Повышение эффективности испарителей холодильных машин с внутриканальным кипением хладагентов тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.04.03, кандидат наук Куадио Коффи Фабрис

• Куадио Коффи Фабрис
• кандидат наук
• 2020

Оглавление диссертации кандидат наук Куадио Коффи Фабрис

Реферат

Synopsis

Введение

ГЛАВА 1. Литературный обзор: исследование тепло-гидродинамических процессов при кипении хладагентов в трубах и каналах

1.1. Исследование истинного паросодержания при кипении хладагентов

1.2. Исследование теплоотдачи при кипении хладагентов в трубах

1.3. Исследование теплоотдачи при кипении хладагентов в микро- и миниканалах

1.4. Исследование режимов двухфазных потоков при кипении хладагентов

1.5. Исследование потерь давления при кипении хладагентов

ГЛАВА 2. Экспериментальные исследования и методика проведения экспериментов

2.1. Экспериментальный стенд

2.2. Методика и условия проведения экспериментов

2.3. Методика обработки экспериментальных данных

2.4. Определение погрешности измерений

ГЛАВА 3. Результаты экспериментальных исследований и обработки

результатов

3.1 Исследование истинного паросодержания

3.1.1. Анализ экспериментальных данных

3.1.2. Методы обработки экспериментальных данных по истинному

паросодержанию

3.2. Исследование режимов течения

3.3 Исследование потерь давления

ГЛАВА 4. Эффективность холодильной машины с воздухоохладителем с

миниканалами

4.1. Математическая модель внутриканального течения

4.2. Сопоставление параметров миниканального воздухоохладителя с трубчато-ребристым испарителем. Термодинамическая эффективность холодильной машины с воздухоохладителями различных

типов

Заключение

Перечень условных обозначений, символов, единиц и терминов

Список использованных источников

Список иллюстративного материала

Приложения

Приложение А

Приложение Б

Приложение В

Приложение Г

Приложение Д

Приложение Е

Приложение Ж

Публикации автора по теме диссертации

Authors publications on the PhD thesis topic

Тексты основных публикаций

Реферат

Общая характеристика работы

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Повышение эффективности испарителей холодильных машин с внутриканальным кипением хладагентов»

Актуальность работы

Важным направлением энергосбережения в технике низких температур является интенсификация теплообмена и оптимизация процессов при внутриканальном кипении.

«Прорывным» направлением современного теплообменного аппаратостроения является внедрение миниканальных технологий, которые по мнению многих исследователей, являются «революционными технологиями ХХ! века». Миниканальные испарители обеспечивают более высокие теплообменные, массогабаритные, технологические характеристики по сравнению с традиционными трубчатыми. При этом анализ тепло-гидродинамических процессов при фазовых переходах в миниканалах является открытой задачей теплофизики.

Цель работы

Целью данного исследования является разработка методологии повышения эффективности испарителей холодильных машин на основе метода комплексного анализа тепло-гидродинамических процессов при внутриканальном кипении хладагентов.

Задачи работы

1. Получить новые экспериментальные данные по истинному объемному паросодержанию, режимам кипения, потерям давления, при течении двухфазного потока хладагента в миниканале.

2. Разработать тепло-гидродинамическую модель кипящих хладагентов в стесненном пространстве.

3. Разработать программы расчета тепло-гидродинамических параметров кипящих хладагентов в стесненном пространстве.

4. Расчет воздухоохладителя холодильной машины с миниканалами.

Научная новизна

Впервые на основе истинных параметров фаз создана и апробирована обобщенная методология расчета тепло-гидродинамических параметров испарителей холодильных машин с кипением хладагентов в трубах и миниканалах.

Теоретическая и практическая значимость работы

Разработана обобщенная тепло-гидродинамическая модель кипения хладагентов в стесненном пространстве на основе истинных параметров фаз.

Результаты данной работы могут быть использованы при тепло-гидродинамическом расчете испарителей холодильных машин с кипением в трубах и каналах.

Положения выносимые на защиту

1. Результаты экспериментального исследования истинного объемного паросодержания при кипении хладагентов в миниканалах.

2. Результаты экспериментов по потерям давления при течении двухфазного потока хладагентов в миниканале.

3. Обобщающая карта режимов течения двухфазных потоков в стесненном пространстве.

4. Математические модели тепло-гидродинамических процессов при кипении хладагентов в стесненном пространстве.

5. Программы расчета тепло-гидродинамических характеристик в стесненном пространстве.

Апробация работы

Результаты исследований по теме диссертации докладывались и обсуждались на ряде международных конференций:

1. XLIX Научная и учебно-методическая конференция НИУ ИТМО

2. IX Международная научно-техническая конференция «Низкотемпературные и пищевые технологии в XXI веке».

3. The 2nd International Scientific and Practical Conference on Innovations in Engineering and Technology.

4. VIII Конгресс молодых ученых.

5. XLVIII научная и учебно-методическая конференция Университета ИТМО.

6. VIII конгресс молодых ученых университета ИТМО. Школьная секция.

Достоверность научных достижений

Работа проводилась в развитии признанной научной школы профессора Г.Н. Даниловой. Методика экспериментов апробирована многими авторами при исследовании тепло-гидродинамических процессов при кипении в трубах. При этом применительно к исследованию двухфазных потоков в миниканалах методика обладает элементами оригинальности.

