Режимы течения и теплообмен при кипении движущихся хладонов в миниканалах тема автореферата и диссертации по физике, 01.04.14 ВАК РФ

На правах рукописи

Шамирзаев Алишер Сезгирович

РЕЖИМЫ ТЕЧЕНИЯ И ТЕПЛООБМЕН ПРИ КИПЕНИИ ДВИЖУЩИХСЯ ХЛАДОНОВ В МИНИКАНАЛАХ

01 04 14 - теплофизика и теоретическая теплотехника

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата физико-математических наук

Новосибирск - 2007

003065360

Работа выполнена в Институте теплофизики им С С Кутателадзе Сибирского отделения Российской академии наук (г Новосибирск)

Научный руководитель доктор физико-математических наук

Кузнецов Владимир Васильевич

Официальные оппоненты доктор физико-математических наук,

профессор Лежнин Сергей Иванович,

доктор технических наук,

профессор Кувшинов Геннадий Георгиевич

Ведущая организация Московский энергетический институт

(технический университет), г Москва

Защита состоится «30» мая 2007 года в « 11°° » часов на заседании диссертационного совета К 003 053 01 по присуждению ученой степени кандидата наук при Институте теплофизики СО РАН, по адресу 630090, г Новосибирск, проспект Академика Лаврентьева, 1

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Института теплофизики СО РАН

Автореферат разослан «. » апреля 2007 г

Ученый секретарь

диссертационного совета К003 053 01

доктор технических наук, профессор / - -Ярыгин В Н

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы Исследование режимов течения и тепломассопереноса при кипении движущейся жидкости в мини и микроканалах является одной из важных задач теплофизики фазовых переходов Движение жидкости в каналах с поперечным размером порядка и меньше капиллярной постоянной характеризуется существенным влиянием капиллярных сил и эффектов стесненности на режим течения и теплообмена В условиях определяющего влияния капиллярных сил меняются режимы течения и тепломассопереноса, и могут существовать режимы нехарактерные для каналов большого размера Сложность исследования теплообмена при фазовых переходах в миниканальных системах связана и с тем, что в компактных испарителях и конденсаторах режимы течения могут меняться от ламинарного и переходного, до турбулентного

Прикладные аспекты рассматриваемой проблемы связаны с перспективой применения каналов малого и сверхмалого размера в промышленности для интенсификации тепломассопереноса в компактных испарителях-конденсаторах криогенных и энергетических устройств, в том числе разрабатываемых сейчас новых типов паровых котлов и тепловых насосов, аппаратов водородной энергетики и химической технологии Миниканалы уже сейчас широко используются в криогенной и холодильной промышленности в связи с их высокой эффективностью Активно развивается направление по созданию компактных микроканальных теплообменников для компьютерных систем

Данные экспериментальных исследований тепломассообмена при кипении в миниканалах, представленные в литературе, в настоящее время очень противоречивы По одним данным пузырьковое кипение при вынужденном движении жидкости является определяющим механизмом теплообмена в миниканалах, в других работах теплоотдача определяется конвективным механизмом и испарением Так же отмечается зависимость механизма теплообмена от режима двухфазного течения Таким образом, теплоотдача в миниканалах определяется как многообразием режимов течения и граничных условий, так и геометрическими параметрами Из-за сложности возникающих задач их чисто теоретическое решение не представляется возможным

В этой связи особенно актуальна роль экспериментальных исследований и построение моделей, учитывающих физические механизмы, влияющие на гидродинамику и теплообмен при фазовых переходах в миниканалах

Целью настоящей работы является проведение систематических экспериментальных исследований режимов течения и локальных

характеристик теплообмена при кипении движущихся хладонов в миниканалах в широком диапазоне определяющих параметров и определение границ применимости существующих моделей теплообмена при кипении в миниканалах

Достижение этой цели потребовало решения следующих экспериментальных и методических задач

1 Создание комплекса экспериментальных установок и развитие методик визуализации течения и измерения локальных характеристик теплообмена при кипении в мини-каналах различной ориентации

2 Разработка метода приготовления двухфазного потока с заданным паросодержанием на входе в рабочий участок, что позволило применить короткие измерительные участки для исследования теплообмена при кипении в широком диапазоне паросодержаний потока

3 Разработка методов подавления пульсации давления в экспериментальных участках, связанных с выходными условиями

4 В широком диапазоне массовых расходов и тепловых нагрузок получение режимов течения и измерение локальных коэффициентов теплоотдачи при кипении движущегося хладона 318С в горизонтальном кольцевом миниканале

5 Измерение локальных коэффициентов теплоотдачи по периметру и длине вертикального прямоугольного мини-канала при восходящем течении хладона 1121 для двух массовых расходов, С=215 (±15) кг/м2с и С=50 (±3) кг/м2с в диапазоне тепловых нагрузок от 1 кВт/м2до 40 кВт/м2

6 Измерение локальных коэффициентов теплоотдачи при кипении хладона 1121 в системе прямоугольных вертикальных мини-каналов в условиях конвекции под воздействием вплывающих пузырей- снарядов

7 Обобщение полученных результатов на основе известных моделей теплообмена при кипении движущейся жидкости и развитие их модификаций Научная новизна полученных результатов состоит в том, что автором впервые

1 Измерены локальные коэффициенты теплоотдачи, в том числе их распределение по периметру канала, при развитом кипении хладонов 11318С и 1121 в условиях вынужденного течения в кольцевом и прямоугольном миниканалах в широком диапазоне массовых скоростей, тепловых потоков и параметров среды и выделены области преобладающего влияния пузырькового кипения и вынужденной конвекции на теплообмен

2 Показано, что капиллярные силы существенно изменяют режимы течения при кипении движущейся жидкости в кольцевом горизонтальном канале с малым зазором, но при наличии в потоке жидких перемычек специфические режимы течения в узком зазоре не оказывают значительного влияния на теплообмен

3 При кипении хладона ЯЗ18С в условиях вынужденной конвекции в кольцевом канале выделена область ухудшения теплообмена в кольцевом режиме течения Предложена методика расчета условий подавления кипения в тонких пленках, обдуваемых турбулентным потоком пара

4 Обнаружено, что при кипении хладона И21 в сборке затопленных прямоугольных миниканалов, в условиях конвекции наведенной всплывающими пузырями-снарядами, преимущественным механизмом теплоотдачи является испарение

5 Показано, что при кипении хладона Я21 в прямоугольном миниканале при массовых скоростях менее 55 кг/м2с капиллярные силы оказывают существенное влияние на распределение пленки жидкости по периметру канала, вследствие чего происходит интенсификация теплообмена

6 Предложена модификация модели Лиу - Винтертона, позволившая обобщить экспериментальные данные по кипению в докризисной области хладонов 11318С и Я21 в кольцевом и прямоугольном миниканалах при массовых скоростях больше 200 кг/м2с с погрешностью не более ±10%

7 Показано, что реализация режимов с тонкими пленками может приводить как к ухудшению теплоотдачи при подавлении кипения в случае, когда пузырьковое кипение является определяющим (хладон 11318С), так и к интенсификации теплоотдачи из-за перераспределения жидкой пленки по периметру некруглого канала в случае, когда пузырьковое кипение не является определяющим (хладон 1121)

Достоверность полученных результатов подтверждается оценкой величины ошибок измерений, проведением калибровочных экспериментов, в том числе в условиях однофазной конвекции, а так же использованием специально разработанных методик измерения

Автор защищает

• Результаты систематического измерения локальных коэффициентов теплоотдачи и визуализации течения при кипении хладона К318С в горизонтальном кольцевом миниканале с внутренним обогревом

• Результаты систематического измерения локальных коэффициентов теплоотдачи при кипении хладона Я21 в вертикальном прямоугольном миниканале

• Результаты экспериментального исследования теплообмена в зависимости от перегрева стенки хладона 1121 в системе прямоугольных вертикальных миниканалов шириной порядка капиллярной постоянной в условиях наведенной генерирующимися паровыми снарядами конвекции

• Методику расчета условий подавления кипения в тонких пленках обдуваемых турбулентным потоком пара

• Методику расчета локальных коэффициентов теплоотдачи при кипении в миниканалах

Практическая ценность Полученные результаты могут быть использованы при проектировании и оптимизации компактных теплообменников при расчете характеристик теплообмена при кипении хладонов Показана возможность полного бескризисного испарения жидкости в прямоугольных миниканалах Личный вклад автора заключается в конструирование рабочих участков, создании и отработке методик измерений локальных характеристик теплообмена, обработке первичных данных и обобщению результатов исследований выполненных автором самостоятельно и в сотрудничестве с сотрудниками лаборатории

Данный цикл работ проводился под руководством и при непосредственном участии д ф -м н В В Кузнецова Экспериментальное исследование локальных коэффициентов теплообмена в кольцевом миниканале проводилось при участии О С Ким Экспериментальное исследование локальных коэффициентов теплообмена в вертикальном прямоугольном миниканале проводилось при участии В И Иванова Апробация работы

