Содержание к диссертации
Введение
Глава 1 Современное состояние исследований по теплообмену и гидродинамике газо-парожидкостных течений в миниканалах 13
1.1 Теплообмен при кипении в стеснённых условиях. 13
1.2 Расчёт теплообмена при течении двухфазных потоков в каналах 21
1.2.1 Теплоотдача при кипении в большом объёме 21
1.2.2 Теплоотдача при вынужденной конвекции 23
1.2.3 Модели для расчёта теплоотдачи при кипении в каналах. 25
1.3 Классификация режимов течения 28
1.4 Феноменологические модели режимов течения 32
1.4.1 Снарядный режим течения 32
1.4.2 Вспененный режим течения 35
1.4.3 Кольцевой режим течения 38
1.5 Выводы, постановка задач исследования 39
Глава 2 Экспериментальные установки и методика измерений: 42
2.1 Экспериментальная установка «Фреоновый Контур» 42
2.2 Экспериментальный участок «сборка прямоугольных каналов» и методика измерений коэффициентов теплообмена 44
2.3 Экспериментальный участок «прямоугольный канал» 48
2.4 Экспериментальный участок «кольцевой канал» 51
2.5 Методика и погрешности измерений 54
2.5.1 Измерение температур 54
2.5.2 Методика расчёта перепадов давления при двухфазном течении в миниканалах и погрешность измерений давлений ,. 55
2.5.3 Погрешность измерений ЭДС 59
2.5.4 Погрешность измерений расходов 59
Глава 3 Исследование локальных коэффициентов теплообмена и визуализация течения при вынужденном течении хладона R318C в горизонтальном кольцевом миниканале с внутренним обогревом 60
3.1 Структура парожидкостного потока 60
3.2 Теплообмен при вынужденном течении 64
Глава 4 Исследование коэффициентов теплообмена при кипении хладона R21 в вертикальных прямоугольных миниканалах 77
4.1 Кипение хладона R21 в системе вертикальных прямоугольных каналов без вынужденного течения 77
4.2 Исследование локальных коэффициентов теплообмена при восходящем течении парожидкостного потока хладона R21 в вертикальном обогреваемом прямоугольном миниканале 81
Выводы 98
Литература 99
- Расчёт теплообмена при течении двухфазных потоков в каналах
- Экспериментальный участок «прямоугольный канал»
- Теплообмен при вынужденном течении
- Исследование локальных коэффициентов теплообмена при восходящем течении парожидкостного потока хладона R21 в вертикальном обогреваемом прямоугольном миниканале
Введение к работе
Исследование режимов течения и тепломассопереноса при кипении движущейся жидкости в мини и микроканалах является одной из важных задач теплофизики фазовых переходов. Движение жидкости в мини и микроканалах с поперечным размером меньше капиллярной постоянной характеризуется существенным влиянием капиллярных сил и эффектов стесненности на режим течения и теплообмена. В условиях определяющего влияния капиллярных сил меняются режимы течения и тепломассопереноса, и могут существовать режимы нехарактерные для каналов большого размера. Сложность исследования теплообмена при фазовых переходах в миниканальных системах связана и с тем, что в компактных испарителях и конденсаторах режимы течения могут меняться от ламинарного и переходного, до турбулентного.
Прикладные аспекты рассматриваемой проблемы связаны с перспективой применения каналов малого и сверхмалого размера в промышленности для интенсификации тепломассопереноса в компактных испарителях-конденсаторах криогенных и энергетических устройств, в том числе разрабатываемых сейчас новых типов паровых котлов и тепловых насосов, аппаратов водородной энергетики и химической технологии. Активно развивается направление по созданию компактных микроканальных теплообменников для компьютерных систем. Миниканалы (каналы с размером порядка капиллярной постоянной) уже сейчас широко используются в криогенной и холодильной промышленности в связи с их высокой тепловой эффективностью. Активно развивается направление по созданию компактных микроканальных теплообменников для компьютерных систем.
Данные экспериментальных исследований представленные в литературе в настоящее время противоречивы. По одним данным пузырьковое кипение является определяющим механизмом теплообмена в миниканалах, в других
работах теплоотдача определяется конвективным механизмом и испарением. Так же отмечается зависимость механизма теплообмена от режимов течения. Влияние капиллярных сил на теплообмен недостаточно хорошо определено в условиях высоких массовых скоростей. Теплоотдача в миниканалах определяется как многообразием режимов течения и граничных условий, так и геометрическими параметрами. Из-за сложности возникающих задач их чисто теоретическое решение не представляется возможным.