Полученные диссертантом экспериментальные данные удовлетворительно согласуются с результатами экспериментов Д. Ховалыг и П. Хрньяк. (Иллинойский университет).

Внедрение результатов работы

Работа проводилась в развитии ведущих мировых научных школ. Полученные диссертантом экспериментальные данные удовлетворительно согласуются с результатами экспериментов Д. Ховалыг и П. Хрньяк.

Результаты диссертационной работы будут использованы в учебном процессе в Университете ИТМО при подготовке бакалавров и магистров по направлению «Холодильная, криогенная техника и системы жизнеобеспечения».

Публикации

По теме диссертации опубликовано 7 работ, из них: 2 статьи, входящие в базу SCOPUS, 3 статьи в ведущих рецензируемых журналах ВАК РФ.

Объем и структура диссертации

Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка сокращений и условных обозначений введения, списка использованных источников и приложений. Работа изложена на 145 страницах машинописного текста, содержит 55 рисунков, 5 таблиц, 7 приложений, 117 литературных источников.

Содержание диссертации

Во введении обоснована актуальность работы, так же сформулированы научные задачи исследования, цель работы, которую ставил перед собой диссертант, научная новизна, научные положения диссертации, выносимые на защиту, практическая значимость работы.

В первой главе диссертации приведен анализ тенденций развития современного теплообменного аппаратостроения.

Проведен анализ работ по исследованию тепло-гидродинамических характеристик в трубах и миниканалах: истинного паросодержания, режимов течения двухфазных потоков, потерь давления.

Анализ работ по исследованию тепло-гидродинамических характеристик в трубах и миниканалах позволил сделать следующие выводы по первой главе:

1. Одним из важных направлений развития холодильного аппаратостроения является использование миниканальных технологий.

2. Наиболее перспективным направлением исследования тепло-гидродинамических процессов в трубах и каналах является комплексный метод, основанный на использовании истинных параметров фаз и методологии прогнозирования режимов течения.

3. Для реализации комплексного метода применительно к миниканальным испарителям необходимо проведение экспериментальных исследований гидродинамических параметров для условий работы холодильной техники.

Во второй главе диссертации приведены результаты экспериментального исследования гидродинамики двухфазных потоков хладагента R134a в миниканале с эквивалентным диаметром Вэ = 0,5мм.

Исследование истинного объемного паросодержания

В качестве метода определения истинного объемного паросодержания был выбран метод отсечек. Точность метода отсечек оценивается в 4,6% (С.И. Костерин) при соблюдении требований, предъявляемых к вентилям -отсекателям (время закрытия не более 0,02 сек, обеспечение герметичности рабочего участка, в открытом положении детали вентилей не должны искажать геометрические размеры и форму каналов)

На рисунке 1 представлена схема экспериментального стенда.

Рисунок 1- Схема экспериментального стенда

Стенд включал в себя две основные линии: контур хладагента 1, контур хладоносителя (рассола) 2 и вспомогательный контур.

Контур хладагента состоял из следующих элементов: фреонового насоса 1, фильтра 2, парогенератора 3, быстродействующих клапанов 4, 6, 7 и 12, клапан V, экспериментального блока 5, электронного измерителя потери давления 8, мерных емкостей (клинкеры) 9 и 11, пластинчатого конденсатора 10, ресивера 13, переохладителя 14. Накопительные баки 15 и 16 заполнялись 50% раствором этиленгликоля, который охлаждался при помощи вспомогательной холодильной машины.

С целью исключения подкипания хладагента в насосе и подводящих трубопроводах в схеме предусмотрен переохладитель 14.

Для перекачки хладагента использовался шестеренчатый фреоновой насос 1 с приводом от электродвигателя постоянного тока и с байпасированием со стороны нагнетания на всасывание, что позволяло менять производительность насоса, меняя число оборотов электродвигателя.

Парогенератор 3, предназначенный для задания начального паросодержания, представлял собой емкость, в которую помещались три нагревателя с максимальной регулируемой мощностью до 4 кВт.

На рисунке 2 представлен экспериментальный блок, который состоит из следующих основных элементов. Вертикальный миниканал с величиной зазора Dэ = 0,5 мм длиной L = 700 мм и шириной B = 70 мм был образован двумя пластинами. Одна из пластин была выполнена из стали, другая из стекла, что давало возможность проводить визуальные наблюдения и идентифицировать режимы течения. На входе и выходе экспериментального блока расположены быстродействующие соленойдные вентили 4 и 7, «мертвый» объем которых (по жидкости не подлежащей измерению) составляет 3% от общего объема участка щелевого канала.

