CC BY
31Journal of Siberian Federal University. Engineering & Technologies 1 (2014 7) 32-47
УДК 532.5
Расчетно-экспериментальное исследование вынужденной конвекции наножидкости на основе оксида алюминия в прямоточном теплообменнике
А.В. Минаковаб*, Д.В. Гузейа, А.С. Лобасоваб, Д.А. Дектереваб, М.И. Пряжникова
аСибирский федеральный университет, Россия, 660041, Красноярск, пр. Свободный, 79 бИнститут теплофизики им. С.С. Кутателадзе СО РАН, Россия, 630090, Новосибирск, пр. Академика Лаврентьева, 1
Received 19.09.2013, received in revised form 14.12.2013, accepted 25.02.2014
Представлены результаты расчетно-экспериментального исследования теплообмена в условиях вынужденной конвекции наножидкости в рекуперативном теплообменнике. Эксперименты были выполнены для дистиллированной воды и однопроцентной наножидкости на основе частиц Al2O3. Число Рейнольдса в экспериментах варьировалось от 800 до 6500. Показана 20-процентная интенсификация теплообмена в ламинарном режиме. Для расчетов была использована численная модель описания тепломассообменных процессов, основанная на гидродинамическом подходе, который подразумевает решение уравнений Навье-Стокса и сохранения энергии. Расчёт турбулентного течения проводили с использованием двухзонной двухпараметрической модели Ментера SST. Получено удовлетворительное согласие с экспериментом.
Ключевые слова: теплообмен, наножидкости, турбулентность, гидродинамика.
1. Введение
Интенсификация конвективного теплообмена и связанные с ней задачи экспериментального и теоретического исследований приобретают в настоящее время значение самостоятельной, важной и быстроразвивающейся области учения о теплообмене. Актуальность этой проблемы определяется стремлением к повышению интенсивности работы теплообменных устройств в сочетании с желанием сократить затраты энергии и добиться максимальной компактности при минимальной материалоемкости. Одновременно с миниатюризацией теплообменных и других энергетических устройств и элементов чрезвычайно быстро развиваются и исследования, связанные с одновременным использованием в таких устройствах жидкостей с примесью микронных и субмикронных частиц различного состава. Исследования, проведенные в последнее десятилетие в США, Японии, Южной Корее, Китае, Австралии и некоторых других странах,
© Siberian Federal University. All rights reserved
* Corresponding author E-mail address: tov-andrey@yandex.ru
показали, что эффективность подобных устройств несопоставима с устройствами, где используются обычные теплоносители. Первое применение жидкости с использованием микрочастиц для целей интенсификации теплообмена известно с середины 70-х годов (Ahuja, 1975 [1]). Основной эффект заключался в применении суспензии с повышенным по сравнению с рабочей жидкостью коэффициентом теплопроводности. В 1993 году частицы нанометрового размера (Al2O з, 13 нм) впервые были использованы для изменения вязкости и теплопроводности базовой жидкости (Masuda, 1993 [2]), с этого времени наножидкости интенсивно изучаются для применения в технике и технологиях. Первые исследования показали, что даже очень малые добавки наночастиц к жидкости (доли процента по объему) приводят к росту теплопроводности нано-суспензии до 60 %, теплоотдачи - до 60 %, критического теплового потока - до 300 %.
Несмотря на огромное количество работ, в области теплообмена наножидкостей по-прежнему остается множество вопросов (см., например, цикл работ Рудяка [3] и Терехова
[4]). Экспериментальные данные часто противоречивы и даже взаимоисключают друг друга. Неясен механизм теплопроводности в наножидкости, является ли он единственным или одновременно действуют несколько. Кроме того, существуют различные подходы для описания на-ножидкостей.
Большинство работ показывают увеличение теплоотдачи при использовании наночастиц
[5]. Результаты ряда экспериментов свидетельствуют о том, что корреляционные формулы для числа Нуссельта, справедливые для чистых жидкостей, не применимы, когда величина объемной концентрации наночастиц становится больше чем 0,5 % [4]. Кроме того, имеются публикации, где демонстрируется уменьшение теплоотдачи при добавлении наночастиц [6]. Совершенно не ясны процессы, происходящие при ламинарно-турбулентном переходе. В связи с этим изучение теплообмена наножидкостей не только имеет важное практическое значение, но и представляет большой интерес с фундаментальной точки зрения.