В этой связи особенно актуальна роль систематических экспериментальных исследований, а так же анализ и построение моделей, учитывающих физические механизмы, влияющие на гидродинамику и теплообмен двухфазных потоков в мини-каналах.
Целью настоящей работы является проведение систематических экспериментальных исследований режимов течения и локальных характеристик теплообмена при кипении движущихся хладонов в миниканалах в широком диапазоне определяющих параметров и определение границ применимости существующих моделей теплообмена при кипении в миниканалах.
Достижение этой цели потребовало решения следующих экспериментальных и методических задач;
Создание комплекса экспериментальных установок и развитие методик визуализации течения и измерения локальных характеристик теплообмена при кипении в мини-каналах различной ориентации.
Разработка метода приготовления двухфазного потока с заданным паросодержанием на входе в рабочий участок, что позволило применить короткие измерительные участки для исследования коэффициентов теплообмена в широком диапазоне паросодержаний потока.
Разработка методов подавления пульсации давления в экспериментальных участках, связанных с выходными условиями.
В широком диапазоне массовых скоростей и тепловых нагрузок получение режимов течения и измерение локальных коэффициентов теплоотдачи при кипении движущегося хладона 318С в горизонтальном кольцевом миниканале.
Измерение локальных коэффициентов теплоотдачи по периметру и длине вертикального прямоугольного мини-канала при восходящем течении хладона R21 для двух массовых скоростей, G=215 (±15) кг/м с и G=50(±3) кг/м2с в диапазоне тепловых нагрузок от 1 кВт/м2до 40 кВт/м2.
Измерение локальных коэффициентов теплоотдачи при кипении хладона R21 в системе прямоугольных вертикальных мини-каналов в условиях конвекции под воздействием вплывающих пузырей- снарядов.
Обобщение полученных результатов на основе известных моделей теплообмена при кипении движущейся жидкости их развитие и модификацию.
Научная новизна полученных результатов состоит в том, что автором впервые:
Измерены локальные коэффициенты теплоотдачи, в том числе их распределение по периметру канала, при развитом кипении хладонов R318C и R21 в условиях вынужденного течения в кольцевом и прямоугольном миниканалах в широком диапазоне массовых скоростей, тепловых потоков и параметров среды и выделены области преобладающего влияния пузырькового кипения и вынужденной конвекции на теплообмен.
Показано, что хотя капиллярные силы существенно изменяют режимы течения при кипении движущейся жидкости в кольцевом горизонтальном канале с малым зазором, при наличии в потоке жидких перемычек специфические режимы течения в узком зазоре не оказывают значительного влияния на теплообмен.
При кипении хладона R318C в условиях вынужденной конвекции в кольцевом канале выделена область ухудшения теплообмена в кольцевом
режиме течения. Предложена методика расчёта условий подавления кипения в тонких плёнках, обдуваемых турбулентным потоком пара.
Обнаружено, что при кипении хладона R21 в сборке затопленных прямоугольных миниканалов, в условиях конвекции наведенной всплывающими пузырями-снарядами, преимущественным механизмом теплоотдачи является испарение.
Показано, что при кипении хладона R21 в прямоугольном миниканале при массовых скоростях менее 55 кг/м2с капиллярные силы оказывают существенное влияние на распределение плёнки жидкости по периметру канала, вследствие чего происходит интенсификация теплоотдачи.
Предложена модификация модели Лиу Винтертона, позволившая обобщить экспериментальные данные по кипению в докризисной области хладонов R318C и R21 в кольцевом и прямоугольном миниканалах при массовых скоростях больше 200 кг/м с с погрешностью не более ±10%.
Показано, что реализация режимов с тонкими плёнками может приводить как к ухудшению теплоотдачи при подавлении кипения в случае, когда кипение является определяющим (хладон R318C), так и к интенсификации теплоотдачи из-за перераспределения жидкой плёнки по периметру некруглого канала в случае, когда кипение не является определяющим (хладон R21C).
Автор защищает:
Результаты систематического измерения локальных коэффициентов теплоотдачи и визуализации течения при кипении хладона R318C в горизонтальном кольцевом миниканале с внутренним обогревом.
Результаты систематического измерения локальных коэффициентов теплоотдачи при кипении хладона R21 в вертикальном прямоугольном миниканале.
Результаты экспериментального исследования теплообмена в зависимости от перегрева стенки хладона R21 в системе прямоугольных вертикальных
мини-каналов шириной порядка капиллярной постоянной в условиях наведённой генерирующимися паровыми снарядами конвекции.
Методику расчёта условий подавления кипения в тонких плёнках обдуваемых турбулентным потоком пара.
Методику расчёта локальных коэффициентов теплоотдачи при кипении в миниканалах.
