Закризисное кипение криогенного потока в змеевиковом канале тема автореферата и диссертации по физике, 01.04.14 ВАК РФ

от* О*

На правах рукописи УДК 536.24

ГУЛИЦКАЯ АННА АЛЕКСАНДРОВНА

ЗАКРИЗИСНОЕ КИПЕНИЕ КРИОГЕННОГО ПОТОКА В ЗМЕЕВИКОВОМ КАНАЛЕ

Специальность 01.04.14 - теплофизика и молекулярная физика

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Казань 1998

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

Научный руководитель - доктор технических наук, доцент

Тарасевич С.Э..

Официальные оппонента - доктор технических наук, профессор

Олимпиев В.В..

кандидат технических наук, доцент Обухов С.Г.. Ведущая организация - АО"ВАКУУММАШ"

Защита состоится « часов на заседании

диссертационного совета Д063.43.01 при Казанском государственном техническом университете по адресу: 420111, г. Казань, ул. Карла Маркса, д. 10.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке КГТУ.

Автореферат разослан « ^^ .1998г.

Ученый секретарь диссертационного совета

к. т. н. А.Г. Каримова

ОЫЦАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. В теплообмениых аппаратах и устройствах, являющихся иажнон составной частью энергетических установок и двигателей, рабочие процессы часто связаны с генерацией пара. На изготовление этих аппаратов расходуется значительная доля ресурсов легированных сталей и цветных металлов. Создание более эффективных и компактных теплообменников обеспечивает существенную экономию ресурсов и трудозатрат, а поэтому является актуальной и приоритетной научно-технической проблемой. При создании испарителя змеевикового типа его геометрические и режимные параметры должны быть выбраны оптимальными из условий минимального веса, минимальных габаритов или каких-либо других условий. Реализация этих задач может быть осуществлена на основе математической модели процесса испарения криоагента.

Цель работы. Разработка физико-математической модели кипения криогенной жидкости в змеевике; проведение анализа по влиянию различных факторов на интенсивность испарения на основе математической модели; выполнение численного эксперимента по оптимизации змеевикового испарителя.

В связи с этим ставятся следующие задачи исследования:

1 .Разработать физико-математическую модель (ФММ) испарения криогенной жидкости в змеевиковом канале при закризисном кипении для расслоенного режима течения с эффектом Лейденфроста (РРТЭЛ) и дисперсного режима (ДР).

2. Провести обобщение экспериментальных данных по теплоотдаче в модельном щелевом канале с односторонним закритическим вдувом с целью получения информации о процессе теплообмена в паровом зазоре под пленкой жидкости в РРТЭЛ.

3. На основе имеющихся экспериментальных данных провести апробацию разработанной ФММ.

4. На основе созданной модели провести Исследование влияния различных факторов на скорость испарения криогенной жидкости в змеевиковом канале.

5.Выполнить численный эксперимент по оптимизации змеевикового испарителя. '■■"•

Научная новизна:

1. Разработана ФММ испарения криогенного потока в змеевиковом канале для РРТЭЛ и дисперсного режима. Границы перехода от РРТЭЛ к дисперсному режиму определяется критерием перехода 8 С предложенным ранее для закрученных потоков.

2.Проведено обобщение экспериментальных данных по теплоотдаче к проницаемой поверхности в модельном щелевом канале с односторонним закритическим вдувом.

3. Выполнена оптимизация режимных и геометрических параметров испарителя, обеспечивающая минимальную массу испарителя.

Практическая ценность и реализация: Созданная модель позволяет получить количественную информацию о тепловых и гидродинамических характеристиках потока криогенной жидкости в змеевихе и может быть включена в общую систему оптимального проектирования. Программа использована при расчетах эжекторных насосов в АО"ВАКУУММАШ".

Личный вклад автора в работу; основные результаты получены лично автором, включая обобщение экспериментальных данных по теплоотдаче к проницаемой поверхности в модельном щелевом канале с односторонним закритическим вдувом; разработку ФММ испарения криогенного потока в змеевиковом канале; проведение численного эксперимента по оптимизации режимных и геометрических параметров испарителя, обеспечивающих минимальную массу испарителя.

Публикации. По теме диссертации опубликовано 8 печатных работ.

Структура и объем работы: работа состоит из введения, трех глав, выводов, списка использованной литературы и приложений. Работа изложена на 187 страницах машинописного текста, содержит 44 рисунка и 6 таблиц.

Содержание работы

Во введении обоснована актуальность разработанной модели тепловых и гидродинамических процессов в потоке криогенной жидкости, испаряющейся в змеевике, и формулируются задачи исследования.

В первой главе рассмотрен процесс испарения криогенных жидкостей, при котором характерно наличие закризисных режимов кипения, н передача тепла от сгенки к жидкости осуществляется через слой пара, представляющего -собой большое термическое сопротивление, результаты исследований закризисных режимов кипения представлены в работах Калинина Э.К., Дрейцера Г.А., Клименко A.B., Клименко В.В., Аметистова Е.В. и др.. В главе рассмотрены также возможные способы интенсификации теплообмена при кипении криогенных жидкостей: турбулизация потока в пристенной области; использование поля инерционных массовых сил; нанесение на поверхность теплообмена специальных покрытий. Проведен обзор и анализ работ, посвященных процессам испарения в змеевиковых каналах (ЩукинВ.К., Федорович Е.Д., Чен Х.Д., Панин В.В., Кузьмин А.П.). На основе выполненного анализа сделаны выводы о недостаточности и противоречивости содержащейся в научных публикациях информации по результатам исследований теплоотдачи и гидравлического сопротивления двухфазных потоков, протекающих в змеевиках, а также надежной информации по структуре и границам режимов течения и теплообмена, В соответствии с. вышесказанным сделан вывод о необходимости и актуальности разработки ФММ закризисного кипения криогенной жидкости в змеевиковом канале.