Основные результаты, представленные в диссертации, докладывались на International Symposium on Two-Phase Flow Modeling and Experimentation (Пиза, 1999), 3 Российской национальной конференции по теплообмену (Москва, 2002), XXVI Сибирском теплофизическом семинаре (Новосибирск 2002), Eurotherm Seminar No 72 Thermodynamics Heat and Mass Transfer of Refrigeration Machines and Heat Pumps (Валенсия, 2003), 5 Минском Международном форуме по тепломассообмену (Минск, 2004), XXVII Сибирском теплофизическом семинаре (Новосибирск, 2004), 3 International Symposium on Two-Phase Flow Modeling and Experimentation (Пиза, 2004), 4 Российской национальной конференции по теплообмену (Москва, 2006), Международном Научном конгрессе «ГЕО-Сибирь-2006» (Новосибирск, 2006), 4 International Conference on Nanochannels, Microchannels and Mmichannels, (Лимерик, 2006) По теме диссертации в отечественной и зарубежной печати опубликовано 12 работ Структура и объем диссертации

Диссертация состоит из введения, 4 глав, выводов, списка литературы из 97 наименований, содержит 35 рисунков и графиков и 1 таблицу Общий объем работы составляет 105 страниц

СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИИ

Во введении обоснована необходимость исследования процессов кипения при вынужденной конвекции в миниканалах Сформулированы основные результаты, полученные в работе

В первой главе проводится анализ современного состояния теории и эксперимента по теме диссертации, рассматривается влияние пузырькового кипения и конвекции на теплообмен при вынужденном течении, приводится классификация режимов течения, отмечается влияние капиллярных сил на режимы течения в миниканалах, рассматриваются феноменологические модели режимов течения реализующихся в миниканалах

Данные экспериментальных исследований представленные в литературе в настоящее время противоречивы Согласно работам Lazarek & Blake (1982), Wambsganss et al (1993), Train et al (1996, 1997), Долгой и др (1979), Деев и др (1984), в миниканалах, в отличие от труб большого диаметра, коэффициенты теплоотдачи при кипении зависят в основном от теплового потока и давления и слабо зависят от расхода и паросодержания В этих работах показано, что определяющим механизмом теплообмена является пузырьковое кипение, а влияние конвективного механизма теплообмена мало С другой стороны в работах Robertson (1979,1982), Robertson & Lovergrove (1983), Wadekar (1992), Han Ju Lee & Sang Yong Lee, (2001), Oh et al (1998) показано, что для миниканальных систем вклад пузырькового кипения в теплоотдачу не является определяющим, коэффициенты теплоотдачи растут с ростом теплового потока и паросодержания, но влияние теплового потока на локальные коэффициенты теплообмена мало В работах Боброва и Стасевич (1973), Чехович (1972) показано наличие совместного влияния пузырькового кипения и вынужденной конвекции на теплообмен

В работах Kew & Cornwell (1997), Feldman et al (1996, 2000) показано, что для миниканальных систем реализуются два механизма теплоотдачи Конвективный механизм возникает при высоких паросодержаниях, когда коэффициенты теплоотдачи зависят от паросодержания и не зависят от теплового потока, и пузырькового кипения при низких паросодержаниях, когда коэффициенты теплоотдачи зависят от теплового потока и не зависят от паросодержания В работах Wambsganss et al (1993), Train et al (1996) так же отмечается два механизме теплоотдачи, но конвективный механизм теплоотдачи отмечается только при низких температурных напорах и маленьких тепловых потоках

В работах Kew & Cornwell (1997) и Кузнецов и др (1999) показано, что механизм теплообмена зависит от реализующегося режима течения, однако

основная информация по режимам течения получена в адиабатных условиях Основные модели режимов течения не учитывают влияния стесненности Совместное влияние стесненности и теплового потока на режимы течения почти не изучено

Очень мало работ исследующих влияние граничных условий на теплообмен, практически отсутствуют исследования теплообмена и режимов течения в стесненных условиях в условиях постоянной температуры стенки

Кутателадзе (1979), Клименко (1990), Chen (1966), Liu & Winterton (1991), Kandhkar (1990) построили модели теплообмена при кипении в условиях вынужденной конвекции

Таким образом, можно увидеть много противоречий в существующих литературных данных Основным выводом можно считать, что существующие модели теплоотдачи, основанные на модели совместного влияния пузырькового кипения и конвективного испарения, не учитывают влияния капиллярных сил и важной задачей является определение границ применимости таких моделей для расчета теплоотдачи при кипении в миниканалах

Во второй главе представлено описание экспериментальной установки и опытных участков, а так же методики эксперимента и погрешности измерения В § 2 1 приводится описание экспериментальной установки «Фреоновый контур», рис 1 Экспериментальная установка выполнена в виде замкнутого циркуляционного контура, рабочая жидкость подается центробежным насосом 1 через охладитель 2, предназначенный для избежания перегрева и кипения жидкости, на датчик расхода жидкости 3, после чего направляется в

парогенератор 4 Полученный парожидкостный поток проходит через смеситель 5 и направляется в экспериментальный участок 6, после чего направляется в до испаритель 7, предназначенный для подавления пульсаций давления Пар

направляется в конденсатор 8, откуда сконденсировавшаяся жидкость

направляется на насос 1 Для поддержания напора на входе в насос на установке имеется дополнительный бак с рабочей жидкостью 9 На насосе 1 установлена байпасная линия

В § 2 2 описывается

Рис 1 Установка «Фреоновый контур»

экспериментальный участок «сборка прямоугольных каналов» и методика измерений на участке, показанном на рис 2 Участок состоит из 1 секции прямоугольных каналов, изготовленной методом химической пайки Длина секции 280мм, ширина 80мм, толщина внешних листов 3 мм боковых 5 мм, число каналов 54, высота 6мм, толщина стенок каналов 0 2мм, 2 медных пластин для выравнивания поля температур, 3 элементов Пельтье типа К1-249-1,4/1,1 размером 60x48 мм2 С каждой стороны установлено по пять элементов, 4 водных теплообменников, 5 термопар, в стенку секции 1 зачеканено 9 медь константановых термопар, 6 в середине секции на боковых сторонах просверлены отверстия для измерения давления и температуры в секции На трубопроводе для водных теплообменников установлены турбинный датчик расхода ТПР-4 и дифференциальная изолированная ХК термопара в корпусе из нержавеющей стали Коэффициенты теплоотдачи на участке определяются для всей теплообменной поверхности с учетом эффективности ребра

В § 2 3 описывается экспериментальный участок «вертикальный прямоугольный канал», показанный на рис 3 Участок изготовлен прессованием из тонкостенной (01 мм) трубы из нержавеющей стали 12X18Н9Т длинной 350 мм внешним диаметром 5 мм Для установки соединительных фланцев оставлены непрессованные участки длиной по 50 мм с обоих концов трубы На каждом конце трубы расположен фланец с токоподводом, отборником давления и термопарой Обогреваемая длина канала 290 мм Прямоугольная рабочая секция канала имеет длину 250 мм Характерный размер шероховатости в канале равен 5-10 мкм Внутренний поперечный размер канала равен 1 6x6 3 мм По длине канала на внешней стороне в 4-х сечениях наклеены термопары Термопары размещены на внешней стороне канала в центре короткой стороны, в углу канала и по длинной стороне канала Сечения с термопарами расположены через 50 мм начиная от начала прямоугольного участка Схема расположения термопар представлена на рис 3 справа Экспериментальный участок обогревался переменным электрическим током через токоподводы на фланцах Фланцы

Рис 2 Экспериментальный участок «сборка прямоугольных каналов»

крепились через гальваническую развязку от экспериментальной установки Для того чтобы достигнуть тепловой и

гидродинамической стабилизации потока, непосредственно перед входом в измерительную секцию помещался не нагреваемый предварительный участок длиной 1 м

В § 2 4 описывается экспериментальный участок

«горизонтальный кольцевой канал», показанный на рис 4 Экспериментальная секция -кольцевой канал длиной 0 4 м, расположенный горизонтально Для визуализации структуры парожидкостного потока внешняя стенка канала выполнена из кварцевого стекла Внутренняя стенка представляла собой нержавеющую трубку с полированной поверхностью с характерным размером шероховатости 5 мкм и толщиной стенки 1 мм Внутренний диаметр кольцевого канала равен 7 мм и средняя толщина зазора равна 0 95 мм В ходе эксперимента проводилось измерение температуры потока на входе в канал, на выходе из канала и температуры стенки Измерение температуры проводилось изолированными хромель-копелевыми термопарами (Ь-типа) Давление измерялось датчиками во входной и выходной камерах перед и после рабочего участка Для определения внутренней температуры стенки кольцевого канала была введена поправка, учитывающая тепловыделение в стенке канала

Рис 3 Экспериментальный участок «вертикальный прямоугольный канал»

В $ 2.5 приводится методика измерений и погрешности измерения температур, давления, термоЭДС, расходов. Приводится методика расчёта перепада давления при двухфазном течении в миникапалах, методика обоснована на анализе различных литературных данных.