Достоверность полученных результатов подтверждается оценкой величины ошибок измерений, проведением калибровочных экспериментов, в том числе в условиях однофазной конвекции, а так же использованием специально разработанных методик измерения.
Практическая ценность. Полученные результаты могут быть использованы при проектировании и оптимизации компактных теплообменников при расчёте характеристик теплообмена при кипении хладонов. Показана возможность полного бескризисного испарения жидкости в прямоугольных миниканалах.
Данная работа выполнена в лаборатории многофазных систем Института теплофизики СО РАН. В диссертации лично соискателем проведено конструирование рабочих участков, создание и отработка методик измерений локальных характеристик теплообмена, выполнена обработка первичных данных и обобщены результаты исследований выполненных автором самостоятельно и в сотрудничестве с сотрудниками лаборатории.
Данный цикл работ проводился под руководством и при непосредственном участии д.ф.-м.н. В.В. Кузнецова. Экспериментальное исследование локальных коэффициентов теплообмена в кольцевом канале проводилось при участии О.С. Ким. Экспериментальное исследование локальных коэффициентов теплообмена в вертикальном прямоугольном канале проводилось при участии В.И. Иванова.
Эксперименты по исследованию парожидкостных потоков проводились на установке «Фреоновый контур» созданной в лаборатории многофазных систем Института теплофизики СО РАН.
Апробация работы.
Основные результаты, представленные в диссертации, докладывались на: International Symposium on Two-Phase Flow Modeling and Experimentation (Пиза, 1999); 3 Российской национальной конференции по теплообмену (Москва, 2002); XXVI Сибирский теплофизический семинар (Новосибирск 2002); Eurotherm Seminar No 72: Thermodynamics Heat and Mass Transfer of Refrigeration Machines and Heat Pumps (Валенсия, 2003); 5 Минский Международный форум по тепломассообмену (Минск, 2004); XXVII Сибирского теплофизического семинара (Новосибирск, 2004); 3 International Symposium on Two-Phase Flow Modeling and Experimentation (Пиза, 2004); 4 Российской национальной конференции по теплообмену (Москва, 2006); Международном Научном конгрессе «ГЕО-Сибирь-2006» (Новосибирск, 2006); 4 International Conference on Nanochannels, Microchannels and Minichannels, (Лимерик, 2006). По теме диссертации в отечественной и зарубежной печати опубликовано 12 работ.
Расчёт теплообмена при течении двухфазных потоков в каналах
Для расчета теплообмена при кипении в большом объёме существует большое количество различных зависимостей, далее приводятся некоторые корреляции наиболее часто используемые в отечественных и зарубежных работах а так же корреляции наиболее применимые для исследуемых жидкостей. Конвекция коэффициент п 1 Рис 1.1. Влияние кипения и конвекции при расчёте по различным моделям на: а) зависимость коэффициента теплоотдачи от теплового потока; б) зависимость теплового потока от температурного напора. В работах Лабунцов(1959) Лабунцов(1960) построена модель кипения основанная на механизме зарождения и роста пузырька и из сопоставления с опытными данными предложено следующее соотношение -2 (1.1) В качестве линейного масштаба используется комплекс U = парообразования uv =q/{rpy). Ранее в работе Foster & Zuber (1955) исследовалась динамика роста парового пузырька и предложено следующая корреляция для определения теплоотдачи при кипении в большом объёме: Формулы (1.1) и (1.2) построены на основании моделирования роста одиночного пузырька и в них не учтены теплофизические и механические свойства поверхности нагрева которые играют существенную роль в процессе кипения как показано в работах Григорьев и др. (1977) и Гогонин (2005). В работе Cooper (1984а) проведён большой анализ экспериментальных работ по коэффициентам теплоотдачи при кипении различных жидкостей и предложены расчётные зависимости для различных жидкостей с учётом шероховатости поверхности, в частности для хладона R318C При развитом ламинарном течении жидкости число Нуссельта постоянно и не зависит от чисел Re Рг и определяется геометрией течения и тепловыми граничными условиями. Существует большое количество аналитических решений для различных геометрий каналов при трёх основных граничных условиях: при постоянной температуре стенки, при постоянном тепловом потоке по длине канала и по периметру канала, а так же при постоянной температуре стенки по периметру канала и постоянном тепловом потоке по длине канала. В работе Shah & London (1978) представлены данные по теплообмену и сопротивлению при ламинарном течении в большом количестве различных геометрий применимых в компактных теплообменниках. В частности для круглого канала Nu=4.364 в условиях постоянного теплового потока и №=3.657 при постоянной температуре стенки.
