Испарение закрученного криогенного потока в дисперсном режиме тема автореферата и диссертации по физике, 01.04.14 ВАК РФ

КАЗАНСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ Р [■ 5 ОД ИМ.А.Н.ТУПОЛЕВА

На правах рукописи

АВДРАХМАНОВ АЙРАТ РИНАТОВИЧ

УДК: 536:4*536.45:621.59

ИСПАРЕНИЕ ЗАКРУЧЕННОГО КРИОГЕННОГО ШТОКА В ДИСПЕРСНОМ РЕЖИМЕ

01.04.14 - Теплофизика и молекулярная физика 05.07.05 - Тепловые двигатели летательных аппаратов

Автореферат диссертации па соискание ученой степени кандидата технических наук

Казань 1994

Работа выполнена в Казанском университете им.А.Н.Туполева (КАИ)

государственном техническом

Научный руководитель

Официальные оппоненты -

Ведущая организация

доктор технических наук, профессор

заслуженный деятель науки и техники

РСФСР и ТАССР В.К.Щукин

член-корреспондент АН Татарстана,

доктор технических наук, профессор,

заслуженный деятель науки и техники

Татарстана А.П.Гунаков

кандидат технических наук, доцент

В.В.Олимпиев

КОКВ "Союз" г.Казань

Защита состоится ". 1994г, в {о часов н;

заседании специализированного Совета К 063.43.01 при Казанско) государственном техническом университете по адресу: 420111 г.Казань, ул. Карла Маркса, д.10. С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке КГТУ.

Автореферат разослан " 4 " ИОЛЪр^ 1994 г.

Ученый секретарь специализированного Совета, кандитат технических наук, старший научный сотрудник

А.Г.Каримова

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность теш

Криогенные жидкости широко используются в различных отраслях .уки и техники. В ракетно-космической технике криогенные жидкос-. используются как топлива жидкостных ракетных двигателей и в стемах жизнеобеспечения космонавтов. Предполагается в ближайшем дущем широкое применение криогенных топлив в авиации. Во многих учаях перед, применением криогенные жидкости необходимо испа-ть. Возможность проектирования и оптимизации параметров крио-нных испарителей зависит от степени изученности процессов, проходящих в испарительных системах.

Экспериментальные зависимости в критериальном виде, обобщаю-е результаты опытных исследований по кипению закрученных потов криогенных жидкостей, имеют ряд существенных недостатков, -первых, в литературе к настоящему моменту очень мало данных по пению криогенных потоков с закруткой. Имеющиеся данные для калов с закруткой относятся к испарению азота. Во-вторых, при общении не учитываются многие факторы (перегрев пара, сгсольже-е фаз и др.). Соответственно, эти факторы невозможно рассчитать уравнениям подобия. В-третьих, существуют определенные труд-сти при выборе чисел подобия. Поэтому при обобщении использует-система чисел подобия, применяемая для незакрученных потоков, е. используется метод суперпозиции, который может привести к щественным погрешностям. Кроме того, уравнения подобия пригодны лько в исследованном диапазоне чисел подобия, который сужается зможностями эксперимента.

Вместе с тем уравнение подобие позволяет в первом приближе-и оценить интенсивность теплообмена в рассматриваемых условиях, оме того, опытные данные необходимы для идентификации теорети-ских исследований.

Для разработки расчетных соотношений, используемых при про-тировании криогенных испарителей, необходима математическая моль, которая учитывала бы влияние на испарение факторов, которые отражены в уравнении подобия. При использовании математической дели возможен расчет в широком диапазоне изменения режимных и ометрич^ских параметров, а также для различных теплоносителей, .тематическая модель может служить основой для оптимизации ре-мных и.геометрических параметров испарителя.

Таким образом, экспериментальное исследование и построение математической модели процесса испарения закрученного потока криогенной жидкости являются весьма актуальными.

/

Цель работы

Основные цели диссертационной работы:

Экспериментальное исследование испарения закрученного криогенного потока в дисперсном режиме.

Обобщение результатов экспериментального исследования теплоотдачи для дисперсного режима испарения закрученного криогенного потока вместе с опытными данными, имеющимися в опубликованных литературных источниках, и получение уравнения подобия.

Разработка математической модели испарения закрученного криогенного потока в дисперсном режиме, удовлетворительно согласующейся с опытными данными.

