CC BY
14
УДК 536.42
А.С. Шамирзаев
ИТ СО РАН, Новосибирск
ТЕПЛООБМЕН ПРИ ФАЗОВЫХ ПЕРЕХОДАХ В МИКРОКАНАЛЬНЫХ ПАРОГЕНЕРАТОРАХ / КОНДЕНСАТОРАХ
A.S. Shamirzaev
IT SB RAS, 630090 Novosibirsk, pr. Akademika Lavrentjeva, 1
HEAT TRANSFER WITH THE PHASE TRANSITIONS IN THE MICROCHANNEL STEAM GENERATORS / CONDENSERS
The upflow water boiling and condensation heat transfer experiments were performed in
vertical narrow rectangular micro-channels. The stainless steel micro-channel heat sink
contained 10 parallel channels having a 0,64 x 2,05 mm cross-section with typical roughness 102 2
15ц. Tests were performed over a mass velocity range of 8-51 kg/m s, heat fluxes of 30 kW/m and 160 kW/m , vapor quality up to 0,98 and an outlet pressure of 1,1-1,2 bar.
С развитием микромасштабных технологий требуется более эффективные устройства охлаждения малого размера. Эффективные технологии охлаждения необходимы, например, для
высокопроизводительных электронных микросхем, для компактных теплообменников и других тепломассообменых устройств. Развитие двухфазных микроканальных технологий требует фундаментального понимания гидродинамических и тепловых особенностей при фазовых превращениях в условиях сильного влияния капиллярных сил.
Целью данной работы является исследование локальной теплоотдачи воды при кипении и конденсации в системе микроканалов в условиях малых массовых расходов в зависимости от теплового потока и паросодержания. Измерения теплоотдачи проведены в микроканальном теплообменнике из нержавеющей стали, что существенно расширяет область практического приложения полученных данных.
Экспериментальная установка и методика измерений На рис.1 показана схема установки для исследования теплоотдачи в микроканальных теплообменниках. Дистиллированная вода из бака с постоянным давлением подаётся на контроллер расхода. Постоянное давление поддерживается при помощи азота. Контроллер расхода Bronkhorst Series L30 устанавливает расход воды в диапазоне от 0,08 кг/час до 8 кг/час и имеет класс точности 0,2. Вода с установленным массовым расходом подаётся на термостабилизирующий теплообменник, после чего направляется в парогенератор. Полученный двухфазный поток с известным паросодержанием направляется в экспериментальный участок, после чего выбрасывается.
На рис. 2 показана схема экспериментального участка, который состоит из: теплообменника из нержавеющей стали 12Х18Н9Т; 4-х
нагревательных картриджей, вмонтированных в медные блоки; 2-х пластин из нержавеющей стали 12*18Н9Т для измерения теплового потока; теплоизоляции (шамота). Микроканальный теплообменник имеет общую длину 160 мм, ширину 22 мм и толщину 6,6 мм. Десять каналов шириной 0,65 мм, глубиной 2,05 мм, длиной 120 мм фрезерованы в пластине размером 160х22х4,6 мм. Расстояние между каналами составляет 1,15 мм.
Рис.1. Схема установки
Характерный размер шероховатости обработанной поверхности составляет 10-15 мкм. Четырнадцать термопар Т типа вмонтированы на глубину 0,6 мм в 7 сечениях по длине миниканалов. Термопары установлены на длинах 5 мм, 30 мм, 55 мм, 65 мм, 90 мм, 110 мм и 115 мм от начала каналов. Система миниканалов закрыта крышкой из нержавеющей стали толщиной 2 мм. Во входной и выходной камере установлены отборники давления и изолированные термопары L типа.
Подвод тепла к теплообменнику осуществляется посредством медного блока с вмонтированными обогревательными картриджами. Определение локального теплового потока производится измерением температурного напора на измерительной пластине из нержавеющей стали расположенной между медным блоком и теплообменником, толщина пластины 6 мм. Температурный напор определяется термопарами Т типа заделанными на глубину 0,7 мм в 5 сечениях, на расстояниях 5 мм, 35 мм, 57,5 мм, 85 мм и 115 мм от начала миниканалов. Распределение теплового потока по длине экспериментального участка определяется линейной аппроксимацией. Для компенсации тепловых потерь система подачи тепла дублирована со стороны крышки теплообменника. Термопары L и Т типов прокалиброваны
совместно вплоть до температуры плавления чистого олова, погрешность измерения температуры не превышает 0,2 К. Давление во входной и выходной камерах теплообменника измеряется датчиком давления Метран-100 Ех -ДИ модель № 1151.
В опытах с измерением конденсации нагревательные элементы отключались. Снятие тепла с медных блоков производилось с помощью элементов Пельтье.
Относительная ошибка определения суммарного теплового потока по
локальному тепловому потоку для установившегося режима не превышает 3 %.
В процессе эксперимента происходит непрерывный мониторинг температур в экспериментальном участке и определяется среднеквадратичное отклонение каждой температуры по пяти измерениям. Полный цикл из 5 измерений занимает 50 сек. Режим считается установившимся, когда среднеквадратичное отклонение температуры стенки не изменяется в течение десяти минут. После окончательной стабилизации параметров потока поля температур в экспериментальном участке фиксируются в течение 15 минут. После записи стабилизированных параметров тепловой поток на участке варьируется и процедура повторяется.
По данным соответствующим установившемуся режиму течения определяются локальные коэффициенты теплоотдачи как
к = (1)
где - эффективный тепловой поток, определяемый с учётом влияния эффективности ребра, Т8а1 - температура насыщения потока, Т^ ^ -внутренняя температура стенки определяемая как
Т — Т _ ^ ^
^,¡11 — ^ ~ '
где Т„ - измеренная температура стенки, Ц - расстояние от термопары до поверхности канала, qw - локальный тепловой поток, -
теплопроводность материала стенки.