При турбулентном течении число Нуссельта зависит от чисел Re Рг. Часто при расчёте теплоотдачи при турбулентном течении, используется уравнение Для расчёта теплообмена при числах Re от 2300 до 10000 используется уравнение Гнелинского, Gnielinski (1976) В работе Кутателадзе (1979) расчёт теплоотдачи при кипении при вынужденной конвекции насыщенной жидкости предлагается проводить по формуле где п рекомендуется принять равным 2. Liu&Winterton (1991), основываясь на предложенной в работе Chen (1966) модели о взаимном влиянии кипения и конвективного теплообмена и используя идею модели с асимптотическим коэффициентом Кутателадзе (1979) п=2, провели анализ более чем 30 экспериментальных работ для различных жидкостей и предложили корреляцию для расчёта локального коэффициента теплоотдачи Здесь F фактор усиления конвекции, a S фактор подавления кипения рассчитываются как. Конвективный теплообмен рекомендуется рассчитывать по уравнению Dittus Boelter(1930), уравнение (1.6), а коэффициент теплоотдачи при развитом кипении по уравнению Соорег( 19846), уравнение (1.4) при этом в случае если неизвестен характерный размер шероховатости рекомендуется принимать Rz равным 1мкм. -0.55 З nb а„А=55М- ( Р \?сг J 0.12 log( ) Per q 3 (1.14) В работе Klimenko(1990) получено обобщённое соотношение для расчёта теплоотдачи при вынужденном движении двухфазного потока, справедливое для вертикальных и горизонтальных каналов с полностью смоченным периметром. Полученная корреляция учитывает теплопроводность материала стенки. Выделены режимы, в которых преобладающим механизмом теплообмена является кипение и испарение. Показано, что теплоотдача при пузырьковом кипении, описывается единым уравнением в безразмерных переменных, содержащим индивидуальную для каждой из четырёх групп жидкостей (вода, органические жидкости, фреоны, криогены) константу. При построении соотношения использованы данные для двадцати одной различной жидкости в большом диапазоне давлений (0,61-196 бар), плотностей теплового потока (10-8x10 Вт/м ), массовых скоростей (5,6-6240 кг/м2с), и диаметров канала (0.47-74,7 мм) во всех случаях характерный размер канала был больше капиллярной постоянной. Для расчета теплоотдачи используется максимальное значение из (1.15) и (1.16). Близкий подход был использован в работах Kandlikar (1990).
Опираясь на экспериментальные данные автор выделил два механизма теплообмена: с преобладающим влиянием кипения (aNBo); и с преобладающим влиянием конвекции (CICBD), И предложил для каждого из режимов корреляционную зависимость. Так же как и в работе Klimenko (1990) для расчёта теплоотдачи используется максимальное из расчётных значений где Co = {pG pL) ((l-x)x) ,a aL0 рассчитывается как коэффициент конвективной теплоотдачи считая паросодержание равным нулю, FF/ параметр зависящий от материала поверхности теплообменника (для нержавеющей стали равен единице), параметр /(Fito) учитывает влияние ориентации потока и равен единице для миниканалов. Коэффициент aLo предлагается рассчитывать по уравнению Петухова (1.8) для ReLo 10000 Позднее в работе Balasubramanian & Kandlikar (2004) была показана возможность использовать модель (1,18) (1,19) при меньших Rey), а именно использовать для определения aLo уравнение Гнелинского в диапазоне 1600 ReLo ЮООО, а для случая 1600 ReLo рекомендуется использовать зависимости для ламинарного течения. В серии работ Wambsganns et al (1993), Tran et al (1996,1997) проведено исследование теплоотдачи при кипении хладонов в миниканалах прямоугольного и круглого сечения. Развивая подход предложенный в работе Kew & Cornwell (1995) на основе своих данных авторы в работе Тгап et al (1997) предложили следующую корреляцию для расчёта теплообмена при кипении фреонов в миниканалах: где Nconf новый безразмерный параметр, который Kew & Cornwell (1995) назвали числом ограничения и определили как Nconf=[o7(g(pi-pg)] 5/D При проектировании любого теплообменника необходимо иметь адекватную модель способную предсказать режимы течения в теплообменном устройстве и учитывающую физические особенности каждого режима течения. Режимы течения, возникающие при двухфазном течении в каналах, зависят от паросодержания и ориентировки потока. Существует стандартная классификация режимов течения, созданная ещё для больших труб. При вертикальном расположении канала в нем осуществляются следующие режимы течения Scott(1963): а)
