэ-экспериментальная температура. В случае Ві 1, но Fo»l. Температура поверхности может быть рассчитана в предположении квазистационарного распределения TW=T3 - В qyD3KJX, где В - коэффициент, зависящий от форм и граничных условий.
Определение производной в (2.2) по экспериментальной зависимости является математически некорректной задачей и не гарантирует, в общем случае, правильности решения. Необходимо либо пользоваться специальными методами (см. [46, 47]) или находить область достоверных данных и оценивать погрешность полученных результатов.
Проведенные оценки по числам Bi и Fo для условий проведения наших экспериментов показали: для нержавеющей стали 12X18Н9Т Bi 0,6; Fo 100; для дюралюминия A16AMBi=0,2;Fo 200.
Таким образом, вследствие малой толщины экспериментальных образцов выполняются неравенства Bi l, Fo»l, поэтому изменение профиля температур стенки по толщине можно принять квазистационарным.
Экспериментальные исследования проводились на разных установках с меняющимися рабочими участками и образцами. На начальном этапе работ для измерения температуры теплоотдающей поверхности использовались хромель-копелевые термопары, приваренные или зачеканенные к внутренней нетеплоотдающей (или теплоизолированной) поверхности. Температура наружной поверхности определялась с учетом изменения температуры поперек стенки (5T=qv62/(2X) - пластина; 5T=(qvD/(2X)) [0,5 - (d2/(D2-d2))tnD/d] -трубка).
Нестационарный тепловой поток определялся q=q3 - cm dT/dr. Второе слагаемое в правой части уравнения определялось на основе решения некорректной задачи теплопроводности.
Однако условия проведения экспериментов, связанные с разрушением образца и, следовательно, с заменой опытного элемента новым предопределили поиск путей, направленных на сокращение трудоемкости по созданию нового экспериментального участка. Основная доля времени в проводимых экспериментах (подготовка нового экспериментального участка, обработка опытных данных) уходила на замену образца, препарирование термопар, установку участка. Исследователям теплообмена при кипении хорошо известен факт экспериментального разброса измеряемых величин, даже в стационарных условиях (до 15%), связанного со статистической природой внутренних характеристик кипения. В нестационарных условиях проведения экспериментов этот разброс увеличивается в 1,5...2 раза. Поэтому в таких неординарных условиях, как резко нестационарные условия, тепловые нагрузки многократно превышающие критические, постоянное использование новых экспериментальных образцов, необходимая достоверность в исследованиях может быть достигнута за счет увеличения числа экспериментов. И только на начальном этапе работ число проведенных экспериментов достигло нескольких десятков. Стало ясно, что число экспериментов в намеченных комплексных исследованиях будет исчисляться не десятками, а сотнями. Именно поэтому, были проанализированы другие способы измерения температуры теплоотдающей поверхности, позволившие бы существенно сократить время препарирования термопар. Одним из таких способов является использование опытного элемента в качестве термометра сопротивления T=f(R). Например, авторы [48], используя никелевую проволочку диаметром 0,5 мм в качестве термометра сопротивления, показали, что между среднеобъемной и средне-поверхностной температурами расхождение не более 0,15...0,2%. Естественно, для образцов из нержавеющей стали и дюралюминия, у которых зависимость R=(p(T) слабее, эта разница температур будет больше. Тем не менее была сделана попытка использовать этот способ измерения температуры поверхности, для этого необходимо знать зависимость (тарировка T=(p(R)) удельного электрического сопротивления исследуемых материалов от температуры.
Коэффициент теплоотдачи при нестационарном кипении
Интерес к исследованию теплообмена в области тепловых нагрузок, превышающих критические, весьма велик [76, 77]. Ранее проведенные опыты [78, 79] показали, что существует область режимных параметров теплоносителя, в которой наступление кризиса теплоотдачи при кипении не приводит к пережогу поверхности нагрева. Поэтому допустимые плотности теплового потока qaon. могут превышать qKp.i и определяются температурой стенки, определенной из условий ее механической прочности. Однако имеющиеся экспериментальные данные позволяют лишь приближенно определить границу области режимных параметров теплоносителя и допустимые плотности теплового потока, при которых температура стенки находится в безопасных пределах. Имеющееся решение задачи пленочного кипения теплоносителя в условиях вынужденной конвекции [80]не учитывает особенности теплообмена при пленочном кипении воды, недогретой до температуры насыщения в области давлений, близких к критическому, и не позволяют рассчитать температуры стенок при плотностях теплового потока выше критических.