В третьей главе представлены результаты исследования локальных коэффициентов теплообмена и визуализация режимов при вынужденном течении хладона R3IHC в горизонтальном кольцевом мин и канале с внутренним обогревом. Эксперименты были проведены и диапазоне массовых скоростей от 200 кг/м2с до 900 к г/кг с и плотности теплового потока от 2 кВт/м2 до 100 кВт/м2. Абсолютная погрешность измерений температуры 0.2" С, давления 0.01 бар, перепада давления 100 Па. В 5 3,1 представлены структуры парожидкостного потока при кипении. На рис. 5 представлены типичные режимы течения, реализующиеся в кольцевом канале с вынужденным течением хладона R318C при внутреннем обогреве. Пузырьковый режим реализуется при недогретом течении. При кольцевом течении наблюдается кризис теплоотдачи. Преобладающими режимами являются течение с асимметричными Тэйлоровскими пузырями (рис. 5 б, в) и поршневое течение с проницаемыми для пара кипящими жидкими пробками (рис. 5 г), В плёнке, текущей па обогреваемой поверхности, наблюдается кипение в гребнях крупных волн.

В S 3.2 представлены результаты исследования теплообмена при вынужденном течении хладона R318C в кольцевом мипиканале. На рис. 6 Представлена кривая кипения. Область развитого кипения насыщенной жидкости соответствует режимам течения представленным на (рис. 5 б, в, г). При наличии в потоке жидких перемычек специфические режимы течения в узком зазоре не оказывают значительного слияния на теплообмен при кипении

Г'ис. 5. Режиму течения в кольцевом канале с внутренним обогревом: и) i пузырьковый; б) - снарядный; «J - поршневой; г) - клочковатый; О) - колышиой.

<зе> о

Ж О

• • G кг/м2 с Р бар

• • =200-300 ♦ =760-870 О =200-300 = 35 з 35 = 55

О =760-870 sä 5

10 ДТ [К]

100

Рис 6 Кривая кипения Я318С в кольцевом миниканале для различных давлений и массовых скоростей

движущейся жидкости При тепловых потоках меньше предельных,

локальные коэффициенты теплоотдачи в большей степени зависят от теплового потока и давления в системе и в меньшей степени от расхода и паросодержания,

следовательно, основной вклад в теплообмен вносит механизм пузырькового кипения Сравнение данных полученных при тепловых потоках меньше предельных с известными корреляциями для расчета локальных коэффициентов теплоотдачи при кипении движущейся жидкости показало, что расчеты по моделям Кутателадзе (1979) систематически завышает опытные данные на 20%, Klimenko (1990) систематически занижает опытные данные на 40%, Tran et al (1997) дает завышение на 10%, Liu & Winterton (1991) систематически занижает опытные данные на 40% В модели Кутателадзе (1979) кипение в большом объеме рассчитывалось с учетом влияния шероховатости поверхности по корреляции для хладонов, полученной Даниловой (1970), а конвекция по уравнению Петухова и Розена (1964) для кольцевых каналов

Анализ моделей показал, что в модели Liu & Winterton (1991), которая является результатом синтеза моделей Кутателадзе С С и Chen J , наилучшим образом обосновано совместное влияние пузырькового кипения и конвекции на теплообмен и учтено их взаимное влияние Сделав анализ работ по кипению в большом объеме, проведена модификация модели Liu Z & Winterton R Н S Рекомендуемые в оригинальной работе корреляции Cooper (1984) для расчета кипения и Dittos & Boelter (1930) для расчета вынужденной конвекции заменены корреляциями Даниловой Г Н и Петухова Б С, Розена И И Модифицированная модель наилучшим образом описывает экспериментальные данные при тепловых потоках ниже предельных

Измеренные локальные коэффициенты теплоотдачи в зависимости от паросодержания, в точке измерения температуры стенки, отнесенные к расчету по модифицированной модели, для различных давлений и массовых расходов приведены на рис 7 Наблюдается резкое ухудшение теплообмена при достижении критического паросодержания, характерное для кризиса

X о о

Gkt/m с, Р бар =200-300 =3 5 =200-300 =4 5 =200-300 =5 5 =760-870 =5

- - Закризисный

теплообмен --(Л/5) =250 =3 5

X Li Дорощук и лр(1977)

G кг/м2с, Р бар

1 =250 =5 5

2 =250 =4 5

3 =250 =3 5

4 =800 =5

Рис 7 Локальные коэффициенты теплоотдачи К318С, отнесенные к расчёту по модифицированной модели Ьш & \Ут1еПоп (1991) в зависимости от х Вертикальными линиями показан расчет х,т по Дорощук и др (1977)

теплоотдачи второго рода, Дорощук и др (1977) В закризисной области экспериментальные данные расположены между расчетом по закризисному теплообмену по модели из Groenveld & Delorme (1976) и расчетом по тепловому сопротивлению пленки при испарении жидкости в кольцевом режиме течения Толщина пленки рассчитывалась по Asali et al (1985)

По данным визуализации, в отличие от Дорощук и др (1977) и Кожелупенко и др (1982), ухудшение теплоотдачи в нашем случае связано не с пересыханием теплообменной поверхности, а с подавлением кипения в кольцевом режиме течения Расчет толщины пленки в кольцевом режиме течения по Asali et al (1985) показал, что ухудшение теплообмена наступает при толщине пленки меньше 70 мкм Оценка критической толщины пленки для подавления кипения по работе Толубинский и др (1977) дает значение порядка нескольких микрон, следовательно, это уравнение неприменимо для оценки условий подавления кипения в случае волновой пленки, обдуваемой турбулентным потоком газа

Marsh & Mudawar (1989) показали, что для свободно стекающей волновой

0.6

0.4

0.2

* Ж X

о

А А А Я

%<§

пленке линейном

турбулентной предположение

профиле температуры

применимо только внутри ламинарного подслоя. Для активного кипения в жидкости с числом Прандтля Много больше единицы, диаметр каверны, являющейся центром кипения, должен быть меньше толщины тепяошго подслоя. За пределам и этой области турбулентность поддерживает температуру близкую к температуре поверхности, и Зародыши с большим диаметром не активизируются. Диаметр активной каверны, основанный на тангенциальном критерии для

зародышеобразования (из

линейного профиля

температуры в жидкости и давления в пузырьке но уравнению Клайперона-Клаузиуса), можно рассчитать по уравнению из Davis Anderson (1966)

3

уin/ du

ОАШС Ellt!34a q!2HW

OBIÄ ф4к& ж RU4aq67kW

ДЯШл qlÜTkW

ХЯШа i)RlkVt + R134a i<54k W

Рис. 8. Сравнение относительного коэффициента теплоотдачи в зависимости от УиЛ^ш' Для хлалона К318С данные лля кольцевого миниканала: для хладона I? 134а данные из работы Нио с! а1 (2004).

= ^oTKllpgprkf

т Ш-РсКч«

(1)

Отношение между толщиной ламинарного и теплового подслоя плёнки можно оценить как Ргг°\ а толщину ламинарного подслоя можно оценить из

соотношения

УЬтЩР/ЬгУ^ ™ °6раЗОМ'

теплового подслоя в плёнке получаем

Sv

ДЛЯ толщины

(2)

У ,h =

Рг

0 .5

1

Ф » /Р /

На рис. Н показана зависимость экспериментально измеренного коэффициента теплоотдачи при кольцевом режиме течения, отнесённого к расчёту по модели Liu & Wiiiterton, в зависимости от отношения толщины температурного

330(1

а цмп/к]

2000

ЛТ|К|

Рис. 9. Данные; по теплообмену для К2 ] в условиях Тст=сопД в системе прямоугольных ребер. I - эксперимент, 2 - кипение па Даниловой (1969), 3 - конвекция по сс]. КоЬадфу е1 а! (1985).

И кипение полностью если это становится

практически подавляется, отношение меньше 2.

подавление кипения приводит к ухудшению теплоотдачи. На рис. 8 так же представлены данные из работы Нио а1 а1 (2004) для кипения хладона К134а при вынужденном течении в вертикальной, круглой трубе диаметром 2 мм. Ухудшение теплоотдачи для хладона Я 134а происходит а том же диапазоне отношений уцД)^,,, что и для хладона КЗ 18С.

В четвертой главе представлены результаты исследования теплообмена при кипении хладона Г<21 в вертикальных прямоугольных мини-каналам. В § 4.1 представлены результаты измерения средних коэффициентов теплообмена при

кипении хладона Г\2) в условиях естественной циркуляции вызванной всплывающими паровыми пузырями на экспериментальном участке «сборка прямоугольных каналов».