Пузырьковое течение. Газ распределен в потоке в виде отдельных пузырьков различных размеров. С ростом паровой фазы пузырьки увеличиваются в размере и количестве. б) Снарядное течение. Пузырьки объединяются в снаряды, имеющие параболическую форму в головной части и вогнутую в хвостовой. С ростом паровой фазы растет скорость, длинна и диаметр снаряда. В то время как паровой снаряд поднимается вверх, жидкая фаза устремляется вниз по тонкому слою окружающему паровую пробку. в) Вспененное течение. Когда обратное течение жидкости вокруг пробки близко к остановке, пробка становится нестабильной, теряет параболическую форму головной части и, по-видимому, перемешивается с жидкостью в нестабильную турбулентную смесь похожую на эмульсию. Элементы такой структуры нестабильны и с течением времени могут схлопываться и перестраиваться. г) Пленочное (кольцевое) течение. Газ понимается в ядре потока с высокой скоростью, в то время как жидкость в виде пленки течет вдоль стенок, окружая газ. Пленка может быть толстой и иметь длинные волны, на которые накладывается мелкая капиллярная рябь. По мере возрастания паросодержания пленка становится тоньше. С поверхности пленки срываются мелкие капли и уносятся с ядром потока. д) Дисперсное (капельное, туманное) течение. Все больше и больше жидкости переносится с ядром газового потока, а пленка жидкости на стенке исчезает совсем. Hewitt (1978) выделяет и другие режимы течения, а именно, дисперсно-кольцевой, — когда при кольцевом течении с поверхности пленки срываются капли и клочковатый, — когда жидкость, срываемая с пленки, в ядре потока летит в виде крупных образований. Barajas & Panton (1993) обнаружили ручейковый режим двухфазного течения в капиллярах. При больших
Экспериментальный участок «прямоугольный канал»
Экспериментальный участок «прямоугольный канал» предназначен для измерения распределения локальных коэффициентов теплоотдачи по периметру обогреваемого канала. Участок помещался в установку «Фреоновый контур». Экспериментальный участок изготовлен из тонкостенной (0.1 мм) трубы длинной 350 мм внешним диаметром 5мм. Труба из нержавеющей стали 12Х18Н9Т заполнялась мелким песком и прессовалась в специально изготовленной пресс-форме для получения требуемой формы. Для установки соединительных фланцев оставлены непрессованные участки длиной по 50 мм с обоих концов трубы. На каждом конце трубы расположен фланец с токоподводом, отборником давления и термопарой. Схема участка представлена на рис 2.3 слева. Обогреваемая длина канала 290 мм. Прямоугольная рабочая секция канала выполнена прессованием и имеет длину 250 мм. Характерный размер шероховатости полученной в канале составлял 5-Ю мкм. Внутренний поперечный размер канала равен 1.6x6.3 мм. На входе и выходе из канала реализован плавный переход от круглого сечения к прямоугольному сечению. По длине канала на внешней стороне в 4-х сечениях наклеены термопары. Термопары размещены на внешней стороне канала в центре короткой стороны, в углу канала и по длинной стороне канала. Сечения расположены через 50 мм начиная с50мм от начала прямоугольного участка. Схема расположения термопар представлена на рис 2.3 справа. Для наилучшего контакта термопары со стенкой участка каждый королек рабочего спая термопары расплющивался и имел характерные размеры 0.35x0.35x0.15 (±0.05) мм, после чего проводилась индивидуальная калибровка термопар. Экспериментальный участок обогревался переменным электрическим током через токоподводы на фланцах. Фланцы крепились через гальваническую развязку от экспериментальной установки. Для того чтобы достигнуть тепловой и гидродинамической стабилизации потока, непосредственно перед ходом в измерительную секцию помещался не нагреваемый предварительный участок длиной 1 м. На входе и выходе из обогреваемого канала устанавливались прозрачные секции из кварцевого стекла.
