Интенсификация теплоотдачи к кипящей пароводяной смеси в закризисной области с помощью сферических лунок тема автореферата и диссертации по физике, 01.04.14 ВАК РФ

На правах рукописи

ГОРЯИНОВ Дмитрий Анатольевич

ИНТЕНСИФИКАЦИЯ ТЕПЛООТДАЧИ К КИПЯЩЕЙ ПАРОВОДЯНОЙ СМЕСИ В ЗАКРИЗИСНОЙ ОБЛАСТИ С ПОМОЩЬЮ СФЕРИЧЕСКИХ ЛУНОК

Специальность 01.04.14 - Теплофизика и теоретическая теплотехника

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва - 2005

Работа выполнена в Институте высоких температур РАН

Научный руководитель:

доктор технических наук, профессор И. Л. Мостинский

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор ЮА Кузма-Кичта

кандидат технических наук В.М. Жуков

Ведущая организация:

Московский авиационный институт (Государственный технический университет)

Защита состоится «

2005 г. в /3

часов на заседании диссертацион-

ного совета Д 002.110.02 при Объединенном институте высоких температур РАН по адресу: 125412, Москва, ул. Ижорская, 13/19.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Объединенного института высоких температур РАН.

Отзывы на автореферат в двух экземплярах, заверенные печатью организации, просьба присылать по адресу: 125412, Москва, ул. Ижорская, 13/19, ОИВТ РАН.

Автореферат разослан

Ученый секретарь диссертационного совета доктор физико-математических наук

© Объединенный институт высоких температур РАН, 2005 © Институт высоких температур РАН, 2005

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Проблема интенсификации теплообмена давно стоит перед исследователями и инженерами К настоящему времени накоплен большой опыт в этой области Изобретено, исследовано и применяется на практике большое количество методов интенсификации теплоотдачи в каналах, при течении в них как однофазных теплоносителей, так и двухфазных сред Применение различных способов интенсификации теплообмена может существенно повысить теплоотдачу, однако в подавляющем большинстве случаев это влечет за собой существенный рост гидравлического сопротивления, увеличивающий затраты на циркуляцию теплоносителя в рабочем контуре и часто делающий интенсификацию теплоотдачи неэкономичной

В конце 80-х годов прошлого века внимание специалистов привлек эффект увеличения интенсивности теплоотдачи при обтекании жидкостью или газом теплообменной поверхности с выдавленными на ней сферическими углублениями, иначе называемыми «лунками» Изучение физики протекающих при этом процессов показало, что при обтекании потоком лунок в них самогенерируются вихревые течения в виде смерчей, нарушающие известную аналогию Рейнольдса между теплообменом и обменом импульсом Проведенные исследования с однофазными потоками показали, что в этих условиях интенсивность теплоотдачи увеличивалась в 1,5—3 раза, причем вопреки ожиданиям сопротивление возрастало не так значительно, а иногда даже оставалось на прежнем уровне Отмечено также, что чем менее интенсивна начальная теплоотдача от гладкой поверхности, тем заметнее эффект ее интенсификации лунками При сильно развитой турбулентности с мощными вихрями относительный вклад смерчевого эффекта должен снижаться, что подтвердилось при изучении указанного эффекта в условиях кипения жидкости на теплоотдающей поверхности интенсификация теплоотдачи оказалась несущественной

Кипение жидкости на обогреваемой поверхности широко используется для эффективного охлаждения теплоотдающих поверхностей различных аппаратов, для генерации пара в теплоэнергетике При этом предельным тепловым потоком является критический, когда либо имеет место переход от пузырькового режима кипения к пленочному (кризис первого рода), либо, при дисперсно-кольцевом режиме обтекания стенки пароводяной смесью, кипящая на ней пленка жидкости высыхает вследствие недостаточной интенсивности орошения стенки летящими в потоке каплями (кризис второго рода) В обоих случаях кризис сопровождается резким повышением температуры стенки большим при кризисе первого рода и заметно меньшим при кризисе второго рода В первом случае трубы, даже изготовленные из нержавеющей стали или жаропрочных хромоникелевых сплавов, разрушаются от потери прочности или прогорают Во втором - существует область режимных параметров (высокие давления и массовые скорости), при которых наступление кризиса кипения приводит лишь к умеренному повышению температур стенки, не превышающих допустимые (около 900 К) при которых возможна длительная работа испарительных поверхностей в условиях ухудшенной теплоотдачи к рабочей среде Именно в этой закризисной области, где отсутствует контакт

стенки с жидкой фазой и теплота отводится только через паровой пристенный слой и где коэффициенты теплоотдачи невелики, интенсификация теплообмена приобретает особое значение Здесь смерчевые структуры, самогенерируемые в лунках, должны выбрасывать от стенки в поток перегретую паровую массу, а на ее место всасывать теплоноситель из пароводяного потока, содержащий капли насыщенный или слабо перегретый пар Можно ожидать, что столь интенсивный массоперенос у стенки приведет к повышению критических тепловых потоков, а при их достижении существенно снизит величину температурного скачка Последующее увеличение теплоотдачи в закризисной зоне снизит температуру стенки, обеспечив необходимую надежность работы теплообменных поверхностей, и расширит область рабочих параметров в сторону уменьшения массовых скоростей и паросодержаний, а также повышения допустимых тепловых потоков

Целью настоящей работы является экспериментальное исследование интенсификации теплоотдачи с помощью сферических лунок к кипящей пароводяной смеси в закризисной области при вынужденном ее движении в кольцевом канале

Научная новизна работы состоит в следующем

1 Получены новые экспериментальные данные по критическим тепловым потокам в широком диапазоне изменения режимных параметров (давление Р= 17,7-21,7 МПа, массовая скорость ры = 200 - 550 кг/(м с), относительная энтальпия (паросодержание) X от не-догрева воды до перегретого пара) в кольцевом канале со сферическими лунками при различном их расположении на обогреваемой поверхности и проведено сравнение с данными по критическим тепловым потокам в гладком кольцевом канале

2 Впервые получены экспериментальные данные по коэффициентам теплоотдачи в за-кризисной области для кольцевого канала с различной геометрией расположения лунок и проведено сравнение с коэффициентами теплоотдачи в гладком канале при различных режимных параметрах рабочей среды

3 Получена обобщающая зависимость для теплоотдачи в виде эмпирической формулы в безразмерных критериях, учитывающая, как режимные параметры теплоносителя, так и геометрические характеристики экспериментального кольцевого канала

Практическая ценность работы определяется полученными новыми данными по интенсификации теплоотдачи лунками при кипении пароводяной смеси в кольцевом канале в закризисной области теплообмена, характерной для режимов работы теплоэнергетических аппаратов кипящего типа, в том числе прямоточных паровых котлов высокого и сверхвысокого давления

Основные положения, выносимые на защиту:

1 Экспериментальные данные по влиянию систем сферических лунок и геометрии их расположения на критические тепловые потоки при движении в кольцевом канале кипящей пароводяной смеси

2 Экспериментальные данные по влиянию на коэффициенты теплоотдачи в закризисной области кипения пароводяной смеси лунок и их расположения на теплоотдающей поверхности

3 Обобщающая эмпирическая зависимость для теплоотдачи к пароводяной смеси в за-кризисной области справедливой в пределах исследованного диапазона режимных и конструктивных параметров

Апробация работы. Основные положения и результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались на Всероссийской конференции «Закрутка потока для повышения эффективности теплообменников» (Москва, 2002 г)

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка литературы и приложений, изложена на 172 страницах, включающих 87 рисунков, 92 наименования литературы, 21 страницу таблиц экспериментальных данных

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во Введении изложены цели работы и определен круг задач, подлежащих решению в процессе исследований, сформулированы основные положения, выносимые на защиту, и приведена структура диссертации

В первой главе дан аналитический обзор публикаций, посвященных исследованию известных методов интенсификации теплообмена, использующих для повышения теплоотдачи как турбулизацию пристенных пограничных слоев теплоносителя с помощью дискретных выступов, так и закрутку потока различными устройствами, а также различные комбинации этих методов применительно к течению в каналах однофазных теплоносителей - воды и воздуха Обозначены основные преимущества и недостатки существующих методов интенсификации теплообмена Рассмотрены структура течения и теплообмен в уединенной сферической лунке, а также влияние систем таких лунок, нанесенных на теплоотдающую поверхность каналов, на их теплогидравлические характеристики Проводится анализ особенностей теплообмена при кипении в закризисной области и методов интенсификации теплообмена в этих условиях По результатам анализа делается вывод о перспективности исследований влияния на теплообмен в закризисной области смерчевых структур, самогенерирующихся в лунках, и дается постановка задачи настоящего исследования

Во второй главе, посвященной методическим вопросам проведения экспериментов, описаны экспериментальный парогенерирующий стенд, экспериментальный участок и сменные трубки с различной геометрией расположения сферических лунок на их наружной поверхности, методика проведения исследований и обработки экспериментальных данных

Опыты проводились на имеющемся в ИВТ РАН большом парогенерирующем стенде «Гамма» Тепловая мощность стенда - 500 кВт, теплоноситель - обессоленная вода, пароводяная смесь или перегретый пар Предельные параметры теплоносителя давление 25 МПа, температура 780 К, максимальный расход 250 кг/ч Рабочий контур установки изготовлен из нержавеющей стали

Принципиальная схема стенда с обозначением основных его элементов представлена на рис 1 Вода из расходной емкости I группой насосов-дозаторов 2 подается в прямоточный трехсекционный подогреватель - парогенератор 3 Нагретая вода, пароводяная смесь или пе-

ГШЕ

ЗЕЕ р<д

1С

■■и

Оиаялкиоирм вода

■г1'

О-

И-

-сю

Рис. 1. Принципиальная схема экспериментального стенда «Гамма»

Рис. 2. Схема экспериментального участка (а), поперечный (б) и продольный (в) разрезы внутренней трубки по центрам лунок

регретый пар поступают снизу в вертикальный экспериментальный участок 4 и далее в конденсатор-охладитель 5. Охлажденный конденсат сбрасывается в питательную емкость б, откуда самотеком поступает в расходную емкость /.

