CC BY
62
_МЕЖДУНАРОДНЫЙ НАУЧНЫЙ ЖУРНАЛ «ИННОВАЦИОННАЯ НАУКА» №12-4/2016 ISSN 2410-6070_
ФИЗИКО- МАТЕМАТИЧЕСКИЕ НАУКИ
УДК 536.248
О.А. Володин
к.ф.-м.н., н.с. лаборатории низкотемпературной теплофизики Институт теплофизики им. С.С. Кутателадзе СО РАН г. Новосибирск, Российская Федерация
А.Н. Павленко
чл.-корр. РАН, д.ф.-м.н., зав. лаб. низкотемпературной теплофизики Институт теплофизики им. С.С. Кутателадзе СО РАН
Н.И. Печеркин
к.т.н., с.н.с. лаборатории низкотемпературной теплофизики Институт теплофизики им. С.С. Кутателадзе СО РАН
Н.Н. Зубков
д.т.н., профессор МГТУ им. Н.Э. Баумана г. Москва, Российская Федерация Ю.Л. Битюцкая аспирант МГТУ им. Н.Э. Баумана
ТЕПЛООБМЕН ПРИ КИПЕНИИ В УСЛОВИЯХ ПЛЕНОЧНОГО ТЕЧЕНИЯ БИНАРНОЙ СМЕСИ ХЛАДОНОВ ПО ПОВЕРХНОСТИ С МИКРОСТРУКТУРОЙ
Аннотация
В работе приводятся результаты экспериментального исследования теплообмена при пленочном течении бинарной смеси хладонов R114/R21 на вертикальном цилиндре с микротекстурой. Шаг ребер - 100 мкм, высота ребер - 220 мкм. Шаг накатки - 318 мкм. Число Рейнольдса изменялось в диапазоне 100-370. Плотность теплового потока составляла 0-4 Вт/см2. Описаны особенности кипения пленки жидкости на исследуемой поверхности. Показано, что коэффициент теплоотдачи в режиме пузырькового кипения на поверхности с микроструктурой в три раза превышает соответствующие значения для гладкой поверхности.
Ключевые слова Микроструктурированная поверхность, стекающие пленки, интенсификация теплоотдачи, кипение, хладоны
Введение
Несмотря на известные преимущества использования пленочных течений для охлаждения тепловыделяющих поверхностей в различных технологических приложениях, в настоящее время экспериментальных данных, полученных для кипения тонких пленок, гораздо меньше, чем данных для кипения в условиях большого объема [1, 2]. Это касается как гладких, так и структурированных на различных масштабах теплообменных поверхностей.
Коэффициент теплоотдачи при кипении в тонких пленках, как правило, превышает коэффициент теплоотдачи, реализуемый в условиях большого объема [3, 4]. В первую очередь это связано с вкладом испарения, который остается существенным даже в режиме развитого кипения в пленке. Хорошо известны и преимущества использования тонкопленочных теплообменников, связанные с существенным снижением расходов жидкости, хорошими характеристиками теплопередачи рабочих жидкостей пленки, высокой теплоотдачей.
Согласно современным представлениям о механизмах кипения [5] и экспериментальным данным с наблюдением многократного (3-10 раз) увеличения коэффициента теплоотдачи [6] одними из перспективных поверхностей для интенсификации теплообмена при кипении жидкостей могут являться трехмерные микроструктуры с микрокапиллярными зазорами, имеющие полости для «захвата» пузырьков
_МЕЖДУНАРОДНЫЙ НАУЧНЫЙ ЖУРНАЛ «ИННОВАЦИОННАЯ НАУКА» №12-4/2016 ISSN 2410-6070_
пара. Такие поверхности способствуют повышению интенсивности теплоотдачи и увеличению критического теплового потока [7].