Так же измерялось давление на выходе из измерительного участка и перепад давления между входом и выходом из участка. Все трубопроводы на датчик давления и сам манометр нагревались до 50 С, чтобы избежать конденсации хладона и искажения данных. Манометр тарировался при этой же температуре на стандартном оборудовании в БИП ИТ. Разница измеренной температуры и температуры насыщения двухфазного потока определённой по манометру не превышала 0.15 С. Снаружи участок теплоизолировался асбестовым шнуром, толщина изоляции 10мм, и поролоном, толщина изоляции 20мм. Термопары наклеивались на участок эпоксидным клеем, а термопарные провода проходили вдоль образующей трубы 20 - 30 мм, после чего выводились наружу через теплоизоляцию. В процессе наклейки термопар контролировалось электрическое сопротивление. В ходе опытов термопары тестировались при нагреве однофазного течения и при течении двухфазного потока без обогрева канала. Все температурные измерения регистрировались АЦП и записывались в компьютер, время однократного измерения 160 мс. Максимальное отклонение показаний термопар от среднего значения в термостатированных условиях составляло ±0.025 К Экспериментальный участок кольцевой канал предназначен для измерения распределения локальных коэффициентов теплоотдачи в кольцевом канале с внутренним обогревом. Участок помещался в установку фреоновый контур. В качестве рабочей жидкости использовался хладон R318C. При работе с участком «Кольцевой канал» парогенератор и миксер на входе перед участком в установке «Фреоновый контур» (см. рис 2.1) отсутствовали. Измерительная секция - кольцевой канал длиной 0.4 м, расположенный горизонтально. Для визуализации структуры парожидкостного потока внешняя стенка канала выполнена из кварцевого стекла. Внутренняя стенка представляла собой нержавеющую трубку с полированной поверхностью с характерным размером шероховатости 5 мкм и толщиной стенки 1 мм. Внутренний диаметр кольцевого канала равен 7 мм и средняя толщина зазора равна 0.95 мм. На вход в измерительную секцию подавался недогретый хладон. Входное паросодержание (начальный недогрев) в опытах изменялось от -0.01 до -0.3. В ходе эксперимента проводилось измерение температуры потока на входе в канал, на выходе из канала и температуры стенки. Измерение температуры проводилось изолированными хромель-копелевыми термопарами (L-типа). Давление измерялось датчиками во входной и выходной камерах перед и после рабочего участка. Измерение давления на входе в рабочий участок проводилось датчиком давления МДЦФ. Перепад давления на рабочем участке измерялся дифференциальным датчиком давления МДДФ-У.
Все подводящие линии к датчикам поддерживались при температуре 50С для исключения конденсации паров хладона в них. Фотографирование парожидкостного потока проводилось сбоку, в горизонтальной плоскости участка. Для измерения локальных коэффициентов теплообмена внутри центральной трубки, которая обогревалась переменным электрическим током, были размещены две термопары в верхней и нижней части канала, как показано на рис.2.4 Термопары с изолированным спаем прижимались пружиной к стенке трубы на расстоянии 0.3м от входа в участок. Внутренняя температура стенки определялась как среднее значение, определённое по верхней и нижней термопарам. Для определения внутренней температуры стенки кольцевого канала была введена поправка, учитывающая тепловыделение в стенке канала.
Теплообмен при вынужденном течении
Экспериментальные данные по перегреву стенки в зависимости от величины теплового потока для различных диапазонов массовых скоростей и давлений представлены на рис. 3.6. Область развитого кипения насыщенной жидкости соответствует режимам течения, показанным на рис. 3.(2-4). Несмотря на значительное уменьшение с ростом теплового потока смоченной поверхности, на которой наблюдается кипение, перегревы стенки в области развитого кипения слабо растут с ростом теплового потока, в жидких перемычках наблюдается интенсивное кипение. При больших массовых паросодержаниях имеет место сильное уменьшение коэффициента теплоотдачи вблизи предельного значения теплового потока, которое является функцией массовой скорости и давления. Это соответствует режимам течения, показанным на рис. 3.56.
Вблизи критического значения теплового потока перегрев стенки сильно зависит от плотности теплового потока, но является стабильным и не изменяется во времени. При давлениях 3-4 бара перегрев стенки сильнее зависит от массовой скорости, чем при давлении 5 бар. Степень влияния различных вкладов в процесс теплоотдачи можно рассмотреть на примере модели теплообмена Liu Winterton(1991), уравнение (1.11). На рис 3.7 представлен расчёт коэффициентов теплоотдачи и вклады в теплообмен конвективного механизма теплопередачи и кипения для исследуемого прямоугольного канала по модели Liu Winterton. Расчёт проведён для условий соответствующим условиям эксперимента (G=250 кг/м с q=45 кВт/м Р/Рсг=0.13). Вклад кипения рассчитано по уравнению Даниловой (1.5) S-anb, вклад конвекции по уравнению Dittos Boelter (1930) (1.12а) F-acV, Fn Sno (1.12). Расчёт показывает, что в исследуемом случае, определяющее влияние на процессы теплоотдачи к парожидкостному потоку имеет кипение, а вклад конвекции мал. Сравнение экспериментальных значений коэффициентов теплоотдачи в области до кризиса с расчётом по модели Liu Winterton с использованием различных корреляций для кипения в большом объёме представлено на рис. 3.8. Расчёт по оригинальной модели из Liu Winterton (1991), уравнения (1.11), (1.12), (1.4) для а„ь, (1.13) для acV, занижает коэффициенты теплоотдачи на 40%. Замена общей корреляции для кипения в большом объёме, уравнение (1.4), на корреляцию для хладона 318С из работы Cooper (1984а), уравнение (1.3), даёт завышенные на 15% расчётные данные по сравнению с экспериментом. При использовании в качестве члена описывающего кипение в большом объёме корреляции Даниловой, уравнение (1.5), экспериментальные данные хорошо согласуются с расчётом. Отклонение от расчёта в этом случае не превышает 10%. На рис 3.8 расчёт конвективного о Liu Winterton Данилова или ный рис. 3.8 Сравнение экспериментальных данных с расчётом по модели из Liu&Winterton(1991) с использованием различных корреляций для учёта влияния кипения и конвекции. коэффициента теплоотдачи асу, при расчёте вклада кипения по уравнению для хладона R318C (1.3) из работы Соорег( 1984а) и по корреляции Даниловой (1.5) выполнен по соотношению для кольцевого канала из работы Петухов и Розен (1964) в области чисел Рейнольдса жидкости меньше 2300. При дальнейшем рассмотрении в этой главе будет рассматриваться модель Liu Winterton [уравнение (1.11)], когда в качестве члена описывающего кипение используется уравнение Даниловой [уравнение (1.5)], а вклад конвекции рассчитывается по уравнениям (3.1) для турбулентного и (3.2) для ламинарного числа Рейнольдса жидкости.