Во второй главе приводятся результаты обобщения экспериментальных данных по теплообмену в модельном щелевом канале с односторонним закритическим вдувом в отсутствии центрального потока. Рассматривалась теплоотдача от потока к пористой стенке при подводе тепла от непроницаемой поверхности. Испарение с поверхности пленки жидкости моделируется выдувом воздуха через пористую пластину. Из-за малого значения отношения высоты зазора к диаметру канала, имеющего место в модели, в экспериментальном исследовании вместо криволинейного канала рассмотрен плоский (опыты проводились для канала с высотой 1 и 2мм). В результате обобщения получено, что для Ь=0.277...0.02 (b=(pwV(pw)M) 80% экспериментальных точек с отклонением ±15% обобщаются зависимостью:

З^ббЛхКе^хРг06 (1)

В главе представлена также математическая модель процесса испарения криогенной жидкости в змеевиковом канале в РРТЭЛ и в ДР (физ. картины режимов, принятых в ФММ, представлены на рис.1 и 2). Модель позволяет рассчитать локальные параметры двухфазного потока и температурное поле канала при qw=const в любом сечении и по всему периметру с учетом перетечек тепла.

Расслоенный режим течения с эффектом Лейденфроста (РРТЭЛ).

Аналогично закрученным потокам в разработанной ФММ принято, что гарантией существования РРТЭЛ будет наличие условий, препятствующих выходу пара через слой жидкости, а также наличие градиента давления, побуждающего пар перемещаться вдоль поверхности пленки.

Р«+Р«2Р«* (2); Ршб=Ртр+РУсК (3)

Здесь Ризб - избыточное давление пара под пленкой жидкости, расходуется на преодоление сил трения Р^, ускорение (Р;ск) парового потока; Рж - инерционная массовая сила; Р0 - сила, создаваемая поверхностным натяжением пленки, отнесенная к единице поверхности.

Скорость истечения и температура стенки в начальном сечении.

Скорость истечения в начальном сечении (по шагу Дф, рис.1) определяется из условия равенства прижимающей силы, отнесенной к единице площади, действующей на объем жидкости, Рж, и перепада давления под слоем жидкости:

-ууи = -у/2 х Нх р' х ]/р" (4) ; где.1-инерционоеускорение.

Согласно физической модели тепловой баланс для элемента жидкости ДУ=ДгхДР„я запишется следующим образом: количество тепла, пошедшее в пленку жидкости со стороны стенки, равно теплу, пошедшему на испарение:

О =0 (5)

С другой стороны все подведенное от стенки тепло вдет на испарение и перегрев пара в зазоре от температуры Т, до Т„, отсюда:

Чж=«3«сп+<5пер)/(Л1*Дг) (6)

Из соотношений (5) и (6) определяется температура пара в начальном сечении. Температура стенки в начальном сечении находится из допущения, принятого при разработке РРТЭЛ: Тп = + ^ )/2 • Температура пара в ¡-ом сечении определяется из уравнения теплового баланса (б).

Паровой зазор Ь определяется из следующего соотношения:

= ^Ег/ЬхСТш-Т^хД2*^ (7); где ^ЕР = 20х Ь°*х х"; ДО„ - расход пара с поверхности пленки площадью ДЫДг, обращенной к стенке, определяется из (6).

Паросодержание. Расходное и истинное паросодержание являются важными параметрами парожидкостного потока и определяются формулами (8) и (9) соответственно:

х = Оп/(Оп+Ож) (8); Хи = 1/0+(Ожх^)/(Опху)) (9) Здесь Опи - расходы пара и жидкости; V/ и V - усредненные по поперечному сечению скорости их осевого движения.

Температура пара центрального парового потока на выходе из расчетного участка протяженностью Аг рассчитывается из уравнения баланса тепла:

' х Ср X = аЛп х Ср х т'п + Лвп. * Ср х Й + Авп2 * Ср* Тз (Ю) где ДОП1 - расход пара с поверхности пленки, обращенной к теплопередающей стенке в зазоре Ь, &+)„ - расход пара в выходном сечении, ДОц2 - расход пара с поверхности пленки со стороны центрального парового потрка, вычисляемый по

формуле: 0^! = 0|, + Д0ш + дСш О»): ДОт««™ *<Тп-Тв)/г (12)

Здесь а„л' - коэффициент теплоотдачи от пара в центральном паровом потоке к внутренней поверхности пленки, определяется по зависимости

Иизм= {■(Яе.Рг.ё/О.т.а), предложенной в работах Панина В.В. с учетом неравномерности распределения температур и влияния вторичных вихрей. Равенство изменения количества движения импульсу силы, записанному для слоя жидкости, позволяет определить скорость движения жидкой пленки:

у'*' = V + (РВН + РТ ~ РНАР )/0

1+1 Ж

(13)

здесь Рш - сила, приложенная к внутренней (обращенной к паровому потоку) поверхности слоя жидкости; Рщр - сила, приложенная к ее наружной (обращенной к стенке) поверхности; Рт - сила, действующая на торцевую поверхность слоя.