Коэффициенты теплоотдачи измерены в условиях моделирующих постоянную температуру стенки.

На рис. 9 представлено сравнение экспериментальных данных но Коэффициентам теплоотдачи в зависимости от температуры стенки с расчётными зависимостями для кипения в большем объеме и конвекции

Рис. 10. Последовательность кадров при кипении КI 1 в вертикальном прямоугольном канале 2x7мм. (12.5 к/с ч~1.5кВт/м2).

подслоя по (2) к диаметру центра парообразования по (I). Модель из АзаН # а! (1985) для волновой плёнки была использована для расчёта напряжения трения в ядре потока. Подавление кипения начинается, когда отношение толщины

теплового подслоя к диаметру активного центра парообразования становится меньше чем 3.5

однофазной жидкости Для расчета коэффициентов теплоотдачи при кипении использовалась формула Даниловой, так как она хорошо согласуется с экспериментальными данными различных авторов для хладона Ы21 При температурных напорах порядка одного градуса экспериментальные значения коэффициентов теплоотдачи значительно больше чем расчет Опыты по визуализации кипения насыщенного хладона 1111 в стеклянном вертикальном канале 2x7 мм (рис 10) показали, что кипение жидкости в стесненных условиях характеризуется высокой вероятностью объединения пузырьков и возникновения снарядного течения Как показано В В Кузнецовым и др (1997), стекающая пленка жидкости в прямоугольном канале перераспределяется по периметру канала В канале образуются области с очень тонкой пленкой Высокие значения коэффициента теплоотдачи на рис 9 связаны с испарением в области тонкой пленки жидкости на стенках канала, пузырьковое кипение при этом подавляется

В § 4 2 представлены результаты исследования локальных коэффициентов теплообмена при восходящем течении парожидкостного потока хладона Ы21 в вертикальном обогреваемом прямоугольном миниканале Получены данные по дисперсии температуры по периметру канала и во времени В ходе экспериментов фиксировалась массовая скорость, и варьировался тепловой поток (при фиксированном входном паросодержании) или входное паросодержание (при фиксированном тепловом потоке)

100

«я 10

К-21 С=215кг/м2 с

ДХвход=0 <>Хвход=025 О Хвход=0 5

О 1

10<АТ>[К]10°

Рис 10 Кривая кипения 1*21 в прямоугольном миниканале при различных паросодержаниях потока

20 15

5?

"s

I Ш

о

G=215 кг/м2с с

q=6 кВт/м2

- о

nCQdcfca®' о°

ООО

0 25

0 50 0 75 100 х

о Эксперимент —Клименко

-Liu Winterton

Рис 11 Средние по периметру прямоугольного миниканала коэффициенты теплоотдачи в зависимости от л в условиях q = const

Экспериментальные данные по среднему (по периметру канала) значению перегрева стенки в зависимости от величины теплового потока для различных входных паросодержаний при массовой скорости 215 кг/м2с приведены на рис 10 Наблюдается сильное расслоение данных в зависимости от паросодержания, следовательно, конвективный механизм вносит существенный вклад в процесс теплообмена

Данные при фиксированном тепловом потоке q = 6 кВт/м2 представлены на рис 11 Сравнение с расчетом по моделям Клименко В В и Liu Z & Winterton RHS также показано на рис 11, при этом в модели Лиу - Винтертона используется корреляция Даниловой ГН При паросодержаниях меньше 0 5, модифицированная модель Лиу - Винтертона, так же, как и в случае с кипением хладона R318C в кольцевом миниканале, наилучшим образом описывает опытные данные Модель Клименко В В несколько занижает данные При высоких значениях паросодержания измеренные значения коэффициента теплоотдачи значительно превышают расчет, кризиса теплоотдачи не наблюдается даже при л-0 97 Причиной высоких значений коэффициентов теплоотдачи является перераспределение жидкости по

периметру канала при

со

05 04 03 02 0 1 00

G=215 кг/м с

ОЩ

Хвх=0

е*

20 q [кй/м2] 40

^=025 ^=05 О ▲

8с о О д

Рис 12 Среднеквадратичные отклонения распределения локальных температур стенки в зависимости от теплового потока при разных входных паросодержаниях (1121)

паросодержании выше 0 5 Доказательством этого являются данные по стандартным отклонениям для температур стенки, полученные при различных значениях входного

паросодержания, показанные на рис 12

Круглыми точками

обозначены данные, когда на вход канала подавалась слабо недогретая жидкость, а ромбами и треугольниками данные с входным паросодержанием равным 0 25 и 0 5 соответственно Светлые точки показывают среднеквадратичное во времени отклонение средней по периметру температуры

5" 40

"а

1н

а 20

оо

0 05 х 1

Рис 13 Расчет вкладов пузырькового кипения и вынужденной конвекции на теплоотдачу при кипении Я21 в прямоугольном миниканале по модели Лиу - Винтертона

4 Я

Я

2

1

о

0 5 10 И

Клименко

— — Ьи ТУнИетт

- - - - Капс]11каг

Тгап а1

Рис 14 Локальные коэффициенты теплоотдачи в зависимости от паросодержания при кипении 1121 в прямоугольном миниканале

стенки, а темными точками обозначены стандартное

отклонение распределения

температуры по периметру канала Наблюдается слабая зависимость временной дисперсии от теплового потока В то же время неравномерность распределения температуры по периметру значительно возрастает с ростом теплового потока, причем для входного паросодержаний больше 0 5 пространственная дисперсия увеличивается существенно

больше, чем для паросодержаний меньше 0 5

Подавление пузырькового кипения в тонких пленках не приводит к ухудшению теплоотдачи потому, что для кипения И21 вклад пузырькового кипения не является

преобладающим Это

продемонстрировано расчетом на рис 13 Здесь продемонстрирован расчет вкладов кипения и конвекции по модифицированной модели Лиу - Винтертона при разных тепловых потоках Вклад конвекции существенен во всем диапазоне тепловых потоков, в данном случае конвективный механизм теплообмена является определяющим и подавление кипения не приводит к ухудшению теплоотдачи в отличие от кипения 11318С в кольцевом миниканале

0=215 кг/м2с

Кипение (40 кВт/м2)

'Конвекция

♦

„

, Кипение (8кВт/|\/г)

0=50 кг/м , х„=0 2

Экспериментальные данные по коэффициентам теплоотдачи в зависимости от теплового потока для массовой скорости 50 кг/м2с при входном паросодержании 02 и сравнение их с расчетом по модели теплообмена Klimenko (1990), Kandlikar & Balasubramaman (2004), Liu & Winterton (1991), Tran et al (1997) представлены на рис 14 При массовом расходе хладона 50 кг/м2с измеренные значения коэффициента теплоотдачи существенно превышают расчетные по всем моделям На рис 15 представлены данные по среднеквадратичным отклонениям температуры стенки в зависимости от массового паросодержания для данных, представленных на рис 14 Светлые точки показывают среднеквадратичное во времени отклонение средней по периметру температуры стенки, а темными точками обозначены стандартное отклонение распределения температуры стенки по периметру канала С ростом теплового потока и паросодержания происходит значительное увеличение неравномерности распределения температуры по периметру канала Когда массовое паросодержание становится выше 0 5, а q достигает 12 кВт/м2,

среднеквадратичное отклонение температуры по периметру резко падает, а временная дисперсия возрастает, и эти величины сравниваются Одновременно наблюдается уменьшение значений коэффициентов теплоотдачи Рост временной дисперсии указывает на образование нестабильных во времени и пространстве сухих областей Это является причиной уменьшения теплоотдачи Значение паросодержания равное 0 5 при G=50 кг/м2с по данным Кузнецова и др (2003) соответствует переходу к кольцевому режиму течения В некруглых миниканалах при малых массовых скоростях капиллярные силы перераспределяют жидкость по периметру канала, что в случае преобладающего влияния конвекции приводит к интенсификации теплоотдачи

G=50 кг/м с,хт =0 2

02 03 04 05 06

х

Рис 15 Среднеквадратичные отклонения распределения локальных температур стенки в зависимости от паросодержания потока 1121 в прямоугольном обогреваемом миниканале для массовой скорости 50 кг/м2с

выводы

1 Проведенные измерения локальных коэффициентов теплоотдачи и визуализация режимов течения при кипении хладона И318С в условиях вынужденной конвекции в горизонтальном кольцевом миниканале показали, что капиллярные силы изменяют режимы течения при кипении движущейся жидкости в канале с малым зазором При наличии в потоке жидких перемычек специфические режимы течения в узком зазоре не оказывают значительного влияния на теплообмен

2 При кипении хладона И318С в условиях вынужденной конвекции в кольцевом миниканале выделена область ухудшения теплообмена в кольцевом режиме течения Причиной кризиса является отсутствие жидких перемычек и подавление пузырькового кипения в пленке жидкости, которое происходит для хладона R3J.SC при толщине пленки меньше 70 мкм Показано, что подавление кипения в волновой пленке, обдуваемой турбулентным потоком пара, начинается, когда толщина теплового подслоя (ул) сравнима с диаметром зародыша кипения (с1йп) При У(|Д1Кш <2 кипение полностью подавляется