Целью настоящей работы является расчетно-экспериментальное изучение вынужденной конвекции наножидкости на основе оксида алюминия в прямоточном теплообменнике и анализ применимости математической модели для описания теплообмена.
2. Описание экпериментальной установки
Эксперименты по изучению вынужденной конвекции наножидкости проводили на лабораторном стенде кафедры теплофизики СФУ Установка представляет собой прямоточный теплообменный аппарат, в котором теплоносители находятся в однофазном состоянии и не контактируют друг с другом непосредственно. На рис. 1 показана фотография экспериментальной установки. С помощью насоса рабочая жидкость внутреннего контура из сборного резервуара подается в подогреватель, после прохождения которого поступает в теплообменник, где отдает тепло жидкости, циркулирующей по внешнему контуру. Расход рабочих жидкостей в обоих контурах регулируется с помощью запорных вентилей. Мощность подогревателя жидкости во внутреннем контуре регулируется ЛАТРом. В проведенных измерениях мощность нагревателя была заданной и равной 1000 Вт. Измерение мощности, подводимой к нагревателю, осуществляли при помощи измерителя Omix. Расход жидкости в обоих контурах устанавливали при помощи водосчетчиков, которые были предварительно прокалиброваны с точностью 3 %.
Рис. 1. Экспериментальная установка
о2 у*
О Д
Рис. 2. Схема прямоточного теплообменника
3
Схема прямоточного теплообменника, являющегося частью установки, приведена на рис. 2. Теплообменник представляет собой кольцевой канал. Внутренняя труба имеет размеры: внутренний диаметр трубы йх = 0,013 м, внешний диаметр й2 = 0,015 м, длина I = 1 м. Внешняя труба теплообменника имеет размеры: внторенний диаметр й3 = 0,025 м, внешний диаметр Х4 = 0,027 м, длина I = 1 м. По внутренней трубе циркнлирует нагретоя наножидкость, по вне ш-ней - охлаждающая вода. Внешний контур теплообменника подключен к системе холодного водоснабжения, поэтому температура воды на входе во внешний теплообменник практически постоянна и равна 6 °С. В эксперименте расход во внешнем контуре был фиксирован и равен 02 = 13,788 л/мин. Расход во внутреннем контуре 01 варьировался при помощи вентиля в диапазоне от 0,4 до 3,3 л/мин. Для измерения температур теплоносителей на входах и выходах обоих контуров были установлены термопары (1, t2, t3, t4), подключенные к измерителям ТРМ-200.
Температура теплоносителей изменяется под действием теплопередачи от одного к другому, а также к окружающей сиоде . Тепллносителл во внутренней трубе отдает тепловой поток, равный разности потоков энтальпии на входе и выходе из трубы:
Юд=(фр {Ч-к) •
Ссответственно, во внешней трубе теплоноситель воспринимает поток
05ООЕР = 'пг^н (Л _ез)-
Здесь и Со2 - изобарные теплоемкости оепллнлсителей; О] и О2 - маосовые расходы теолоносителей. Разность отданного и воспринятого теплового пото ка образует потери тепла в окружающее пространство. Поскольку теплообмеиноо был хопишо теплоизолирован, измерения по оазали, что потери тепла не превышают5 %.
Уравнение тнплопереднчр междлл средлми, дозделенными цилиндрической стенкой, выглядит следующим образом:
0оТД = п1Ш,
где р - длинна поверхнолти тепллобмени (наименьшая ио длин внитронней и внешней трубы); аТС о- среднллогорифсический температр рный напор.
Коэффициент теплопередачи при сопрпжеонлм теплообмене нсходят ие у равнения
к= 1
. 1 1 . . d2. 1 .
0-с—>пТ—) +-)
2Х с11 а2^2
где сСъ м2 - внутронний и внешний диаметры внутренней трубы; аф, а2 - еоэффициенты теплоот-дочи на внутренней и снешней сторонс внутренней трубер 3з - коэффициено теплопроводности стали.