В ФММ для РРТЭЛ суммарные потери давления на участке протяженностью Дг оцениваются по выражению:

Здесь Дрф.п - потери, связанные с воздействием гравитационной силы на центральный паровой поток, Друс1с - потери на ускорение парового потока, Др,р -потери на трение потока о стенки канала.

Одной из главных проблем, возникающих при создании модели является определение границы перехода от РРТЭЛ к дисперсному режиму течения. Автору не известны работы, где бы исследовались процессы разрушения испаряющихся пленок в закризисных режимах, при течении в змеевиках. Однако в главе 1 сделан вывод о том, что количественные и качественные характеристики динамики изменения температуры Тст по длине канала, полученные опытным путем, в змеевиках и закрученных потоках аналогичны, что позволяет компенсировать малочисленность опытных данных по змеевикам. Исхода из чего для определения границы перехода от РРТЭЛ к ДР выбран комплекс Sf (8Г=(5хр^)/(р/,':)ху/и2), предложенный для закрученных потоков. Он представляет собой отношение массовой силы, действующей на пленку со стороны центрального парового потока, к динамическому воздействию пара в зазоре (сил инерции)(Из неравенства (2)). Переход к дисперсному режиму происходит при выполнении следующего условия:

Дисперсный режим течения (ДР). В математической модели для этого режима толщина парового зазора Ь и температура стенки канала Т„ определяются на основе теплового баланса для элементарной площадки Д!хДг.

Др = Д ртр + Д руС1С + Д Рп> п >

(14)

<*„-0Г+<Г+0.-

(15)

Здесь (2ИСП, ~ тепловой поток на испарение с поверхности частицы, обращенной к стенки трубы; рП1|р, - тепловой поток, выносимый вместе с перегретым паром из парового зазора в центральный канал; <3„ - тепловой поток, передаваемый от стенки к паровому потоку на участке элементарной площадки, который не занят частицами.

Изменение диаметра капли. Важным моментом в расчете дисперсного режима является выбор начального диаметра частиц ¿50, образующихся после распада жидкой пленки, у авторов известных работ (Панин В.В., Еникеев И.Х, Новоменский В.В.) ё5о не определен. При разработке модели Ад рассчитывался по соотношениям, предложенным. Калининым Э.К, Циклаури Г.В., Тарасевичем С.Э., но наилучшее совпадение расчетных данных с имеющимися экспериментальными дает применение формулы Дятлова И.Н., основанной на подходах при определении диаметров капель, образующихся при распаде струй:

=2.35х(ц'7(р[ хсг1 хсЗвн))"ОЛ8 х(у' ха^/у)"0473 (16)

где 6вн - внутренний диаметр змеевика;1 - жидкость.

Определив, сколько тепла получает капля от обтекающего парового потока и со стороны стенки, можно вычислить изменение ее массы, а, следовательно, и текущий диаметр капли:

И+< 1 ] ч' ХЛ2

ёГ-да)--^---(И)

яхгхр ху2хКсн

Температура пара в ядре потока. Тепловой поток, полученный частицами от перегретого пара со стороны, обращенной к центральному паровому потоку, рассчитывается по формуле:

= Кен * а5 х (Тп-Т5)*71хс^/2, (18)

где а,=а5°хе, - коэффициент теплоотдачи от пара к частице с учетом вдува, а® определяется при Ие,=( 1 ...7)х 104 по уравнению Дрейка, для неподвижных сфер.

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

¿Gra = £QaCnA 09); AGnc = QcCnA (20)

i -

Новый расход пара (в следующем сечении (j+1)).

' Gn' = Gn + д Gro + AGnc > (21)

По известной температуре пара Т„ на j-м участке температура пара T„i+l на (j+1 )-ом участке определяется из баланса энтальпий:

Gn х Ср х Тп + Д Gnc * Ср * Ts + Л Gra * Ср х (Tw - Ts )¡2 +

(22)

+ ttn хCIVTJn) x (fv, ~ fch) = Gn' * Cp x Tn'

где fa¡ - площадь стенки на участке Az, занятая частицами, fw - площадь стенки на участке Az, не занятая частицами.

Расчет скорости и суммарных потерь давления. По второму закону Ньютона ускорение частицы пропорционально равнодействующей сил:

(vJ+1 - vÓ/дх = (Рс +Рй-Р3-Ргр х cos(pl)/ms (23)

Здесь ras - масса частицы; Лт - время, за которое частица преодолевает расстояние Az.

Модель позволяет рассчитать изменение давление по длине канала, потери которого складываются изДр = Др>сж + Дрь + Лртр, где Др^Др^+Др^ - перепад,

обусловленный работой, совершаемой паром на участке Az на преодоление сил гравитации и на перемещение частиц.

По динамике изменения температурного поля стенки змеевикового канала как в поперечном, так и в продольном направлении была проведена идентификация расчетных данных с экспериментальными данными для N2 и НгО, опубликованными в работах различных авторов (Панин В.В., Кузьмин А.П., Чен Х.Д.), некоторые из графиков представлены на рис.3,4,5. Можно отметить, что наблюдается удовлетворительное совпадение расчетных значений с

ч

экспериментальными, что свидетельствует о достаточно хорошей работоспособности модели.