3 Исследования теплообмена при кипении хладона Я318С в кольцевом миниканале показали, что в докризисной области локальные коэффициенты теплоотдачи можно рассчитывать по модели Лиу и Винтертона, если для расчета вклада кипения использовать корреляцию Даниловой

4 Проведенное исследование теплообмена для хладона 1*21 в системе прямоугольных вертикальных миниканалов шириной порядка капиллярной постоянной в условиях конвекции наведенной всплывающими пузырями-снарядами, показало, что преимущественным механизмом теплоотдачи в такой системе является испарение

5 Исследование теплообмена при кипении хладона Ы21 в прямоугольном миниканалах показали, что при массовых скоростях более 200 кг/м2с в докризисной области локальные коэффициенты теплоотдачи можно рассчитывать по модели Лиу и Винтертона, если для расчета вклада кипения использовать корреляцию Даниловой При массовых скоростях менее 55 кг/м2с капиллярные силы оказывают существенное влияние на распределение пленки жидкости по периметру канала, вследствие чего происходит интенсификация теплоотдачи и существующие модели неприменимы для расчета теплообмена

6 Проведенное исследование показало, что в кольцевом режиме течения тонкие пленки могут приводить как к ухудшению теплоотдачи из-за подавления пузырькового кипения в случае, когда оно является определяющим (хладон Ы318С), так и к интенсификации теплоотдачи из-за перераспределения

жидкости по периметру некруглого канала в случае, когда вклад вынужденной конвекции в теплообмен является преобладающим (хладон 1121)

Основное содержание диссертации опубликовано в следующих работах:

1 Kuznetsov V V , Shamirzaev A S , (1999), Two-phase flow pattern and flow boiling heat transfer in non- circular channel with a small gap // Procigen of Two-Phase Flow Modeling and Experimentation 1999, GP Celata, P Di Marco and R К Shah (Editors), 1999 Ediziom ETS, Piza, vol 1, pp 249 - 256

2 Кузнецов В В Шамирзаев А С Теплообмен при кипении в стесненных условиях Труды 3 Российской национальной конференции по теплообмену 21-25 октября 2002, Москва, изд МЭИ, с 119-122

3 Кузнецов В В Шамирзаев А С Теплообмен при кипении в прямоугольном канале малого размера XXVI Сибирский теплофизический семинар 17-19 июня 2002г Сб трудов Новосибирск ИТ СО РАН, 2002г ст №104

4 Kuznetsov V V , Shamirzaev A S Flow boiling heat transfer in minichannels // Proc of Eurotherm Seminar No 72 Thermodynamics Heat and Mass Transfer of Refrigeration Machines and Heat Pumps, Valencia, Spain, on March 31 to April 2, 2003

5 В В Кузнецов, А С Шамирзаев, И Н Ершов Теплообмен при кипении и режимы восходящего течения в сборке каналов малого размера 5й Минский Международный форум по тепломассообмену, г Минск, 2004г док 5-34, 8 с

6 Кузнецов В В , Шамирзаев А С , Димов С В , Теплообмен при испарении и конденсации при восходящем кипении хладона R21 в системе вертикальных прямоугольных мини-каналов Труды XXVII Сибирского теплофизического семинара, 2004 , статья 081

7 Kuznetsov V V , Shamirzaev A S , Ershov IN , (2004), Flow Boiling Heat Transfer and Regimes of Upward Flow in Minichannels, 3rd Int Symposium on Two-Phase Flow Modeling and Experimentation, 22-25 September, Pisa, Italy, ven 03, 6 с

8 Kuznetsov V V , Vitovsky О V ,Shamirzaev A S Boiling Heat Transfer in Minichannels //NATO Science Series II Mathematics, Physics and Chemistry V 193 Microscale Heat Transfer Fundamental and Applications, (Edits) S Kakac, L L Vasiliev, Y Bayazitoglu, and Y Yener, Springer, The Netherlands, 2005 - P 255-272

9 Кузнецов В В , Шамирзаев А С Особенности теплообмена при кипении хладона 21 в некруглых мини-каналах// Труды 4 Российской национальной конференции по теплообмену Т 5, 2006, С 265-268

10 Кузнецов В В , Витовский О В , Сафонов С А, Шамирзаев А С Теплофизические проблемы создания компактных испарителей на основе каналов малого размера// ГЕО-Сибирь-2006 Т 4 Специализированное приборостроение, метрология, теплофизика, микротехник, сб материалов междунар научн конгресса «ГЕО-Сибирь-2006», 24-28 апреля 2006 г, Новосибирск СГГА, 2006 - С 305-310

11 Kuznetsov VV, Shamirzaev AC Boiling heat transfer for fréon R21 m rectangular mimcannel/ZProc 4th International Conference on Nanochannels, Microchannels and Minichannels, June 19-21, 2006, Limerick, Ireland, Icnmm 2006-96096

12 Кузнецов В В , Шамирзаев А С , 2007, Режимы течения и теплообмен при кипении движущегося хладона R318C в кольцевом миниканале, Теплофизика и аэромеханика, т 14 №1 с 57-66

Подписано к печати 25 апреля 2007 г Заказ № 34 Формат 60x84/16 Объем 1 уч -изд лист Тираж 100 экз

Отпечатано в Институте теплофизики СО РАН 630090, г Новосибирск, пр Академика Лаврентьева, 1

Принятые обозначения.

Введение.

Глава 1 Современное состояние исследований по теплообмену и гидродинамике газопарожидкостных течений в миниканалах.

§1.1 Теплообмен при кипении в стеснённых условиях.

§1.2 Расчёт теплообмена при течении двухфазных потоков в каналах.

1.2.1 Теплоотдача при кипении в большом объёме.

1.2.2 Теплоотдача при вынужденной конвекции.

1.2.3 Модели для расчёта теплоотдачи при кипении в каналах.

§1.3 Классификация режимов течения.

§1.4 Феноменологические модели режимов течения.

1.4.1 Снарядный режим течения.

1.4.2 Вспененный режим течения.

1.4.3 Кольцевой режим течения.

§1.5 Выводы, постановка задач исследования.

Глава 2 Экспериментальные установки и методика измерений:.

§2.1 Экспериментальная установка «Фреоновый Контур».

§2.2 Экспериментальный участок «сборка прямоугольных каналов» и методика измерений коэффициентов теплообмена.

§2.3 Экспериментальный участок «прямоугольный канал».

§2.4 Экспериментальный участок «кольцевой канал».

§2.5 Методика и погрешности измерений.

2.5.1 Измерение температур.

2.5.2 Методика расчёта перепадов давления при двухфазном течении в миниканалах и погрешность измерений давлений.

2.5.3 Погрешность измерений ЭДС.

2.5.4 Погрешность измерений расходов.

Глава 3 Исследование локальных коэффициентов теплообмена и визуализация течения при вынужденном течении хладона Я318С в горизонтальном кольцевом миниканале с внутренним обогревом.

§3.1 Структура парожидкостного потока.

§3.2 Теплообмен при вынужденном течении.

Глава 4 Исследование коэффициентов теплообмена при кипении хладона 1121 в вертикальных прямоугольных миниканалах.

§4.1 Кипение хладона 1121 в системе вертикальных прямоугольных каналов без вынужденного течения.

§4.2 Исследование локальных коэффициентов теплообмена при восходящем течении парожидкостного потока хладона Я21 в вертикальном обогреваемом прямоугольном миниканале.

Выводы.

Исследование режимов течения и тепломассопереноса при кипении движущейся жидкости в мини и микроканалах является одной из важных задач теплофизики фазовых переходов. Движение жидкости в мини и микроканалах с поперечным размером меньше капиллярной постоянной характеризуется существенным влиянием капиллярных сил и эффектов стесненности на режим течения и теплообмена. В условиях определяющего влияния капиллярных сил меняются режимы течения и тепломассопереноса, и могут существовать режимы нехарактерные для каналов большого размера. Сложность исследования теплообмена при фазовых переходах в миниканальных системах связана и с тем, что в компактных испарителях и конденсаторах режимы течения могут меняться от ламинарного и переходного, до турбулентного.

Прикладные аспекты рассматриваемой проблемы связаны с перспективой применения каналов малого и сверхмалого размера в промышленности для интенсификации тепломассопереноса в компактных испарителях-конденсаторах криогенных и энергетических устройств, в том числе разрабатываемых сейчас новых типов паровых котлов и тепловых насосов, аппаратов водородной энергетики и химической технологии. Активно развивается направление по созданию компактных микроканальных теплообменников для компьютерных систем. Миниканалы (каналы с размером порядка капиллярной постоянной) уже сейчас широко используются в криогенной и холодильной промышленности в связи с их высокой тепловой эффективностью. Активно развивается направление по созданию компактных микроканальных теплообменников для компьютерных систем.