В процессе исследования режимов производились визуальные наблюдения, фотосъемка потока, и определение границ режимов на основании пульсаций перепадов давления.

Рисунок 2 -Экспериментальный блок

Работа стенда

Жидкий холодильный агент насосом 1 подавался в парогенератор 3, где за счет нагрева задавалось необходимое начальное массовое паросодержание х. Затем двухфазный поток направлялся в экспериментальный блок, где в адиабатных условиях после отсечки потока производилось измерение столба жидкости, расчет истинного объемного паросодержания ф, анализ режимов течения и измерение пререпадов давления.

При проведении экспериментов измерялись следующие параметры: истинное паросодержание; температуры двухфазного потока на входе и выходе парогенератора; температуры хладоносителя на входе и выходе конденсатора; температура хладоносителя перед переохладителем; давление насыщения; перепад давления на экспериментальном участке; расход конденсата; расход циркулирующей жидкости; мощности нагревателей в парогенераторе; температуры внешней поверхности измерительного участка.

Эксперименты производились при следующих условиях: рабочее вещество -хладагент R134а; размер канала Dэ = 0,5мм; длина измерительный участок L = 700 мм; адиабатные потоки; to = -10 ^ 20 оС; массовые скорости шр = 100 ^ 500 кг/(см2); массовое расходное паросодержание х = 0,1 ^ 0,9.

В третьей главе диссертации представлены результаты экспериментального исследования истинного объемного паросодержания, режимов двухфазных потоков, потерь давления.

С учетом наличия нестационарности и пульсаций потока при анализе использовалась средняя величина ф.

Помимо собственных экспериментальных данных на рисунке 3 представлены результаты экспериментов Хрньяк П. (Илинойский университет).

___1 Гомогенное течение

0 2 Экспериментальные данные при - шр = 450 ег/<с-ы5) ■fr 3 Данные П. Храньяк

1 4 Экспериментальные данные при - (лр = 120 кгУ<с-ыг)

ф ¡=

а rt

I й/

3

U О LL

4

С

iL

0 <Е

И

01

Л

ца о ш о

0,9 0,3

0,70,6 0,5 0.4 0,5 0,2 0,1 о

о о л о о 1 0 ■ о О А А --- о о Д Р о ► д А i ? 0 Л? А о Д а й

/ о * л 1 а л 1 л д

ю i :

о * д

од 0,2 0.3 0,4 0,5 0,$ Пар о содержание X

0,7

0,5

Рисунок 3- Влияние массовой скорости (шр) при температуре to = 20 оС

Как свидетельствует сопоставление опытных данных, истинное паро-содержание (в исследованном диапазоне массовых скоростей) увеличивается с ростом массовой скорости в среднем на 10-15%. При значениях х < 0,1 влияние скорости проявляется наиболее значительно, расхождение значений ф при этих значениях массового паросодержания достигают 30%.

Следует также отметить, что результаты экспериментов П. Хрньяка (Рисунок 3) для каналов D3 = 0,5 мм хорошо согласуются с данными, полученными в данной работе.

На рисунке 4 для сравнения представлены экспериментальные данные Малышева А.А. по истинному объемному паросодержанию при кипении R12 в

трубе диаметром Б = 6 мм при температуре кипения 1:0 = -10оС. Значения ф при кипении в трубе оказывается на 6^12 % выше, чем в миниканале, хотя качественно согласуются между собой. Это свидетельствует о более высоких значениях скольжения в миниканалах.

___1 Гомогенное течение

• 2 Экспериментальные данные при - шр = 450 о 3 "энные А А Малышев при шр = 120 к и труб а ¿о = 6 мм

4 Экспериментальные данные при - шр= 120 к гУ(с-я^)

4> Я

я

(Ч

I

<ч

3

и О

Сь «

в

<и

0

1 ™

Ч/

л о

ш о я

Й в

0.9 0ГВ 0,7 076 0.5 0-4

од

ОД о

—-1— ■ И ' — 1 л * * • * * +

Л * • и ■ . о ^ - * 4 * 1

г 4 /с ' V

*

О ОД ОД 0,3 0=4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

Па рос одержан не X

Рисунок 4- Сопоставление опытных данных для трубы D = 6 мм и миниканала с

Бь = 0,5мм при температуре 1о= - 8 оС

На рисунке 5 представлены зависимости ф = /(х) для температур насыщения и = - 8 оС и (0 = 20оС при массовой скорости ср = 120 кг/(см2 ). При большей скорости значения истинного паросодержания на 10^15% выше. Иначе говоря, с ростом температуры скольжение фаз уменьшается, что качественно согласуется с результатами исследования внутритрубного кипения.

А 1 Экспериментальные данные °С

+ 2 Экспериментальные данные при - 3 3С

9-

и g 0.9-

X

h. ад

CJ

о

(J 0 7.

