CC BY
104
ВЛИЯНИЕ РЕЖИМА ФОРМИРОВАНИЯ КАПЕЛЬНОЙ ФАЗЫ ИМПУЛЬСНОГО АЭРОЗОЛЯ НА ТЕПЛООБМЕН
Александр Дмитриевич Назаров
ФГБУН Институт теплофизики им. С. С. Кутателадзе СО РАН, 630090, Россия, г. Новосибирск, проспект Академика Лаврентьева, 1, кандидат технических наук, старший научный сотрудник, тел. (383)330-64-66, e-mail: nazarov@itp .nsc.ru
Анатолий Федорович Серов
ФГБУН Институт теплофизики им. С. С. Кутателадзе СО РАН, 630090, Россия, г. Новосибирск, проспект Академика Лаврентьева, 1, доктор технических наук, профессор, главный научный сотрудник, тел. (383)330-64-66, e-mail: [email protected]
Виктор Иванович Терехов
ФГБУН Институт теплофизики им. С. С. Кутателадзе СО РАН, 630090, Россия, г. Новосибирск, проспект Академика Лаврентьева, 1, доктор технических наук, профессор, заведующий отделом, тел. (383)330-70-08, e-mail: [email protected]
Экспериментально исследована интенсивность теплообмена при натекании импульсного водяного спрея на плоскую вертикальную теплообменную поверхность. Выполнено сравнение теплообмена с синхронным и несинхронным включением жидкостных клапанов для формирования капельной области.
Ключевые слова: теплообмен, импульсный газокапельный поток, структура капельной фазы.
INFLUENCE OF STRUCTURE OF DROPLET PHASE OF PULSE AEROSOL ON HEAT EXCHANGE
Alexandr D. Nazarov
Institute of Thermophysics, Russian Academy of Sciences, prosp. Lavrentyev 1, Novosibirsk, 630090, Russia, Ph. D., tel. (383)330-64-66, e-mail: [email protected]
Anatoly F. Serov
Institute of Thermophysics, Russian Academy of Sciences, prosp. Lavrentyev 1, Novosibirsk, 630090, Russia, Ph. D., Prof., tel. (383)330-64-66, e-mail: [email protected]
Victor I. Terekhov
Institute of Thermophysics, Russian Academy of Sciences, prosp. Lavrentyev 1, Novosibirsk, 630090, Russia, Ph. D., Prof., tel. (383)330-70-08, e-mail: [email protected]
Comparison of the heat exchange with synchronous and non-synchronous switching liquid valves for aerosol.
Key words: heat transfer, two-phase pulse flow, droplet phase structure.
Введение
Применение газокапельного потока в качестве охладителя объясняется тем, что данный вид охлаждения обладает высокой интенсивностью
процессов теплопереноса. Дополнительным преимуществом газокапельного потока является то, что его легко доставить на участки сложной поверхности, обеспечивая равномерное охлаждение всего объекта. Управляя режимом и направляя газокапельную струю на заданные участки, можно задавать режим охлаждения, поддерживать заданную температуру объекта, или устранять локальный перегрев на поверхности. Имеется возможность раздельной подачи компонент смеси с целью организации взаимодействия компонент только после контакта с рабочей поверхностью.
Не удивительно, что на сегодняшний день имеются многочисленные экспериментальные и теоретические исследования влияния характеристик газокапельного потока на эффективность теплообмена, как заграницей (например, Ghodbane and Holman, 1991; Estes and Mudawar, 1995; Navedo, 2000; Chen et al., 2002, 2004) [1-4], так и в России (Исаченко В.П. и Кушнырёв В.И., 1984; Исаченко В.П. и Сидорова И.К., 1982; Alekseenko S., Bilsky A. [7], Heinz O., Ilyushin B., Markovich D., 2003; Терехов В.И., Пахомов М.А, 2009).
В настоящей работе приводятся результат экспериментального исследования влияния режима формирования импульсного газокапельного потока на теплообмен с поверхностью, нагретой ниже точки кипения воды.
Экспериментальное оборудование
Разработанный экспериментальный стенд, подробно описанный в [5], позволяет управлять факелом потока смеси и регистрировать параметры потока и теплообмен плоского нагревателя к газокапельному потоку. Установка состоит из программируемого источника многоструйного импульсного спрея, цифрового калориметра с теплообменником и автоматизированной системы регистрации параметров газокапельного потока, расхода охлаждающей жидкости, температуры, давления, теплового потока, толщины и скорости пленки на поверхности теплообменника.