Коэффициент теплопервдачи важен доо практики, однако неудобен для теоретического анализа. Поэтому в дамно й работе анализировалось поведение среднего коэффициента теплоотдачи во внутреннем контуре] Этом коэффициент определяли следующим образом:
_ дсдс-р)
а = —о-. (1)
ТК - ^ )5 ^
Здесь - средняя арифметоческая температура втенки трубки, полученная усреднением ^ = (г1 + г2 + г3 + г4) / 4 по данным температур на входах и выходах из теплообменника; ^ с (я +т2)/2 - ср-еадЕ^яяят темперотура жидкости во внутреннем ^онтг-'-рэс, 0> - массовый расход теплоноситеоо во внутреннем контуре; .о - площадь внутренней босовой поверхности внутренней трубы.
Эксперимент ы по исследоланию бы^жденной конвелции были проведен ы для дистил-лирооалной воды и наножидкости нб основе частиц А1203. Исходя из анализа литературы, исснедования теплообмена шлс для объемной концентрации наночастиц А1203 в воде, равной 1 %. Такое значение концентрации следует рассматривате как оптимальное, поскольку большее значение концентрации ^щессвенне повышеет вязкость наножидлости, а меньшее не имеет зиочительного эффекта. Нанопорошок оксиде ооюминия был пдиибретен в ООО «персдовые порошковые тсхнолниии» (г. 1Гс)нос:ес). Материан порошка содержит не менее 95 % мас. а-А1203; около 3 % в объеме частиц имеется непрореагировавшего алюминия; 1 % - сорбированные газы- (азот, углеводороды), вода. Нбсыпная плотность от 0,6 до 1,7 г/ см3. Частицы имеют сферическ.ю форму. Удеоьная поверхность, измеренная методом БЭТ,
а) б)
Рис. 3. Электронная микрофотография наночастиц А1203 (а); гистограмма распределения наночастиц по размерам (б). По оси абсцисс - размер наночастиц (в нм), а по оси ординат - количество N наночастиц данного размера
35-40 м2/г. Характерное изображение частиц порошка приведено на рис. 3а. Гистограмма частоты попадания частиц порошка в интервалы размеров изображена на рис. 3(5. Вероятностный (средний арифметический) размер - 36 нм; размер средний по поверхности - 45 нм; средний массовый размер - 54 нм.
Для приготовления наножидкости использовали стандартный! двухшаговый процесс. После добавления в воду необходимого количества нанопорошка оксида алюминия емкость с на-ножидкостью для разришеоия конгломератов наночастицпомещали в ультразвуковой диспер-гатор УЗДН-А . ПАВ для стаПилизации наножидкости не использовали.
Полученную таким образом наножидкость применяли в качестве теплоносителя во внутреннем коитуре. В ходе эксперимента проводили вароирование расхода теплоносителя и опре-де ляои значение среднего коэффициента теило отдачи по формуле (1).
3. Математическая модель и численная методика
Для моделирования течения и теплообмена наножидкостей использовали разработанный ранее алгоритм, основанный на методе конечного объёма для неструктурированных сеток [7-10]. Возможность его использования при монллиролании мини- и млкроканальных течений показана в работах [8, а]. Приманимость данного ллгоритма для моделирования теплообмена наножидкостей была показана в работе [10]. В данной работе наножидкость рассматривается как однородная несжимаемая ньютоновская среда, течение которой опивывается уравнениями Навье-Стокса:
V-(pv) = 0, (2)
— + V-(pvV) = -Vp + V- T + pg,
dt
где (е - плотность наножндкости, p - давление, v - вектор скорость, а T - тензор вязких напряжений.
Уравнение сохране ния энергии рассматривается в следующем виде:
У^ + У^/^У^УТ),
д (3)
где; 33 - коэффициент теплопроводности наножидкости, /г — энтальпия среды, которая определяется следу ющим образом:
т
к(т )= \cpdT,
Т
где Со - удельная теплоемкость:
_ _(1-Ф)-Р р Ср;/ + 1-Р р Срг г
Ср _ , р
где ф - о>б)'Е»(а;ми^яа[ доля наночастиц, р>- плотность транспортной жидкости, рр, - плотность материала наночастицы, Се у - теплоемкость тркнспортной жидкости, ср > - теплоемкость материала частиц.