о

ix

(i

с

(L> (lft-

$

1 0,5-

ю

о

<L)

о

а

В

J-4

0,2

0,1

0-

л л А £ Л 4 + д л, А д

Л а л 4 + 1 л Л l - К * д У f ■fr ' т

Д + +

■fr

О од 0,2 0,3 0,4 0.5 Ог6 0.7 0.8 0,9

Паросодержание X

Рисунок 5- Влияние температуры насыщения при ыр = 120 кг/(см2) Методы расчета истинного паросодержания

В результате анализа величин, определяющих скольжение при кипении внутри труб, была получена зависимость вида:

V = f-1 (ß, Щ, ß', р", do, Po, Pkv) или в безразмерном виде

V=f2 (Fro, Reo, ß, Mo, ß', p", Po, Pkv) В окончательном виде:

,Fr n-o,23 / p \-o,15

(1)

(2)

Применительно к кипению в миниканалах уравнение 3 было модифицировано и приведено к виду:

Ф = 0- 0,06 • 0(1-0)

- /П0,5 .

\gd-nP'

Ибсм

, Р N-0,15 (—)

(4)

где: Жв=(р'Юн^см)/а

На рисунке 6 представлено сопоставление опытных данных по истинному паросодержанию, полученных диссертантом с расчетом по уравнению 4.

&

0,9

о,а

£

0,6

0,5

0,4

X 0,3

&

0.2

0,1

+109 4/

ыр— 4$0 Кг/с м2 сор = 120 Кг/с-м2 о й = -20° С А Й = -10 0 С * & = -20 0 С к й = -10°с

О Л

/к ^Ьку

/а* / * У 1С %

/л

г X О, 'Ь Д ОуГ

/у

Уу

ОД

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

о,а

0,9

Расчетное истинное объемное паросодержание <р

Рисунок 6- Сопоставление опытных данных с расчетом по уравнению 4

Видно, что зависимость 4 вполне удовлетворительно описывает опытные данные по истинному паросодержанию в миниканалах и может быть рекомендована для расчетов.

Исследование режимов течения.

Режимы определялись визуально, фотосъемкой, кинокамерой, а границы переходов фиксировались на основании измерения истинного объемного паросодержания и фиксации нестабильности измеренных величин.

При установившихся режимах колебания истинного паросодержания не превышали 15^20%. При смене режимов колебания истинного паросодержания достигали 300%. Фиксация нестабильности ф являлось объективным критерием при определении границ режимов, что подтверждалось визуальными наблюдениями.

Погрешность, возникающая при определении границ режимов, полученных диссертантом и результатов экспериментов Д. Ховалыг, в целом, не превышает 10%, что вполне удовлетворительно.

В результате обработки опытных данных, полученных диссертантом, а также результатов экспериментов других исследователей была получена обобщающая диаграмма с координатами ф-Етсм (Рисунок 7).

ф

1' • ■ ---• • 1 ■

0.9 * Л V А,

■ • »* « д. ■ и ■ ■ • а • ■ •I А 1 ■ ■

I»— • ■ ■ V Л у » ■ • + т и ■ ■

• » Ж ж ■ Ж • :с ■ л ■ Я 1 1 ■ V ■

• 9 ■ • ■ ■

0 5 ■ ■ " я --

II I ■ I -г ■ 1

0/4 . Л- -V- » X ■

к ш N ■ я «

—— —- --

■ ■ Г

п л -а ■

0.1 0 • — - ч» • _ / « в ■

Г

]

• » ' / I ■ 1

0.001 0,01 0,1 1 10 100 1000 10000 100000 100000 10000000

■ Данные Зана • Данные Костерина > Данные Х>ргердона » Данные Малышева Данны Авдеева • Данные Ховалыг • Данные Гардиенко ■ Данные Диссертант

Рисунок 7- Обобщенная диаграмма двухфазных потоков в стесненном

пространстве

Полученная диаграмма является универсальной картой режимов двухфазных потоков для труб и миниканалов.

Диаграмма обобщает экспериментальные данные по трубам с применением Я12, Я22, Я134а, Я717, воде при юр = 50-250 кг/(см2) при ^ = 20 оС - - 20 оС, миниканалов для Я134а, Я410, при юр =110 - 650 кг/(см2), в диапазоне температуры (и) от 20 оС до - 10 оС. Диаграмма включает два диапазона критериев Фруда:- Бгсм < 105 - рабочий диапазон труб Бо = 6-20мм; 105 < Егсм<107 - рабочий диапазон миниканалов с диаметром Бэ = 0,5-1,6 мм

Исследование потерь давления

Имеющиеся в литературе данные о гидравлических потерях в каналах малого сечения в основном относятся к области положительных температур и не соответствуют условиям холодильной техники.

Исследования потерь давления проводилось при температурах кипения в диапазоне температуры (О от 20 оС до -10 оС и в диапазоне массовых скоростей юр=110 - 450 кг/(см2).

