ТЕПЛОФИЗИКА ВЫСОКИХ ТЕМПЕРАТУР, 2009, том 47, № 6, с. 877-883
УДК 621.1.016
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ КРИЗИСА ТЕПЛООБМЕНА ПРИ КИПЕНИИ В НЕДОГРЕТОМ ЗАКРУЧЕННОМ ПОТОКЕ В УСЛОВИЯХ ОДНОСТОРОННЕГО НАГРЕВА © 2009 г. А. Н. Варава, А. В. Дедов, А. Т. Комов, С. А. Малаховский
Московский энергетический институт (технический университет) Поступила в редакцию 19.12.2008 г.
Представлены результаты экспериментального исследования кризиса теплообмена при кипении в турбулентном закрученном потоке недогретой до температуры насыщения воды при одностороннем нагреве. Параметры потока варьировались в диапазоне: давление воды на входе — 0.7, 1.0 МПа; массовая скорость рцг от 1100 до 9900 кг/(м2 с); коэффициент закрутки потока к = 0.19 и 0.37; температура воды на входе — 20, 40, 60°С; гидравлический диаметр канала — 2.16 мм.
РАСЯ: 47.55.dp; 47.32-у
ВВЕДЕНИЕ
Развитие энергетики предъявляет повышенные требования к безаварийной работе теплооб-менных аппаратов в теплонапряженных условиях. Так, для приемников потоков заряженных частиц в термоядерных реакторах характерен односторонний обогрев и огромные плотности тепловых потоков, существенно превышающие 10 МВт/м2. Интенсификация теплообмена и увеличение значений критических тепловых нагрузок в этих условиях достигаются закруткой сильно недогретого до температуры насыщения потока теплоносителя. Внимание исследователей в основном было сфокусировано на кризисе теплообмена при кипении, наступление которого определяет естественное ограничение надежной и эффективной работы тепловоспринимающих устройств. Вместе с тем число подобных работ невелико, перечень работ [1—8] ограничивает все известные авторам настоящей статьи исследования. Они выполнены для потока воды в диапазоне параметров: давление р = 0.5—3.6 МПа, массовая скорость рт = 300—17000 кг/(м2 с), относительный недогрев х = —(0.4—0.1). Исследовались в основном каналы с внутренним диаметром 8—18 мм. Однако эти работы различны по условиям нагрева рабочих участков, способам моделирования одностороннего нагрева и относительным обогреваемым длинам. Вышеперечисленные факторы не позволяют говорить о наличии надежного согласованного банка данных о критических тепловых нагрузках. Проведенное в [9] обобщение известных опытных данных о критических тепловых нагрузках при кипении в закрученном потоке на основе эмпирического соотношения, учитывающего практически все отличительные особенности экспериментов, дало согласование в преде-
лах ±50%. Поэтому любые новые результаты опытов по критическим тепловым нагрузкам при кипении в недогретом закрученном потоке в условиях одностороннего нагрева весьма актуальны, тем более что в связи с возрастающей тенденцией уменьшения габаритных размеров теплообменников актуальны данные, полученные в каналах малого диаметра. Представленные в настоящей работе данные о критических тепловых нагрузках в условиях одностороннего корпускулярного нагрева впервые получены в канале с гидравлическим диаметром 2.16 мм.
ОПИСАНИЕ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЙ УСТАНОВКИ И РАБОЧЕГО УЧАСТКА
Используемая для проведения экспериментальных исследований установка позволяет моделировать штатные условия работы тепловоспринимаю-щих элементов приемников мощных пучков в системах инжекции термоядерных установок. Нагрев горизонтально расположенной мишени осуществлялся в вакуумной камере сканирующим пучком электронов, генерируемых электронной пушкой с ускоряющим напряжением до 60 кВ и силой тока до 250 мА, а охлаждение — потоком дистиллированной воды. Специально разработанный блок управления электронным пучком обеспечивает равномерное подведение нагрузки к тепловоспринимающей поверхности. Установка, подробно описанная в [10, 11], включает в себя следующие основные элементы: систему нагрева (электронная пушка), гидравлическую и вакуумную системы, автоматизированную систему сбора и обработки информации.
Рабочий участок (РУ), на котором проводились исследования (рис. 1), представляет собой медную мишень 1 с плоской тепловоспринимаю-
Рис. 1. Схема рабочего участка.
щей поверхностью и внутренним каналом круглого сечения диаметром 4 мм, в котором размещалась скрученная лента 2 из стали 12Х18Н10Т толщиной 0.5 мм. К мишени приварены тонкостенные трубки-держатели 3, выполненные из стали 12Х18Н10Т. Трубки заканчиваются переходниками стандартных размеров, обеспечивающими уплотнение РУ в штуцере 4, являющемся элементом петли гидравлического контура. Фторопластовые втулки 5 обеспечивают электрическую изоляцию РУ от петли гидравлического контура, что позволяет проводить надежные измерения силы анодного тока, а следовательно, и подводимой к мишени мощности. Отборы давления 6 позволяют проводить измерения потерь давления непосредственно на обогреваемой мишени.
Температурное поле в мишени РУ измерялось пятью кабельными хромель-алюмелевыми термопарами 71—75 с диаметром кабеля 0.3 мм. Кабель термопар изготовлен из малотеплопроводной нержавеющей стали. Для монтажа было отобрано пять идентичных по характеристикам термопар. Все термопары были размещены в центральном поперечном сечении мишени РУ.