Научная новизна

Получено уравнение подобия для расчета интенсивности теплоотдачи при испарении закрученного потока криогенной жидкости е дисперсном режиме. Равработанна математическая модель испарения закрученного потока криогенной жидкости в дисперсном режиме, которая является работой, не имеющей аналогов в научной литературе и служит целям создания испарителей криогенных жидкостей с закруткой потока. Методика определения начального диаметра частиц к методика расчета скорости истечения пара из-под частицы жидкоста разработаны на основе анализа экспериментальных данных.

Практическая ценность

Созданная математическая модель испарения закрученного дисперсного потока криогенной жидкости и программа расчета на ЭВ}, позволяют получить количественную информацию о тепловых и гидродинамических характеристиках закрученных криогенных потоков и может быть использована при разработке системы оптимального проектирования криогенных испарителей с закруткой потока.

Реализация в промышленности

Программа использована для расчета испарения криогенной жидкости в канале при дисперсном режиме кипения в КОКВ "Союз".

Апробация работы

Основные результаты диссертационной работы докладывались на IV Всесоюзных Туполевских чтениях (КАИ, Казань, 1990г.), на заседаниях IX Школы-семинара "Современные проблемы газодинамики и тепломассообмена, и пути повышения эффективности энергетических установок" (МГТУ им.Н.Э.Баумана, Москва, 1993г.), на Всероссийском научно-техническом семинаре "Внутрикамерные процессы в энергетических установках., струйная акустика, диагностика" (Высшее военное командно-инженерное училище ракетных войск им.М.Н.Чистякова, Казань, 1993г.)., на научно-технической конференции по итогам работы за 1992-1993 гг. "НИЧ - 50 лет" (КГТУ им.А.Н.Туполева, Казань, 1994г.), на научно-технических конференциях КАИ (г.Казань, 1990-1994гг.).

Публикации

По теме диссертации опубликовано 8 работ.

Структура и объем работы

Работа состоит из введения., трех глав, выводов и списка использованной литературы. Работа изложена на 123 страницах машинописного . текста, содержит 29 рисунков и 2 таблицы.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обосновывается актуальность экспериментального исследования и математической модели расчета тепловых и гидродинамических процессов в закрученном дисперсном потоке испаряющейся криогенной жидкости.

В первой главе рассмотрены особенности испарения криогенных жидкостей, представлен анализ возможных режимов кипения криогенных потоков в трубах.

Для испарения криогенных жидкостей характерно наличие закри-

зисных режимов кипения, при которых передача тепла от стенки к жидкости осуществляется через слой пара, представляющий собой большое термическое сопротивление. В первом параграфе рассмотрены возможные способы интенсификации теплообмена при кипении в кана/ лах. Показано, что при использовании инерционных силовых полей одним из наиболее эффективных способов интенсификации является использование в прямой трубе вставок в виде скрученной ленты.

Представлен краткий обзор исследований по теплоотдаче дисперсных потоков. Большинство работ, посвященных исследованию теплоотдачи дисперсных потоков в полях массовых сил, выполнено с использованием твердых частиц. Закрученные потоки с твердыми частицами исследованы в работах Ф.И.Шарафутдинова, Ю.Я.Печенегова й др. Испарение криогенных закрученных потоков в дисперсном режиме исследовалось А.Е.Берглесом (США). Исследования криогенных дисперсных закрученных потоков не содержат рекомендаций для практических инженерных расчетов испарителей.

Рассмотрены вопросы взаимодействия частиц с несущей средой в дисперсных потоках. Представлен анализ сил, действующих на частицу в потоке газа или пара.

На основе заключений о недостатках экспериментального исследования испаряющихся закрученных двухфазных потоков и отсутствии расчетных методов исследования таких потоков сделан вывод о необходимости разработки математической модели расчета закрученных кипящих потоков. В заключение первой главы кратко сформулированы задачи исследования.

Во второй главе содержится описание и айализ результатов экспериментального исследования теплоотдачи при кипении азота в трубе с закруткой. Приведено описание экспериментальной установки, методика получения опытных данных и их обработки. Опыты проводились при подъемном течении кипящего потока азота в трубе из нержавеющей стали с внутренним диаметром d = 12 мм, в которую вставлялась скрученная лента, имеющая степень закрутки s/d = 3 (s - шаг закрутки ленты на 180° ее поворота). Обогрев:... рабочего участка осуществлялся за счет джоулева тепла, выделяемого в трубе при пропускании через нее электрического тока.