На рисунках 8 и 9 представлены данные, отображающие влияние массовой скорости и температуры на потери давления. На рисунке 8 дано сопоставление результатов экспериментов диссертанта с опытными данными Д. Ховалыг при температуре 20 оС. При значениях массовых скоростей юр = 462 кг/(см2) и 450 кг/(см2) (диссертант) опытные данные обоих авторов практически совпадают. При скоростях юр = 105 кг/(см2) и юр = 112 кг/(см2) данные диссертанта на 10 -15% выше, что по всей видимости связано с различием длины экспериментальных участков.

25

^ 20 5

|

Ч 15

Ь = +20°С 1г = +20 °С ■ шр = 462 кг/<с'ы})[ХоБалыг] □ = 45 0 кгУ<с-я^) [Диссертант • шр = 105 к г/(с- я^) [Хое алыг] ^ шр = 112 к г/(с- м^) [Диссертант □

□ □

[ ] —□-

□ □ □ Граница } ггчгннн ТМГШБОСШ

□ /

□

1 1 □ ■ э 0

1 □ ■ ? 0

о , 0 0 1 0 0 0

о" •

£

10

0 0.1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,3 0,9

Паросодержание I

Рисунок 8- Сопоставление экспериментальных данных с данными Д. Ховалыг

25

Э 20

3

ч |

£

15

10

^ = +20°С «щ = -10°С □ (кар = 450кг/(е-м^ 0 ыр = 120 ЕГ^СИ2) ■ шр= 4:0 кг.Чс-м^) * ыр= 120 ■

[ ] ■ ■

1 3 . □

п □ □ Граница 5 ггчгннн -V ТМГЧЫБОСШ

■

■ : 1 / /

1 ■ 1 □ □ < 1

1 I 1 : • 1 1 • п 0

• 0 0 1 0 0

л • • 0 0 0 0 и

0 • 0 < |

0 ОД 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,0 0,9 1

Паросодержание X

Рисунок 9- Влияние скорости на потери давления при ^ = 20 оС и ^ = - 10 оС

Диссертантом впервые были получены экспериментальные данные по истинному паросодержанию в миниканалах при отрицательных температурах.

Установлено, что при температуре -10 оС значения градиентов давления на 15^20% выше, чем при температуре = 20 оС, что очевидно обусловлено ростом удельных объемов насыщенного пара при понижении температуры.

Важной характеристикой двухфазных потоков в миниканалах является потеря устойчивости потока, которые наблюдались при значениях массового расходного паросодержания (х) в диапазоне от 0,6 до 0,8. Потеря устойчивости характеризовалась возрастанием пульсаций давления и появлением «риверса» потока.

Влияние массовой скорости в эксперименте проявляется весьма существенно. Так, при скорости ср = 450 кг/(см2) в диапазоне паросодержания

(х) от 0,6 до 0,8 градиенты давления примерно в 5 раз превышают градиенты полученные при скорости сор = 112 кг/(см2). Это вполне согласуется с общепринятыми представлениями о потерях давления на трение, возрастающими с ростом скорости.

Наилучший результат при расчетах потерь на трение в исследованном миниканале дает использование модели Ли и Мудовара, основанной на модели раздельного течения Локхарта -Мартинелли.

(<£) = (-£)' • ф2 (5)

ф2 = 1+С+т? (6)

Для ламинарного потока жидкости и газа:

Сл = 2,16 • ^еЖ'47 • Же0,6 (7)

Для ламинарного потока жидкости и турбулентного- газа:

Ст = 1,45 • ДеЖ'25 • ^еж0,23 (8)

где Же =

э

р'-ст

В четвертой главе диссертации представлена математическая модель внутриканального течения и представлено сопоставление миниканального и трубчато-ребристого воздухоохладителей.

Математическая модель внутриканалъного течения

Рассматривается раздельная модель течения. Главной количественной характеристикой фаз является истинное объемное паросодержание ф. При одинаковых значениях ф различие режимов потока являются определяющими при выборе тепло-гидродинамических моделей.

В качестве эмпирических составляющих модели используется уравнение для расчета ф (4) и формализованная карта режимов течения, полученная диссертантом (Рисунок 7).

Рассчитываются:

-истинные скорости фаз в динамике кипящей жидкости; - потери напора АР; -коэффициент теплоотдачи а;

При кольцевом режиме рассматривается подогреваемый канал круглого сечения (труба) диаметром & = 2Я и длиной Ь, с плотностью теплового потока q.

Труба по длине разбивается на п элементов длиной Аг. Объем элемента

равен V = пЯ Аг; доля объема, занятого паром, равна ф; объем пара в элементе -фУ. Величина истинного объемного паросодержания ф определяется усреднением

локальных в каждом сечении значений ф, где \ - порядковый номер сечения.

В соответствии с положением об изоморфном преобразовании вводится

понятие «эквивалентный диаметр паровой фазы», как условный диаметр круглого

р

сечения, площадь которого 8 равна части сечения трубы, занятой паровой фазой (аналогично определению эквивалентного диаметра канала произвольной формы).