Усреднённое давление в выходной камере микроканального теплообменника соответствует температуре насыщения измеренной по термопаре, поэтому давление насыщения на выходе из экспериментального участка определялось по термопаре. Падение давления в экспериментальном участке рассчитывалось по Локкарту - Мартинелли с учётом ускорения потока за счёт фазового перехода и потерь давления на входе и выходе из микроканалов.
Результаты и обсуждения
На рис. 3 показано изменение локальных коэффициентов теплоотдачи при
л
кипении с равновесным паросодержанием при массовом расходе 51 кг/м с.
Данные приведены для различных эффективных тепловых потоков. Данные слабо зависят от паросодержания, при паросодержании выше 0,55 наблюдалась большая нестабильность значений локальных коэффициентов теплоотдачи с дальнейшим незначительным ухудшением при паросодержании выше 0,7. Также наблюдалась сильная флуктуация теплоотдачи в зависимости от локального теплового потока. Возможно, это связано с неустойчивостью режима течения при малых массовых расходах, как и в работе [1]. Для тепловых потоков 140-150 кВт/м данные лежат в том же диапазоне значений
что и в работе [2] для массового расхода 135 кг/м сив работе [1] для
2
массового расхода 41 кг/м с.
Вода 0=51 кд/т2э
ЛДД АЛД
Рву=2000
I
□□□□ш
□ I
I
□
0.0
0.2
0.4 X
q кВт/м2 О 35 □ 140 Д150
0.6
0.8
Рис. 3. Локальные коэффициенты теплоотдачи при кипении в зависимости от паросодержания при массовом расходе 51 кг/м с
40
30
20
10
Вода
0=17 кг/м2с
А А л
А
о ° о ООО
О оо
q кВт/м2
Оя65
0Я110
ДЯ150
0.0
0.2
0.4 X
0.6
0.8
Рис. 4. Локальные коэффициенты теплоотдачи при кипении в зависимости от паросодержания при массовом расходе 17 кг/м2с.
0
С уменьшением теплового потока наблюдается существенное ухудшение локальных коэффициентов теплоотдачи. Это указывает на то, что преобладающим механизмом теплоотдачи является пузырьковое кипение. На рис. 4 показана зависимость локальных коэффициентов теплоотдачи при
кипении от равновесного массового паросодержания при g = 17кг/м2с для
2 2
тепловых потоков в диапазоне от 65 кВт/м до 150 кВт/м . Измеренные коэффициенты теплоотдачи слабо зависят от теплового потока. Это указывает на смену механизма теплоотдачи. При уменьшении массового расхода преобладающим механизмом теплоотдачи становится конвективное испарение. Не наблюдается интенсификация теплоотдачи с ростом паросодержания характерного для конвективного механизма теплоотдачи при больших массовых расходах как в работе [3]. По всей видимости это связано с тем, что переход к конвективному механизму теплоотдачи связан не с переходом к кольцевому режиму течения, как при больших массовых
расходах, а с уменьшением длины жидких перемычек, с уменьшением массового расхода в снарядном режиме течения.
На рис. 5 показана зависимость локальных коэффициентов теплоотдачи от равновесного массового паросодержания при конденсации в зависимости
от равновесного массового паросодержания для двух массовых скоростей 8,6
2 2
кг/м с и 17 кг/м с. Усреднённый локальный тепловой поток через стенку микроканального теплообменника составлял 42 кВт/м2, тепловой напор по длине участка изменялся от 4 до 7 градусов Цельсия. С увеличением паросодержания коэффициенты теплоотдачи увеличиваются. При массовой скорости 17 кг/м2с локальные коэффициенты теплоотдачи выше, чем при 8
Л
кг/м с. Увеличение массового расхода приводит к увеличению скорости потока при том же паросодержании, что в свою очередь приводит к интенсификации теплоотдачи.
В области низких паросодержаний локальные коэффициенты теплоотдачи при конденсации ниже, чем при кипении.
При снарядном режиме течения теплоотдача будет определяться испарением с поверхности длинных снарядов разделённых тонкими перемычками. В условиях существенного влияния капиллярных сил граница межфазной поверхности в снарядном режиме течения при испарении слабо зависит от скорости пара, что приводит к постоянству локальных коэффициентов
теплоотдачи в зависимости от паросодержания. В режиме конденсации наблюдается сильная зависимость локальных
коэффициентов теплоотдачи от скорости пара.
см
г
Ё
¡с
25 20 15 10
о С 8.6 £
Д 017 О о о
д о
д О
А О
О о
0
0 0.2 0.4 0.6
X
Рис. 5. Локальные коэффициенты
теплоотдачи при конденсации в зависимости от паросодержания
для различных массовых скоростей
2 2 8,6 кг/м с и 17 кг/м с
5
Работа выполнена при частичной поддержке Российского фонда фундаментальных исследований (грант № 07-08-12212-офи).
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Kosar A., Kuo C.J., Peles Y. Boiling heat transfer in rectangular microchannels with reentrant cavities // Int. J. of Heat and Mass Transfer. - 2005. - V. 48. - P. 4867-4886.
2. Qu W., Mudawar I. Flow boiling heat transfer in two-phase micro-channel heat sinks-I. Experimental investigation and assessment of correlation methods // Int. J. Heat Mass Transfer. - 2003. - V. 46. - P. 2755-2771.
3. Lee H.J., Lee S.Y. Heat transfer correlation for boiling flows in small rectangular horizontal channels with low aspect ratios // Int. J. Multiphase Flow. - 2001. - V.27. - P. 20432062.
© A.C. №aMup3aee, 2009