В ходе экспериментов замерялась температура наружной поверхности стенки трубы, по которой рассчитывалась температура Fw на внутренней поверхности стенки. Измерение давления производилось на входе и на выходе из рабочего участка. Величина коэффициента теплоотдачи рассчитывалась по формуле

ОС = <7w / (Tw - Ts)f

(1)

Локальные температуры насыщения Ts в точках измерений рассчитывались по линейной интерполяции в интервале между температурой насыщения на входе и на выходе из рабочего участка. Входная и выходная температуры насыщения определялись по давлению на входе и на выходе из рабочего участка.

На основании сравнения полученных зависимостей температуры стенки Fw по длине трубы с величиной температуры Лейденфроста, подсчитанной по методике Вомэйстера и Симона , а также по результатам расчета величины первой критической тепловой нагрузки gKpi по методике С.С.Кутателадзе и сравнения ее с величиной плотности теплового потока от стенки gw в экспериментах сделан вывод о наличии закризисных режимов кипения в опытном исследовании.

Показано, что для дисперсных режимов в исследованном диапазоне режимных параметров температурные градиенты не приводят к ощутимым искажениям равномерности распределения плотности теплового потока от стенки gw по длине трубы.

В опытах было предусмотрено измерение температуры стенки канала как по длине трубы, так и по периметру сечения трубы. Как показали эксперименты, круговая неоднородность температурного поля в трубе со скрученной лентой невелика и ею можно пренебречь.

Начало дисперсного режима определялось на основе зависимости, полученной совместно с О.Б.Карповой в Е4]. На основе полученных экспериментальных данных и по материалам работы А.Е.Берглеса была получена обобщающая зависимость по теплоотдаче закрученного кипящего потока азота при дисперсном режиме.

Перечень критериев подобия в правой части уравнения подобия был составлен с учетом имеющихся экспериментальных исследований теплоотдачи испаряющихся дисперсных потоков в прямых трубах без закрутки, проведенных Э.К.Калининым, Г.А.Дрейцером, С.А.Ярхо.

В отличие от А.Е.Берглеса при обобщении для учета влияния инерционных массовых сил интенсивность процесса было использовано число Архимеда Аг. В уравнении А.Е.Берглеса для этих целей использован критерий Грасгофа 6г.

Итоговый график обобщения экспериментальных данных для азота представлен на рис.1, а. обобщающая зависимость имеет вид

Nu = 0.19 Re0-8 Рг0'43 Т0-55 Аг0-2 Вох, (2)

где Nu, Re, Ft - числа Нуссельта, Рейнольдса и Прандтля для пар Box = Во (1.-х)/х; Во - критерий кипения; х - расходное массово паросодержание; Т = Ts / Tv. Теплофивические свойства пара дд расчета величин Nu, Re, Рг и Аг определялись по температуре насы щения без учета перегрева пара.

Зависимость (2) справедлива для закризисного кипения азо при Re=4,5-104...6,5-105; Вох=(0,42... 2,74)-Ю-3; Т=0,139...0,44 Аг=3,0б-109...4,29-Ю12; s/d=3...8,5. Формула (2) обобщает 80; экспериментальных данных с точностью ±301.

В третьей главе представлена математическая модель испарениэ закрученного потока криогенной жидкости в дисперсном режиме. Модель относится к кипению в режиме Лейденфроста, при котором мевд частицами жидкости и поверхностью нагрева имеется паровой зазор.

Картина дисперсного режима испарения закрученного поток криогенной жидкости, полученная на основе качественного анализе процесса, представлена на рис.2. Под действием инерционных массовых сил частицы жидкости сосредоточены вблизи стенок трубы и отделены от стенки трубы слоем пара толщиной Ь.

Скрученная лента делит трубу на два одинаковых канала. Расчет ведется для одного, из этих каналов по участкам (расчетные элементам) Аг в направлении от входа в трубу к выходу и предполагается, что для расчета (л+1)-го участка параметры на участке г должны быть известны.