Размещение термопар Т1—Т3 в центральном сечении с ф = 0° и различным радиусом г позволяет двумя способами рассчитать температуру стенки и плотность теплового потока на внутренней поверхности мишени РУ — с помощью прямых измерений и путем численного решения краевой задачи теплопроводности. Термопары Т4 и Т5 позволяют с помощью прямых измерений надежно идентифи-
цировать режимы теплообмена на поверхности внутреннего канала по угловой координате.
В рамках настоящей работы важные методические вопросы, связанные с определением температуры стенки и плотности теплового потока в наиболее теплонапряженной точке внутреннего периметра (лобовой точке), не рассматриваются. Подробное изложение использованных методик определения параметров теплообмена, описание приборной базы и оценка погрешностей измерений содержится в работах [12—15]. Согласно выполненным оценкам погрешность определения температуры стенки составляет ±5%, плотности теплового потока — ±10%.
МЕТОДИКА ОПРЕДЕЛЕНИЯ КРИТИЧЕСКИХ ТЕПЛОВЫХ ПОТОКОВ
В ходе экспериментального исследования теплообмена к закрученному потоку при одностороннем обогреве был получен массив данных по кипению [16] в виде зависимости температуры, плотности теплового потока и коэффициента теплоотдачи в лобовой точке для разных сочетаний параметров потока в исследованном диапазоне: давление воды на входе — 0.7, 1.0 МПа; массовая скорость р^ от 1100 до 9900 кг/(м2 с); коэффициент закрутки потока к = 0.19 и 0.37 (к = тсйД, где й — диаметр канала, I — шаг закрутки ленты); температура воды на входе — 20, 40, 60°С. Опыты проводились при пошаговом увеличении подво-
димой нагрузки (с шагом 5—10%) при фиксированных параметрах потока на входе в РУ.
Традиционно под кризисом теплообмена понимают переход от пузырькового к пленочному режиму кипения, сопровождающийся заметным ростом температуры стенки вследствие уменьшения эффективности теплообмена. Как правило, в результате наступления кризиса происходит механическое разрушение рабочего участка — пережог. Представленные в настоящей работе исследования подтвердили сделанные ранее авторами выводы [17] о том, что при одностороннем нагреве в условиях охлаждения сильно недогретым закрученным потоком переход к пленочному режиму кипения в окрестности лобовой точки в исследуемом диапазоне параметров не сопровождается резким необратимым ростом температуры стенки. В данной работе под кризисом теплообмена при этих условиях понимается появление устойчивой зоны ухудшенного теплообмена в окрестности лобовой точки внутреннего периметра.
Анализ опытных данных позволил идентифицировать переход от пузырькового к пленочному кипению с использованием нескольких способов:
• из зависимости распределения температуры в мишени РУ от подводимой мощности;
• по изменению характера колебаний температуры стенки вблизи поверхности теплообмена;
• по акустическим сигналам.
При проведении экспериментов непосредственно измерялась температура стенок мишени термопарами 71—75. На рис. 2 представлена характерная зависимость показаний термопар от подводимой мощности для массовой скорости рт = = 1100кг/(м2 с). Можно выделить несколько режимов теплообмена. До 500 Вт реализуется конвективный теплообмен, о чем свидетельствует темп роста температуры мишени с увеличением подводимой мощности. При достижении на внутренней поверхности в лобовой точке температуры, превышающей температуру, соответствующую началу кипения, начинается пузырьковое кипение и коэффициент теплоотдачи значительно возрастает, о чем свидетельствует снижение угла наклона кривой 7( V). Дальнейшее повышение мощности, когда ее значение превышает 1500 Вт, приводит к смене режима кипения в лобовой точке с пузырькового на пленочный. В этом случае начинается более интенсивный рост температуры в стенке мишени и зависимость температуры 73 от подводимой мощности существенно увеличивает наклон. Однако по периметру канала продолжается интенсивный теплообмен за счет пузырькового кипения и конвекции, о чем свидетельствуют показания термопар 74 и 75.
Вторым способом идентификации кризиса служит анализ колебаний температуры стенки в непосредственной близости от поверхности теп-
7, °С
V, Вт
Рис. 2. Зависимость показаний термопар 71—75 от подводимой мощности для р^ = 1200 кг/(м2 с), к = = 0.37, 7вх = 20°С, _рср = 1.0 МПа; 7пп — температура предельного перегрева жидкости; 75 — температура насыщения.
лообмена. При развитом пузырьковом кипении зависимость показаний термопар от времени имеет сглаженный характер. Амплитуда колебаний температуры стенки в установившемся режиме в этом случае не превышает 3°С. В предкризисной области тепловых нагрузок амплитуда колебаний температуры может достигать 6°С с периодом колебаний ? ~ 100-101 с. Дальнейший рост тепловой нагрузки приводит к образованию паровой пленки в окрестности лобовой точки с последующим ее "набуханием" и срывом, что приводит к возрастанию амплитуды колебаний температуры.
Третьим способом определения начала пленочного кипения служит анализ акусти
Для дальнейшего прочтения статьи необходимо приобрести полный текст. Статьи высылаются в формате PDF на указанную при оплате почту. Время доставки составляет менее 10 минут. Стоимость одной статьи — 150 рублей.