Для контроля за давлением и температурой циркулирующего теплоносителя служили высокоточные манометры Р и погруженные в поток хромель-копелевые термопары Тв,, показания которых непрерывно регистрировались. Расход воды в контуре измерялся мерной шайбой О, установленной в холодной зоне контура перед парогенератором 3, либо (при малых расходах) объемным методом при сбросе воды в питательную емкость 6. Регулирование давления теплоносителя в экспериментальном участке производилось с помощью игольчатого вентиля 7.

Нагревание и частичное испарение воды в парогенераторе 3 осуществлялось путем прямого омического нагрева труб переменным током низкого напряжения от трансформатора 8. Таким же образом нагревалась и внутренняя рабочая трубка экспериментального участка 4. Подводимая электрическая мощность контролировалась прецизионными амперметрами А и вольтметрами V. Показания всех термопар регистрировались двенадцатиканальным потенциометром 9.

Экспериментальный участок (рис. 2, а) представлял собой кольцевой канал с постоянной гладкой наружной трубкой / диаметром 18/14 мм и сменной внутренней трубкой 2 диаметром 10/8 мм. Образованная этими трубками кольцевая щель имела ширину б = 2 мм. К наружной трубке приварены фланцы 3 с патрубками 4 и системой каналов для подвода и отвода теплоносителя. Фланцы 5 обеспечивали герметичность и электроизоляцию наружной трубки от внутренней. Для этой цели использовалась система электроизолирующих прокла-

док б с сальниковой втулкой 7 из специального материала - высокотемпературного порони-та Обогрев производился прямым пропусканием переменного тока с помощью токоподво-дов со специальными зажимами 8, обеспечивавшими надежный электрический контакт с внутренней трубкой Во избежание контакта наружной и внутренней трубок в случае деформации одной из них, на наружной крепились дистанционирующие электроизолированные штыри 9, установленные в трех сечениях по высоте экспериментального участка и фиксирующие трубку с трех сторон (через 120°) в каждом сечении Измерение температуры стенки обогреваемой трубки производилось девятью хромель-копелевыми термопарами 10, вставлявшихся в виде двух жгутов 11 и 12 в полость внутренней трубки через ее верхний и нижний концы Отборы давления по длине экспериментального участка осуществлялись с помощью патрубков 13

Внутренние трубки изготавливалась в нескольких вариантах гладкая и с нанесенными системами сферических лунок Лунки делались путем вдавливания подшипниковых шариков диаметром 4,8 мм При этом получались лунки глубиной 1 мм с наружным диаметром около 4 мм с закругленными краями при радиусе закругления 2 мм Поперечный и продольный разрезы стенки внутренней трубки по центрам лунок приведены на рис 2,6,в В исследованиях использовались пять типов внутренних трубок длиной около 600 мм, но различавшихся наличием и расположением лунок Конструктивные параметры трубок приведены в табл 1

Таблица 1

Типы и конструктивные размеры экспериментальных трубок

Длина Длина

№№ Тип трубки Расположение Продольный Поперечный гладкого участка

трубки лунок шаг 5Л[,, мм шаг 5Поп, мм участка /м с лунками /л

1 гладкая - - - 587 -

2 с лунками по всей длине коридорное 6,0 6,3 - 600

3 комбинированная коридорное 6,0 6,3 344 250

4 комбинированная коридорное 12,0 6,3 331 256

5 комбинированная шахматное 6,0 5,2 330 256

Методика проведения опытов стандартна После вывода стенда на режим по давлению Р, массовой скорости pw и входному паросодержанию или относительной энтальпии на входе в экспериментальный участок на него подавалась тепловая нагрузка д Ее последовательное увеличение малыми ступенями, почти плавно, приводило сначала к появлению кризиса кипения (скачкообразный рост локальной температуры стенки в конце трубки), а затем к передвижению кризиса по трубке навстречу потоку теплоносителя При этом за кризисом оставалась так называемые закризисная область с высокой температурой стенки трубки Эта область и являлась объектом настоящего исследования, где фиксировались основные параметры эксперимента - тепловая нагрузка д, массовая скорость pw, температуры стенки Гст Увеличение тепловой нагрузки на экспериментальном участке производилось вплоть до достижения стенкой предельно допустимой температуры Т^0* = 850 К Затем нагрузка снижалась до перехода режима кипения в пузырьковый, производилось изменение относительной энтальпии на входе в экспериментальный участок и опыт повторялся снова Аналогичным образом проводились эксперименты при других давлениях и массовых скоростях

В третьей главе представлены результаты экспериментального исследования Получены массивы данных по критическим тепловым потокам дКр и коэффициентам теплоотдачи а в кольцевом канале гладком и с лунками в условиях изменения давления Р от 17,7 до 21,7 МПа, массовой скорости pw от 200 до 550 кг/(м с) и относительной энтальпии Х от не-догрева воды до перегретого пара

Типичная для проводимых экспериментов температурная кривая представлена на рис 3 По оси абсцисс отложена длина кольцевого канала с указанием фиксированных мест установки термопар, измеряющих температуру внутренней поверхности обогреваемой трубки , по оси ординат - значения этой температуры Т На входном участке / сохраняется пузырьковое кипение с температурой стенки, близкой к температуре кипения воды Т3 Затем следует переходная область // собственно кризиса кипения с резким повышением температуры стенки и обычно с неустойчивыми показаниями термопар И, наконец, высокотемпературная закризисная область /// В закризисной области пульсации температуры стенки практически отсутствуют С увеличением # переходная и закризисная области смещаются влево навстречу потоку теплоносителя

О 200 400 / мм

Рис. 3. Изменение температуры стенки трубки с лунками по всей длине (№2) с кризисом кипения в ее средней части и последующей закризисной областью

Р= 17,7 МПа, р\у = 430 кг/(м2с), ц = 322 кВт/м2, Хвх =0,01

В исследованиях [1,2] было показано, что при пузырьковом кипении, где турбулизация потока и так чрезвычайно велика, удельный вклад лунок в теплоотдачу оказался практически незаметным В условиях кризиса кипения, когда теплоотдающая поверхность покрывается пленкой (слоем) пара, самоорганизующиеся в лунках смерчеобразные структуры должны разрушать паровую пленку, активно выбрасывать перегретый пар от стенки в основной поток, а из него втягивать к стенке относительно холодный пар с каплями воды Тем самым кризис кипения должен затягиваться, а величина критического теплового потока возрастать Приведенные в [1] экспериментальные данные подтвердили это предположение Как следует из рис 4-5, кризис кипения в кольцевых каналах на трубке с лунками возникал при тепловых потоках на 30-50% больше, чем на гладкой трубке, при низких давлениях (Р = 0,2 МПа) и на 20-30% - при высоких (Р = 4 - 9,8 МПа) Однако, все это отдельные точки Как указывают сами авторы [1] «исследования критических тепловых потоков в кольце-

<7КР МВт/м б

X

Ч

017 О ¡5 013 ОН X Рис. 4. Критические тепловые потоки qKp в кольцевом канале при низком давлении /> = 0,2 МПа [1] l-pw = 6800 кг/(м2с), 2 - 11 ООО Темные символы - гладкая трубка, светлые - трубка с лунками

0 6 0 4 0 2 0 0 02 X

Рис. 5. Критические тепловые потоки qKp в кольцевых каналах разной ширины при высоких давлениях [1] 1-Р = 9,8 МПа, 5= 1 мм, p*v = 1 ООО кг/(м2с), 2 - 4,0,4,25,870-1100, 3 - 9,8,0,75, 2400 Темные символы - гладкая трубка, светлые - трубка с лунками

вых каналах, проведенные в данной работе, не носили систематический характер и преследовали цель выявить эффект влияния на интенсификацию кризиса теплообмена в широком диапазоне параметров и геометрии кольцевой щели»