При расчетах предполагается, что в пределах расчетного элемента размеры частиц неизменны. Из-за прижатия частиц к стенке происходит отклонение формы частиц от сферической. Поэтому, для удобства расчетов форма частиц принимается в виде полусферы диаметром ds, обращенной сферической поверхностью к скрученной ленте, а плоской поверхностью к стенке трубы.

В первом приближении без учета переходной области принимается, что начало дисперсного режима следует сразу за концом пленочного. Теплофивические свойства жидкости, пара в зазоре и пара в ядре потока считаются неизменными в пределах расчетного участка. Температура жидкости равна температуре насыщения. Предполагается, что температура пара отлична от температуры насыщения (термическая неравновесность). Обогрев рабочего участка электрический (gw = const).

Высота парового зазора между жидкостью и поверхностью нагрева и температура стенки канала Tw определяются на основе тепловго баланса для элемента парогенерирующего канала Az

Сю - + <3вын + Огъ

(3)

где С!^ - тепловой поток, подводимый от стенки; £)3* - тепловой поток на испарение с поверхности частиц, обращенной к стенке трубы; О&ын ~ тепловой поток, выносимый вместе с перегретым паром из парового зазора в центральный канал; - тепловой поток, передаваемый от стенки к паровому потоку на участках стенки, не занятых частицами.

С'а* - (Г*г - Г3) Гч = АЭФ/Й ЛГ А,, (4)

где Лэф = Л'эф ~ эффективный коэффициент теплопроводности в паровом зазоре; Лп* - коэффициент молекулярной теплопроводности пара в зазоре; - коэффициент эффективности, отражающий отли-

чие процесса теплопереноса в зазоре от молекулярного; Гч - площадь поверхности стенки трубы, занятая частицами; ДГ = - Г3. С другой стороны,

Оз* = Д£7П* г, (5)

где ДС?П* = У'ч Рп* ^и" я с/з Л; кч - число частиц на расчетном

и и,

участке; рп - плотность пара в зазоре; жИ - скорость истечения пара из-под капли жидкости; г - удельная теплота парообразования.

На основе формул (3) и (5) получена система уравнений для определения Г» и Ь

д« + «п ДГп (1 - О

Д Т = - (6)

(>зф/Ю Г + 2 рп* срп* (Ь/с/3) Г + «„ (1 - П

ДТ = 4 рп* ьг г / Оэф с?а) (?)

где Г = Гч / Гт»; Л* = я с/ Дг / 2; срп* - удельная теплоемкость пара в зазоре; «п - коэффициент теплоотдачи от стенки к пару на участках, не занятых частицами; ДГП = Гп - Г3; Тп - температура пара в центральном паровом потоке.

Тепло полученное частицами-от перегретого пара со стороны, обращенной к скрученной ленте

Ое = кч «з (Гп " Т5) тгс/&2/2, (в)

где а*. = ев - коэффициент теплоотдачи от пара к частице с

учетом вдува.

Дополнительные расходы пара, образующиеся на участке трубы длиной Ьг определяются подведенным теплом к частицам

Мп = Ов / г: (9)

ЛЗП* - / г (10)

Новый расход пара (в следующем сечении (п+1))

бпп+1 = впп + йб'п + (И)

где С?лп - расход пара в сечении п.

По известной температуре пара Гпп на п-м участке температура пара Гпп+1 на (п+1)-м участке определяется из баланса энтальпий

6'пп Срп Гпп + Мл Срп Та + Аб'п* срп* (Г„ - Гз) / 2 +

+ «„ " Г„) (/у; - Гч) + 4л - вР^л срп ТПпП, (12)

где Од - тепло, переданное пару от скрученной ленты; срп - удельная теплоемкость пара в ядре потока.

Изменение скорости частицы при прохождении участка Дг определяется действием различных сил. Основные силы, действующие на частицу в направлении движения - это сила гравитации Ргр; сила аэродинамического взаимодействия частицы с потоком пара Рс (со стороны, обращенной к ленте); сила Р*, действующая на частицу со стороны, обращенной к стенке трубы; сила Рд, обусловленная градиентом давления в паровой среде.

По второму закону Ньютона ускорение частицы пропорционально равнодействующей сил:

(„п+1 _ уГ!) / = (рс + рд _ р* _ ргр С03 (р) / тв (13)

Здесь уп и уп+1 - скорость частиц в сечении п и (п+1) соответственно; т5 = рх я / 12 - масса частицы; рж - плотность жидкости; Дг = Д2 / уп соб ф - время, за которое частица преодолевает расстояние Дг; <р - угол закрутки.