Для пленочных течений данное направление пока недостаточно разработано и исследовано. В литературе приведены результаты отдельных исследований теплообмена при пленочном течении жидкости на поверхностях с искусственными порами и различной степенью шероховатостью, например [8], а также на некоторых известных промышленных структурированных поверхностях, разработанных для большого объема Turbo-B5, Gewa-B5 [9]. В частности, в [9] сообщается об увеличении коэффициентов теплоотдачи в стекающих по горизонтальным модифицированным трубам пленках по сравнению с большим объемом в 1.52.5 раза. В работе [10] изучался теплообмен при пленочном течении хладона R114 на промышленных поверхностях High Flux, Gewa-T, Thermoexcel-E и EC. Протяженность структурированных труб составляла 2 м, недогрев до температуры насыщения - 1К, диапазон изменения пленочного числа Рейнольдса 3000-5000. Исследования показали высокую эффективность этих типов структурирования поверхности и для случая пленочного течения.
Полученные в настоящей работе опытные данные по исследованию теплообмена с применением поверхностей, созданных с помощью метода деформирующего резания [11], планируется дополнить новыми данными по теплоотдаче для микроструктур с различными величинами характерных размеров (шагом и высотой ребер, шагом накатки). Результаты такого систематизированного исследования будут полезны при выборе оптимальных микроструктур при внедрении в промышленность структурированных труб и других поверхностей, предназначенных для интенсификации теплообмена при кипении пленок жидкости.
Методика проведения экспериментов Принципиальная схема экспериментальной установки для изучения теплообмена при пленочном течении бинарных смесей хладонов показана на рис. 1. Подробное описание экспериментальной установки приведено в [12-14].
1
Рисунок 1 - Схема установки для изучения теплообмена при пленочном течении смесей хладонов: 1 -теплоизолированная колонна; 2 - расходный бак; 3 - рабочий участок; 4 - зона обогрева рабочего участка; 5 -приемный коллектор, 6 - термопары на стенке рабочего участка, 7 - места измерения температуры жидкой фазы;
8 - места измерения температуры паровой фазы; 9 - окна.
_МЕЖДУНАРОДНЫЙ НАУЧНЫЙ ЖУРНАЛ «ИННОВАЦИОННАЯ НАУКА» №12-4/2016 ISSN 2410-6070_
Течение пленки бинарной смеси хладонов R114/R21 осуществлялось на вертикально ориентированных цилиндрах диаметром 50 мм. Толщина стенки цилиндра составляла 1.5 мм. Протяженность зоны тепловыделения вдоль течения - 50 мм. Эксперименты проводились как на гладком эталонном участке с шероховатостью поверхности Ra=2.5 мкм [3, 14], так и на участке с микроструктурой (рис. 2).
Рисунок 2 - Рабочий участок с микротекстурой (медь)
Исследуемая микроструктура представляет собой оребрение, полученное деформирующим резанием [11] с последующей накаткой прямым накатным роликом по вершинам ребер (рис. 3). Шаг ребер - 100 мкм, высота ребер - 220 мкм. Шаг накатки - 318 мкм. Коэффициент увеличения площади поверхности рассчитывался как отношение периметра ребра на длине шага оребрения к шагу оребрения и составил: к=5.4.
в г
Рисунок 3 - а - вид сверху (соответствует горизонтальной ориентации участка); б - разрез по структуре (ребрам); в - разрез по впадине накатки; г - переходная зона
_МЕЖДУНАРОДНЫЙ НАУЧНЫЙ ЖУРНАЛ «ИННОВАЦИОННАЯ НАУКА» №12-4/2016 ISSN 2410-6070_
Для обогрева рабочего участка использовался нагревательный элемент протяженностью вдоль течения 50 мм. Верхняя граница зоны тепловыделения находилась на расстоянии 100 мм от щелевого распределителя жидкости, что обеспечивало течение пленки жидкости по тепловыделяющей поверхности в режиме гидродинамической стабилизации.