Полученные в настоящей работе новые данные, представленные на рис 6-7, в виде зависимости от X при Р и в качестве параметров, позволяли при сравнении со значениями для гладких трубок определять влияние лунок и протекающих в них смерчеобра-зующих процессов на величину дкр практически в «чистом виде» На рис 6, приведены экспериментальные данные по критическим тепловым потокам , полученные в опытах с гладкой трубкой №1 (точки 1) и с трубкой с лунками №2 (точки 2) при давлении Р= 19,7 МПа и pw = 550 кг/(м2с) Из рисунка следует, что заметная разница значений </Кр при больших паросодержаниях Х до двукратной при Х= 0,5) существенно сокращается при уменьшении паросодержания и при Х- 0,2 составляет всего 40%

При давлении 21,7 МПа в зоне положительных Х кризис кипения практически вырождается, скачки температур при изменении режима кипения снижаются до 20-30 К Такой эффект отмечался еще в 1950-х годах в [3], поэтому в настоящей работе изучение критических тепловых потоков проводилось при больших недогревах воды .^<-0,5 Лишь в этой области кризис проявлялся в своем обычном виде - скачки температуры стенки превышали 50 К Опыты в этих условиях (рис 7) показали значительное - до двукратного - увеличение для трубки с лунками, нанесенными по всей ее длине (№2)

Существенно большее влияние, чем на кризис кипения, оказали лунки на интенсивность теплоотдачи в закризисной области, где рост значений коэффициента теплоотдачи а на трубках с лунками достигал четырехкратного

При расчетах коэффициентов теплоотдачи к пароводяной смеси в закризисной области обработке подвергались только точки, относящиеся заведомо к области /// (рис 3) Это наи-

более высокие температуры , лежащие на верхнем плато Им соответствуют наименьшие устойчивые значения коэффициентов теплоотдачи, представляющие наибольший практический интерес

00 02 04 Об ОН X

Рис. 6. Сравнение экспериментальных значений д^, полученных на гладкой трубке №1 (/) и на трубке с лунками №2 (2) Р = 19,7 МПа, pw = 550 кг/(м2с)

Рис. 7. Сравнение экспериментальных значений полученных на гладкой трубке №1 (/) и на трубке с лунками №2 (2) Р = 21,7 МПа, pw = 350 кг/(м2с)

На рис 8 приведены экспериментальные значения а при Р = 17,7 МПа и рм> - 350 кг/(м2с), полученные на поверхностях с лунками трубок №2 и №3 Здесь же приведены и значения а для гладкой трубки И хотя последние соответствуют несколько большей массовой скорости pw = 51Oкг/(M2c), отвечающие им значения а оказываются в 1,5-2 раза меньше, чем для трубок с лунками Примерно такое же различие наблюдается при сравнении полученных значений а с данными скелетной таблицы [4]

На рис 9 приведены значения 01, полученные при Р = 21,7 МПа и рw = 350^/^^) для гладкой трубки №1 (точки 1) и для трубок с лунками №2, №3 и №5 (точки 2, 3, 4, 5, 6), а также точки 7 для гладкой трубки цилиндрического канала [5] К сожалению, в скелетной таблице [4] не приводятся данные по коэффициентам теплоотдачи в закризисной области при Р = 22 МПа Все значения а (точки 2-5), полученные в опытах на трубках с лунками в 2 и более раз превышают значения а для гладких трубок, вытянувшихся узкой полосой на

уровне 2 кВт/(м2К) Поскольку в опытах с трубкой №3 при Р = 21,7 МПа был охвачен наиболее широкий диапазон изменения д - от 350 до 722 кВт/м2 - делением точек на три диапазона по q (точки 3, 4, 5) показано слабое влияние q на а, позволяющее пренебрегать им при анализе полученных данных и демонстрации их на рисунках настоящей работы

Рис. 8. Сравнение коэффициентов теплоотдачи а от гладкой трубки и трубок с лунками, расположенными в коридорном и шахматном порядке при продольном шаге £пр = 6 мм; Р = 17,7 МПа, pw = 350 кг/(м2с) / - трубка №1; 2 - трубка №2, 3 - трубка №3; 4 - трубка №5, 5 - данные [4]

Рис. 9. Сравнение коэффициентов теплоотдачи а для трубок с лунками со значениями а для гладких трубок; Р = 21,7 МПа: I - гладкая трубка № 1, g = 318 — 370 кВт/м2, pw = 330- 345 кг/(м2с), 2 - трубка №2, 411 - 762, 370 - 380,3 - трубка №3, 350 - 480, 330 - 345,

4 - трубка №3, 550 - 630,330 - 345; 5 - трубка №3, 722,330 - 345; 6-трубка№5,260-415,339-394, 7-данные [5], 220-3 00,400-48 0

В дополнение к экспериментам с основными трубками (№ 1, №2 и №3), были проведены опыты еще на двух типах комбинированных трубок- с увеличенным в 2 раза продольным шагом лунок при коридорном их расположении (№4) и с расположением их в шахматном порядке (№5) Значения а для трубок № 1, №2, №4 и №5 при давлении Р - 19,7 МПа и массовой скорости рw = 550кг/(м2с) представлены на рис 10, где хорошо видно их расслоение в зависимости от продольного и поперечного шагов расположения лунок- видно снижение ве-

личины а при увеличении продольного шага лунок в 2 раза для трубки №4 (точки 3) Такое снижение эффекта лунок с увеличением продольного шага является закономерным - аналогичная зависимость локальных значений а от расстояния лунки наблюдалась в работе [6], авторы которой специально определяли локальные значения коэффициента теплоотдачи на участке между лунками

а кВт/(м2К) б

5

4

3

2 1 О

00 02 04 06 08 X

Рис. 10. Сравнение коэффициентов теплоотдачи а для трубок №1, №2, №4 и №5, Р = 19,7 МПа, pw = 550 кг/(м2с) / - трубка №1,2- трубка №2, 3 - трубка №4, 4 - трубка №5, 5 - данные [4]

Что касается перехода к шахматному расположению лунок, то он не дал сколько-нибудь заметного изменения а по сравнению с трубкой №2, т е имеющей коридорное расположение лунок с тем же продольным шагом Поперечный же шаг изменился всего на 16% (см табл 1) и ожидать какого-либо эффекта не приходится

Итак, все приведенные на рис 8-10 экспериментальные данные для кольцевого канала с обогреваемой внутренней трубкой во всем исследованном диапазоне параметров демонстрируют существенную интенсификацию теплоотдачи сферическими лунками Коэффициент теплоотдачи от поверхности с лунками превышал аналогичный для гладкой трубки в 1,5-4 раза

За отсутствием технической возможности при столь высоких давлениях и температурах провести не только изучение характера течения кипящей воды в лунках и их окрестностях, но и хотя бы измерить гидравлическое сопротивление в условиях опытов, было проведено сравнение гидравлических характеристик кольцевых экспериментальных участков путем продувки их холодным воздухом Экспериментальный участок в полной сборке устанавливался горизонтально, и в него подавался сжатый воздух Наличие четырех отборов давления по длине кольцевого канала (поз 13 на рис 2) позволяло измерять перепады АР на двух участках по 150 мм При этом измерялись также давление, температура и расходы воздуха Ис-пытывался экспериментальный участок с установленными в него гладкой трубкой №1, трубкой, покрытой лунками по всей длине №2, и, наконец, с «комбинированными» трубками №3, №4 и №5 В последнем случае одновременно в практически одинаковых условиях по отдельности измерялись гидравлические сопротивления гладкого и покрытого лунками участков

сначала за 120-ти миллиметровым участком стабилизации шел 150-ти миллиметровый измерительный участок с гладкой трубкой, затем снова участок стабилизации и за ним опять измерительный 150-ти миллиметровый участок с лунками

Результаты исследования гидравлического сопротивления представлены на рис 11 в виде зависимости коэффициента трения ^ ОТ Re Опыты проводились в диапазоне чисел Рей-нольдса Re = (2 -9) 104, характерных для «горячих» экспериментов Было получено относительно малое увеличение коэффициента трения кольцевого канала за счет лунок Максимальное приращение % имело место при минимальных числах Re и составляло около 30% Оно было зафиксировано при продувке каналов с трубками, имеющими коридорное расположение лунок при продольном шаге 6 мм (трубки №2 и №3) Увеличение этого шага в 2 раза или переход к шахматному расположению лунок (трубки №4 и №5) сводили изменение величины по сравнению с гладкой трубкой к уровню, лежащему практически в пределах

погрешности эксперимента %

0 05 0 04 0 03

0 02

10 2 0 30 4 0 5 0 60 7 0 8 0 90 KtlO"4

Рис. 11. Сравнение коэффициента трения £ экспериментальных кольцевых каналов с внутренними трубками разных типов при продувке воздухом, Р = 0,1 МПа, Т= 290 К Номера кривых соответствуют номерам трубок в таблице 1

В четвертой главе дается физическая модель процессов тепломассообмена в лунке в условиях кризисов кипения первого и второго рода, а также в закризисной области Проводится обобщение полученных экспериментальных данных по коэффициентам теплоотдачи в кольцевом канале с системой сферических лунок