Перепад давления на участке Дг определяется по формуле

Др = ДРус + Дрь + Дрзгр

(14)

где йруС - перепад, обусловленный ускорением парового потока; Дрь = Дргр + ЙРч - перепад, обусловленный работой, совершаемой паром участке Аг на преодоление сил гравитации и на перемещение частиц; Дртр - потери на трение.

Подсчитав, сколько тепла частица получает от обтекающего па- . рового потока и со стороны стенки, можно вычислить изменение ее массы. По изменению массы частицы определяется ее диаметр в сечении (п+1) по формуле

з 12 (а3 + Оз*) Л2

с13п--, (15)

% Г рж

где с1вп - диаметр частицы в сечении п.

Для определения начального диаметра частиц используется критерий Вебера

ие = рп ('-v - v)2 / б, (16)

где рп - плотность пара; б - коэффициент поверхностного натяжения жидкости.

На основе сопоставления результатов расчета с опытными данными автора выявлено значение числа Ме для определения с/3°, равное 10.

В математической модели были использованы два способа для определения скорости истечения пара из-под частицы жидкости Первый способ основан на балансе сил, действующих на жидкий объем в направлении, перпендикулярном стенке. С одной стороны, на частицу действует инерционная массовая сила, прижимающая ее к стенке. С другой стороны, эта сила уравновешивается избыточным давлением пара в зазоре по сравнению с центральным паровым каналом. Из этого баланса скорость жи* выражается следующим образом

= Ли (2/3 рж бц 3 / Рп*)1/2. (IV)

где j - инерционное ускорение, действующее на частицу; Ки - коэффициент истечения, учитывающий потери напора при движении пара под частицей и условия обтекание частицы паром. Величина Иц подбиралась на основе идентификации -результатов расчета с опытными данными.

Как показали расчеты, величинами не является универсальной константой и зависит от условий движения и теплообмена. Кроме то-

го, использование данной методики не дает совпадения расчетной и экспериментальной кривой по температуре стенки. Поэтому был использован второй способ расчета скорости который состоит в следующем. Из опытных данных выявляется характер изменения скорости истечения по длине канала. Как показал анализ экспериментальных данных по кипению закрученного криогенного потока в дисперсном режиме, скорость истечения по длине трубы падает. Для расчета испарения принята линейная зависимость для скорости wu* по координате.

Начальное значение жи* определяется по начальной температуре стенки, которая берется по данным расчета предшествующего режима. Вторая точка, необходимая для построения линейной зависимости, определяется из условия, что при полном испарении иги* = 0. Длина участка трубы in. и» на котором реализуется полное испарение в первом приближении оценивается но подведенному от стенки теплу без учета перегрева пара. Определенная таким образом длина трубы имеет приближенный характер. Так как при №и* = О модель перестает работать, принято, что при достижении величиной значения 0,05 от начальной скорости истечения и/и* принимается постоянной по длине кан&па.

Линейная зависимость для скорости истечения имеет вид

= [ 1 - л &Z / (2П.и. - 2°) ], (18)

где Wa° - скорость истечения в начальном сечении; п - номер расчетного участка; ]ПшИ =26 г / (gw Я d) ; S - массовый расход па-рожидкостной смеси; 2° - начальная координата дисперсного режима.

Численная реализация математической модели производилась на ЭВМ PC/AT. Была разработана программа расчета на языке Turbo-Pascal. Исходными данными для расчета являются геометрические характеристики канала (диаметр d и шаг закрутки s/d), плотность потока массы через канал g, плотность теплового потока от стенки gw, величины температуры стенки Tv° и давления р° в начале дисперсного режима. Кроме того в программу вводятся также значения скоростей V/ и v, величины х и Гп, которые должны быть известны из результатов расчета пленочного режима, предшествующего дисперсному.