Плотность наножидкости, в свою очередь, вычислялась как
р= ро
1 + р- (Г-те
здесь р0 - шсотность> наножидкости при комнатной температуре 7В, кото.ая определялась как р0 = (1-ф—р/+ф-р , г-де; () - ьсоэкфеффпеок^Е^т- термического расширения наножидкости. Его находили следующим образом:
в = (| -ф--р +р/ ■в1Р'РрР)
Ро
где /и Рр - коэффициенты термического расширения транспортной жидкости и частиц.
Описанные выше спосоВы задания свойств наножидкости осносаны на первых принципах, проверены при помощи многочисленные экспериментов [1С, 11] от не ввпывают сомнений. Наибольшую сложность и нерднозначность вызывает задение коэффициентов теплопроводности и вязкости наножидкосоей. Проводено огромное иоличество акспероментальных и теоретических исследований вязкости и теплопроводности наножидеостей. Однасо обзор результатов работ различных исследователей показывает, что в настоящее время невозможно в общем случае точно предсказать поведение коэффициентов переноса отип сред. Теоретические модели не могут в общвм случае описать поведение транспортных поэффициентов, поскольку по суще-стту учитываюттольио зевисимостс от объемной концентрэции, в то время кат эксперименты показывеют сильную зависимость от диаметра частиц. Известимте эмпиричевкие корреляции нелоне рассмааривоть как универоалрные, хотя они и воспроизаидят некоторые экспериментальные данн еае, посколвки они по сути своей эвляются математической аппроксимацией множества экспериментов и также в общем случвв не спасобны описитз поведение коэффициентов вязкости и теплопроводности во всем интересующем диапазоне пнраметроа.
Тем не менее, проведя аполиз литературой, для определения иоэффициенте теплопроводности наножидкости в данной работе решено было остановиться на следующей полуэмпирической корреляции. [13])
л =
Лр + 2Л/ + 2{яр -Л/)-(1 -в р Лр + 2Л, -({ -Л,}-(1-в}3 ■ Р '
(4)
где X/ - теплопроводность транспортной жидкости; Хр - теплопроводность материала нано-частицы; (в - отношение толщины нанослоя к исходному радиус}' частицы, в данном случае
Сравнение результатов, получаемых при помощи корреляции (4), с экспериментальными данными [14-17] приведено на рис. 4. Видно, что использованная нами корреляция существенно лучше описывает эксперимент, чем классическая корреляция Максвелла.
Вязкость использованной однопроцентной наножидкости была измерена непосредственно в ходе эксперимента. Измерение вязкости было проведено при температуре 20 °С при помощи капиллярного вискозиметра ВПЖ-4. Измеренное значение вязкости наножидкости было равно 1,31 мПахс, что примерно на 30 % выше, чем для чистой воды. Таким образом, в расчетах вязкость наножидкости определялась как
где Ц/ - вязкость воды, зависящая от температуры.
Моделирование турбулентности было проведено при помощи стандартной модели Мен-тера SST [18]. При этом коэффициенты переноса задавали исходя из соотношений (4)-(5). Зависимость коэффициентов переноса от температуры определяли исходя из температурной зависимости этих свойств для воды.
Расчеты теплообменника проводили в двумерной осесимметричной постановке. Расчетная область представляла собой кольцевой канал, размеры которого полностью соответствовали реальному теплообменнику. Расчетная область показана на рис. 7. Для расчета использовалась структурированная декартова сетка со сгущением к стенкам канала. Общее количество расчетных узлов составило 56 000 (80 по радиусу и 700 по длине канала). Во внешней трубе рабочего участка, как и в эксперименте, задавался постоянный расход 02 = 0,2298 кг/с. Температуры жидкости на входах в теплообменник и расход во внутреннем контуре задавались исходя из
Р = 0,1.
ц = 1,31Ц/,
(5)
1
Вв Ехр - Бах а ей, в-ё Ехр - Ьее ег аЪ ^^ Ехр - Ноу е! а/, - СоггеШгоп - (4),
0 Ехр - МтХза ег а!,
СогткгОоп - МахмеИ.