Для измерения локальной температуры поверхности по высоте тепловыделяющего участка трубы были установлены четыре медь-константановые термопары диаметром 0.18 мм, заделанные заподлицо с поверхностью. Шаг между термопарами составлял 14 мм, расстояние между началом зоны тепловыделения и верхней термопарой - 4 мм. Холодные спаи термопар, погруженные в слой жидкости на дне колонны, находились при одинаковой температуре, которая измерялась терморезистором HEL-700. Для теплоизоляции от дна колонны холодные спаи термопар и терморезистор были закреплены на фторопластовой подложке.
Температура в различных участках рабочего объема экспериментальной колонны контролировалась с помощью платиновых терморезисторов. Температура жидкости измерялась в сосуде перед рабочим участком, в сборном стаканчике непосредственно после рабочего участка, и в нижней части колонны. Температура паровой фазы измерялась в верхней, средней и нижней частях колонны. Абсолютное давление в колонне измерялось манометром Метран-100, расход жидкости - расходомером CORI-FLOW фирмы Bronkhorst, позволяющим измерять массовый расход жидкости в диапазоне 0-100 кг/ч. Мольная концентрация компонентов бинарной смеси фреонов измерялась методом газовой хроматографии. Измерение состава смеси производилось до и после рабочего участка.
Визуализация и запись процесса кипения пленки жидкости, осуществлялась с помощью высокоскоростной цифровой видеокамеры Phantom 7.0 с частотой 1000 кадров в секунду. Эксперименты проводились в стационарных условиях. Циркулирующая по замкнутому контуру бинарная смесь фреонов R21/R114 во время эксперимента находилась в условиях насыщения. Начальная концентрация легкокипящего компонента R114 составляла 15 %. Эксперименты проводились при давлении 2 бар. Число Рейнольдса изменялось в диапазоне 100-370 и определялось как Re=Q/(ndv), где Q - объемный расход жидкости, м3/с; d - диаметр трубы, м; v - кинематическая вязкость жидкости, м2/с. Величина плотности теплового потока q во время опытов варьировалась от 0 до 4 104 Вт/м2. Утечки тепла с торцов обогреваемого участка, согласно расчетам, составляли не более 10 %.
Результаты и обсуждение
На рисунке 4 приведены данные по зависимости плотности теплового потока от температурного напора, полученные для чисел Рейнольдса в диапазоне 105-367 для микроструктурированной поверхности, и их сравнение с характерными данными для гладкой поверхности при Re = 130.
О Re = 105 ! ! i .....!.................! i 1
□ Re = 157 i i i ' ! i | ! ! | ...... i.........
Д Re = 209 ! ! ! I |
X Re = 263 i i i i S i ян ! ! ! i ! ! i i I 1 1 ______________!_______ J
Ж Re = 314 1
0 Re = 367 X i i Ii! + ' 1 1
+ Re = 130 к 1
(гладкая) ! i i + 1 1 I |
X ffiD x ж ö- □ 1 | ___________JA_________________
i i
X X Д О ф ж ® ЖОС& + Д i i i i i i i
—ж-1— ! : -1-1-1- - -\— -i-i
0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0 6.0 7.0 8.0 9.0
дт
Рисунок 4 - Зависимость плотности теплового потока от температурного напора для микроструктурированной
Re = (105-367) и гладкой поверхностей (Ке = 130).
_МЕЖДУНАРОДНЫЙ НАУЧНЫЙ ЖУРНАЛ «ИННОВАЦИОННАЯ НАУКА» №12-4/2016 ISSN 2410-6070_
Из рисунка видно, что при увеличении теплового потока температура стенки и, соответственно, температурный напор сначала растут (режим испарения), затем в области q < 1 Вт/см2 наблюдается переходный режим и при q > 1.5 Вт/см2 он сменяется режимом пузырькового кипения. Из рисунка 4 следует, что значения температурных напоров, соответствующие переходу от режима испарения к пузырьковому кипению на поверхности с микротекстурой, почти в три раза меньше, чем для гладкой поверхности.