В третьей главе рассмотрены вопросы влияния различных факторов на процесс испарения жидкости в змеевиковом канале. В имеющейся литературе, к сожалению, недостаточно данных по анализу влияния режимных параметров на процесс испарения жидкости в змеевиках при закризисном режиме и их влияние на границу перехода от РРТЭЛ к ДР. На основе созданной ФММ были проведены расчеты по влиянию д, в/с), qw, р, которые показали, что с уменьшением б/с!, возрастает количество жидкости, которое можно испарить на одной и той же длине парогенерирующей трубы. Установлено, что в области начальных сечений канала, где реализуется РРТЭЛ, отличие в х невелико, и этот режим течения менее эффективен, чем ДР. Рост б/У приводит к увеличению длины участка, занятого РРТЭЛ. Результаты расчетов для трех значений р представлены на рис.6. Получен характер изменения паросодержания в зависимости от давления, аналогичный характеру, наблюдаемому в каналах с закруткой. Резкий рост паросодержания при Р=190000Па (начиная с г=1м) объясняется переходом от РРТЭЛ к дисперсному режиму, т.к. с понижением давления течение становится менее устойчивым, а для расслоенного режима течения с эффектом Лейденфроста это означает меньшую устойчивость пленки и смещение перехода к дисперсному режиму влево (рис.7).

Разработанная математическая модель, в общем случае, не привязана к какой-либо конкретной жидкости, поэтому и был проведен расчет змеевикового испарителя при я^сопя! для различных жидкостей, таких кйк N3, Н2, Н20,11-113, 11-12. По результатам расчетов можно отметить, что модель работает в достаточно большом диапазоне изменения режимных и геометрических параметров и позволяет получить первичную информацию о процессах испарения различных жидкостей, не проводя дорогостоящих экспериментов.

Разработанная модель позволила провести сравнительный анализ эффективности процесса испарения в змеевиках, прямых трубах и трубах с закруткой потока. Относительная величина изменения длины змеевикового канала и канала с закруткой (г</г) представлена на рис.8. Как видно из рисунка при малых

б/<1 возможно уменьшение длины змеевикового канала почти в 1.6 раза при прочих равных условиях. Выполненный анализ указывает на эффективность применения змеевиковых испарителей.

Применяемые на практике испарители в большинстве своем имеют конвективный обогрев рабочей поверхности. Модель была модернизирована для случая конвективного обогрева. В качестве внешнего обогрева здесь рассмотрено обтекание поперечного пучка труб газовым или жидкостным потоком. Результаты расчетов, проведенные для случая конвективного обогрева, представлены на рис.9, как видно из рисунка, при более высокой температуре горячего теплоносителя реализуется ДР течения, о чем свидетельствует рост Т„ по длине канала, при котором процесс испарения происходит более интенсивно.

Из сопоставления результатов по интенсивности испарения в прямой трубе и змеевиковом канале видно, что повышение эффективности процесса за счет формы змеевикового канала зависит от конструктивных и режимных параметров. Поэтому возможен оптимальный выбор этих параметров, обеспечивающий наибольшую эффективность. В настоящей работе в качестве функции цели выбрана величина приведенной массы испарителя равная отношению массы испарителя ш к расходу криоагента в. Задача поиска оптимального значения Мв решалась с использованием "Универсального программного комплекса", созданного под руководством профессора Тунакова А.П.. Результаты расчетов приведены в таблице.

а„=100 Вт/(м2К) (з/а)от <Зопг.М Озм.М ёопг> кг/(м2с) ДР, Па Мк,с

РхЮ'5 1.5 3.9 0.01 0.13 200 2732.5 6.53

Па 3 3.9 0.01 0.13 200 235 3.57

(Тг= 6.5 3.66 0.0109 0.124 200 100.8 1.65

1200К) 8 3.63 0.0115 0.13 200 85.7 1.57

Т^К 900 2.3 0.01 0.048 200 2377.5 9.08

(Р= 1200 3.9 0.01 0.13 200 943.5 5.33

2х103ПгР 1300 3.9 0.01 0.13 200 439.7 2.54

1500 3.66 0.0114 0.13 200 430 1.56

Из представленных данных видно, что определяющее влияние на min Mg оказывают р и Tf, тогда как gorn и doirr почти всегда соответствуют минимальному значению.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ

1. Получена обобщающая зависимость по теплоотдаче к проницаемой поверхности в модельном щелевом канале с односторонним закритическим вдувом, моделирующем процесс испарения с поверхности жидкой пленки.

2.Разработана полуэмпирическая модель закризисного кипения жидкости в змеевиковом канале для расслоенного режима течения с эффектом Лейденфроста и дисперсного режима. Показано, что границу перехода от одного режима течения к другому можно определять с помощью критерия Sf, использующегося для закрученных потоков. Выбор начального диаметра частиц, образующихся при распаде жидкой пленки, предложено осуществлять по зависимости для диаметра капель, образующихся при распыливании жидкости механическими форсунками центробежного типа.