0 0.02 0.04 0.06 ф
Рис. 4. Сравнение расчетной и экспериментальной теплопроводности наножидкости А12О3
эксперимента. При этом на входах в теплообменник в качестве граничных условий задавались установившиеся профили для скорости и однородные профили для температуры. На выходе из расчетной области задавались условия сноса для всех величин. В результате расчетов определяли средние значения температуры на выходах из теплообменника и, как в эксперименте, по формуле (1) находили среднее значение коэффициента теплоотдачи.
4. Результаты исследований
Для верификации созданной экспериментальной установки и разработанной математической модели сначала была проведена серия измерений на чистой воде. Расход воды во внешнем контуре был равен 02 = 0,1198 кг/с, температура воды на входе во внешний контур была постоянной 6 °С. Расход во внутреннем контуре 01 варьировался при помощи вентиля в диапазоне от 0,4 до 3,3 л/мин. Температура воды на входе во внутренний контур, измеренная в эксперименте, приведена на рис. 5. Такое распределение температуры воды во внутреннем контуре устанавливается благодаря тепловому балансу с внешним контуром и окружающей средой. Данные значения температуры на входе во внутренний контур задавались в расчете в качестве граничных условий.
На рис. 6-7 приведены изо поверхности температуры и скорости в рабочем участке теплообменника для двух значений числа Рейнольдса, соответствующих ламинарному и турбулентному режимам течения.
На рис. 8 представлены экспериментальная и расчетная зависимости числа Нуссельта от числа Рейнольдсе. Число Нуссельта определяли стандартными способом °Ыи = (айТ)/3, где d - диаметр внутренней трубки теплообменника; 3з - коэффисщент теплопроводности воды, вычисленный! по средней температу ре жидкости ; а - среднее значение кооффициента теплоо тдачи, вычисленное по формуле (1). "Число Рейнольдса здесь устанавливали также стандартным образом: Яв = рШ/ц, где и- среднерасходнея скорость, р - плотность воды, (в - вязко сть воды. Для сравнения с эеспериментом и расчетом на рис. 8 приведены эмпирические зависимости числа
а)
б)
Рис. 6 . Поле температуры в теплообменнике (а) п модуль скорости (б) в среднем продольном сечении теплообменника для Яе = 868
I М ф* М II п! и н ««ФЯЯЯЬЦЯМаЯГВЯО»«***«
Рис. 7. Поле температуры в теплообменнике (а) и модуль скорости (б) в среднем продольном сечении теплообменника для Яе = 5485
Нуссеоьта от числа Рейнольдса. Для ламинарного режима течения с участком тепло вого уста-
новления согласно [19] число Нуссельта можно оценить как Ыи = 1,551 ^ЕТбрбС | Ваш. | , где
0.33 с \ -0.14 ^ ст
Ь )
Ь - долина обогреваемого участка; Рг - число Прандтля (определялось по средней температуре жидкости); цст, цж - значения вязкости воды при средней температуре стенке и жидкости. Для турбулентного режима число Нуссельта можно оценить по корреляции Михеева [19]:
-0.14
Ж = 0,021(ЯеПРгН^т.
Как видно из графика на рис. 8, в области чисел Рейнольдса от 2600 до 3000 наблюдается ламинарно-турбулентный переход, сопровождающийся резким увеличением коэффициента теплоотдачи. Экспериментальные данные находятся в хорошем согласовании с результатами расчетов и эмпирическими корреляциями как в ламинарном, так и в турбулентном режиме. Максимальные отклонения результатов расчета от по лученных экспериментальных данных не превышают 5 %. Следовательно, используемые экспериментальную методику определения коэффициента тепкоотдачи и расчотную модель можно считать корректными.
ВЕЗ следующей серии опытов в качестве теплоносителя во внутреннем контуре использовалась наножидкость, которая была приготовлена из нанопорошка оксида алюминия. Концентрация нанопорошка в воде,как уже было сказано,составляла 1 % по обнему.