В основе физической картины влияния лунок на интенсивность теплообмена лежат описанные в литературе экспериментальные исследования полей скоростей и структуры течения в лунке жидкости или газа, данные по визуализации вихревого течения в лунках и численные исследования структуры потока них Согласно этим исследованиям набегающий однофазный поток засасывается в лунку, закручивается в ней в результате возникновения возвратных течений в лунке, что приводит к самоорганизации вихря, выходящего из лунки и способствующего активному массообмену между пристенным пограничным слоем и ядром потока

Двухфазная среда, в принципе, может оказать существенное влияние на картину вихревого течения в лунке Однако при высоких давлениях 18-22 МПа значения плотностей воды сближаются, коэффициент поверхностного натяжения жидкой фазы падает,

поэтому диаметр капель жидкости в двухфазном потоке очень мал и измеряется десятками микрон Капли такого размера легко увлекаются паровой фазой и поэтому основной режим течения двухфазного потока при высоких давлениях - дисперсный, по структуре и свойствам наиболее близкий к однофазному потоку

При кризисе теплоотдачи первого рода обогреваемая поверхность покрывается сплошной устойчивой пленкой пара, что сопровождается резким увеличением температуры поверхности и может привести к ее разрушению

Нанесенные на поверхности нагрева лунки срывают кипящий паровой слой, унося паровую фазу от стенки и обеспечивая приток к стенке жидкости из ядра потока, вследствие чего критический тепловой поток увеличивается

Кризис второго рода обычно наблюдается при более высоких массовых паросодержани-ях и обусловлен высыханием тонкой пристенной жидкостной пленки на интенсивно обогреваемой поверхности Высыхание происходит постепенно пленка распадается на отдельные ручьи с сухими пятнами, границы которых все время меняются, вследствие чего температура поверхности нагрева пульсирует С увеличением паросодержания или теплового потока пленка полностью высыхает, коэффициент теплоотдачи резко падает, а температура поверхности увеличивается

Наличие лунки на обогреваемой поверхности приводит к усилению орошения стенки канала летящими в потоке каплями за счет затягивания их в лунку и осаждения на поверхности, в то время как паровая фаза из пристенного слоя подхватывается образующимися в лунке вихрями и выносится в ядро потока Место кризиса сдвигается в сторону больших X, кризис, таким образом, затягивается и происходит при больших тепловых нагрузках д

В закризисной области температура стенки больше температуры Лейденфроста Летящие в потоке мелкие капли жидкости не достигают поверхности канала, а испаряются в перегретом пристенном пограничном слое, охлаждая его При наличии лунок на обогреваемой стенке этот процесс активизируется - в пограничный слой попадает большее количество капель, температура слоя падает, что приводит к снижению температуры стенки канала, а, следовательно, к увеличению эффективного коэффициента теплоотдачи

При рассмотрении известных методов обобщения данных по теплоотдаче был выбран наиболее подходящий метод 3 Л Миропольского [7], использованный им для описания теплоотдачи при кипении воды и пароводяной смеси в гладких трубках в закризисной области Предложенная эмпирическая расчетная формула в безразмерных критериях для расчета коэффициентов теплоотдачи имеет следующий вид

N11' = 0,023 Яе"0 8 ргй8^ + (1 - *)р7р']°'8.у , (О

где Ш' = ае1/Х", Яе' = р'иЛ (ц'я), >< = 1-0,1(р' р,-1)04(1-Лг)04, р", V и ц'~ плотность, кг/м3, теплопроводность, кВт/(м К), и вязкость, (Н с)/м , насыщенного пара, -плотность воды на линии насыщения, кг/м3, - число Прандтля при температуре стенки

Сделанный в литературном обзоре анализ работ по теплоотдаче от поверхностей с лунками показал, что следует ожидать влияния на величину а геометрических параметров теп-

лоотдающих поверхностей, таких как диаметр лунок, их глубина, расстояние между лунками, скругление их краев и т я В настоящих опытах переменными был лишь продольный шаг лунок и порядок их расположения коридорный и шахматный С учетом этого влияние на теплоотдачу продольного расстояния между лунками предлагается описывать безразмерным критерием 5лр/(10г/л), полученным при анализе данных настоящего исследования с учетом физического эксперимента [6] Число 10 в знаменателе отражает скорое (заведомо менее 10 калибров лунки) затухание смерчевых структур Для учета влияния на коэффициент теплоотдачи шага расположения лунок на поверхности была получена единая зависимость вида для всех исследованных давлений и массовых скоростей, где - зависящий от давления показатель степени Обработка данных настоящего исследования по теплоотдаче для гладкой трубки и трубок с лунками, показали, что из двух предложенных 3 Л Миропольским критериев, описывающих влияние паросодержания потока Х, достаточно одного, обозначенного в формуле (1) через у Поскольку область настоящих исследований охватывает только высокие давления 18-22 МПа, где сильно меняются свойства перегретого пара при удалении от линии насыщения, то следовало ожидать существенного влияния на величину а степени перегрева стенки Д71 = Т„-Т, В формуле (1) это учитывается только через критерий Прандтля Рг^ И хотя показатель степени при нем 0,8 довольно велик, выбранный критерий не способен описать сильное падение интенсивности теплоотдачи с ростом наблюдаемое в опытах при свойственных закризисной области перегревах 100-300 К, где изменение числа Рг^ не превышает 20% Это заставило использовать еще один параметр - перегрев стенки над температурой насыщения &Т = Т„-Т, Введение его в формулу в виде с о м н о ж и ХйТ^ф^з в о л и л о ликвидировать расслоение экспериментальных точек, но усложнило расчеты по формуле, т к требует использования метода итераций Для всех трех давлений и массовых скоростей была получена единая обобщающая зависимость

С вводом этих двух сомножителей, учитывающих степень перегрева стенки и продольный шаг лунок, было завершено получение обобщающей формулы в следующем виде

Ки = 3,9 10-5Яе*°'8РгЙ8[1 -0,1(р7р-- 1)Р'4(1 - хТ*]х (2)

Эта формула обобщает данные по теплоотдаче только к пароводяному потоку (О <Х< 1) в кольцевом канале 14/10 мм с внутренней обогреваемой трубкой, гладкой или покрытой сферическими лунками глубиной 1 мм и диаметром около 4 мм, расположенными в соответствии с табл 1 Давление в опытах изменялось от 17,7 до 21,7 МПа, массовая скорость от 200 до 550 кг/(м2с), тепловой поток - до 700 кВт/м2, температура стенки - до 850 К Сравнение расчетов по формуле (2) с данными настоящего исследования приведено на рис 12 Около 93% экспериментальных точек лежат в полосе с разбросом ±35%

На этом же рисунке нанесены точки для трубок диаметром 10 мм из скелетной таблицы [4], взятые при давлениях 18 и 20 МПа и массовых скоростях 200 и 500 кг/(м2с) Как и сле-

довало ожидать, разброс этих точек оказался значительно большим из 44 точек за пределы полосы ±35% выпадают 11 точек, т е 25%, в основном при рw = 500 кг/(м2с) и паросодержа-ниях, либо близких к нулю, либо больших 0,6 ЫиЭ/N11'

0 1 • г

А ? А 4

□ 5 т 6

+ 7 х 8

00 01 02 03 04 05 06 07 08 09 X

Рис. 12. Сравнение полученных экспериментальных данных с расчетом по формуле (2) 1 -Р = 17,7 МПа, трубка с лунками, 2-Р= 17,7 МПа, гладкая трубка, 3 - Р = 19,7 МПа, трубка с лунками, 4 - Р = 19,7 МПа, гладкая трубка, 5 - Р = 21,7 МПа, трубка с лунками, 6 - Р = 21,7 МПа, гладкая трубка, 7 - круглая трубка, й = 10 мм, Р =18 МПа [4], 8 - круглая трубка, й = 10 мм, Р = 20 МПа [4]

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ

1 Анализ публикаций по теплообмену при кипении воды в закризисной области и по методам интенсификации теплоотдачи, включая нанесение сферических углублений на обтекаемую поверхность, позволил предположить, что использование лунок как метода интенсификации теплообмена в закризисной области может дать существенный эффект, представляющий интерес как с научной, так и с практической точек зрения

2 Разработан и изготовлен экспериментальный кольцевой канал 14/10 мм с длиной рабочей части обогреваемой внутренней трубки около 600 мм для исследования теплообмена в условиях течения как недогретой воды, так и кипящей пароводяной смеси Разработана технология нанесения на внешнюю поверхность трубки лунок диаметром около 4 мм и глубиной 1 мм с шагом 6 или 12 мм Диапазоны исследованных параметров давление Р= 17,7, 19,7 и 21,7 МПа, массовая скорость рw = 200 - 550 кг/(м2с), тепловой поток д до 700 кВт/м2, относительная энтальпия (паросодержание) X от недогрева (Хг<0) до перегретого пара

(Х>1)