Идентификация математической модели проводилась с данными экспериментов по кипению закрученного потока азота, представленных во второй главе. На рис.3-5 приведены результаты расчета по математической модели для следующих условий: плотность потока

массы через канал ^ = 523/44 кг/(м2с); плотность теплового потока от стенки = 203,6 кВт/м2; давление на входе в трубу Рву. = = 3,94-105 Па. Величины Ги° и р° определялись интерполяцией экспериментальных данных. Эффективный коэффициент теплопроводности в .паровом зазоре принимался равным коэффициенту молекулярной теплопроводности пара в зазоре, т.е. АЭф = Алк.

На рис.3, представлено сопоставление результатов расчета с экспериментом по температуре стенки и по величине давления в канале. Графики приведены для трех значений начального диаметра частиц, которым соответствуют различные числа ЭДе. Как видно из графиков, математическая модель дает удовлетворительное согласование результатов расчета с экспериментом.

На рис.4 представлено изменение расходного массового паросо-держания х по длине трубы, рассчитанное по математической модели. На графике приведена также зависимость для паросодержания хс, расчитанного по подведенному теплу бев учета затрат на перегрев пара. Как видно из рисунка, учет перегрева пара приводит к заметному снижению паросодержания. На рис.4 представлена также температура пара в ядре потока Гп и температура насыщения Тв. Как видно из графика, температура пара по длине канала возрастает.

На рис.5 приведены величины тепловых потоков £?п> <3вын, и <23 в процентном отношении к подведенному от стенки тепловому потоку С^. Как показали расчеты, доля тепла на испарение частиц со стороны, обращенной к стенке трубы, и доля тепла на перегрев пара в зазоре примерно одинаковы. Таким образом, при расчете процесса теплопереноса через паровой зазор необходимо учитывать тепло, затраченное на перегрев пара в паровом зазоре.

Основные результаты и выводы

1. Анализ процесса испарения, протекающего в полях массовых сил, методами теории подобия показал, что решающее влияние на испарение закрученного потока имеет разность плотностей, обусловленная фазовым переходом. Таким образом, при обобщении опытных данных по кипению в каналах с закруткой целесообразно использовать обобщенное число Архимеда.

2. Проведено опытное исследование испарения закрученного потока азота в трубе со вставкой в виде скрученной ленты, имеющей степень закрутки з/б =3, в диапазоне изменения плотности потока массы на входе р = 373...1105 кг/(м2-с); плотности теплового по-

■ 1 -........ 11

tgK 4,0 3,6 3,2

о у

С^О oV 6

^ ±30% о си оо„ " О 0

2,6

4,6 4,8

5,0

5,2 5,4 5,6 5,8 IgRi

Рис.1. Обобщение опытных данных по теплоотдаче закрученного кипящего потока азота в дисперсном режиме (К - Nu / (Pr0-43 Т0'55 Ат°'?- Вох)): о - данные автора (s/d = 3);

Л, о - данные Берглеса (Д - s/d =4,1; о - s/d = 8,5).

G)

'7777777777777^7-ds

5>

Рис.2. Дисперсный режим кипения закрученного криогенного потока. Форма капли в математической модели

д)

^с.З. Температура стенки (а) и давление (б) по длине канала, реализованные в опытах и полученные при расчете по математической модели:

о - опытные данные; 1 - с15° = 0,5 мм; №е = 5,2; 2 - = 0,96 мм; Ш = 10; 3 - с!в° = 1,2 мм; Це = 12,6

Тп,к 180

160 140 120 100 60

> //

7 п 1 у /

/ У У

Тз

<13 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2

■;

<3

о. о, О, О, О,

Рис.4. Расходное массовое паросодержание х и температуры пара Гц и насыщения Т& по длине канала, рассчитанные по математической модели; расходное массовое паросодержание л'0) подсчитанное по по балансу тепла без учета перегрева

0_ 4

V/

100% 80 60 40 20

а?

^аын

N « У Ьын

Оп ч / оГ

0,5 0,4. 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2

Рис. 5. Величины тепловых потоков 0,п, Овын» Оз* и £3В в процентном отношении к подведенному от стенки тепловому потоку Цу по длине канала, рассчитанные по математической модели: 1 - Сп; 2 - Овын; 3 - д3*; 4 - Оз

эка от стенки gw = 1?...204 кВт/м2; давления на входе Рвх = (1»89...4,37)-Ю^Па. Анализ опытных данных позволяет заключить, го в указанной области режимных и геометрических параметров ис-арителя следует ожидать режим Лейденфроста. Результаты экспери-энтального исследования кипения закрученного потока азота в дис-эрсном режиме совместно с данными Берглеса обобщены в виде урав-зния подобия.