Зависимость среднего коэффициента тепаоотдачи от ракхосю теплоносителя во внутреннем контуре приведена ва рис. 9. Видно, что из-за тоно, что вязоость наножидкости примероо на 30 % выше, чем у воды, ламинарно-турбулентный переход в наножидкости наступает при гораздо более высоких значениях расхода. При фиксированном значении расхода в случае ламинарного режимч течения применении нонлжидиасти позволяет примерно на 17 % ппвысить значение тоэффициента теплоотдачи. В свучае юе турбулентного рожима течения для нано-жидкости наблюдается 25%-ное ухудшение теплоотдачи. Это связано с влиянием наночастиц не только на теплопроводность, но и на вязкость наножидкости. В случае установившегося ла-
N1
о
1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000
Р1е
-г—
■ ■ анга^има? трретчцля Ко=0,021 Ье1'Рг'®, --- анрмюаялфрат*» 1,55(НЕ РГ^¡!)
Рис. К. Сраснение эксперимента, расчета и эмпирических корреляций лля чистой воды
минарного режима течения коэффициент теплоотдачи пропорционален теплопроводности среды и не зависит от вязкости. Поскольку теплопроводность теплоносителя во внутреннем контуре возросла из-за наличия в воде частиц оксида алюминия, в ламинарном случае мы имеем интенсификацию теплообмена вне зависимости от того, насколько увеличилась его вязкость. При развитом турбулентном течении коэффициент теплоотдачи, согласно формуле Михеева, пропорционален комплексу ц-1/5Х35. В этом случае, если рост теплопроводности теплоносителя за счет наночастиц существенно меньше роста его вязкости, может иметь место ухудшение теплообмена. Это и было обнаружено в данном эксперименте. Таким образом, было показано, что интенсификация теплообмена за счет применения наножидкостей является нетривиальной задачей. Положительный эффект интенсификации теплообмена зависит от соотношения между вязкостью и теплопроводностью наножидкости, а значит, от материала частиц и их концентрации. Это дает возможность управления процессом теплообмена при помощи выбора нужной концентрации частиц и их материала.
В силу того что вязкость исследуемой наножидкости существенно отличается от вязкости воды, течения несущей жидкости и наножидкости при заданном расходе будут соответствовать разным числам Рейнольдса, а значит, в общем случае и разным режимам течения. По этой причине полезно проанализировать зависимость коэффициента теплоотдачи от числа Рейнольдса. Соответствующая зависимость приведена на рис. 10. Интенсификация теплообмена при использовании наножидкости и фиксированном числе Рейнольдса в ламинарном режиме течения оказывается выше, чем при фиксированном расходе, и составляет величину примерно 10 %. С небольшим запаздыванием по числу Рейнольдса относительно воды при значении числа Рей-нольдса около 1800 для наножидкости также наблюдается ламинарно-турбулентный переход. В области турбулентного течения значение коэффициента теплоотдачи для наножидкости по сказанным выше причинам примерно на 10 % ниже, чем для чистой воды.
На рис. 11-11 приведено сравнение расчетных изолиний температуры в центральном сечении теплообменника для чистой воды и наножидкости. Можно заметить, что в ламинарном режиме течения толщина температурного пограничного слоя в наножидкости тоньше, чем для
о « б, кг/с. о м Рис. 9. Зависимость) коэффициента теплоотдачи для воды и наножидкости от расхода
^ Вода
. в-в Наножидкостъ
К £
т
с.
в-н-н—ай
Яе |
:x1В3 4x1а3 бхю3
Рис. 10. Зависимость коэффициента теплоотдачи для воды и наножидкости от числа Рейнольдса
$ 1} вз п п '7 ч 7; -л 7.г :н :п * ^ * -у ^ V м ч 'л лд
П II.' М и II И V III Л] 71
б)
Рис. 11. Изолинии температуры в центральном сечении теплообменника для чистой воды (а) и наножидкости (б) при расходе 0,016 кг/с
воды. Из-за этого величина коэффициента теплоотдачи для наножидкости в ламинарном режиме выше, чем для воды. В турбулентном режиме картина противоположная.