3 При течении пароводяной смеси в кольцевом канале выполнено экспериментальное исследование кризиса кипения и теплоотдачи в закризисной области от гладких труб и труб с вдавленными в их поверхность сферическими лунками

4 На трубках с лунками отмечено существенное, от 40% до двукратного повышение критических тепловых потоков по сравнению с гладкими трубками, что может быть объяснено либо срывом образующейся паровой пленки вихрями, самогенерирующимися в лунках

при кризисах первого рода, либо усилением орошения поверхности нагрева летящими в потоке каплями при кризисах второго рода

5 Впервые получены экспериментальные данные по коэффициентам теплоотдачи в за-кризисной области от поверхности трубы, покрытой системой сферических лунок Обнаружена существенная интенсификация теплоотдачи лунками в закризисной области от 1,5 до 4 раз, связанная, по-видимому, с возникновением в них вихревых структур, способствующих активизации массообмена между перегретым пристенным паровым слоем и содержащим капли жидкости ядром потока, что свидетельствует о высокой эффективности данного метода в исследованной области теплообмена

6 Разработана физическая модель процессов массопереноса в лунке при кризисах кипения первого и второго рода, а также в закризисной области

7 Экспериментально показано, что на комбинированных трубках, когда выходной части с лунками предшествовал гладкий участок, кризис часто возникал в конце гладкой части, что свидетельствует об интенсифицирующем влиянии лунок, приводит к затягиванию кризисов теплоотдачи и повышению критических тепловых потоков д^

8 Сравнительные измерения гидравлического сопротивления кольцевого канала с лунками и без них, проведенные при течении воздуха в условиях, близких к атмосферным, показали малый (не более 30%) рост сопротивления трения в канале с лунками по сравнению с гладким каналом

9 Проведено обобщение полученных экспериментальных данных по теплоотдаче и предложена эмпирическая формула для расчета теплоотдачи к пароводяной смеси в закри-зисной области, справедливая для кольцевого канала 14/10 мм в исследованном диапазоне рабочих параметров теплоносителя давление Р = 17,7-21,7 МПа, массовая скорость pw = 200 - 550 кг/(м2с), тепловой поток д до 700 кВт/м2, паросодержание 0 < Х< 1

Основное содержание работы отражено в следующих публикациях:

1 Мостинский ИЛ ГешелеВД ГоряиновДА Раскатов ИП Теплоотдача от поверхности со сферическими впадинами при кипении воды и пароводяной смеси в закризисной области //ИФЖ 2001 Т 74 №3 С 13-19

2 Мостинский ИЛ, Гешеле ВД ГоряиновДА , Раскатов И П Влияние сферических лунок на теплоотдачу в закризисной области Обобщение экспериментальных данных // Известия АН Энергетика 2002 №6 С 122-129

3 Мостинский ИЛ, Гешеле В Д Горяинов ДА, Раскатов И П Критические тепловые потоки и теплоотдача в закризисной области от поверхности, покрытой лунками // Закрутка потока для повышения эффективности теплообменников / Сборник тезисов докладов М ОИВТ РАН, 2002 48 с

4 Мостинский ИЛ, Гешеле ВД, ГоряиновДА, Раскатов ИП Критические тепловые потоки и теплоотдача в закризисной области от поверхности, покрытой лунками // Теплоэнергетика 2003 №10 С 49-53

ЦИТИРОВАННАЯ ЛИТЕРАТУРА

1 КикнадзеГИ Крючков ИИ ЧушкинЮВ Кризис теплоотдачи при самоорганизации смерчеобразных структур в потоке теплоносителя Препринт ИАЭ-4841/1 М ЦНИИа-томинформ, 1989 29 с

2 KiknadzeGl Gachechiladze IA AlekseevVV Chushkin Yu V Boiling under conditions of selforganised tornado-like jets on moulded surfaces passed around with liquid or two-phase heat сarner // Proc of Int Symp on the Physics of Heat Transfer in Boiling and Condensation Moscow, Russia, 1997 P 483-490

3 Субботин В И Зенкевич Б А СудницынОА Кротов В И Песков О Л Критические тепловые нагрузки при вынужденной конвекции недогретой до кипения воды в трубах при давлении 140-220 ата // Исследования теплоотдачи к пару и воде, кипящей в трубах при высоких давлениях /Подред НА Доллежаля М Атомиздат, 1958 С 95-119

4 ЕфановАД Кириллов ПЛ СмогалевИП Ивашкевич А А Виноградов В Н Сергеев В В ГреневельдД ЛеунгЛ Скелетная таблица для коэффициента теплоотдачи в за-кризисной области при течении воды в трубе (Версия 1997 года) // Труды междунар конф «Теплофизика-98», Обнинск, 1998 Т1 С 356-371

5 Миропольский 3 Л ШицманМЕ Допустимые тепловые потоки и теплоотдача при кипении воды в трубах // Исследования теплоотдачи к пару и воде, кипящей в трубах при высоких давлениях /Подред НА Доллежаля М Атомиздат, 1958 С 24-53

6 Волчков Э П Калинина С В Матрохин И И Мшвидобадзе Ю М Терехов В И Треть яков С П Ярыгина НИ Некоторые результаты экспериментального исследования аэродинамики и теплообмена на поверхностях с полусферическими кавернами // Сиб физ -техн журнал 1992 Вып 5 С 3-9

7 Миропольский 3 Л Теплоотдача при пленочном кипении пароводяной смеси в парогене-рирующих трубах //Теплоэнергетика 1963 №5 С 49-52

ДА Горяинов

ИНТЕНСИФИКАЦИЯ ТЕПЛООТДАЧИ К КИПЯЩЕЙ ПАРОВОДЯНОЙ СМЕСИ В ЗАКРИЗИСНОЙ ОБЛАСТИ С ПОМОЩЬЮ СФЕРИЧЕСКИХ ЛУНОК

Автореферат

Подписано к печати 18 03 2005 Печать офсетная Тираж 100 экз

Уч -изд л 1 125 Заказ N°9

Формат 60x84/16 Уел печ л 1 06 Бесплатно

ОИВТ РАН, 125412, Москва, ул Ижорская, 13/19

/""880

i :

V

19 МАЙ 7005

Условные обозначения.

Введение.

Глава 1. Интенсификации теплообмена в каналах.

Обзор литературы.

1.1. Способы интенсификации теплообмена.

1.1.1. Поверхностные турбулизаторы потока.

1.1.2. Закрутка потока.

1.2. Смерчевой эффект при продольном обтекании турбулентным потоком поверхности со сферическими углублениями («лунками») и его влияние на тепломассообмен.

1.2.1. Смерчевой эффект при обтекании поверхности с единичным сферическим углублением однофазным потоком.

1.2.2. Влияние смерчевого эффекта на гидравлическое сопротивление и теплообмен в плоских щелевых каналах и трубах.

1.2.3. Влияние смерчевого эффекта на теплообмен в каналах и трубных пучках при кипении.

1.3. Интенсификация теплообмена в закризисной области.

1.3.1. Особенности теплообмена в закризисной области.

1.3.2. Методы интенсификации теплообмена в закризисной области.

1.4. Постановка задачи настоящего исследования.

Глава 2. Методика экспериментального исследования.

2.1. Описание экспериментальной установки.

2.2. Экспериментальный участок и сменные трубки.

2.3. Методика проведения опытов и обработки экспериментальных данных.

Глава 3. Результаты экспериментального исследования.

3.1. Влияние лунок на величину критических тепловых потоков.

3.2. Исследование влияния лунок на интенсивность теплоотдачи в закризисной области.

3.3. Гидравлические испытания экспериментального участка с внутренними трубками всех типов.

Глава 4. Обобщение экспериментальных данных по интенсификации теплоотдачи лунками в кольцевом канале.

4.1. Физическая модель процессов тепломассообмена в лунке.

4.2. Обобщение экспериментальных данных.

Диссертация посвящена экспериментальному исследованию влияния системы сферических лунок на критические тепловые потоки и коэффициенты теплоотдачи при кипении пароводяной смеси в кольцевом канале в закри-зисной области.

Актуальность темы. Проблема интенсификации теплообмена давно стоит перед исследователями и инженерами. К настоящему времени накоплен большой опыт в этой области. Изобретено, исследовано и применяется на практике большое количество методов интенсификации теплоотдачи в каналах, при течении в них как однофазных теплоносителей, так и двухфазных сред. Применение различных способов интенсификации теплообмена может существенно повысить теплоотдачу, однако в подавляющем большинстве случаев это влечет за собой существенный рост гидравлического сопротивления, увеличивающий затраты на циркуляцию теплоносителя в рабочем контуре и часто делающий интенсификацию теплоотдачи неэкономичной.