В теплогидравлических расчетах устройств, охлаждаемых кипящей жидкостью, ориентируются на величину критической плотности теплового потока [81]. Эксперименты, однако, показывают, что при вынужденном течении кипящей воды в трубах максимально допустимые плотности теплового потока могут быть выше qKp.j и условия надежной работы парогенерируїощеи поверхности определяются предельно допустимой температурой стенки Тдоп., рассчитанной из условий технической прочности стенки трубы. Скачок температуры стенки при наступлении кризиса теплоотдачи ДТСК, определяется уровнями интенсивности теплоотдачи при пузырьковом а и пленочном апл. режимах кипения: ATCK.=qKp.i(l/an - 1/a) , (3.12)
Считая условием устойчивости температурного режима теплоотдающей поверхности при наступлении кризиса теплоотдачи близкое к нулю значение ДТСК., из соотношений, определяющих коэффициенты теплоотдачи при пузырьковом и пленочном кипении воды в трубах, можно получить уравнение семейства кривых, описывающих границу области режимных параметров теплоносителя, в которой возможна безопасная работа стенки трубы при q qKp.i: 62,5 (К0,7/К„л 4 )(Pr7Pr" )Ш=Re0 6 (3.13) Здесь K=q/(rp w )- число кипения, Кпл.=г/(ср AT)- аналог числа фазового перехода, Рг" - число Прандтля для пара, Re=(pw)L0/u - число Рейнольдса, w - средняя скорость роста паровых пузырей, ср - удельная теплоемкость пара, AT=TW s - температурный напор, равный разности температур стенки и насыщения жидкости, pw - массовая скорость теплоносителя, Lo=(o/(g(p -р ))) л - капиллярная постоянная, Рг и к определяются для пара по температуре стенки, все остальные свойства жидкости и пара - на линии насыщения.
Полученное в [80] уравнение (3.13) определяет границы области устойчивых температурных режимов стенки трубы при наступлении кризиса теплоотдачи. Для данного не-догрева воды до температуры насыщения (или паросодержания) можно определить при каком давлении и массовой скорости теплоносителя наступление кризиса теплоотдачи практически не приводит к изменению температурного режима поверхности нагрева.
Допустимые тепловые нагрузки парогенерирующей поверхности при данных режимных параметрах теплоносителя, лежащих в области устойчивых режимов в зависимости от допустимой температуры стенки трубы Тдоп., определяются с помощью уравнения для интенсивности теплоотдачи при пленочном кипении насыщенной и недогретои воды Nu =l,2Re 6Knjl 4Pr".
В рассматриваемом диапазоне режимных параметров выделяют три условные области температурных режимов стенки при наступлении кризиса кипения (рисунок 3.20). Точка D соответствует значениям qKp.i и Ді/r, для которых по уравнению (3.13) значение АТСК. близко к нулю, и определяет границу области А. В этой области наступление кризиса теплоотдачи практически не приводит к изменению температурного режима поверхности нагрева и возможна работа последней вплоть до qa0n,. В области С переход к пленочному кипению вызовет превышение температуры поверхности нагрева сверх допустимой. Область В промежуточная, в ней наступление кризиса может сопровождаться колебаниями температуры стенки значительной амплитуды. С точки зрения обеспечения безопасной работы технических устройств, такой температурный режим парогенерирующей поверхности нежелателен. В результате, только в области А допустимые тепловые нагрузки могут превышать qKp.i.
Таким образом, в высокоэнергетических тепловых агрегатах с высокотемпературным греющим элементом тепловые потоки практически не зависят от условий теплоотдачи к рабочей среде, поэтому снижение коэффициента теплоотдачи а к теплоносителю может привести к недопустимому повышению температуры теплоотдающей поверхности. Важной задачей является не только изучение условий, при которых происходит нарушение нормального пузырькового кипения, но и определение коэффициента теплоотдачи в зоне ухудшенных режимов. Значение предельно допустимых удельных тепловых потоков при недогреве и малых паросодержаниях равны qKp.i, а при больших паросодержаниях они превышают и определяются интенсивностью теплоотдачи при пленочном кипении. Область режимов, в которых Ядоп. Чкр,ь увеличивается с ростом давления и весовой скорости потока.
Автором работы [82] отмечается, что до сих пор отсутствуют зависимости для определения а в области ухудшенного теплообмена при малых скоростях циркуляции. Опыты проводились при скоростях, меньших 500 кг/(м с), конструкция экспериментальной колонки допускала возможность доведения рабочего участка до пережога, что и производилось в каждом эксперименте. Делается вывод о том, что qKp.i практически не зависит от скорости в области малых скоростей циркуляции.
В работе [83] с точностью 20% обобщены данные по предельным тепловым нагрузкам при кипении воды, аммиака, хладона в трубах низконапорных систем естественной циркуляции. Анализируются соотношения между кризисом теплоотдачи при кипении и предельно допустимыми нагрузками. В заключении отмечается, что для теплообменных аппаратов с естественной циркуляцией, обогрев которых осуществляется низкопотенциальным источником теплоты, более существенным являются предельные тепловые нагрузки, а не qKp.i (для высокопотенциальных, как правило, Якр.і=чдоп., т.е. при наступлении кризиса происходит разрушение стенки).