Сравнение расчетного и экспериментального значений среднего коэффициента теплоотдачи для наножидкости показано на рис. 13. Расхождение расчета и эксперимента в ламинарном режиме составляет 3 %, что можно считать достаточно хорошим результатом. В турбулентном режиме расхождение примерно вдвое выше. Имеющиеся расхождения расчета и эксперимента говорят о том, что использованная упрощенная модель гомогенной наножидкости работает далеко не всегда и поэтому должна быть дополнена механизмами, приводящими к возникнове-
б)
Рис. 12. Изолинии температуры в центральном сечении теплообменника для чистой воды (а) и наножидкости (б) при расходе 0,05 кг/с
Рис. 13. Сравнение расчетного и эксптриментального значения коэффициента теплоотдачи для наножидкости
нию неоднородности концентрации наночастиц в объеме. Таким механизмом может являться термофорез - перемещениа частиц под действиемградиента температуры, называемый также термодиффузией, или эффактом Соре. Изменение режима течения в результате миграции наночастиц аод действием градиента температуры служит возможной причиной увеличения коэффициента теплоотдачи в случаях, когда это увеличенил не может быть полностью объяснено простым повышением коэффициента теплопроводности рабоче й среды наножидкости. Особенно это актуально для турбулентных течени й. Поскольку толщина по граничного слоя в
турбулентном режиме очень мала, в этом слое будет наблюдаться значительный градиент температуры. Под действием этого градиента может возникнуть существенное расслоение наножидкости за счет термофореза. Градиент концентрации наночастиц приведет к значительному изменению теплофизических свойств наножидкости в ламинарном подслое. Использованная в расчетах модель эти изменения никак не учитывает.
Заключение
Проведено расчетно-экспериментальное исследование вынужденной конвекции однопроцентной наножидкости на основе наночастиц Al2O3 в прямоточном теплообменнике в ламинарном и турбулентном режимах. Эксперименты показали, что применение в качестве теплоносителя наножидкости существенно сказывается на величине коэффициента теплоотдачи. При этом может наблюдаться как интенсификация теплообмена, так и его ухудшение. При фиксированном значении числа Рейнольдса в случае ламинарного режима течения применение наножидкости позволило на 20 % интенсифицировать теплообмен. В случае же турбулентного режима установлено примерно 10%-ное ухудшение коэффициента теплоотдачи. Это связано с существенным влиянием наночастиц не только на теплопроводность, но и на вязкость наножидкости. При установившемся ламинарном режиме течения коэффициент теплоотдачи пропорционален теплопроводности среды и не зависит от вязкости. Поскольку теплопроводность теплоносителя из-за наличия в нём частиц оксида алюминия возросла, в ламинарном случае мы имеем интенсификацию теплообмена вне зависимости от того, насколько увеличилась вязкость. В турбулентном случае ситуация намного сложнее, поскольку коэффициент теплоотдачи нелинейно зависит не только от теплопроводности теплоносителя, но и от его вязкости. Здесь если рост теплопроводности теплоносителя за счет наночастиц существенно меньше роста его вязкости, может иметь место ухудшение теплообмена, что и было получено в данном эксперименте. Таким образом, положительный для теплообмена эффект от добавки в теплоноситель наночастиц нелинейно зависит от соотношения между вязкостью и теплопроводностью получившейся наножидкости, а значит, от материала частиц и их концентрации. Это дает возможность управления процессом теплообмена путем выбора оптимальных концентраций и материала наночастиц. Эти исследования будут продолжены.
Для моделирования теплообмена в работе использовано гидродинамическое описание и модель гомогенной наножидкости. Результаты данной работы показали, что такая модель удовлетворительно описывает данные эксперимента по вынужденной конвекции наножидкости как в ламинарном, так и турбулентном режиме течения. Однако имеющиеся расхождения расчета и эксперимента говорят о том, что такая упрощенная модель гомогенной наножидкости работает далеко не всегда и поэтому должна быть дополнена механизмами, приводящими к возникновению неоднородности концентрации наночастиц в объеме.
Работа выполнена при частичной поддержке РФФИ (гранты12-08-33061 и 13-0100052) и ФЦП «Научные и научно-педагогические кадры инновационной России» на 20092013 гг.» (соглашения № 16.740.11.0642, 14.A18.21.0344, 8756, 14.132.21.1750), грант Президента РФ МК-6296.2013.8.