В конце 80-х годов прошлого века внимание специалистов привлек эффект увеличения интенсивности теплоотдачи при обтекании жидкостью или газом теплообменной поверхности с выдавленными на ней сферическими углублениями, иначе называемыми «лунками». Изучение физики протекающих при этом процессов показало, что при обтекании потоком лунок в них самогенерируются вихревые течения в виде смерчей, нарушающие известную аналогию Рейнольдса между теплообменом и обменом импульсом. Проведенные исследования с однофазными потоками показали, что в этих условиях интенсивность теплоотдачи увеличивалась в 1,5-3 раза, причем вопреки ожиданиям сопротивление возрастало не так значительно, а иногда даже оставалось на прежнем уровне. Отмечено также, что чем менее интенсивна начальная теплоотдача от гладкой поверхности, тем заметнее эффект ее интенсификации лунками. При сильно развитой турбулентности с мощными вихрями относительный вклад смерчевого эффекта должен снижаться, что подтвердилось при изучении указанного эффекта в условиях кипения жидкости на теплоотдающей поверхности: интенсификация теплоотдачи оказалась несущественной.

Кипение жидкости на обогреваемой поверхности широко используется для эффективного охлаждения теплоотдающих поверхностей различных аппаратов, для генерации пара в теплоэнергетике. При этом предельным тепловым потоком является критический, когда либо имеет место переход от пузырькового режима кипения к пленочному (кризис первого рода), либо, при дисперсно-кольцевом режиме обтекания стенки пароводяной смесью, кипящая на ней пленка жидкости высыхает вследствие недостаточной интенсивности орошения стенки летящими в потоке каплями (кризис второго рода). В обоих случаях кризис сопровождается резким повышением температуры стенки: большим при кризисе первого рода и заметно меньшим при кризисе второго рода. В первом случае трубы, даже изготовленные из нержавеющей стали или жаропрочных хромоникелевых сплавов, разрушаются от потери прочности или прогорают. Во втором - существует область режимных параметров (высокие давления и массовые скорости), при которых наступление кризиса кипения приводит лишь к умеренному повышению температур стенки, не превышающих допустимые (около 900 К), при которых возможна длительная работа испарительных поверхностей в условиях ухудшенной теплоотдачи к рабочей среде. Именно в этой закризисной области, где отсутствует контакт стенки с жидкой фазой и теплота отводится только через паровой пристенный слой и где коэффициенты теплоотдачи невелики, интенсификация теплообмена приобретает особое значение. Здесь смерчевые структуры, самогенерируемые в лунках, должны выбрасывать от стенки в поток перегретую паровую массу, а на ее место всасывать теплоноситель из пароводяного потока, содержащий капли насыщенный или слабо перегретый пар. Можно ожидать, что столь интенсивный массоперенос у стенки приведет к повышению критических тепловых потоков, а при их достижении существенно снизит величину температурного скачка. Последующее увеличение теплоотдачи в закризисной зоне снизит температуру стенки, обеспечив необходимую надежность работы теплообменных поверхностей, и расширит область рабочих параметров в сторону уменьшения массовых скоростей и паросодержаний, а также повышения допустимых тепловых потоков.

Целью настоящей работы является экспериментальное исследование интенсификации теплоотдачи с помощью сферических лунок к кипящей пароводяной смеси в закризисной области при вынужденном ее движении в кольцевом канале.

Научная новизна работы состоит в следующем:

1. Получены новые экспериментальные данные по критическим тепловым потокам в широком диапазоне изменения режимных параметров (давление Р= 17,7 4-21,7 МПа, массовая скорость ри> = 200-ь 550 кг/(м2с), относительная энтальпия (паросодержание) X от недогрева воды до перегретого пара) в кольцевом канале со сферическими лунками при различном их расположении на обогреваемой поверхности и проведено сравнение с данными по критическим тепловым потокам в гладком кольцевом канале.

2. Получены новые экспериментальные данные по коэффициентам теплоотдачи в закризисной области для кольцевого канала с различной геометрией расположения лунок и проведено сравнение с коэффициентами теплоотдачи в гладком канале при различных режимных параметрах рабочей среды.

3. Получена обобщающая зависимость для теплоотдачи в виде эмпирической формулы в безразмерных критериях, учитывающая, как режимные параметры теплоносителя, так и геометрические характеристики экспериментального кольцевого канала.

Практическая ценность работы определяется полученными новыми данными по интенсификации теплоотдачи лунками при кипении пароводяной смеси в кольцевом канале в закризисной области теплообмена, характерной для режимов работы аппаратов кипящего типа теплоэнергетических установок, в том числе прямоточных паровых котлов высокого и сверхвысокого давления.

Основные положения, выносимые на защиту:

1. Экспериментальные данные по влиянию систем сферических лунок и геометрии их расположения на критические тепловые потоки при движении в кольцевом канале кипящей пароводяной смеси.

2. Экспериментальные данные по влиянию на коэффициенты теплоотдачи в закризисной области кипения пароводяной смеси лунок и их расположения на теплоотдающей поверхности.

3. Обобщающая эмпирическая зависимость для теплоотдачи к пароводяной смеси в закризисной области, справедливой в пределах исследованного диапазона режимных и конструктивных параметров.

Апробация работы. Основные положения и результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались на Всероссийской конференции «Закрутка потока для повышения эффективности теплообменников» (Москва, 2002 г.).

Публикации. Основные результаты диссертационной работы отражены в 4 публикациях.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, че

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

К основным результатам данной работы можно отнести следующие:

1. Анализ публикаций по теплообмену при кипении воды в закризисной области и по методам интенсификации теплоотдачи, включая нанесение сферических углублений на обтекаемую поверхность, позволил предположить, что использование лунок как метода интенсификации теплообмена в закризисной области может дать существенный эффект, представляющий интерес как с научной, так и с практической точек зрения.

2. Разработан и изготовлен экспериментальный кольцевой канал 14/10 мм с длиной рабочей части обогреваемой внутренней трубки около 600 мм для исследования теплообмена в условиях течения как недогретой воды, так и кипящей пароводяной смеси. Разработана технология нанесения на внешнюю поверхность трубки лунок диаметром около 4 мм и глубиной 1 мм с шагом 6 или 12 мм. Диапазоны исследованных параметров: давление Р= 17,7, 19,7 и 21,7 МПа, массовая скорость рн> = 230ч-550кг/(м2с), тепловой поток д до 700 кВт/м , относительная энтальпия (паросодержание) X от недогрева (Х< 0) до перегретого пара (Х> 1).

3. При течении пароводяной смеси в кольцевом канале проведено экспериментальное исследование кризиса кипения и теплоотдачи в закризисной области от гладких труб и труб с вдавленными в их поверхность сферическими лунками.

4. На трубках с лунками отмечено существенное, от 40% до двукратного повышение критических тепловых потоков по сравнению с гладкими трубками, что может быть объяснено либо срывом образующейся паровой пленки вихрями, самогенерирующимися в лунках при кризисах первого рода, либо усилением орошения поверхности нагрева летящими в потоке каплями при кризисах второго рода.

5. Впервые получены экспериментальные данные по коэффициентам теплоотдачи в закризисной области от поверхности трубы, покрытой системой сферических лунок. Обнаружена существенная интенсификация теплоотдачи лунками в закризисной области от 1,5 до 4 раз, связанная, по-видимому, с возникновением в них вихревых структур, способствующих активизации массообмена между перегретым пристенным паровым слоем и содержащим капли жидкости ядром потока, что свидетельствует о высокой эффективности данного метода в исследованной области теплообмена.

6. Разработана физическая модель процессов массопереноса в лунке при кризисах кипения первого и второго рода, а также в закризисной области.

7. Экспериментально показано, что на комбинированных трубках, когда выходной части с лунками предшествовал гладкий участок, кризис часто возникал в конце гладкой части, что свидетельствует об интенсифицирующем влиянии лунок, приводит к затягиванию кризисов теплоотдачи и повышению критических тепловых потоков дКр •

8. Сравнительные измерения гидравлического сопротивления кольцевого канала с лунками и без них, проведенные при течении воздуха в условиях, близких к атмосферным, показали малый (не более 30%) рост сопротивления трения в канале с лунками по сравнению с гладким каналом.

9. Проведено обобщение полученных экспериментальных данных по теплоотдаче и предложена эмпирическая формула для расчета теплоотдачи к пароводяной смеси в закризисной области, справедливая для кольцевого канала 14/10 мм в исследованном диапазоне рабочих параметров теплоносителя: давление Р- 17,7 ч- 21,7 МПа, массовая скорость ри> = 230ч-550кг/(м с), тепловой поток д до 700 кВт/м , паросодержание 0 < Х< 1.

1. Михайлов А.Н., Борисов В.В., Калинин Э.К. Газотурбинные установки замкнутого цикла. АН СССР, 1962. 148 с.

2. Royds R. Heat transmission by radiation, conduction and convection. First Edition. London: Constable and Со., 1921.

3. Федынский О.С. Интенсификация теплообмена при течении воды в кольцевом канале. // Вопросы теплообмена. АН СССР, 1959. С. 53-66.

4. Гомелаури В.И. Влияние искусственной шероховатости на конвективный теплообмен. // Труды ин-та физики АН ГССР. 1963. Т.9. С. 111-145.