З.На основе разработанной модели:

а) выявлено влияние режимных и геометрических параметров на интенсивность испарения жидкости (для qw=const и qw=var);

б) проведен сравнительный анализ эффективности процесса испарения при использовании змеевиковых испарителей, который показал что при малых s/d возможно значительное уменьшение длины канала;

в) выполнены оптимизационные расчеты по нахождению "минимальной массы испарителя, которые показали, что с ростом давления и температуры внешнего потока значения оптимальной массы уменьшаются, при увеличении давления на входе в 5 раз возможно уменьшение оптимальной массы в 4 раза, а при росте Tf в 2 раза возможно уменьшение оптимальной массы в 7 раз.

СПИСОК ПУБЛИКАЦИЙ

]. Гулицкая A.A., Карпова О.Б., Тарасевич С.Э. Обобщение экспериментальных данных по теплоотдаче при вдуве газа в зазор с односторонним выходом./ТТезисы

докладов научно-технической конференции по итогам работы за 1992-1993г.г., Казань. КГТУ. 1994. с.64.

2. Гулицкая А.А. Исследование гидравлического сопротивления и теплообмена в канале с односторонним выходом при вдуве газа.// Тезисы докладов VI Всероссийских Туполевских чтений студентов. 18-19 октября 1994г..

3. Гулицкая А.А., Карпова О.Б., Тарасевич С.Э. Закризисное кипение криогенной жидкости в змеевиковом канале при постоянной плотности теплового потока на стенке.// Тезисы докладов VIII научно-технического семинара "Внутрикаменые процессы в энергетических установках, струйная акустика, диагностика". Казань. КВАКИУ, май 1996г. с.8-9.

4. Tarasevich S.E., Gulitskaya А.А., Karpova О.В. Numerical simulation of post burnout boiling in coil channel.// Proceeding of the International Symposium on the Physics of Heat Transfer in Boiling and Condensation and 11-th International School-Seminar of Young Scientists and Specialists, May 21-24,1997, Moscow, Russia.

5. Гулицкая A.A., Карпова О.Б., Тарасевич С.Э. Численный расчет закризисного кипения криогенной жидкости в змеевиковом канале. //Тезисы докладов IX научно-технического семинара"Внутрикаменые процессы в энергетических установках, струйная акустика, диагностика". Казань. КВАКИУ, май 1997г. с.97-98.

6. Гулицкая А.А., Карпова О.Б., Тарасевич С.Э., Щукин В.К. Математическое моделирование процесса испарения криогенной жидкости в змеевике.// Изв. АН, "Энергетика", 1997г., №6, с.140-146.

7. Гулицкая А.А., Карпова О.Б., Тарасевич С.Э. Сравнительный анализ интенсивности испарения криогенной жидкости в каналах различной формы.// Тезисы докладов X научно-технического семинара "Внутрикаменые процессы в энергетических установках, струйная акустика, диагностика". Казань. КВАКИУ, май 1998г. с.53-54.

8. Гулицкая А.А. Закризисное кипение криогенного потока в змеевиковом канале.// Препринт, КГТУ им. А.Н.Туполева, Казань, 1998.28с.

Рис.1 Течение жидкости

в расслоенном режиме с эффектом Лейденфроста

Рис.2 Течение жидкости

в дисперсном режиме

т*,к

600

400

200

с к \ ч\ х-Т - т | У ——_ / [Гр&ъ V)

\ < 4« N ч» П

$М=700Кг/(мЧ) 85.3 КВТ/ м* 0.3 МП а \

0.4

0.8

12

1.6

2,А*

Рис.3 Динамика изменения температуры стенки по длине змеевика. (азот): Т„р - расчетные значения, Т„ - экспериментальные значения /Кузьмин А.П./

Рис.4 Зависимость температуры стенки канала от равновесного паросодержания (Н2О). (Экспер. данные Панина В.В.)

500

400

300

х-Т*/р 1 Р= 10.2 М Па ¿/£=■0.0336 1

—— "—>

^ «л

90 ^ ВО 270 360

Рис.5 Распределение температуры стенки в поперечном сечении змеевика (Н20). (Экспер. данные Чена Х.Д.)

07 Об 05 О^ ОЪ 02 0.1

ОА О 8 ЛП. 1.6 2.0 Н,м

Рис.6 Интенсивность парообразования азота по длине канала для различных р: й=200кг/(м2с), ц„=1 14кВт/м\ я/ё=3.86

2

р-га'ла

Рис.7 Влияние р ла длину перехода от расслоенного режима течения с эффектом Лейденфроста к дисперсному режиму (азот): Я=200кг/(м2с), я„=1 14кВт/м2

ё* г

18 16 1.4

12 10

Рис.8 Зависимость относительной длины Zq/z от степени закрутки: Др=8кПа, qw=47.5 кВт/м2, g=l 00кгУ(м2с); 1 - канал с закруткой, 2 - змеевик, 3 - прямая труба

Tw.K то

600 600 <too

0.2 OA 0.6 0.8 1.0 г,м

Рис.9 Характерные графики изменения температуры стенки по длине канала при разных температурах внешнего обтекающего потока: аи=250Вт/(м2К); l-Tf=1500K; 2-Тг=Ю00К; 3-qw=const

■ /

2 3 4 5 S/d

о-1 Х-2 6-3

Ч » X

д. ...„- ••л— —Л--- -Л

// «С ' - - т

Казанский государственный технический университет им. А.Н.Туполева

На правах рукописи экз. N_

ГУЛИЦКАЯ АННА АЛЕКСАНДРОВНА

УДК. 536. 24

ЗАКРИЗИСНОЕ КИПЕНИЕ КРИОГЕННОГО ПОТОКА В ЗМЕЕВИКОВОМ КАНАЛЕ.