При использовании истинного паросодержания в сочетании с методом конечных объемов обеспечивается принцип идентификации режимов при одинаковых значениях ф для каналов различных эквивалентных диаметров и ориентации.

Рассматривается движение потока в ¡-м элементе канала (трубы) (/ =1...п), находящемся между ¡-м и (¡+1)-м сечениями, за промежуток времени от т до т + Ат. Объем пара в ¡-м элементе определяется как объем усеченного конуса:

■ = 1Ц + Я А ,-+1 + )А2

К моменту времени т + Ах объем пара в элементе изменяется в зависимости от соотношения парообразования и интенсивности отвода пара на границе I + 1,

Я' и Я'

эквивалентные радиусы пара на входе и выходе принимают значение Я >■ Я >'+1, а объемы пара и жидкости в элементе:

При достаточно малой величине шага Ах можно определить среднюю в

=( ■ + Щ ■ )/2

сечении за этот период скорость пара 4 и и жидкости

щ, ■=( , ■+™;, ■ )/2

Задача расчета состоит в определении всех параметров потока в трубе в момент времени т + Ах при известных параметрах в момент т.

Материальный баланс (уравнение неразрывности)

Материальный баланс основывается на том, что поступивший пар и пар, образовавшийся при испарении жидкости за время Ат частично остается в элементе, изменяя конфигурацию паровой фазы, а частично передается в /+1 элемент.

Уравнения материального баланса отражают изменение объема пара и жидкости в элементе:

=Оя- Ах +- +А (10)

АУ,, =О{- Ах-АУ,^ - О^Ах (11)

Из (10) получаем прирост объемного расхода пара на выходе

АУ„,., ,-АК

А О -^

(12)

^ Ах

и, далее, объемные расходы пара и жидкости на выходе

°8,1+1 = °8+ а°8 (13)

,1+1 = ,1 ~А°8,1 (14)

°8,1+1 = °8,1 +А08,1 (15)

61,1+1 = ,/ - А68,г (16) Баланс теплоты (уравнение энергии)

Полученное за время Ат количество теплоты Ат на ¡-ом участке Аг в общем случае затрачивается на нагрев жидкости, испарение жидкости и нагрев пара:

б/=о,+о»+о,

Доля теплоты, затрачиваемая на испарение жидкости:

= ГР1АУ/ = гр 8АУ8 Доля теплоты, затрачиваемая на нагрев пара:

б8,/ = СР8,'Р88,' (48,' - 48,' )

Доля теплоты, затрачиваемая на нагрев жидкости:

,1 = Ср I,/Р/^ 1,1 ( 4,1 - 4,1 )

(17)

(18)

(19)

(20)

Здесь ^8,' и ^,' - средние за время Ат объемы фаз в элементе; они являются однозначными функциями эквивалентных радиусов фаз:

_ V + V' ■

V = 8> 1 8 >' =

У8,' 2

1

= 6*

(Я8,1 +1 + Я8Л+1 + ) + (+1 + Я8Л+1 + )

Аг;

(21)

V= V - Г§,.

(22)

Параметры режимов течения двухфазного потока

Для различных режимов из геометрических соображений можно получить площадь межфазной поверхности и гидравлический радиус паровых конгломератов, от которого зависит перепад давления между паром и жидкостью. Рассматриваются геометрические модели пузырькового, расслоенного, снарядного, кольцевого режимов, схематически представленные на рисунке 10.

Рисунок 10- Режимы течения двухфазного потока: а - пузырьковый;

Ь - снарядный; с - расслоенный; d - кольцевой

Динамика двухфазного потока

Исходя из уравнений материального баланса и энергии и при заданных условиях расчета скорости циркуляции юо рассчитывается динамика объемного расходного и массового паросодержаний, скорости смеси, истинного объемного паросодержания в 1т и 1т+1 сечениях .

Результатом работы программы является весь массив данных о нестационарном течении двухфазного потока в канале при наличии фазового перехода.

В отличие от известных расчетных методик, имеющих в основном частный характер, предлагаемый подход позволяет разработать универсальные уточненные методики расчета теплообмена и потерь давления в стесненном пространстве с учетом специфики режимов кипения.

На основе предложенного подхода получена обобщенная методология расчета теплогидродинамических характеристик кипящих жидкостей, как для труб, так и для миниканалов с величиной эквивалентного диаметра менее 1 мм в широком диапазоне режимных параметров и физических свойств.

Приведенная аналитическая модель может быть положена в основу методик оптимизации теплогидродинамических характеристик при кипении различных жидкостей в трубах и каналах.

Были сопоставлены параметры миниканального воздухоохладителя с трубчато-пластинчатым испарителем.

В качестве аналога выбирается трубчато-ребристый воздухоохладитель NAVEKA F3-8050 (Рисунок 11). Для сопоставления был выбран миниканальный теплообменник компании Hydro (Рисунок 12).