5. Чучулашвили Т. А. Исследование интенсификации конвективной теплоотдачи к газовым теплоносителям методом двухразмерной искусственной шероховатости. // Сообщ. АН ГССР. 1978. 90. №2. С. 186-200.

6. Калинин Э.К., Дрейцер Г.А., Ярхо С.А. Интенсификация теплообмена в каналах. — 3-е изд., перераб. и доп. М.: Машиностроение, 1990. 208 с.

7. Терехов В.И., Ярыгина Н.И., Жданов Р.Ф. Особенности течения и теплообмена при отрыве турбулентного потока за уступом и ребром. 1. Структура течения. // ПМТФ. 2002. Т.43. №6. С. 126-133.

8. Терехов В.И., Ярыгина НИ, Жданов Р.Ф. Особенности течения и теплообмена при отрыве турбулентного потока за уступом и ребром. 2. Теплообмен в отрывном течении. // ПМТФ. 2003. Т.44. №4. С. 83-94.

9. Лельчук В.Я., Никитин Ю.М., Пупков Е.И. и др. Интенсификация конвективного теплообмена. // Теплоэнергетика. 1980. №2. С. 57-60.

10. Павловский В.Г. К вопросу о влиянии конфигурации турбулизаторов на тепловую эффективность поверхности стенки канала. // ИФЖ. 1969. T.XVII. №1. С. 155-159.

11. Миллионщиков М.Д., Субботин В.И., Ибрагимов М.Х. и др. Гидравлическое сопротивление и поля скорости в трубах с искусственной шероховатостью стенок. // Атомная энергия. 1973. Т.34. №4. С. 235-245.

12. Koch R. Druckverlust und Wärmeübergang bei verwirbelter Strömung. // VDI-Forschungsheft. 1958. V.24. Ser. B. № 469. P. 52-60.

13. Мигай В.К., Новожилов И. Ф. Теплообмен в трубах с внутренними поперечными выступами. // Известия вузов. Энергетика. 1965. №11. С. 36-43.

14. Дрейцер Г.А. Влияние геометрической формы турбулизаторов на эффективность интенсификации конвективного теплообмена в трубах. // Теплоэнергетика. 2002. №6. С. 57-59.

15. Калинин Э.К., Дрейцер Г.А., Кузьминов В.А. Исследование интенсификации теплообмена в кольцевых каналах. // ИФЖ. 1972. T.XXIII. №1. С. 15-19.

16. Калинин Э.К, Дрейцер Г.А., Козлов А.К. Исследование интенсификации теплообмена в продольно омываемых пучках труб с различными относительными шагами. // ИФЖ. 1972. T.XXIL №2. С. 242-247.

17. Щукин В.К Теплообмен и гидродинамика внутренних потоков в полях массовых сил. М.: Машиностроение, 1980. 240 с.

18. McCormack P.D., Welker H., Kelleher M. Taylor-Goertler vortices and their effect on heat transfer. // Paper Amer. Soc. Mech. Eng. H. V.3. 1969. P. 1-11.

19. Шлихтинг Г. Теория пограничного слоя. M.: Наука, 1974. 712 с.

20. Щукин В.К., Ковалъногов А. Ф., Колкунов B.C. Исследование локальных коэффициентов теплообмена в трубе при местной закрутке потока лопаточными завихрителями. // ИФЖ. 1972. T.XXIII. №3. С. 430-434.

21. Мигай В.К Повышение эффективности современных теплообменников. Л.: Энергия, 1980. 144 с.

22. Ермолин В.К. Интенсификация конвективного теплообмена в трубе в условиях закрученного потока с постоянным по длине шагом. // ИФЖ. 1960. T.III. №11. С. 52-57.

23. Болтенко Э.А., Тарасевич С.Э., Обухова JI.A. Интенсификация тепло-съема в кольцевых каналах с закруткой потока. Конвективный теплообмен. // Известия АН. Энергетика. 2001. №3. С. 99-105.

24. Кикнадзе Г.И., Олейников В.Г. Самоорганизация смерчеобразных вихревых структур в потоках газов и жидкостей и интенсификация тепломассообмена. Препринт №227. Институт теплофизики СО АН СССР, 1990. 45 с.

25. Кикнадзе Г.И., Гачечиладзе И.А., Олейников В.Г., Алексеев В.В. Механизмы смерчевой интенсификации таплообмена. // Интенсификация теплообмена: Труды Первой Рос. нац. конф. по теплообмену. М.: Изд-во МЭИ, 1994. Т.8. С. 97-106.

26. Афанасьев В.Н, Чудновский Я.П. Экспериментальное исследование структуры течения в одиночной впадине. // Вестник МГТУ. Сер. Машиностроение. 1993. №1. С. 85-95.

27. Kesarev V.S., KozlovA.P. Convective heat transfer in turbulized flow past a hemispherical cavity. // Heat Transfer Research. 1993. V.25. №2. P. 156-160.

28. Кесарев B.C., Козлов А.П. Структура течения и теплообмен при обтекании полусферического углубления турбулизированным потоком воздуха. // Вестник МГТУ. Сер. Машиностроение. 1993. №1. С. 106-115.

29. Снидекер Р., Дональдсон К. Исследование течения с двумя устойчивыми состояниями в полусферической каверне. // РТК. 1966. Т.4. №4. С. 227228.

30. Громов П.Р., Зобнин А.Б., Рабинович М.И., Сущик М.М. Рождение уединенных вихрей при обтекании мелких сферических углублений. // Письма в ЖТФ. 1986. Т.12. Вып. 21. С. 1323-1328.

31. Езерский А.Б., Шехов В.Г. Визуализация потока тепла при обтекании уединенных сферических углублений. // Известия АН СССР. Механика жидкости и газа. 1989. №6. С. 161-164.

32. Боровой В.Я., Яковлев JI.B. Теплообмен при сверхзвуковом обтекании одиночной лунки. // Известия АН СССР. Механика жидкости и газа. 1991. №5. С. 48-52.

33. Кикнадзе Г.И., Краснов Ю.К., Подымака Н.Ф., Хабенский В.Б. Самоорганизация вихревых структур при обтекании водой полусферической лунки.//ДАН СССР. 1986. Т.291. №6. С. 1315-1318.

34. Сапожников С.3., Митяков В.Ю., Митяков A.B. Локальный теплообмен при вынужденной конвекции в сферической лунке. // Тепломассообмен-ММФ-2000. Минск: Изд-во ИТМО, 2000. Т.1. С. 479-482.

35. Терехов В.И., Калинина C.B., Мшвидобадзе Ю.М. Поле давлений и сопротивление одиночной лунки с острыми и скругленными кромками. // ПМТФ. 1993. №3. с. 40-49.

36. Щукин A.B., Козлов А.П., Чудновский Я.П., Агачев P.C. Интенсификация теплообмена сферическими выемками. // Известия АН. Энергетика. 1998. №3. с. 47-64.

37. Леонтьев А.И., Олимпиев В.В., Дилевская Е.В., Исаев С.А. Существо механизма интенсификации теплообмена на поверхности со сферическими выемками. (Обзор. Анализ. Простые модели. Прогноз. Рекомендации.) // Известия АН. Энергетика. 2002. №2. С. 117-135.

38. Терехов В.И., Калинина C.B. Структура течения и теплообмен при обтекании единичной сферической каверны. Состояние вопроса и проблемы. // Теплофизика и аэромеханика. 2002. Т.9. №4. С. 497-520.

39. Щукин A.B., Козлов А.П., Агачев P.C., Чудновский Я.П. Интенсификация теплообмена сферическими выемками при воздействии возмущающих факторов. / Под ред. акад. В.Е. Алемасова. Казань: Изд-во КГТУ, 2003. 143 с.

40. Исаев С.А., Пышный И.А., Усачов А.Е., Харченко В.Б. Верификация многоблочной вычислительной технологии при расчете ламинарного и турбулентного обтекания сферической лунки на стенке канала. // ИФЖ. 2002. Т.75. №5. С. 122-124.

41. Исаев С.А., Леонтьев А.И, Баранов П.А., Пышный И.А. Численный анализ влияния на турбулентный теплообмен глубины сферической лунки на плоской стенке. // ИФЖ. 2003. Т.76. №1. С. 52-59.

42. Исаев С.А., Леонтьев А.И., Кудрявцев H.A., Пышный И.А. О влиянии перестройки вихревой структуры на теплоотдачу при увеличении глубины сферической лунки на стенке узкого канала. // ТВТ. 2003. Т.41. №2. С. 268-272.

43. Исаев С.А., Леонтьев А.И. Численное моделирование вихревой интенсификации теплообмена при турбулентном обтекании сферической лунки на стенке узкого канала. // ТВТ. 2003. Т.41. №5. С. 755-770.

44. Федоров И.Г., Щукин В.К, Мухачев Г.А., Идиатуллин Н.С. Теплоотдача и гидравлическое сопротивление щелевых каналов со сферическими выштамповками. // Известия вузов. Авиационная техника. 1961. №4. С.120-127.

45. Коздоба А.К., Шишков В.М. Выбор пластинчатых поверхностей теплообмена для локомотивных теплообменных аппаратов. // Транспортное машиностроение. 1974. №5. С. 1-4.