Данные экспериментальных исследований представленные в литературе в настоящее время противоречивы. По одним данным пузырьковое кипение является определяющим механизмом теплообмена в миниканалах, в других работах теплоотдача определяется конвективным механизмом и испарением. Так же отмечается зависимость механизма теплообмена от режимов течения. Влияние капиллярных сил на теплообмен недостаточно хорошо определено в условиях высоких массовых скоростей. Теплоотдача в миниканалах определяется как многообразием режимов течения и граничных условий, так и геометрическими параметрами. Из-за сложности возникающих задач их чисто теоретическое решение не представляется возможным.

В этой связи особенно актуальна роль систематических экспериментальных исследований, а так же анализ и построение моделей, учитывающих физические механизмы, влияющие на гидродинамику и теплообмен двухфазных потоков в мини-каналах.

Целью настоящей работы является проведение систематических экспериментальных исследований режимов течения и локальных характеристик теплообмена при кипении движущихся хладонов в миниканалах в широком диапазоне определяющих параметров и определение границ применимости существующих моделей теплообмена при кипении в миниканалах.

Достижение этой цели потребовало решения следующих экспериментальных и методических задач:

1. Создание комплекса экспериментальных установок и развитие методик визуализации течения и измерения локальных характеристик теплообмена при кипении в мини-каналах различной ориентации.

2. Разработка метода приготовления двухфазного потока с заданным паросодержанием на входе в рабочий участок, что позволило применить короткие измерительные участки для исследования коэффициентов теплообмена в широком диапазоне паросодержаний потока.

3. Разработка методов подавления пульсации давления в экспериментальных участках, связанных с выходными условиями.

4. В широком диапазоне массовых скоростей и тепловых нагрузок получение режимов течения и измерение локальных коэффициентов теплоотдачи при кипении движущегося хладона 318С в горизонтальном кольцевом миниканале.

5. Измерение локальных коэффициентов теплоотдачи по периметру и длине вертикального прямоугольного мини-канала при восходящем течении хладона R21 для двух массовых скоростей, G=215 (±15) кг/м с и G=50(±3) кг/м2с в диапазоне тепловых нагрузок от 1 кВт/м2до 40 кВт/м2.

6. Измерение локальных коэффициентов теплоотдачи при кипении хладона R21 в системе прямоугольных вертикальных мини-каналов в условиях конвекции под воздействием вплывающих пузырей- снарядов.

7. Обобщение полученных результатов на основе известных моделей теплообмена при кипении движущейся жидкости их развитие и модификацию.

Научная новизна полученных результатов состоит в том, что автором впервые:

• Измерены локальные коэффициенты теплоотдачи, в том числе их распределение по периметру канала, при развитом кипении хладонов R318C и R21 в условиях вынужденного течения в кольцевом и прямоугольном миниканалах в широком диапазоне массовых скоростей, тепловых потоков и параметров среды и выделены области преобладающего влияния пузырькового кипения и вынужденной конвекции на теплообмен.

• Показано, что хотя капиллярные силы существенно изменяют режимы течения при кипении движущейся жидкости в кольцевом горизонтальном канале с малым зазором, при наличии в потоке жидких перемычек специфические режимы течения в узком зазоре не оказывают значительного влияния на теплообмен.

• При кипении хладона R318C в условиях вынужденной конвекции в кольцевом канале выделена область ухудшения теплообмена в кольцевом режиме течения. Предложена методика расчёта условий подавления кипения в тонких плёнках, обдуваемых турбулентным потоком пара.

• Обнаружено, что при кипении хладона 1121 в сборке затопленных прямоугольных миниканалов, в условиях конвекции наведенной всплывающими пузырями-снарядами, преимущественным механизмом теплоотдачи является испарение.

• Показано, что при кипении хладона 1121 в прямоугольном миниканале при массовых скоростях менее 55 кг/м2с капиллярные силы оказывают существенное влияние на распределение плёнки жидкости по периметру канала, вследствие чего происходит интенсификация теплоотдачи.

• Предложена модификация модели Лиу Винтертона, позволившая обобщить экспериментальные данные по кипению в докризисной области хладонов 11318С и Я21 в кольцевом и прямоугольном миниканалах при у массовых скоростях больше 200 кг/м с с погрешностью не более ±10%.

• Показано, что реализация режимов с тонкими плёнками может приводить как к ухудшению теплоотдачи при подавлении кипения в случае, когда кипение является определяющим (хладон Я318С), так и к интенсификации теплоотдачи из-за перераспределения жидкой плёнки по периметру некруглого канала в случае, когда кипение не является определяющим (хладон 1121С).

Автор защищает:

1. Результаты систематического измерения локальных коэффициентов теплоотдачи и визуализации течения при кипении хладона Я318С в горизонтальном кольцевом миниканале с внутренним обогревом.

2. Результаты систематического измерения локальных коэффициентов теплоотдачи при кипении хладона Я21 в вертикальном прямоугольном миниканале.

3. Результаты экспериментального исследования теплообмена в зависимости от перегрева стенки хладона 1121 в системе прямоугольных вертикальных мини-каналов шириной порядка капиллярной постоянной в условиях наведённой генерирующимися паровыми снарядами конвекции.

4. Методику расчёта условий подавления кипения в тонких плёнках обдуваемых турбулентным потоком пара.

5. Методику расчёта локальных коэффициентов теплоотдачи при кипении в миниканалах.

Достоверность полученных результатов подтверждается оценкой величины ошибок измерений, проведением калибровочных экспериментов, в том числе в условиях однофазной конвекции, а так же использованием специально разработанных методик измерения.

Практическая ценность. Полученные результаты могут быть использованы при проектировании и оптимизации компактных теплообменников при расчёте характеристик теплообмена при кипении хладонов. Показана возможность полного бескризисного испарения жидкости в прямоугольных миниканалах.

Данная работа выполнена в лаборатории многофазных систем Института теплофизики СО РАН. В диссертации лично соискателем проведено конструирование рабочих участков, создание и отработка методик измерений локальных характеристик теплообмена, выполнена обработка первичных данных и обобщены результаты исследований выполненных автором самостоятельно и в сотрудничестве с сотрудниками лаборатории.

Данный цикл работ проводился под руководством и при непосредственном участии д.ф.-м.н. В.В. Кузнецова. Экспериментальное исследование локальных коэффициентов теплообмена в кольцевом канале проводилось при участии О.С. Ким. Экспериментальное исследование локальных коэффициентов теплообмена в вертикальном прямоугольном канале проводилось при участии В.И. Иванова.

Эксперименты по исследованию парожидкостных потоков проводились на установке «Фреоновый контур» созданной в лаборатории многофазных систем Института теплофизики СО РАН.

11

Апробация работы.

Основные результаты, представленные в диссертации, докладывались на: International Symposium on Two-Phase Flow Modeling and Experimentation (Пиза, 1999); 3 Российской национальной конференции по теплообмену (Москва, 2002); XXVI Сибирский теплофизический семинар (Новосибирск 2002); Eurotherm Seminar No 72: Thermodynamics Heat and Mass Transfer of Refrigeration Machines and Heat Pumps (Валенсия, 2003); 5 Минский Международный форум по тепломассообмену (Минск, 2004); XXVII Сибирского теплофизического семинара (Новосибирск, 2004); 3 International Symposium on Two-Phase Flow Modeling and Experimentation (Пиза, 2004); 4 Российской национальной конференции по теплообмену (Москва, 2006); Международном Научном конгрессе «ГЕО-Сибирь-2006» (Новосибирск, 2006); 4 International Conference on Nanochannels, Microchannels and Minichannels, (Лимерик, 2006). По теме диссертации в отечественной и зарубежной печати опубликовано 12 работ.

выводы

1. Проведённые измерения локальных коэффициентов теплоотдачи и визуализация режимов течения при кипении хладона Я318С в условиях вынужденной конвекции в горизонтальном кольцевом миниканале показали, что капиллярные силы изменяют режимы течения при кипении движущейся жидкости в канале с малым зазором. При наличии в потоке жидких перемычек специфические режимы течения в узком зазоре не оказывают значительного влияния на теплообмен.

2. При кипении хладона 11318С в условиях вынужденной конвекции в кольцевом миниканале выделена область ухудшения теплообмена в кольцевом режиме течения. Причиной кризиса является отсутствие жидких перемычек и подавление пузырькового кипения в плёнке жидкости, которое происходит для хладона Я318С при толщине пленки меньше 70 мкм. Показано, что подавление кипения в волновой плёнке, обдуваемой турбулентным потоком пара, начинается, когда толщина теплового подслоя (у(ь) сравнима с диаметром зародыша кипения (<31ап). При у1Ь/с!гап <2 кипение полностью подавляется.