Сравнение экспериментальных значений коэффициентов теплоотдачи в области до кризиса с расчётом по моделям из Kandlikar (1991) и Tran, et al (1997) представлено на рис 3.9. Расчёт модели Kandlikar (1991) с использованием уравнения Гнелинского для Re 1600 (1.21) и расчётом с использованием корреляции для ламинарного течения при Re 1600 (3.2) как это рекомендовано в Balasubramanian & Kandlikar (2004) даёт расхождение с экспериментальными данными до 30% и более. Использование уравнения из Dittus Boelter(1930) (1.6) во всём диапазоне чисел ReL0 снижает разброс до 15%, но наблюдается расслоение данных по массовым скоростям.
Корреляция из Tran et al (1997) (1.22) хорошо согласуется с экспериментальными данными, хотя даёт несколько завышенные результаты. Следует заметить, что в области низких температурных напоров, ниже 2.7С, экспериментальные данные так же описываются уравнением (1.22) и механизм теплоотдачи не становится конвективным, что находится в противоречии с данными Tran et al (1997), но хорошо согласуется с моделью Liu Winterton, так как для хладона 318С в условиях экспериментов вклад конвекции существенно меньше чем вклад кипения, как это проиллюстрировано на рис 3.7.
Исследование локальных коэффициентов теплообмена при восходящем течении парожидкостного потока хладона R21 в вертикальном обогреваемом прямоугольном миниканале
На экспериментальном участке «прямоугольный канал» экспериментально исследован теплообмен при кипении хладона 21 при вынужденном восходящем течении. Измерена величина коэффициентов теплоотдачи в зависимости от плотности теплового потока в широком диапазоне изменения массового паросодержания для двух массовых скоростей, G=215 (±15) кг/м"с и G=50(±3) кг/м с. Получены данные по дисперсии температуры по периметру канала и во времени. Здесь приводятся данные по локальным коэффициентам теплоотдачи, измеренные на расстоянии 200мм от начала прямоугольного сечения участка. В ходе экспериментов фиксировался расход и варьировался тепловой поток (при фиксированном входном маросодержании) или входное паросодержание (при фиксированном тепловом потоке). Экспериментальные данные по среднему (по периметру канала) значению перегрева стенки в зависимости от величины теплового потока для различных условий проведения эксперимента приведены на рис 4.3. Наблюдается сильное расслоение данных в зависимости от паросодержания, следовательно конвективный механизм вносит существенный вклад в процесс теплообмена. Степень влияния различных вкладов в процесс теплоотдачи можно рассмотреть на примере модели теплообмена Liu Winterton. На рис 4.4 представлен расчёт коэффициентов теплоотдачи и вклады в теплообмен конвективного механизма теплопередачи и кипения для исследуемого прямоугольного канала по модели Liu Winterton (1991) (1.11-1.12). Расчёт проведён для условий соответствующим условиям эксперимента (G=215 кг/м2с q=20 кВт/м2 Р/Рсг=0.04). Вклад кипения рассчитан с использованием уравнения Даниловой (1.5), вклад конвекции с использованием уравнения
Гнелинского (1.7). Расчёт показывает, что в исследуемом случае, определяющее влияние на процессы теплоотдачи к парожидкостному потоку имеет конвективный механизм теплообмена. Экспериментальные данные по коэффициентам теплоотдачи в зависимости от массового паросодержания для массовой скорости хладона G=215 кг/м2с представлены на рис. 4.5. Плотность теплового потока в опытах поддерживалась постоянной и равна q=6 кВт/м2. На вход канала подавался парожидкостный поток с заданным начальным паросо держанием. При изменении локального массового паросодержания от нуля до единицы коэффициент теплообмена при кипении непрерывно возрастает. Это показывает существенную роль конвекции даже при малых паросодержаниях. При значениях паросодержания выше 0.5 значения коэффициентов теплоотдачи с ростом паросодержания увеличиваются быстрее, чем при меньших значениях паросодержания. При G=215 кг/м с увеличение паросодержания больше 0.5 приводит к такому увеличению скорости пара, что плёнка жидкости на стенках канала становится очень тонкой. Наиболее вероятным механизмом теплообмена в этом случае является испарение тонких плёнок жидкости, как и в работе Han Ju Lee & Sang Yong Lee (2001). Высокие скорости пара и массообмен дисперсной фазы с плёнкой жидкости должен поддерживать постоянство толщины плёнки по периметру канала. На рисунке 4.6 приведены значения среднеквадратичных отклонений локальных температур стенки. Здесь светлые точки показывают среднеквадратичное отклонение измеряемой температуры от среднего значения температуры за время измерения, а темными точками обозначены среднеквадратичное отклонение распределения температуры по периметру канала.