46. Евенко В.И., Шишков В.М., Анисин А.К. Теплообмен и сопротивление профильной пластинчатой поверхности с коридорным расположением сфероидальных выштамповок. // Транспортное машиностроение. 1974. №5. С. 5-10.

47. Ahucuh A.K. Теплоотдача и сопротивление трубчатой поверхности с двусторонними сфероидальными элементами шероховатости. // Известия вузов. Энергетика. 1983. №3. С. 93-96.

48. Александров A.A., Горелов Г.М., Данилъченко В.П., Резник В.Е. Теплоотдача и гидравлическое сопротивление при обтекании поверхности с развитой шероховатостью в виде сферических углублений. // Промышленная теплотехника. 1989. Т.П. №6. С. 57-61.

49. Мунябин K.JI. Эффективность интенсификации теплообмена углублениями и выступами сферической формы. // Теплофизика и аэромеханика. 2003. Т.10. №2. С. 235-246.

50. Isaev S.A., Leontiev A.I., Zhdanov V.L. Simulation of tornado-like heat transfer at the flow passing a relief with dimples. // Proc. of the Twelfth Int. Heat Transfer Conf. «Heat Transfer 2002». Grenoble, 2002. V.2. P. 735-738.

51. Исаев С.А., Леонтьев А.И., Баранов П.А., Пышный И.А., Усачов А.Е. Численный анализ вихревой интенсификации теплообмена в канале с пакетом глубоких сферических лунок на одной из стенок. // ДАН. 2002. Т.386. №5. С. 621-623.

52. Исаев С.А., Пышный И.А., Усачов А.Е., Харченко В.Б. Численное моделирование смерчевого теплообмена на рельефах с лунками. // Интенсификация теплообмена: Труды Третьей Рос. нац. конф. по теплообмену. М.: Изд-во МЭИ, 2002. Т.6. С. 110-113.

53. Стырикович М.А., Полонский B.C., ЦиклауриГ.В. Тепломассообмен и гидродинамика в двухфазных потоках атомных электрических станций. М.: «Наука», 1982. 370 с.

54. Кикнадзе Г.И., Крючков И.И., Чушкин Ю.В. Кризис теплоотдачи при самоорганизации смерчеобразных структур в потоке теплоносителя. Препринт ИАЭ-4841/1. М.: ЦНИИатоминформ, 1989. 29 с.

55. Мирополъский 3.JI. Теплоотдача при пленочном кипении пароводяной смеси в парогенерирующих трубах. // Теплоэнергетика. 1963. №5. С. 4952.

56. Петухов Б. С., Генин Л.Г., Ковалев С.А., Соловьев С.Л. Теплообмен в ядерных энергетических установках. М.: Изд-во МЭИ, 2003. 578 с.

57. Смолин В.Н., Поляков В.К, Есиков В.И. О кризисе теплоотдачи в парогенерирующих трубах при вынужденном движении теплоносителя. // Труды ЦКТИ. 1965. Вып. 58. С. 128-138.

58. Воробьев В.А. Исследование стационарных и нестационарных полей температуры парогенерирующей поверхности в зоне ухудшенного теплообмена. Автореф. дисс. . канд. техн. наук. М.: МЭИ, 1972.

59. Стырикович М.А, Леонтьев А.И., Полонский B.C., Малашкин И.И. Экспериментальное исследование теплообмена в закризисной области гладких и шероховатых парогенерирующих каналов. // ТВТ. 1977. Т.15. №3. С.566-572.

60. Полонский B.C., Малашкин И.И. Экспериментальное исследование интенсификации теплообмена в закризисной области парогенерирующих каналов. // ТВТ. 1978. Т. 16. №2. С. 360-364.

61. Болтенко Э.А., Бардычев С.М., Мелехин A.M. Исследования температурных режимов на выпуклой теплоотдающей поверхности кольцевого канала с закруткой теплоносителя. // Сиб. физ.-техн. журнал. 1991. №3. С. 6-10.

62. Болтенко Э.А. Интенсификация теплосъема в парогенерирующих каналах с закруткой и транзитным потоком. // Интенсификация теплообмена: Труды Первой Рос. нац. конф. по теплообмену. М.: Изд-во МЭИ, 1994. Т.8. С. 27-30.

63. Александров A.A., Григорьев Б.А. Таблицы теплофизических свойств воды и водяного пара: Справочник. М.: Изд-во МЭИ, 2003. 168 с.

64. Исаченко В.П., Осипова В.А., Сукомел A.C. Теплопередача: Учебник для вузов. 4-е изд., перераб. и доп. М.: Энергоатомиздат, 1981. 416 с.

65. Бобков В.П., Виноградов В.Н., Греневелъд Д., Кириллов П.Л., ЛеунгЛ., Ройер Е., Смогалев И.П., ХуангХ. Скелетная таблица версии 1995 г. для расчета критического теплового потока в трубах. // Теплоэнергетика. 1997. №10. С. 43-53.

66. Кириллов П.Л. Дополнения и комментарии к статье «Скелетная таблица версии 1995 г. для расчета критического теплового потока в трубах». // Теплоэнергетика. 1997. №10. С. 54-61.

67. Миропольский 3.JI., Шицман М.Е. Допустимые тепловые потоки и теплоотдача при кипении воды в трубах. // Исследования теплоотдачи к пару и воде, кипящей в трубах при высоких давлениях. / Под ред. H.A. Доллежаля. М.: Атомиздат, 1958. С. 24-53.

68. Дорощук В.Е. О происхождении кризисов теплообмена в трубах при течении недогретой воды и влажного пара. // Теплоэнергетика. 1980. №8. С. 44-49.

69. Дорощук В.Е. Кризисы теплообмена при кипении воды в трубах. 2-е изд., перераб. и доп. М.: Энергоатомиздат, 1983. 120 с.

70. Hewitt G.F., Kearsey H.A., Lacey Р.М.С., Pulling D.J. Burnout and nuclea-tion in climbing film flow. // Int. J. Heat and Mass Transfer. 1965. V.8. №5. P. 793-814.

71. Ishigai B.S., Takagi Т., Ichiyama S., Kaji M. Boiling crisis in the horizontal channel. // Bull, of the JSME. 1970. V.13. №6. P. 812-818.

72. Морозов Ю.Д. Об одной особенности кризиса теплоотдачи второго рода. //Теплоэнергетика. 1982. №1. С. 46^9.

73. Мостинский И.Л., Гешеле В Д., Горяинов Д. А., Раскатов И.П. Критические тепловые потоки и теплоотдача в закризисной области от поверхности, покрытой лунками. // Теплоэнергетика. 2003. №10. С. 49-53.

74. Оценка погрешностей эксперимента

75. Абсолютная ошибка измерения тока на рабочей части экспериментального участка с учетом подключения амперметра в цепь через трансформатор тока аддитивно складывается из погрешностей трансформатора Аijj и амперметра А¡А1. А/ЭУ=А/ТТ+А iA. (П.2)

76. Наружный диаметр внутренней трубки кольцевого канала измерялся микрометром с точностью ±0,01 мм. Длина рабочей части канала измерялась линейкой с точностью ±1 мм.

77. Таким образом, относительная погрешность определения плотности теплового потока при минимальном диаметре £/н=Юмм и длине / = 600 мм составляет о9ЭУ = 5%.

78. Энтальпия однофазного потока является функцией давления и температуры, т.е.1. И = к{Р, Т) (П.7)

79. Полагая, что погрешности переменных Р и Т случайны и независимы, а также отсутствует погрешность в нахождении энтальпии по таблицам, можно считать1. Ah =—AP + — AT (П.8)дР дТ

80. Таким образом, максимальная абсолютная погрешность в определении энтальпии однофазного потока перед участком нагрева III секции парогенератора (см. рис. 2.6) составляла Ад « ±15 кДж/кг.

81. Относительная погрешность определения массового расхода объемным методом составляет 5g = 1,0%.

82. Относительная погрешность определения приращения энтальпии Ahm по длине участка нагрева III секции парогенератора складывается из погрешностей определения подведенной мощности Nui и массового расхода G

83. Ahm = Л/(5А7//)2+(öc)2 = V(Si////)2+(5////)2+(5(7)2 (П. 10) и составляет 5да7// =1,5%.

84. Абсолютная погрешность определения приращения энтальпии Ад hm при максимальном значении приращения энтальпии по длине участка нагрева///секции парогенератора Ahj/f* ~ 500 кДж/кг составляет ±7,5 кДж/кг.

85. Согласно выражению (П.9), погрешность определения приращения относительной энтальпии Ахш при давлениях 18 и 22 МПа составляет ±0,0094 и ±0,025 соответственно.

86. Поскольку относительная энтальпия на входе в экспериментальный участок согласно выражению (2.3) определяется как1. Хвх = АХш+Хш, (П.11)то выражение для суммарной абсолютной погрешности определения Хвх можно записать в виде1. Л*вх = Дда-яу + • (п-12)