3. Исследования теплообмена при кипении хладона Я318С в кольцевом миниканале показали, что в докризисной области локальные коэффициенты теплоотдачи можно рассчитывать по модели Лиу и Винтертона, если для расчёта вклада кипения использовать корреляцию Даниловой.

4. Проведенное исследование теплообмена для хладона Я21 в системе прямоугольных вертикальных миниканалов шириной порядка капиллярной постоянной в условиях конвекции наведенной всплывающими пузырями-снарядами, показало, что преимущественным механизмом теплоотдачи в такой системе является испарение.

5. Исследование теплообмена при кипении хладона 1121 в прямоугольном миниканалах показали, что при массовых скоростях более 200 кг/м2с в докризисной области локальные коэффициенты теплоотдачи можно рассчитывать по модели Лиу и Винтертона, если для расчёта вклада кипения использовать корреляцию Даниловой. При массовых скоростях менее 55 кг/м2с капиллярные силы оказывают существенное влияние на распределение плёнки жидкости по периметру канала, вследствие чего происходит интенсификация теплоотдачи и существующие модели неприменимы для расчёта теплообмена.

6. Проведённое исследование показало, что в кольцевом режиме течения тонкие плёнки могут приводить как к ухудшению теплоотдачи из-за подавления пузырькового кипения в случае, когда оно является определяющим (хладон 11318С), так и к интенсификации теплоотдачи из-за перераспределения жидкости по периметру некруглого канала в случае, когда вклад вынужденной конвекции в теплообмен является преобладающим (хладон 1121).

1. Balasubramanian, P., and Kandlikar S.G., (2004) "An Extension of the Flow Boiling Correlation to Transition, Laminar and Deep Laminar Flows in Minichannels and Microchannels," Heat Transfer Engineering, 25 (3), pp. 86-93.

2. Barajas, A.M. and Panton, R.L. (1993), The effect of contact angle on two-phase flow in capillary tubes. Int. J. Multiphase Flow 19, N2 pp337-346.

3. Baraea D. and Brauner N., (1985), Holdup of the liquid slug in two-phase intermittent flow, Int. J. Multiphase Flow 11,43-49.

4. Barnea D., (1987), A unified model for predicting flow pattern transitions for the whole range of pipe inclinations, Int. J. Multiphase Flow 13,1-12.

5. Bi Q.C., Zhao T.S., (2001), Taylor bubbles in miniaturized circular and noncircular channel, Int. J. of Multiphase Flow, 27 pp561-570.

6. Brauner N. and Barnea D., (1986), Slag-charn transition in upward gas-liquid flow, Chemical Engineering Science, Vol.41, N1, ppl59-164.

7. Chen, J., (1966), Correlation for boiling heat transfer to saturated fluids in convective flow, Industrial Engineering and Chemistry Process Design and Development 5,3, pp.322-329.

8. Cooper M.G., (1984a) Heat Flow Rates in Saturated Nucleate Pool Boiling A Wide Ranging Examination using Reduced Properties, Advances in Heat Transfer, vol. 16, pp. 157-239.

9. Cooper, M.G., (19846), Saturation nucleation pool boiling a simple correlation, IChemE Symp. Series № 84, pp. 785-793.

10. Danilova G.N. and Kupriyanova A.V., Boiling Heat Transfer to Freons C318 and 21, Heat Transfer- Soviet Research, vol. 2(2), 79-83,1970

11. Davis E.J. and Anderson G.H., (1966), The incipience of nucleate boiling in forced convection flow, AIChE J V12,774-780.

12. Dittus E.J. and Boelter L.M.K. (1930) Publications on Engineering, Univ. California, Berkeley, Vol.2, pp. 443.

13. Dukler, A.E., Taitel, Y. 1986, Flow Pattern Transition in gas-liquid systems: measurement and modeling. In Multiphase Science and Technology, Vol.2 (Edited by Hewitt, G.F. Delhaye, J.M. & Zuber, N.), pp-1-94. Hemisphere, Washington, DC.

14. Editors Rohsenow W. M., Hartnett J. P., Ganic E.N., (1985), Handbook of Heat Transfer Applications, Second Edition.

15. Feldman, A., Marvillet, C., Lebouche, M., 2000, Nucleate and convective boiling in plate fin heat exchangers, Int. J. of Heat and Mass Transfer, Vol. 43, pp. 34333442.

16. Forster, H. K., and Zuber, N., (1955), "Dynamics of Vapor Bubbles and Boiling Heat Transfer," AIChE J. 1, pp. 531-535.

17. Gnielinski, V., (1976), New Equations for Heat and Mass Transfer in Turbulent Pipe and Channel Flow, International Chemical Engineer, vol. 16, pp. 359-368.

18. Govan, A.N., Hewitt, G.F., Richter, H.J. & Scott, A. (1991) Flooding and charnflow in vertical pipes, Int. J. Multiphase Flow 17,27-44.

19. Griffith P. and Snyder G.A., (1964), The bubbly-slug transition in a high velocity two-phase flow, MIT Report N5003-29.

20. Groenveld, D.C. and Delorme, G.G. J. (1976) Prediction of the Thermal Non-Equilibrium in the Post-Dryout Regime, Nuclear Engineering and Design, Vol 36, pp 17-26.

21. Han Ju Lee, Sang Yong Lee, (2001), Heat transfer correlation for boiling flows in small rectangular horizontal channels with low aspect ratios, Int. J. of Multiphase Flow, Vol. 27, pp. 2043-2062.

22. Hartnett J.P. and Kostic M. (1989), "Heat Transfer to Newtonian and Non-Newtonian Fluid in Rectangular Ducts," Adv. Heat Transfer, 19 pp.247-356.

23. Hewitt G.F. and Hall Taylor N.S., (1970), Annular Two-Phase Flow, Pergamon Press, Oxford, England.

24. Hewitt G.F., (1978), Measurement of Two-Phase Flow Parameters, Academic, London.

25. Höhmann C., Stepan P., (2002), Microscale temperature measurement at an evaporating liquid meniscus, Experimental Thermal and Fluid Science, 26 pp. 157162.

26. Jacobi A.M., Thome J.R., (2002), Heat transfer model for evaporation of elongated bubble flows in microchannels, J HEAT TRANSFER, Vol. 124. N 6. - P. 11311136.

27. Jayanti S., Hewitt G.F., (1992), Prediction of the slug-to-churn flow transition in vertical two-phase flow, Int. J. Multiphase Flow, Vol.18 N6, pp 847-860.

28. Kandlikar, S.G. 1990. A general correlation for saturated two-phase flow boiling heat transfer inside horizontal and vertical tubes. Journal of Heat Transfer 112:219228.

29. Kern. D., and Kraus A. D., Extended Surface Heat Transfer, McGraw-Hill, New York, 1972.

30. Kew P.A. and Cornwell K., (1997) Correlation for the prediction of boiling heat transfer in small diameter channels, Applied Thermal Engineering 17, 8-10, 705715.

31. Kew, P.A., and Cornwell, K., (1995), Confined bubble flow and boiling in narrow channels, 10th Int. Heat Transfer Conf., Brighton, UK

32. Klimenko V.V., (1982), Heat transfer intensity at forced flow boiling of cryogenic liquids in tubes, Cryogenics, v.22,11, p. 569-576.

33. Klimenko V.V., 1990, A generalized correlation for two-phase forced flow heat transfer second assessment, Int. J. of Heat and Mass Transfer, v 33, №10, pp. 2073-2088.

34. Marsh W.J. and Mudawar I., (1989), Predictind the onset of nucleate boiling in wavy free-falling turbulent liquid films, Int J Heat and Mass Transfer, Vol. 32,N2,pp361-378.

35. McQuillan K.W., Whalley P.B., (1985), Flow patterns in vertical two-phase flow, Int. J. Multiphase Flow 11, 161-175.

36. Mishima K., Hibiki T., Nishihara H., (1993), Same characteristics of gas-liquid flow in narrow rectangular ducts, Int. J. Multiphase Flow, Vol.19, ppl 15-124.

37. Mishima K., Ishii M., (1984), Flow regime transition criteria for upward two-phase flow in vertical tubes, Int. J. Heat and Mass Transfer vol.27, N5, pp723-738.

38. Nakoryakov V.E., Kuznetsov V.V., and Vitovsky O.V, (1992), Experimental Investigation of Upward Gas-Liquid Flow in a Vertical Narrow Annulus, Int. J. Multiphase Flow, vol. 18, pp.313-326.

39. Niclin N.J., Wilkes J.L. and Davidson J.F., (1962), Two-phase Flow in Vertical Tubes, Trans. Inst. Chem. Eng., vol.40, pp. 61-68.

40. Nishikawa K., Fujita Y., Ohta H. and Hidaka S., (1979), Heattransfer in Nukleate Boiling of Freon, Heat Transfer- Japanees Research 8(3), 16-36.

41. Owen D.G., (1986), An experimental and theoretical analysis of equilibrium annular flow. Ph. D. Thesis, Univ. of Birmingham, Birmingham, U.K.