Рисунок 11- Воздухоохладитель фирмы NAVEKA F3-8050

——■ шаг пластин

Рисунок 12- Миниканальный воздухоохладитель

Программа расчета миниканального пластинчато-ребристого теплообменного аппарата основана на применении трех самостоятельных программ:

boilMK - расчет процесса кипения в микроканале (Рисунок 13) PlateMK - расчет параметров микроканальной пластины; (Рисунок 14) PlRTO - расчет пластинчато-ребристого теплообменника

Рисунок 13-. Укрупненная блок-схема расчета микроканала boilMK

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Куадио Коффи Фабрис, 2020 год

Список источников

I. Шамирзаев А. С. Режимы течения и теплообмен при кипении движущихся хладонов в миниканалах: дис. ... канд. физ.-мат. наук. Новосибирск, 2007. 105 г.

2 Шустов М. В Исследование кипения в микроканале с покрытием из наночастиц: дис. ... канд. техн. наук. М.. 2015. 119 с.

3 Khovalyg II М., Baranenko А. V. Two-phase flow dynamics during boiling of R134a refrigerant in minichannels // Technical Physics. 2015. Vol. 85, no. 3. P. 34-41. DOI: 10.1134/S1063784215030123.

4. Nino V G„ Hmjak P. S., Newell T. A. Characterization of Two-Phase Flow in Microcllamiels // ACRC TR-202, October, 2002.

5. Козулин И. А.. Кузнецов В. В., Шамирзаев А. С. Режимы течения и теплоотдачи при кипении в микроканалах различной ориентации // Интерэкспо Гео-Сибирь. 2011. Т. 5, № 2. С. 1315- 141.

6. Малышев А. А, Киссер К. В., Зайцев А. В. Истинные параметры кипящих хладагентов в трубах и каналах // Вестник Международной академии холода. 2017. № 2. С. 53-56.

7. Ховалыг Долаана Маадыр-Ооловна. Закономерности динамики двухфазных потоков и теплообмена при кипении хладагента R134a в микрокаиалах: дне. ... канд. техн. наук. СПб., 2013. 149 с.

8. Малышев А. А., Азарсков В. М. Исследование локальных теплогидрпдинамических характеристик двухфазного горизонтального потока R12 // Теплофизика и гидродинамика процессов кипения и конденсации. Рига, 1982. С. 114-116.

9. Синицына К. М., Зайцев Л. В., Бараненко А. В. Аналитическая модель конденсации в миниканалах // Вестник Международной академии холода. 2016. № 1 С. 66 — 72.

10. Kuznetsov V. V. Heat and Mass Transfer with Phase Change and Chemical Reactions in Microscale // 14th International Ileat Transfer Conference, IITFC 14. 8. 2010. DOI: 10.1115/1HTC14-22570.

П.Малышев А. А., Киссер К. В., Fabrice К. К. Local Heat Transfer by simmering the tube // Низкотемпературные и пищевые технологии в XXI веке: материалы VII Междунар. науч.-техн. конф. В 2 ч. СПб.: Изд-во ИТМО, 2015. Ч. 1. С. 162-164. ISBN 978-5-7577-0511-8.

п х го Z £ s' SS Н о

12. Чшшов Е. А., Кабов О. А. Двухфазные течения в трубах и капиллярных каналах // Теплофизика высоких температур. 2006. Т. 44, вып. 5. С. 777 - 795.

13. Малышев А А, Киссер К. В., Филатов А. С. Новые методы прогнозирования режимов течения кипящих хладагентов в макро- и миникаиалах // Вестник Международной академии холода. 2016. № 2. С. 67 — 70.

14. Малышев А. А. Локальные теплошдродинамиче-ские характеристики двухфазных потоков хладагентов в горизонтальных трубах: дис. ... канд. техн. наук. Ленинград, 1982. 208 с.

15. Кузнецов В. В., Шамирзаев А. С. Режимы течения и теплообмен при кипении движущегося хладона Н318С в кольцевом миникакале // Теплофизика и аэромеханика. 2007. Т. 14, № 1. С. 57-66.

16. Малышев А А., Киссер К. В., Фабрис К. К. Комплексные экспериментальные исследования теплогидро-динамических процессов кипящих хладагентов в мини-(микро) каналах // Научный журнал НИУ ИТМО. Сер. Холодильная техника и кондиционирование. 2017. Кэ 2. С. 12-17. 001:10.17586/2310-1148-2017-10-2/3-12-17.

МАЛЫШЕВ Александр Александрович, кандидат технических наук, старший научный сотрудник, доцент факультета низкотемпературной энергетики.

БРИЧ-код: 1895-7245 АиШогГО (РИНЦ): 185420

ЗАЙЦЕВ Андрей Викторович, кандидат технических наук, доцент факультета низкотемпературной энергетики. ЭРВД-код: 1652-6922 АиШогГО (РИНЦ): 200047 (ЖСГО: 0000-0003-0677-6320 ЯезеагсЬегЮ: Е-1700-2017

КУАДИО Коффи Фабрис, аспирант факультета низкотемпературной энергетики. КИССЕР Кристина Владимировна, аспирантка факультета низкотемпературной энергетики.