3. Разработана математическая модель процесса испарения закаченного дисперсного потока криогенной жидкости, позволяющая досчитать изменение расходного массового паросодёржания по длине знала, степень термической неравновесности пара, перепад давле-яя в канале и температуру стенки канала. При разработке матема-яческой модели процесса были использованы результаты зксперимен-эв для определения числа Вебера, по которому рассчитывается на-зльный диаметр частиц, и для определения характера изменения торости истечения пара из-под капли жидкости по длине канала, эзультаты опытного исследование и данные расчета показали , удов-зтворительное совпадение по температуре стенки парогенерирующего анала.

4. Математическая модель позволяет выявить зависимость ин-знсивности испарения от плотности подводимого теплового потока, яотности потока массы через канал и других параметров, а также элю тепла, идущего на перегрев пара. Как показали расчеты, вели-яна теплового потока на перегрев пара для исследованных условий эставляет от 20 до 40 % от теплового потока, подведенного от генки.

Основные результаты опубликованы в следующих работах;

, Абдрахмавов А.Р., Щукин В.К. 0 числах подобия, характеризующих влияние инерционных массовых сил на теплообмен кипящей жидкости в трубах // Межвузовский сб. науч. тр.: Тепло- и массообмен в химической технологии. Казань: КХТИ, 1990. С.85-93. . Абдрахманов А.Р., Щукин В.К. О подобии потоков при закризисном кипении в парогенераторах с интенсификаторами теплообмена, создающими поле массовых сил // Тез. докл. IV Всесоюзных Тупо-левских чтений. Казань: КАИ, 1990. С.30. . Абдрахманов А.Р., Карпова О.Б., Щукин В.К. О режимах течения и теплообмена закрученного потока кипящей жидкости в канале. // Межвузовский сб. науч. тр.: Тепло- и массообмен в химической

технологии. Казань: КХТИ, 1992. С.8-17

4. Абдрахманов А.Р., Карпова О.В., Тарасевич С.Э. О режимах течения и теплообмена при кипении закрученного потока азота // Современные проблемы газодинамики и тепломассообмена и пути повышения эффективности энергетических установок: Тез. докл. IX Школы-семинара. Москва: МГТУ им. Баумана. 1993. С.39-40.

5. Карпова О.Б., Абдрахманов А.Р., Тарасевич С.Э., Щукин В.К. Режим Лейденфроста при испарении закрученного потока криогенной жидкости // Внутрикамерные процессы в энергетических установках, струйная акустика, диагностика: Тез. докл. на Всероссийском научно-техническом семинаре. Казань: Высшее военное командно-инженерное училище ракетных войск им.М.Н.Чистякова,

1993. С. 5-7.

6. Абдрахманов А.Р., Тарасевич С.Э., Щукин В.К, Обобщение опытных данных по теплопередаче кипящего закрученного криогенного потока в дисперсном режиме // Тез. докл. на научно-технической конференции КГТУ по итогам работы еа 1992-1993 гг. "НИЧ - 50 лет". Казань: КГТУ им.А.Н.Туполева, 1994. С.62.

7. Abdrakhmanov A.R., Karpova O.B., Tarasevicb S.E., Tschuckin V.K. Mathematical model and results of twisted boiling nitrogen flow heat transfer experimental research. Proceedings of Tenth International Heat Transfer Conference, Brighton, UK.

1994. Vol.7, pp.409-414.

8. Абдрахманов A.P., Тарасевич С.Э., Щукин B.K.. Теплоотдача закрученного кипящего потока азота в дисперсном режиме // Изв. вузов: Авиационная техника, 1994. N 4. С. ¿S

Соискатель ,<2^,. А. Р.Абдрахманов

Формат 60x84 1/16. Бумага СЪер*»еыа# Печать офсетная Печ.л. 1.0. Усл.печ.л. 0,93. Усл.кр.-отт. 0,93. Уч.-изд.л. 1,0. ___Тираж 100. Заказ¿¿З^/^здр _

Казанский государственный технический университет им.А.Н.Туполева

Ротапринт Казанского государственного технического университета им.А.Н.Туполева 420111, Казань, К.Маркса, 10