42. Hoo- kyu Oh, Masafumi Katsuta, Kohichi Shibata, (1998) Heat transfer characteristics of R 134a in capillary tube heat exchanger, Heat Transfer 1998, proceedings of 11 IHTC Vol6 ppl31-136.

43. Radovichich N.A., Moissis R., (1962), The transition from two-phase bubble flow to slug flow, MIT Report N 7-7633-22.

44. Robertson, J. M., (1982), The correlation of boiling coefficients in Plate-Fin Heat Exchanger passages with a film flow model, in 7th Int. Heat Transfer Conference Munich, pp341-345.

45. Robertson, J. M., Lovergrove P.C., (1983), Boiling heat transfer with Freon 11 in brazed aluminum Plate-Fin Heat Exchangers J. of Heat and Mass Transfer 105.

46. Robertson, J.M., (1979), Boiling Heat Transfer with Liquid Nitrogen in Braised-Aluminum Plate-Fin Heat Exchangers, AIChE Symposium Series 75, Vol. 189, 151-164

47. Scott D.S., (1963), Advances in Chemical Engineering, Academic Press, vol.9, pl99.

48. Shah R.K. and London A.L., (1978), Laminar flow Forced Convection in Ducts, Supplement 1 to Advances in Heat Transfer, Academic, New York.

49. Stephan K., (1962), Wärmeübergang bei Turbulenter und bei Laminarer Strömung in Ringspalten, Chem. Ing. Tech., vol. 34, pp. 207-212.

50. Taitel Y., Barnea D., Dukler A.E., (1980), Modeling flow pattern transition for steady upward gas-liquid flow in vertical tubes, AIChE J. vol.26, pp.345-354.

51. Taitel Y., Dukler A.E., (1976), A Model for Predicting Flow Regime Transitions in Horizontal and Near Horizontal Gas-Liquid Flow, AIChE J ,vol22, pp47-55.

52. Train, T.N., Wambsganss, M.W. and France, D. M., (1996), Small Circular- and a Rectangular Channel Boiling with Two Refrigerants, International Journal Multiphase Flow, 22, pp. 485-498.

53. Tran, T.N., Wambsganss, M.W., Chyu, M.C. and France, D.M., (1997), A Correlation for Nucleate Flow Boiling in a Small Channel, Proc. Int. Conf. On Compact Heat Exchangers for Process Industries, pp.291-304.

54. Triplett K.A., Ghiaasiaan S.M., Abdel-khalik S.I., LeMouel A., McCord B.N., (1999), Gas-Liquid two-phase flow in microchannels Part II: void fraction and pressure drop. Int. J. of Multiphase Flow vol.25, pp.395-410.

55. Tung K.W., Darlange J.Y., (1976), Note on the motion of long bubbles in closed tube influence of surface tension, Acta Mechanica 24,pp-313-317.

56. Wadekar,V.V., (1992), Flow boiling of heptane in a plate-fin heat exchanger passage, Compact Heat Exchangers for the Process and Power Industries, ASME HTDv201,pp. 1-6.

57. Wallis G.B., (1969), One-Dimensional Two-Phase Flow, McGraw-Hill Book Co., New York.

58. Wambsganss M. W., Jendrzejczyk J. A., France D. M, (1991), Two-phase flow patterns and transitions in a small, horizontal, rectangular channel, Int. J. Multiphase Flow 17,327-342.

59. Wambsganss, M.W., France, D.M., Jendrzejczyk, J.A., and Train, T.N., (1993), Boiling heat transfer in a horizontal small-diametr tube, Journal of Heat Transfer, 115 (November), pp 963-972.

60. White and Beardmore, (1962), The velocity of rise of single cylindrical air bubbles through liquids contained in vertical tubes, Chemical Engineering Science, Vol.17, pp-351-361.

61. Zhang J., Giot M., (1995), Phenomenological Modeling of Flow Regime Map in Vertical Gas-Liquid Countercurrent Flows, Proc. Of the First Int. Symp. On Two-Phase Flow Modeling and Experimentation, Rome, Italy, 9-11 October.

62. Биркгоф Г., Сарантонелло Э., (1964), Струи, следы и каверны. М. Мир.

63. Боброва Г.И., Стасевич Л.А., (1973), Исследование теплообмена при кипении азота в узких каналах, ИФЖ, 25,2, с.227-231.

64. Гогонин И.И., (1970), Теплоотдача при кипении хладона 21 в условиях естественной конвекции, Холодильная техника, 3,24-28.

65. Гогонин И.И., (2005), Зависимость теплообмена при кипении от свойств и геометрических параметров теплообменной поверхности, Тезисы доклада XXVIII Сибирский геплофизический семинар, Новосибирск, с.63-64.

66. Григорьев В.А. Павлов Ю.М. Аметистов Е.В., (1977), Кипение криогенных жидкостей, М. «Энергия» 288с.

67. Данилова Г.Н., (1969), Обобщение данных по теплоотдаче при кипении фреонов, Холодильная техника и технология, Вып.8, с.79-85.

68. Деев В.И., Архипов В.В. и Новиков В.Н., (1984), Теплообмен при кипении азота в условиях вынужденного течения, Теплоэнергетика, 3 сс 26-29.

69. Долгой М.Л., Троянов A.M. и Пузиков Ю.А., (1979) Исследование теплообмена при вынужденном течении азота в горизонтальном канале, Теплообмен при низких температурах, Наукова Думка, Киев.

70. Дорощук В.Е., Левитан Л.Л., Ланцман Ф.П., Барановский В.О., (1977), Исследование кризиса теплообмена второго рода в кольцевых каналах с внутренним обогревом, Теплоэнергетика, №6, стр. 66-71.

71. Идельчик И.Е., (1975), Справочник по гидравлическим сопротивлениям M Машиностроение, с. 559.

72. Кожелупенко Ю.Д., (1984), Критические (предельные) тепловые потоки при кипении воды и водных растворов в капиллярных и кольцевых каналах в условиях работы систем охлаждения РЭА Автореферат диссертации ктн Одесса.

73. Кожелупенко Ю.Д., Смирнов Д.Ф., Коба А.Л., (1982), Кризис кипения недогретой жидкости в узких кольцевых каналах при малых скоростях движения, Тезисы доклада Теплофизика и гидродинамика процессов кипеня и конденсации. Рига, Т.1, С.154-155.

74. Крюков А.П., Селянинова Ю.Ю., (2006), Форма межфазной поверхности при плёночном кипении воды на полусфере, труды 4 Российской национальной конференции по теплообмену, т.4, с. 155-158.

75. Кузнецов В.В., Шамирзаев A.C., Ершов H.H., (2004) Теплообмен при кипении и режимы восходящего течения в сборке каналов малого размера. 5й Минский Международный форум по тепломассообмену, г. Минск, док. 5-34

76. Кузнецов В.В., A.C. Шамирзаев, И.Н. Ершов., (2005), Движение газовых снарядов в прямоугольных каналах малого размера, Тезисы доклада XXVIII Сибирский теплофизический семинар, Новосибирск, с. 125-126.

77. Кутателадзе С.С., (1979), «Основы теории теплообмена», Москва Атомиздат, 416с.

78. Кутателадзе С.С., (1979), «Основы теории теплообмена», Москва Атомиздат, 416с.

79. Кэйс В.М, Лондон А.Л., (1967), «Компактные теплообменники», М., «Энергия », с. 224.

80. Лабунцов Д.А.,(1959), Теплообмен при пузырьковом кипении жидкости, Теплоэнергетика, №12 с 19-26

81. Лабунцов Д.А.,(1960), Обобщенные зависимости для теплоотдачи при пузырьковом кипении в жидкости, Теплоэнергетика, №12 с81-85

82. Петухов Б.С., Генин Л.Г., Ковалёв С.А., (1986), Теплообмен в ядерных энергетических установках. М., Энергоатомиздат, 472 с.

83. Петухов Б.С., Розен И.И., Обобщенная зависимость для теплоотдачи при турбулентном течении газа в трубе кольцевого сечения, ТВТ, т.2, сс. 78-81, 1964.

84. Сорокин Ю. Л., Кутателадзе С.С., (1946), Парожидкостное течение в трубах и обобщённые координаты для его анализа, Советское Котлотурбостроение, №2, с 19-25.

85. Чернобыльский И. И., Тананайко Ю. М. Теплообмен при кипении жидкостей в кольцевой щели, ЖТФ 1956 Т 26 вЮ с2316-2322.

86. Чехович В.Ю., (1973), Экспериментальное исследование гидравлических сопротивлений и теплообмена при кипении и вынужденном движении Фреона-12 в обогреваемых прямоугольных и круглом каналах, диссертация к.т.н. Новосибирск.

87. Чиннов Е.А. Кабов O.A., (2006), Двухфазные течения в трубах и капиллярных каналах, ТВТ, т. 44, 5, с. 777-795.