01.04.14 - теплофизика и молекулярная физика.

Научный руководитель: д.т.н. Тарасевич С.Э.

Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук.

Казань 1998

ОГЛАВЛЕНИЕ

ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ.....................................3

ВВЕДЕНИЕ................................................................................................6

ГЛАВА 1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧ

ИССЛЕДОВАНИЯ..............................................................................10

1.1. Особенности кипения жидкостей в трубах и каналах..............10

1.2. Методы интенсификации теплообмена.......................................26

1.3. Теплоотдача и гидравлическое сопротивление при кипении в змеевиковых каналах.............................................................................39

1.4. Математическое моделирование процесса испарения криогенной жидкости в полях массовых сил.....................................58

1.5. Постановка задачи исследования................................................64

ГЛАВА 2. МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ИСПАРЕНИЯ

ЖИДКОСТИ В ЗМЕЕВИКЕ.............................................................................66

2.1. Обобщение экспериментальных данных по теплообмену в плоском канале с односторонним закритическим вдувом в отсутствии самостоятельного центрального потока.........................66

2.2. Математическая модель расслоенного режима течения с эффектом Лейденфроста при кипении потока криогенной жидкости в змеевике.................................................................................................72

2.3. Математическая модель дисперсного режима течения с эффектом Лейденфроста при кипении потока криогенной жидкости в змеевике.................................................................................................92

2.4. Перетечки тепла в поперечном сечении змеевика...................115

2.5. Апробация математической модели испарения жидкости в змеевике..............................................................................................119

2.6. Проверка адекватности математической модели....................131

ГЛАВА 3. РЕЗУЛЬТАТЫ ЧИСЛЕННОГО ИССЛЕДОВАНИЯ

ИСПАРЕНИЯ В ЗМЕЕВИКЕ..........................................................................135

3.1 Влияние различных факторов на интенсивность испарения

жидкости в змеевиковом канале.........................................................135

3.2. Сравнительный анализ процесса испарения криогенной жидкости в прямой трубе, трубе с закруткой потока и в змеевике..................................................................................................148

3.3. Математическая модель расчета змеевикового испарителя при

внешнем обогреве поперечным потоком...........................................154

3.4 Оптимизация змеевикового испарителя.....................................162

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ.....................................169

ЗАКЛЮЧЕНИЕ.....................................................................................170

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ.........................171

ПРИЛОЖЕНИЯ....................................................................................183

ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ

С) - тепловой поток

q - плотность теплового потока Т - температура р - давление

] - инерционное ускорение § - плотность потока массы в - расход

\у,у - скорость пара и жидкости р - плотность 6 - диаметр

а - коэффициент теплоотдачи X - коэффициент теплопроводности Б - площадь

х - массовое паросодержание

б - шаг закрутки

Ь - длина, работа

ъ - длина в направлении оси ъ

Ф - центральный угол

ф1 - угол закрутки

г - теплота парообразования

|ы - коэффициент динамической вязкости

V - коэффициент кинематической вязкости

Р - коэффициент объемного расширения

Сокращения

ПДТП - пористый датчик тепловых потоков

НДТП - непроницаемый датчик тепловых потоков

РРТЭЛ - расслоенный режим течения с эффектом Лейденфроста

ДР - дисперсный режим

Индексы

- жидкость " - пар см - смесь эк - эквивалентный эф - эффективный в - капля, частица; насыщение

- стенка Г - поток сЬ - частица з - зазор пл - пленка п - пар, переход п - номер сечения ж - жидкость исп - испарение пи - полное испарение тр - трение

уск - ускорение

вн - внутренний

н - наружный

О - начальный

гр - гравитация

ст - стенка

конв - конвективный

Введение

В большинстве теплообменных аппаратов и устройств, являющихся важной составной частью энергетических установок и двигателей (парогенераторы, испарители, выпарные аппараты и др.), рабочие процессы связаны с генерацией пара. На изготовление этих аппаратов расходуется значительная доля ресурсов легированных сталей и цветных металлов. Создание более эффективных и компактных теплообменников обеспечивает существенную экономию ресурсов и трудозатрат, а поэтому является актуальной и приоритетной научно-технической проблемой. Сейчас методы интенсификации теплообмена основываются на целенаправленном обеспечении условий на поверхности теплообмена и вблизи от границы раздела фаз.

Использование в авиационной и космической технике хладагентов, сжиженных газов и криогенных теплоносителей ставит задачу создать эффективные испарители.

При разработке таких устройств актуальным является вопрос (особенно для испарителей авиационно-космического назначения) оптимизации режимных и геометрических параметров, решение которого направлено на уменьшение габаритов и массы испарителя.

Возможность проектирования и оптимизации параметров криогенных испарителей зависит от степени изученности процессов, происходящих в испарительных системах. Оптимальное проектирование невозможно без знания взаимосвязи параметров, определяющих процесс. При испарении криогенных жидкостей характерно наличие закризисных режимов кипения, при которых передача тепла от стенки к жидкости осуществляется через слой пара, представляющий собой большое термическое сопротивление. Интенсифицировать процесс испарения в испарителе можно, если его

рабочую поверхность выполнить в форме змеевика, часто из конструктивных соображений испаритель навивают на какую-либо поверхность в форме змеевика.