Список литературы
[1] Ahuja A.S. // J. Appl. Phys. 1975. V. 46.
[2] Masuda H., Ebata A., Teramae K. and Hishinuma N. // Netsu Bussei (Japan). 1993. V. 4. P. 227-233.
[3] Рудяк В.Я., Белкин А.А. // Наносистемы: физика, химия, математика. 2010. Т. 1 (1). С. 156-177.
[4] Терехов В.И., Калинина С.В., Леманов В.В. // Теплофизика и аэромеханика. 2010. № 2. С. 173-188.
[5] Godson L., Raja B., Mohan LalD., Wongwises S. // Renewable and sustainable energy reviews. 2010. V. 14. P. 629-641.
[6] Pak B., Cho Y.I. // Experimental heat transfer, 1998. V. 11. P. 151-170.
[7] Rudyak V.Ya., Minakov A.V., Gavrilov A.A. and Dekterev A.A. // Thermophysics & Aeromechanics. 2008. V. 15. P. 334-345.
[8] Rudyak V.Ya., Minakov A.V., Gavrilov A.A. and Dekterev A.A. // Thermophysics & Aeromechanics. 2010. V. 17. P. 565-576.
[9] Минаков А.В., Рудяк В.Я., Гаврилов А.А., Дектерев А.А. // Теплофизика и аэромеханика. 2012. Т. 19, № 5. С. 577-587.
[10] Минаков А.В., Лобасов А.С., РудякВ.Я., ПряжниковМ.И. Тепловые процессы в технике. М.: ООО «Наука и технологии». 2013. Т. 5. № 5. С. 194-200.
[11] Ho C.J., Liu W.K., Chang Y.S., Lin C.C. // Int. J. Therm. Sci. 2010. V. 49. P. 1345-1353.
[12] Zhou S.Q., Ni R. // Appl. Phys. Lett. 2008. V. 92. P. 93-123.
[13] Yu W, Choi S.U.S. // Journal on Nanoparticle Research. 2003. V. 5. P. 167-171.
[14] Minsta H.A., Roy G., Nguyen CT., Doucet D. // Int. J. Therm. Sci. 2009. V. 48. P. 363-371.
[15] Lee S., Choi S. U.S., Li S., Eastman J.A. // ASME J. Heat Transfer. 1999. V. 121. P. 280-289.
[16] Roy G., Nguyen C.T., Lajoie P.-R. // Superlatt. Microstruct. 2004. V. 35. P. 497-511.
[17] Das S.K., Putra N., Thiesen P., Roetzel W. // J. Heat Transfer. 2003. V. 125. P. 567-574.
[18] Menter F.R. // AIAA Paper. 1993. № 932906. 21.
[19] Лобасова М.С., Лобасов А.С. Конвективный теплообмен в однофазной среде: учебно-методическое пособие [Электронный ресурс]. Красноярск: СФУ, 2012. 79 с.
Experiment- Calculated Investigation of Forced Convection of Alumina Nanofluid in Direct Flow Heat Exchanger
Andrey V. Minakovab, Dmitriy V. Guzeya, Alexander S. Lobasova,b, Dmitriy A. Dektereva,b and Maxim I. Pryazhnikova
aSiberian Federal University, 79 Svobodny, Krasnoyarsk, 660041, Russia bInstitute of Thermophysics named after S.S. Kutateladze SB RAS,
1 Lavrentev, Novosibirsk, 630090, Russia
The results of the experiment-calculated study of heat transfer of nanofluids forced convection in the recuperative heat exchanger were set out. The experiments for distilled water and one per cent Al2O3-based nanofluid were carried out. The Reynolds number in the experiments varied from 800 to 6500. 20 per cent intensification of heat transfer in laminar flow were shown. Numerical model describing heat and mass transfer processes, based on the hydrodynamic approach, which implies a solution of the Navier-Stokes and energy conservation equations was used for the calculation. Zonal two-equation model ofMenter SST was usedfor calculation of turbulentflow. Satisfactory agreement with experiment was obtained.
Keywords :heat transfer, nanofluids, turbulence, hydrodynamics.