На рисунке 5 показаны фотографии течения на микроструктурированной поверхности без наброса тепла (а) и в режиме развитого пузырькового кипения при q = 3.5 Вт/см2 (б).
в г
Рисунок 5 - Пленка жидкости, стекающая по цилиндру с микроструктурой: а -Ке = 210, q=0; б - Re = 370, q=3.5
Вт/см2; в - Ке = 212, q=3.1 Вт/см2; г - Ке=103, q=3.1 Вт/см2.
Из приведенных снимков (рис. 5) видно, что плотность центров парообразования на микроструктурированной поверхности существенно больше, а достигаемый размер паровых пузырей меньше, чем при течении пленки бинарной смеси на гладких и структурированных поверхностях [3, 14, 15]. Также на рисунке 5 б отчетливо видна граница пузырькового кипения, точно повторяющая контур установленного внутри участка нагревателя.
В проведенных авторами экспериментах начальная концентрация легкокипящего хладона 14 снижалась в процессе выпаривания от начальных 15% до 13% - на выходе, при наибольших тепловых нагрузках. Ранее авторами уже было показано, что такое изменение состава не оказывает заметного влияния на теплоотдачу [3, 14, 15]. Тем не менее, при расчете коэффициента теплоотдачи учитывался тот факт, что вследствие уменьшения концентрации легкокипящего компонента в смеси температура насыщения жидкости на выходе из рабочего участка несколько увеличивается. Поэтому для уменьшения погрешности при расчете интегрального коэффициента теплоотдачи далее в работе использовались средние значения температуры насыщения между температурами на входе и выходе тепловыделяющего участка.
На рисунке 6 а, б показаны зависимости локального коэффициента теплоотдачи от плотности теплового для четырех различных точек измерения температуры вдоль течения пленки. При расчете плотности теплового потока увеличение площади теплоотдающей поверхности за счет наличия микротекстуры не учитывалось. Из рисунка 6 видно, что значения коэффициента теплоотдачи для двух нижних точек измерения температуры (для термопар 3 и 4, находящихся в области развитого пузырькового кипения)
_МЕЖДУНАРОДНЫЙ НАУЧНЫЙ ЖУРНАЛ «ИННОВАЦИОННАЯ НАУКА» №12-4/2016 ISSN 2410-6070_
выше, чем для двух верхних точек измерения. Это, по-видимому, связано с тем, что первая и вторая сверху термопары попадают в область теплового начального участка. Согласно оценке с использованием безразмерного критерия y/(Pe-5), предложенного в [16], длина теплового начального участка для исследованного диапазона чисел Рейнольдса (100-370) лежит в диапазоне 5-19 мм. Здесь y - координата вдоль течения; Pe - число Пекле; 5 - толщина пленки по Нуссельту, [16].
16000
14000
12000
8000
Ö
6000
4000
2000
♦ ТП 1
□ ТП 2 *
А ТП 3 ХТП 4 *
А D
X X п □ ♦ ♦
X 1 1 с А ♦
£ Ii I i
0.0 0,5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0
ц, Вт/см2
б
Рисунок 6 - Зависимость локального коэффициента теплоотдачи от теплового потока: а - Re = 160; б - Re = 370. Расстояния от начала зоны тепловыделения до термопар 1, 2, 3 и 4: 4, 18, 32 и 46 мм, соответственно.
а
Расстояния от начала зоны тепловыделения до термопар 1, 2, 3 и 4 во время проведения эксперимента составляли: 4, 18, 32 и 46 мм, соответственно. Таким образом, первая, а при больших числах Re и вторая термопары могли попадать в область прорастания теплового слоя. Это подтверждается визуальными наблюдениями, согласно которым пузырьковое кипение начиналось в нижней части зоны тепловыделения и лишь затем, с увеличением теплового потока, распространялось вверх. Для расчета интегрального коэффициента теплоотдачи в режиме кипения далее использовались данные термопар 3 и 4.