Исследование процесса кипения жидкости в змеевиках выполнены авторами работ /1,2/. При опытном исследовании парожидкостного потока затруднено получение достоверной информации о температуре перегретого пара, а обобщение опытных данных усложняется тем, что перенос тепла в этих условиях определяется несколькими механизмами, многие факторы не учитываются (перегрев пара, скольжение фаз и др.). Осложняет исследование и тот факт, что процесс кипения жидкостей в змеевике характеризуется неравномерностью поля температур как по поперечному сечению змеевика, так и по его длине. Неравномерность теплового потока по периметру змеевиковой трубы обусловлена кривизной трубы, причем перепад температур между наружной и внутренней образующими змеевика достигает 200К /1/. Существуют также определенные трудности при выборе чисел подобия при обобщении опытных данных, так как полный анализ системы уравнений для двухфазного потока приводит к получению большого числа критериев, использование которых нереально.

При создании испарителя змеевикового типа его геометрические и режимные параметры должны быть выбраны оптимальными из условий минимального веса, минимальных габаритов или каких-либо других условий. Реализация этой задачи может быть осуществлена на основе математической модели процесса испарения криоагента, которая должна быть достаточно простой, чтобы ее применить в программе оптимизации.

В настоящей работе представлена математическая модель процесса испарения потока криогенной жидкости в змеевике в закризисной области. В математической модели отражены закономерности закризисного режима, а именно, расслоенного режима течения с эффектом Лейденфроста и дисперсного режима. Расслоенный режим течения с эффектом Лейденфроста

характеризуется наличием парового зазора к между пленкой жидкости и стенкой парогенерирующего канала, определяющего теплообмен и гидравлическое сопротивление пара. При дисперсном режиме жидкость движется вдоль поверхности нагрева в виде мелких капель, испаряющихся в режиме Лейденфроста. Модель позволяет определить изменение расходного массового паросодержания х, коэффициента теплоотдачи а , степени термической неравновесности соотношения скоростей парового

потока и жидкой фазы и>/у, а также потерь давления по длине канала. Апробация модели заключается в сопоставлении результатов расчета по модели с результатами экспериментов по исследованию испарения различных жидкостей в змеевике. Математическая модель использована для выявления влияния различных факторов на тепловые и гидродинамические характеристики потоков криогенной жидкости, протекающей в змеевике. Также в работе приводятся результаты обобщения экспериментальных данных по теплоотдаче в зазоре, образованном двумя плоскими пластинами, шириной 50мм (высота зазора 1 и 2 мм), с поверхности одной из пластин осуществляется равномерный по длине вдув газа, центральный поток формируется вдуваемым газом. Предложены новые подходы к обобщению для области сверхкритических вдувов: в начальных сечениях канала, где фактически отсутствует сформировавшийся центральный поток, вдуваемый газ рассматривается как поток, натекающий на преграду, толщина пограничного слоя на непроницаемой поверхности в этих сечениях очень мала , следовательно, мало и термическое сопротивление теплоотдачи в поперечном направление и, как следствие, максимальные значения коэффициента теплоотдачи к проницаемой поверхности.

Целью исследования, представленного в данной работе, является разработка математической модели процесса испарения криогенной жидкости в змеевике, с одной стороны, достаточно точно отражающей описываемые процессы, и, с другой стороны, достаточно краткой, чтобы

быть использованной при оптимальном проектировании испарителей криогенных жидкостей.

Автор выражает глубокую благодарность за руководство, ценные советы по вопросам кипения криогенных потоков в змеевиках и постоянное содействие научному руководителю доктору тех. наук, доценту Тарасевичу С.Э..

Глава 1. Состояние вопроса и постановка задач исследования.

1.1. Особенности кипения жидкостей в трубах и каналах.

Обычно процессы кипения криогенных жидкостей протекают при сравнительно невысоких температурах, при богьших тепловых нагрузках и температурных напорах.

От способа подвода тепла зависит режим кипения и протяженность участка трубы, на котором реализуется данный режим. Если тепло подведено к трубе с предварительно захоложенной поверхностью, то в начальном участке трубы реализуется пузырьковый режим кипения, переходящий затем в дисперсно-кольцевой и затем в дисперсный режим (рис.1.1.,а). Если подаче криогенного потока предшествовал разогрев трубы, то с начала трубы реализуется стержневой или снарядный режим, который затем переходит в дисперсный (рис.1.1.,б). В опытах /3/ при кипении азота в трубе с закруткой температура стенки становилась примерно одинаковой для обоих способов теплоподвода на расстоянии около 2.5 метров от входа (внутренний диаметр трубы -10"2м). Для криогенных парогенераторов не желательно затрачивание жидкости на предварительное захолаживание теплопередающей поверхности, поэтому в них основную роль играют закризисные режимы кипения, при которых жидкость отделена от поверхности нагрева слоем пара. Движение жидкости происходит без контакта со стенкой только в том случае, когда температура стенки превышает температуру метастабильного перегрева жидкости - температуру Лейденфроста. Если поверхность достигает этой температуры и превышает ее, то возникает пленочное

о

о ^

о

г гр -5 :ог0-

- о — ~

- - -

—

- _ о~-

с)

Л

о

Рис. 1.1 Картины течения при движении криогенной жидкости в трубе.