Источник газокапельного потока состоит из камер для жидкости и газа (рис.1.а). На выходной поверхности газокапельного источника расположены 16-ть жидкостных форсунок в виде матрицы 4 х 4 (рис. 1.б). Форсунка представляет собой распылитель из четырех сопел диаметром 0,2 мм с общим электромагнитным клапаном. Расход жидкости изменяется за счет величина давления на входе форсунок (Pl = 0,5 МПА - 5 МПа). Режим работы каждого клапана с продолжительностью от 2 мc до 10 мс и частотой открытия клапана от 1 до 50 Гц позволяет выключать поток на заданное время и формировать газокапельный поток с заданной массой жидкой фазы и размером капель жидкости. Вокруг каждой жидкостной форсунки для создания спутного воздушного потока установлены 25 газовых сопла с диаметром выходного отверстия 0,45 ± 0,05 мм. Расход через газовые сопла задается давлением жидкости на входе (Pg = 0 - 0.6 МПа). Источник формирует газокапельный поток, в котором движутся капельно-жидкостные области в постоянном спутном воздушном потоке. О расходе форсунок,
распределении капельно-жидкостной фазы и спутного воздушного потока подробно можно узнать в [6].
Рис. 1. Источник воздушно-капельного потока:
а - внешний вид источника, 1 - воздушная камера, 2 -жидкостная камера; б -источника
Рис. 2. Диаграмма работы инжекторов источника спрея в режиме А. Разработанное микропроцессорное оборудование управления позволяет задавать индивидуальную программу работы каждого жидкостного инжектора в матрице газокапельного источника. Что дает возможность создавать аэрозоль с разным режимом неоднородности капельножидкой фазы, и исследовать их влияние на теплообмен.
В данной статье приводятся исследования теплообмена при работе матрицы жидкостных инжекторов в трех режимам. Режим А обозначает одновременное открытие и закрытие всех жидкостных форсунок [5, 6]. Диаграмма работы данного режима приведен на рис. 2.
Режим Б - соответствует поочередной работе двух групп жидкостных клапанов. На рисунке 3 а показана матрица клапанов с обозначением групп инжекторов; на рис. 3б диаграмма работы жидкостных клапанов режима Б. Внутри группы инжекторы открываются и закрываются одновременно продолжительностью Тг-. Открытие групп происходит раздельно во времени с периодом Тр. Сдвиг времени начала работы инжекторов второй группы относительно первой: Tf = Тр/2.
При режиме В матрица жидкостных клапанов разделена на группы с четырьмя инжекторами в каждой, расположенными в ряд горизонтально (рис. 4а). Рис.4б демонстрирует диаграмму взаимной работы групп. Время
выходная поверхность
и, V
А
<-
НУ, Б
Т, тБ
К------
2 ряд
3 ряд
4 ряд
-V
Рис. 2. Диаграмма работы инжекторов источника спрея в режиме А
открытия клапанов во всех группах было одинаково, обозначенное переменной Ти [с]. Период работы Тр жидкостных клапанов первой горизонтальной группы определял порядок работы инжекторов остальных групп. Время Тр делилось на равные отрезки, так, что бы закрытие четвертой
© © © © © ОО © ©ОО® © © © ©
© 1-я группа О 2-я группа
а.
Рис. 3 а. Состав 2-х групп матрицы жидкостных клапанов режима Б
1-я
©
2-я
о
т
1
т
т->
т
□—t
б.
Рис. 3б. Диаграмма работы 2-х групп инжекторов источника спрея:
Тр - длительность периода открытия клапанов группы; Т - длительность открытия клапанов группы; Tf - сдвиг времени начала работы инжекторов второй группы относительно начала работы первой (Т = Тр/2)
группы по времени совпадало с открытием первой группы клапанов (см. рис.
46).
• ••• 1 группа
• ••• 2 группа
• ••• 3 группа
• ••• 4 группа
а.
б.