Распределение температуры стенки по периметру канала стабильно по времени. Характерная величина временного отклонения температуры примерно равна точности определения температуры отнесённой к корню из числа измерений. Распределение температуры по периметру равномерно за исключением области паросодержаний около 0.1. Высокая дисперсия температуры по периметру канала при х около 0.1 возможно связана с переходом к кольцевому режиму течения. При кольцевом режиме течения при умеренных скоростях пара капиллярные силы в некруглом канале могут стягивать плёнку жидкости в углы канала, как в случае опускного течения рассмотренного в Kuznetsov et al (1997). Существенная неравномерность распределения жидкости по периметру канала может являться причиной высокой дисперсии при х около 0.1 На рис 4.5 гак же приводятся расчеты по моделям Liu & Winterton (1991), Iran et al (1997) и Kandlikar (1990). Как отмечалось в 4,1 зависимость для anb для хладона R21 наиболее точно описывается уравнением Даниловой Г.Н. (1.5), поэтому оно было использовано в модели Liu&Winterton вместо рекомендуемой зависимости Купера ур. (1.4). Расчёт для конвективного члена, (1.13), а так же расчёт факторов подавления кипения и усиления конвекции, (112), проводится так же, как и в оригинальной работе. В модели из Kandlikar (1990), для расчета acv , спользование корреляции из Dittos Boelter (1930) вместо уравнения Гнелинского даёт лучшее соответствие экспериментальных и расчётных данных, так же как и в случае с кипением хладона R318C в кольцевом миниканале см. 3.2. Модель из Tran et al (1997) не учитывает влияния конвекции и не может быть использована для расчёта коэффициентов теплоотдачи. Модели Лиу -
Винтертона и Кандликара дают близкие значения. На рис 4.5 с ростом паросодержания измеренные коэффициенты теплоотдачи монотонно увеличиваются с ростом паросодержания и вплоть до =0.5 измеренные значения описываются моделями из Liu&Winterton (1991) и Kandlikar (1990), но, при х больше 0.5, наблюдается интенсификация теплообмена, которая возрастает с ростом паросодержания. Данные по значению средних по периметру канала коэффициентов теплоотдачи при массовой скорости G=215 кг/м2с в зависимости от плотности теплового потока при разных значениях входного паросодержания и сравнение с расчетными моделями Лиу - Винтертона, Кандликара и расчёт по Tran et al (1997) представлены на рис 4.7. В проведенной серии экспериментов значение массового паросодержания в точке измерения коэффициентов теплообмена изменяется от 0.01 до 0.79. Данные по коэффициентам теплоотдачи при восходящем кипении хорошо согласуются с расчётом по моделям Кандликара и Лиу - Винтертона во всём диапазоне использованных тепловых потоков при подаче на вход в экспериментальный участок слабо недогретой жидкости и двухфазного потока с начальным х = 0.25. При подаче на вход в экспериментальный участок двухфазного потока с начальным х=0.5 экспериментальные данные по коэффициентам теплоотдачи несколько превышают расчётные значения. Расчёт по модели из Tran et al (1997) согласуется с опытными данными только при подаче на вход недогретой жидкости, что соответствует условиям опытов в оригинальной работе.
Похожие диссертации на Режимы течения и теплообмен при кипении движущихся хладонов в миниканалах