а) предварительно захоложенная труба;

б) труба без предварительного захолаживания.

кипение, а между жидкостью и стенкой существует паровой зазор, представляющий большое термическое сопротивление, а теплообмен между частицами жидкости и пара определяется скоростью скольжения, которая существенно меньше скорости потока относительно поверхности нагрева. В этом случае время испарения жидкости будет существенно больше, чем в случае непосредственного контакта с поверхностью нагрева, поэтому для увеличения скорости испарения необходимо интенсифицировать теплообмен при закризисных режимах.

Режимы кипения криогенных жидкостей в трубах без интенсификаторов теплообмена весьма разнообразны. Такие режимы, как пузырьковое кипение недогретой жидкости и развитое пузырьковое кипение, являются докризисными режимами. Закризисные режимы- стержневой (движение пленки пара вблизи поверхности теплообмена и жидкости в центральной части потока), снарядный (движение объемов жидкости в центральной части потока), расслоенный (движение жидкости вблизи части поверхности нагрева, положение которой определяется направлением действия массовых сил), дисперсно-кольцевой (движение жидкости вблизи поверхности стенки и мелких капель в центральной части потока), дисперсный (движение пара с распределенными в нем частицами жидкости)/4,5/.

В работе /6/ представлены результаты изучения структуры, гидродинамики и теплообмена при закризисном (пленочном) кипении жидкого азота в вертикальном канале. Структура режимов при пленочном кипении представлена стержневым, переходным, дисперсно-кольцевым и дисперсным режимами.

В стержневом режиме пленочного кипения недогретая в общем случае струя жидкости отделена от стенки пленкой пара. Тепловые потоки на перегрев пара от до Тн (цл), испарение qи , прогрев жидкости qж саморегулируются так, чтобы в каждом сечении паровой пленки обеспечить

падение температуры по ее толщине от температуры стенки - до Тн температуры на поверхности раздела фаз. Величина qж определяется недогревом жидкости, уровнем ее турбулентности и физическими свойствами. При определенном сочетании недогрева жидкости (Т8-Тж), температурного напора (Т^,-Т8) и степени турбулентности стержня, величина qж может быть настолько велика, что для ее передачи через пленку пара последняя должна быть достаточно тонкой. Тогда Ч^,явяж»(яи+Чп) • Эта область называется автомодельной областью стержневого режима, в которой плотность подведенного теплового потока qw практически не зависит от (Т^,-

т5).

При уменьшении недогрева цж уменьшается толщина пленки пара 6, а следовательно, ци и qп растут. Наступает не автомодельная область стержневого режима. В /6/ было подтверждено, что за границу этой области можно принять: 1<

В не автомодельной области, где пленка пара обычно турбулентная и достаточно толстая, с ростом числа Яе струи жидкости и скольжения фаз, на поверхности струи развиваются колебания. Они ведут к образованию волновых выбросов, струй с перетяжками, капель. Возникают паровые каверны, увлекаемые в ядро потока, где они частично конденсируются.

При объемном паросодержании (р > 03 эти паровые образования не успевают конденсироваться, и возникает кольцевая структура жидкого стержня. Границей существования стержневого режима обычно является (р — 0.6...0.7. В этой области жидкий стержень разваливается, что может произойти под действием сильных колебаний расхода и давления.

При развале жидкого стержня резко увеличивается поверхность жидкости и на ее испарение используется и тепло, запасенное в перегретом паре, при этом qи может даже превышать qw. Это сопровождается интенсивным парообразованием, особенно в пристенной зоне, ускорением пара и всего потока. Пар, как легкая фаза, устремляется в ядро потока, а

крупные жидкие образования либо быстро разрушаются, либо оттесняются к стенке, где скорость скольжения меньше. При

Гг>05хЮ5 и ;> 65 х Ю2 х Г° *

из переходного режима или непосредственно из кольцевой структуры стержневого режима возникает дисперсно-кольцевой, характеризуемый

повышенной концентрацией капель около стенки /6/.

г 1 о <1* т [Р^

Здесь Г = — х — х-- ; =-х л Г 5

Р Р рз а ^р

, = и п х ^0/8 - динамическая скорость; Цп - скорость пара; - коэффициент гидравлического сопротивления однофазного

потока;

Р - давление; С - расход; Р - площадь поперечного сечения канала;

и

Р5 - плотность пара на линии насыщения;

р <>р - плотность пара и жидкости соответственно. До 80% расхода жидкости сосредоточено при этом режиме в пристенной зоне с максимумом при Я/Ц0 = 0.6...08, где - радиус канала. Дисперсно-кольцевая структура потока существует при (/М>) > 100кг/(м2с). До 80% жидкости испаряется по длине канала в этом режиме.

При Ьр*^ 23 х Ю3 и Г ^ 05 х Ю5 дисперсно-кольцевой режим переходит в дисперсный в следствии испарения и дробления капель около стенки.

При 03 х Ю3 и Г < 05 х Ю5 дисперсный режим возникает непосредственно из переходного, а при малых массовых скоростях (рм) < 70кг/(м2с) и подъемном движении - из стержневого режима. В

последнем случае в конце стержня образуется одна или несколько струй, которые распадаются на капли, увлекаемые паром вверх по потоку.

В дисперсном режиме кипения возможность выпадения капель на по