На рисунке 7 приводится сравнение интегрального коэффициента теплоотдачи для гладкой и микроструктурированной поверхностей. Видно, что коэффициент теплоотдачи для микроструктурированной поверхности превышает коэффициент теплоотдачи для гладкой поверхности примерно в три раза.
МЕЖДУНАРОДНЫЙ НАУЧНЫЙ ЖУРНАЛ «ИННОВАЦИОННАЯ НАУКА» №12-4/2016 ISSN 2410-6070
Рисунок 7 - Зависимость интегрального коэффициента теплоотдачи от теплового потока для гладкой и
микроструктурированной поверхностей.
Увеличение коэффициента теплоотдачи на микроструктурированной поверхности в режиме пузырькового кипения, в первую очередь связано с возникновением на такой развитой поверхности большего количества центров парообразования, чем на гладкой поверхности, что, как было показано выше, приводит к снижению температурных напоров, соответствующих началу пузырькового кипения и уменьшению соответствующих значений плотности теплового потока.
Существует большое количество моделей кипения на микроструктурированных и пористых поверхностях, часть из них рассмотрена, например, в работах [17, 18]. В данной работе было бы преждевременно пытаться представить подробное описание механизма кипения на исследуемой поверхности. Можно лишь отметить, что парообразование на микроструктурированной поверхности происходит, по-видимому, как в полузакрытых накаткой каналах, так и на поверхности микрооребрения: в межреберных каналах, а также на внешней стороне ребер (рис. 3). Вклад влияния этих различных путей отвода теплоты, а также конвекции жидкости в межреберном пространстве и над оребрением будет зависеть от геометрии микроструктуры и соответствующих характерных размеров, см. также [6].
Заключение
Получены новые опытные данные по влиянию микроструктурирования поверхности, полученного с помощью метода деформирующего резания, на коэффициент теплоотдачи при кипении пленки смеси хладонов. Показано, что для поверхности с микротекстурой пузырьковое кипение начинается при меньших температурных напорах, а коэффициент теплоотдачи в три раза превышает значения для гладкой поверхности.
Для определения микроструктур поверхности наиболее эффективных для интенсификации теплоотдачи при кипении и увеличения критического теплового потока необходимо проведение дальнейших исследований, в которых будут варьироваться параметры микрорельефа.
Исследование выполнено в ИТ СО РАН за счет гранта РФФИ (проект № 16-08-00489), а также при поддержке министерства образования и науки РФ. Список использованной литературы:
1. Thome J.R. On recent advances in modeling of two-phase flow and heat transfer // 1st Int. Conf. on Heat Transfer, Fluid Mechanics, and Thermodynamics, 2002. - 13 pages.
2. Ribatski G., Jacobi A.M. Falling-film evaporation on horizontal tubes - a critical review // Int. J. of Refrigeration. 2005. Vol. 28. P. 635-653.
3. Pecherkin N.I., Pavlenko A.N., Volodin O.A. Heat transfer and critical heat flux at evaporation and boiling in refrigerant mixture films falling down the tube with structured surfaces // International Journal of Heat and Mass Transfer.
_МЕЖДУНАРОДНЫЙ НАУЧНЫЙ ЖУРНАЛ «ИННОВАЦИОННАЯ НАУКА» №12-4/2016 ISSN 2410-6070_
2015. Vol. 90. P. 149-158.
4. Гогонин И.И. Теплообмен при испарении и кипении пленки, орошающей пакет горизонтальных труб // Теоретические основы химической технологии. 2014. Т. 48, № 1. С. 103-111.
5. Диев М.Д., Соколова Т.В. Обработка экспериментальных данных по кипению в большом объеме на улучшенных поверхностях кипения в координатах С.С. Кутателадзе // Тр. 16-й Школы-семинара молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН А.И. Леонтьева «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках». Санкт-Петербург, 21-25 мая 2007 г. Москва: МЭИ, 2007. Т. 1. С. 407-410.