Рис. 4. а - группировка матрицы жидкостных клапанов режима В; б - диаграмма работы
Для выше описанных режимов временные интервалы принимали значения: Ti = 2 мс - 10 мс; Tp = 100 мс - 1000 мс. Расстояние между инжектором и теплообменником в данных экспериментах было фиксированным и составляло 0,23 м. Поддерживалась постоянной температура поверхности (Tw = const), равная 70 0С. Скорость
спутного потока
Казд. = 5 м/с, скорость жидкостно-капельных областей 5.5 м/с. Измерения теплообмена проводились в атмосферных условиях при давлении около 0.1 мПа и температуре среды около 20 0С - 25 0С (показания фиксировались). Температура воздушной и жидкостной составляющих аэрозоля во время эксперимента записывались и составляли: жидкости - 7 0С ^ 13 0С; воздуха -20 0С ^ 22 0С. Эксперименты проходили при атмосферном давлении.
Результаты и их обсуждение
Средний по поверхности теплообменника коэффициент теплоотдачи определялся как
Н = Qт / ¥т Т - Т)
где QT - тепловая энергия теплообменника; ¥Т - его площадь, а Тм, и Т -температуры теплообменной поверхности и жидкости, подаваемой в форсунки.
На рис. 5 показаны три графика с семейством зависимостей коэффициента теплообмена Н [Вт/м К] от удельной плотности потока капель R [кг/м с]. Кривая на графике соответствует режиму работы при одном значении длительности открытия жидкостных клапанов Тг-. Изменение расхода жидкости происходит за счет изменения периода открытия клапанов Тр. Рисунок 5а демонстрирует динамку коэффициента теплообмена при синхронном открытии и закрытии всех жидкостных клапанов аэрозольного источника (режим А, рис. 2). Рис. 5б - при программном орошении двумя группами (режим Б, рис. 3), и рис. 5в - при программном орошении четырьмя группами (реж. В, рис. 4).
90(Вт/ м2К
800
700
600
500
400
300
*
*
> 1-1, W/(m2 Т)_2
□ - W/(m2 Т)_4
— W/(m2 Т)_6
> -, W/(m2 Т)_8 ms
0
0,02 0,04 0,06 0,08
R, кг/м2с
0,1
а)
б)
Рис. 5. Зависимость изменения теплового потока от удельной плотности потока капель: а - синхронная работа клапанов; б - работа 2-х групп; в - работа 4-х групп
Из графика рис. 5 а видно, что при синхронном открытии всех 16-ти жидкостных клапанов (режим А), в зависимости от длительности импульса опытные данные заметно расслаиваются. Причем максимум коэффициента теплоотдачи для менее длительных импульсов достигается при значительно меньших объемах орошения. Группировка капель в зависимости от частоты повторения импульсов приводит к выводу, что при частоте повторения, когда «голова» следующего импульса настигает «хвост» предыдущего импульса режим охлаждения переходит в режим орошения непрерывным газокапельным потоком. Следовательно, использование коротких импульсов подачи жидкости является более эффективным с точки зрения интенсификации теплоотдачи. При этом величина самого максимума практически слабо зависит от скорости орошения.
Из сравнения коэффициентов теплоотдачи при работе источника в режиме Б с режимом А видно, что при режиме Б значения коэффициента теплообмена, как и при режиме А, асимптотически стремятся примерно к одному максимальному значению коэффициента теплоотдачи. Однако ярко выраженного расслоения зависимостей от длительностей импульсов не наблюдается. Значение максимума режима Б на 25 % ниже режима А. Максимум режима Б достигается при расходе ~ R = 0,02 кг/с м . В режиме А такому расходу максимум коэффициента теплоотдачи соответствует длительности импульса Ti = 2 мс (рис.5а). Можно заключить, что при режиме Б коэффициент теплоотдачи не зависит от длительности открытия жидкостных клапанов, формирующих капельные области импульсного аэрозоля.
При сравнении семейств зависимостей коэффициента теплообмена режимов А и В видно, что для всех значений Ti коэффициенты теплообмена асимптотически стремятся к постоянному значению, которое для синхронной
работы (ражим А) жидкостных клапанов, примерно, на 10 % выше, чем для несинхронного (режим В).
Детальное сравнение поведения коэффициента теплообмена режимов А и В работы источника для каждого значения Т показано на рис. 6.
Сравнение показывает, что при Т =2 мс охлаждающий эффект выше при работе жидкостных клапанов в режиме А (рис.ба). При значениях Т = 4 мс, 6 мс значения коэффициента во всем диапазоне расхода жидкой фазы обоих режимов работы сопоставимы друг с другом (рис. 6 б, в). Эффективность режима В по сравнению с работой режима А начинает проявляться при Т = 8 мс, и продолжает увеличиваться при Т = 10 мс (см. рис.6 г, д). Объясняется это тем, что при длительности Т = 10 мс поверхность теплообменника более равномерно покрывается жидкостью, в следствии сокращается площадь «сухих» участков.
