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 учёной степени

кандидата физико-математических наук

Новосибирск – 2007

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 « 1100 » 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 ознакомится в библиотеке Института теплофизики СО РАН.

Автореферат разослан «» апреля 2007 г.

Учёный секретарь диссертационного совета К003.053. 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 испарителяхконденсаторах 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.

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 R21 для двух массовых расходов, G=215 (±15) кг/м2с 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 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 R318С 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.

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 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.

4. Обнаружено, что при кипении хладона R21 в сборке затопленных прямоугольных миниканалов, в условиях конвекции наведенной всплывающими пузырями-снарядами, преимущественным механизмом теплоотдачи является испарение.

5. Показано, что при кипении хладона R21 в прямоугольном миниканале при массовых скоростях менее 55 кг/м2с капиллярные силы оказывают существенное влияние на распределение плёнки жидкости по периметру канала, вследствие чего происходит интенсификация теплообмена.

6. Предложена модификация модели Лиу - Винтертона, позволившая обобщить экспериментальные данные по кипению в докризисной области хладонов R318С и R21 в кольцевом и прямоугольном миниканалах при массовых скоростях больше 200 кг/м2с с погрешностью не более ±10%.

7. Показано, что реализация режимов с тонкими плёнками может приводить как к ухудшению теплоотдачи при подавлении кипения в случае, когда пузырьковое кипение является определяющим (хладон R318C), так и к интенсификации теплоотдачи из-за перераспределения жидкой плёнки по периметру некруглого канала в случае, когда пузырьковое кипение не является определяющим (хладон R21).

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 R318C в горизонтальном кольцевом миниканале с внутренним обогревом.

• Результаты систематического измерения локальных коэффициентов теплоотдачи при кипении хладона R21 в вертикальном прямоугольном миниканале.

• Результаты экспериментального исследования теплообмена в зависимости от перегрева стенки хладона R21 в системе прямоугольных вертикальных миниканалов шириной порядка капиллярной постоянной в условиях наведённой генерирующимися паровыми снарядами конвекции.

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

• Методику расчёта локальных коэффициентов теплоотдачи при кипении в миниканалах.

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.

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); 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.

Структура и объём диссертации Диссертация состоит из введения, 4 глав, выводов, списка литературы из наименований, содержит 35 рисунков и графиков и 1 таблицу. Общий объём 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 стеснённости.

Совместное влияние стеснённости 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 стеснённых условиях в условиях постоянной температуры стенки.

Кутателадзе (1979), Клименко (1990), Chen (1966), Liu & Winterton (1991), Kandlikar (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 расчёта 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 Рис. 1. Установка «Фреоновый контур».

Рис. 2. Экспериментальный участок «сборка прямоугольных каналов».

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 учётом эффективности ребра.

В § 2.3 описывается экспериментальный участок «вертикальный прямоугольный канал», показанный на рис. 3. Участок изготовлен прессованием из тонкостенной (0.1 мм) трубы из нержавеющей стали 12Х18Н9Т 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. 3. Экспериментальный участок «вертикальный прямоугольный канал».

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 (L-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. 4. Экспериментальный участок «горизонтальный кольцевой канал».

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

В третьей главе представлены результаты исследования локальных коэффициентов теплообмена и визуализация режимов при вынужденном течении хладона R318C в горизонтальном кольцевом миниканале с внутренним обогревом. Эксперименты были проведены в диапазоне массовых скоростей от 200 кг/м2с до 900 кг/м2с и плотности теплового потока от кВт/м2 до 100 кВт/м2. Абсолютная погрешность измерений температуры 0.2o C, давления 0.01 бар, перепада давления 100 Па. В § 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 на обогреваемой поверхности, наблюдается кипение в гребнях крупных волн.

В § 3.2 представлены результаты исследования теплообмена при вынужденном течении хладона R318C в кольцевом миниканале. На рис. 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 влияния на теплообмен при кипении Рис. 6. Кривая кипения R318C в кольцевом миниканале для различных давлений и массовых скоростей.

известными корреляциями для расчёта локальных коэффициентов теплоотдачи при кипении движущейся жидкости показало, что расчёты по моделям: Кутателадзе (1979) систематически завышает опытные данные на 20%; Klimenko (1990) систематически занижает опытные данные на 40%; Tran et al (1997) даёт завышение на 10%; Liu & Winterton (1991) систематически занижает опытные данные на 40%. В модели Кутателадзе (1979) кипение в большом объёме 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 объёме, проведена модификация модели Liu Z. & Winterton R.H.S. Рекомендуемые в оригинальной работе корреляции Cooper (1984) для расчёта кипения и Dittus & Boelter (1930) для расчёта 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, отнесённые 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 Рис. 7. Локальные коэффициенты теплоотдачи R318C, отнесённые к расчёту по модифицированной модели Liu & Winterton (1991) в зависимости от x.

Вертикальными линиями показан расчёт xcr по Дорощук и др (1977).