6. Щелчков А.В., Попов И.А., Зубков Н.Н. Кипение жидкости на микроструктурированных поверхностях в условиях свободной конвекции // Инженерно-физический журнал. 2016. Том 89, №5. C. 1160-1169.
7. Webb R.L. Odyssey of the Enhanced Boiling Surface // Journal of Heat Transfer. 2004. Vol. 126. P. 1051-1059.
8. Drach V., Sack N., Fricke J. Transient heat transfer from surfaces of defined roughness into liquid nitrogen // Int. J. Heat Mass Transfer. 1996. Vol. 39, № 9. P. 1953-1961.
9. Christians M., Thome J.R. Falling film evaporation on enhanced tubes, part 1: Experimental results for pool boiling, onset-of-dryout and falling film evaporation // Int. J. of Refrigeration. 2012. Vol. 35, № 2. P. 300-312.
10. Fagerholm N.E., Ghazanfari A.R., Kivioja K., Järvinen E. Boiling heat transfer performance of plain and porous tubes in falling film flow of refrigerant R114 // Wärme- und Stoffübertragung. - 1987, Vol. 21. - P. 343-353.
11. Зубков Н.Н. Получение подповерхностных полостей деформирующим резанием для интенсификации пузырькового кипения // Вестник Машиностроения. 2014. №11. С.75-79.
12. Володин О.А., Печеркин Н.И. Теплообмен и кризисные явления в пленках смесей фреонов, стекающих по структурированной поверхности // Тепловые процессы в технике. 2012. Т. 4, № 2. С. 56-67.
13. Павленко А.Н., Печеркин Н.И., Володин О.А. Теплообмен и кризисные явления при кипении в пленках смесей фреонов, стекающих по оребренной трубе // Теплофизика и аэромеханика. 2012. Т. 19, № 1. С. 143-154.
14. Павленко А.Н., Печеркин Н.И., Володин О.А. Теплообмен и кризисные явления в стекающих пленках жидкости при испарении и кипении. Новосибирск: Изд-во СО РАН. 2016. 196 с.
15. Pecherkin N.I., Pavlenko A.N., Volodin O.A. Heat Transfer and Crisis Phenomena at the Film Flows of Freon Mixture over Vertical Structured Surfaces // Heat Transfer Engineering. 2016. Vol. 37. Iss. 3-4. P. 257-268.
16. Cerza M., Sernas V. Nucleate boiling in thermally developing and fully developed laminar falling water films // J. Heat Transfer. 1988. Vol. 110, № 1. P. 221-228.
17. Thome J.R. Enhanced Boiling Heat Transfer. New York: Hemisphere Publishing, 1990.
18. Webb R.L., Kim N.H. Principles of Enhanced Heat Transfer. 2nd ed. New York: Taylor & Fransis Group, 2005.
© Володин О.А., Павленко А.Н., Печеркин Н.И., Зубков Н.Н., Битюцкая Ю.Л., 2016
УДК 539.3
Димитриенко Ю.И., д.ф.-м.н., профессор Губарева Е.А., к.ф.-м.н., доцент Алешина А.С., магистрант Московский государственный технический университет им.Н.Э.Баумана,
г.Москва, Российская Федерация
ВЫВОД УРАВНЕНИЙ МЕХАНИКИ ТОНКИХ ПЛАСТИН С МЯГКИМ ПОКРЫТЕМ, НА ОСНОВЕ МЕТОДА АСИМПТОТИЧЕСКОГО ОСРЕДНЕНИЯ ТРЕХМЕРНЫХ УРАВНЕНИЙ НЕЛИНЕЙНОЙ ТЕОРИИ УПРУГОСТИ
Аннотация
Предложена методика построения двумерных уравнений теории тонких нелинейно-упругих пластин с