1000
800
600
400
Н, W/(m2 Т) ■ ■ ▲
♦
► ♦ Р|а , W/(m2 Т)_2 ms
■* £ сс
0 0,005 0,01 0,015 0,02 0,025
а)
Продолжительность открытия клапанов Т = 2 мс
1200 Н, W/(m2 Т)
1000
800
600
400
<г1
а.
♦ Ьш , W/(m2 Т)_4 ms , W/(m2 Т)_4 т^
^ kg/m2 з)
0,01 0,02 0,03 0,04
б)
Продолжительность открытия клапанов Т = 4 мс
0
1200
1000
800
600
400
Н, W(m2 ) ■ ■ ■
< ь ha , W/ '(т2 Т)_6 ms
♦ R. ке/(т2
1200 1000 800 600 2 з) 400
Н, W(m2 Т) , » я
< Ш*'
♦ ♦ ha , W/ ьо £ 8 )_ 1— 2 Л
♦ 2 сс 1
0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06
в)
Продолжительность открытия клапанов Т = 6 мс
0,02
0,04 0,06
г)
Продолжительность открытия клапанов Т = 8 мс
0,08
0
1200 Н, W/(m2 Т)
1000
800
600
♦ ha , W/(m2 T)_10ms ■ 1^ , W/(m2 Т)_10 ms
0,02 0,04 0,06
— R, kg/(m2 з)
0,08 0,1
д)
Продолжительность открытия клапанов Т = 10 мс
Рис. 6. Сравнение коэффициентов теплоотдачи при синхронной и несинхронной работе клапанов жидкости
0
Заключение
Экспериментально исследована структура факела двухфазного спрея и интенсивность теплообмена при натекании импульсного водяного спрея на плоскую вертикальную теплообменную поверхность при разных режимах формирования капельной фазы. Показано, что есть режимы формирования импульсного спрея, когда изменение длительности капельной области Ti не влияет на теплообмен (режим Б). Есть режимы, при которых наблюдается уменьшение максимального значение коэффициента теплоотдачи (сравнение режимов А и Б). Из сравнения теплообмена при синхронном (режим А) и несинхронных (режим Б и В) режимах формирования капельной области можно сделать вывод, что в целом нестационарный газокапельный поток приводит к интенсификации теплообмена по сравнению с стационарным газокапельным потоком. Однако надо стремиться, чтобы теплообменная поверхность орошалась жидкостью равномерно, т.к. неравномерное распределение жидкости с большими участками сухой поверхности снижают эффективность теплообмена.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Ghodbane, M., Holman, J.P., 1991. Experimental study of spray cooling with freon-113. Int. J. Heat Mass Transfer 34, 1163-1174.
2. Estes, K.A., Mudawar, I., 1995. Comparison of two-phase electronic cooling using free jets and sprays. J. Electron. Packag. 117, 323-332.
3. Navedo, J., 2000. Parametric effects of spray characteristics on spray cooling heat transfer. Ph.D. dissertation, University of Central Florida.
4. Chen, R.-H., Chow, L.C., Navedo, J.E., 2004. Optimal spray characteristics in water spray cooling. Int. J. Heat Mass Transfer 47, 5095-5099.
5. Назаров А.Д., Серов А.Ф., Терехов В.И. Структура импульсной распыленной струи при изменении ее частотных характеристик. - Теплофизика высоких температур. 2011. Т.49. №1. С. 116.
6. Назаров А.Д., Серов А.Ф., Терехов В.И., Шаров К.А. Экспериментальное исследование испарительного охлаждения импульсным спреем. Инженерно-физический журнал. 2009. Т. 82. № 6. С. 116.
7. Alekseenko S., Bilsky A., Heinz O., Ilyushin B., Markovich D. Near - Wall Characteristics of Impinging Turbulent Jet // Proc. of the Fourth International Symposium on Turbulence, Heat and Mass Transfer. Antalya, Turkey, 12 - 17 okt. 2003. Pp. 235 -241.
© А. Д. Назаров, А. Ф. Серов, В. И. Терехов, 2014