теплоотдачи второго рода, Дорощук и др (1977). В закризисной области экспериментальные данные расположены между расчётом по закризисному теплообмену по модели из Groenveld & Delorme (1976) и расчётом по тепловому сопротивлению плёнки при испарении жидкости в кольцевом режиме течения. Толщина плёнки 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 плёнки в кольцевом режиме течения по Asali et al (1985) показал, что ухудшение теплообмена наступает при толщине плёнки меньше 70 мкм. Оценка критической толщины плёнки для подавления кипения по работе Толубинский и др (1977) даёт значение порядка нескольких микрон, следовательно, это уравнение неприменимо для оценки условий подавления кипения в случае волновой плёнки, обдуваемой турбулентным потоком газа.

Marsh & Mudawar (1989) показали, что для свободно стекающей волновой h exp /h calc Рис. 8. Сравнение относительного коэффициента теплоотдачи в зависимости от yth/dtan. Для хладона R318C данные для кольцевого миниканала; для хладона R134a данные из работы Huo et al (2004).

давления в пузырьке по уравнению Клайперона-Клаузиуса), можно рассчитать по уравнению из Davis Anderson (1966) Отношение между толщиной ламинарного и теплового подслоя плёнки можно оценить как Prf0.5, а толщину ламинарного подслоя можно оценить из соотношения y lam w f f 1 5, таким образом, для толщины теплового подслоя в плёнке получаем На рис. 8 показана зависимость экспериментально измеренного коэффициента теплоотдачи при кольцевом режиме течения, отнесённого к расчёту по модели Liu & Winterton, в зависимости от отношения толщины температурного Рис. 9. Данные по теплообмену для R21 в условиях Тст.=const в системе прямоугольных ребер. 1 - эксперимент, 2 - кипение по Даниловой полностью подавляется, (1969), 3 - конвекция по ed. Rohsenov et al (1985). если это отношение Подавление кипения приводит к ухудшению теплоотдачи. На рис. 8 так же представлены данные из работы Huo at al (2004) для кипения хладона R134a при вынужденном течении в вертикальной, круглой трубе диаметром 2 мм.

Ухудшение теплоотдачи для хладона R134a происходит в том же диапазоне отношений yth/dtan, что и для хладона R318C.

В четвёртой главе представлены результаты исследования теплообмена при кипении хладона R21 в вертикальных прямоугольных мини-каналах. В § 4.1 представлены результаты измерения средних коэффициентов теплообмена Рис. 10. Последовательность кадров коэффициентам теплоотдачи в при кипении R11 в вертикальном зависимости от температуры стенки с прямоугольном канале 2х7мм.

(12.5 к/с q~1.5кВт/м2).

однофазной жидкости. Для расчёта коэффициентов теплоотдачи при кипении использовалась формула Даниловой, так как она хорошо согласуется с экспериментальными данными различных авторов для хладона R21. При температурных напорах порядка одного градуса экспериментальные значения коэффициентов теплоотдачи значительно больше чем расчёт. Опыты по визуализации кипения насыщенного хладона R11 в стеклянном вертикальном канале 2х7 мм (рис. 10) показали, что кипение жидкости в стеснённых 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 плёнкой. Высокие значения коэффициента теплоотдачи на рис. связаны с испарением в области тонкой плёнки жидкости на стенках канала, пузырьковое кипение при этом подавляется.

В § 4.2 представлены результаты исследования локальных коэффициентов теплообмена при восходящем течении парожидкостного потока хладона R21 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).

q [кВт/м ] 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 расчётом по моделям Клименко В.В. и Liu Z. & Winterton R.H.S. также показано на рис. 11, при этом в модели Лиу - Винтертона используется корреляция Даниловой Г.Н. 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 расчёт, кризиса теплоотдачи не наблюдается даже при x=0.97. Причиной высоких значений коэффициентов теплоотдачи является перераспределение жидкости по Рис. 12. Среднеквадратичные отклонения распределения локальных температур стенки в зависимости от теплового потока при разных входных паросодержаниях (R21). по периметру температуры [кВт/м К] Рис. 13. Расчёт вкладов пузырькового кипеменьше 0.5.

ния и вынужденной конвекции на теплоПодавление пузырькового отдачу при кипении R21 в прямоугольном миниканале по модели Лиу - Винтертона.

Рис. 14. Локальные коэф-фициенты паросодержания при кипении R21 в прямоугольном миниканале.

Экспериментальные данные по коэффициентам теплоотдачи в зависимости от теплового потока для массовой скорости 50 кг/м2с при входном паросодержании 0.2 и сравнение их с расчетом по модели теплообмена Klimenko (1990), Kandlikar & Balasubramanian (2004), Liu & Winterton (1991), Tran et al (1997) представлены на рис. 14. При массовом расходе хладона кг/м2с измеренные значения коэффициента теплоотдачи существенно превышают расчётные 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 кВт/м2, среднеквадратичное отклонение температуры по периметру резко падает, а временная дисперсия возрастает, и эти величины сравниваются.

T [K] Рис. 15. Среднеквадратичные отклонения распределения локальных температур стенки в зависимости от паросодержания потока R21 в конвекции, приводит к прямоугольном обогреваемом миниканале для интенсификации теплоотдачи.

массовой скорости 50 кг/м с.

ВЫВОДЫ

1. Проведённые измерения локальных коэффициентов теплоотдачи и визуализация режимов течения при кипении хладона R318C 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 R318C 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 R318C при толщине пленки меньше 70 мкм. Показано, что подавление кипения в волновой плёнке, обдуваемой турбулентным потоком пара, начинается, когда толщина теплового подслоя (yth) сравнима с