Адрес для переписки: [e-mail]

Для цитирования

Малышев А. А., Зайцев А. В., Куадио К. Ф., Киссер К. В. Экспериментальное исследование гидродинамических характеристик при кипении хладагентов в миниканалах с использованием истинных параметров фаз // Омский научный вестник. Сер. Авиационно-ракетное и энергетическое машиностроение. 2019. Т. 3, № 2. С. 44 — 50. ПО: 10.25206/2588-0373-2019-3-2-44-50.

Статья поступила в редакцию 20.03.2019 г. © А. А. Малышев, А. В. Зайцев, К. Ф. Куадио, К. В. Киссер

UDC 621,56

DOI: 10.25206/2588-0373-2019-3-2-44-50

EXPERIMENTAL RESEARCH OF HYDRODYNAMIC CHARACTERISTICS DURING BOILING OF REFRIGERANTS IN MINICHANNELS USING TRUE PARAMETERS OF PHASES

A. A. Malyshev, A. V. Zaitsev, K. F. Kuadio, K. V. Kisser

Saint Petersburg National Research University of Information Technologies, Mechanics and Optics, Russia, Saint Petersburg, Kronverkskiy Ave., 49, 197101

This paper is devoted to the development of an integrated method for calculating heat hydrodynamic characteristics of two-phase flows taking into account the specificity of the flow in minichannels. The proposed approach is based on the methodology for calculating the true volumetric vapor quality and the prediction of two-phase flow regimes. The paper presents experimental data on true volumetric vapor quality and a modified map of flow regimes.

Keywords: minichannel, two-phase flow, steady flow, true volumetric vapor quality, flow regime, diagram of flow regimes, Froude criterion, Weber criterion.

References

1 Shamirzayev A. S. Rezhimy techeniya i teploobmen pri kipenii dvizhushchikhsya khladonov v minikanalakh [Flow regimes and heat transfer during boiling of moving refrigerants in minichannels]. Novosibirsk, 2007. 105 p. (In Russ.).

2. Shustov VI, V. Issledovaniye kipeniya v mikrokanale s pokrytiyem iz nanochastits [The study of boiling in a microchannel coated with nanoparticles]. Moscow, 2015. 119 p. (In Russ.).

3. Khovalyg D. M, Baranenko A. V. Two-phase flow dynamics during boiling of R134a refrigerant in minichannels // Technical Physics. 2015. Vol. 85, no. 3. P. 34-41. DOI: 10.1134/S1063784215030123. (In Engl.).

4. Niño V. G.( Hrnjak P. S.f Newell T. A. Characterization of Two-Phase Flow in Microchannels // ACRC TR-202, October, 2002. (In Engl.).

5. Kozulin I. A., Kuznetsov V. V., Shamirzayev A. S. Rezhimy techeniya i teplootdachi pri kipenii v mikrokanalakh razlichnoy oriyentatsii [Flow pattern and heat transfer at flowboiling in microchannels with different orientation] // Interekspo Geo-Sibir'. Interexpo GEO-Siberia. 2011. Vol. 5, no. 2. P. 136-141. (In Russ.).

6. Malyshev A. A., Kisser K, V., Zaytsev A. V. Istinnyye parametry kipyashchikh khladagentov v trubakh i kanalakh [True parameters of boiling refrigerants in tubes and channels] // Vestnik Mezhdunarodnoy akademii kholoda. Journal of International Academy of Refrigeration. 2017. No. 2. P. 53-56. (In Russ.).

7. Khovalyg Dolaana Maadyr-Oolovna. Zakonomernosli dinamiki dvukhfaznykh potokov i teploobmena pri kipenii khladagenta R134a v mikrokanalakh [Regularities of the dynamics of two-phase flows and heal transfer during boiling of refrigerant R134a in microchannels]. St. Petersburg, 2013. 149 p. (In Russ.).

8. Malyshev A. A., Azarskov V. M. Issledovaniye lokal'-nykh teplogidrodinamicheskikli kharakteristik dvukhfaznogo gorizonlal'nogo poloka R12 [Investigation of local therrno-hydrodynamic characteristics of a two-phase horizontal flow R12] // Teplofizika i gidrodinamika protsessov kipeniya i kondensatsii Teplofizika i gidrodinamika protsessov kipeniya i kondensatsii. Riga, 1982. P. 114 - 116. (In Russ.).

9. Sinitsyna K. M., Zaytsev A. V., Baranenko A. V Ana-liticheskaya model' kondensatsii v minikanalakh [Analytical model of condensation in minichannels] // Vestnik Mezhdunarodnoy akademii kholoda. Journal of International Academy of Refrigeration. 2016. No. 1. P. 66-72. (In Russ ).

10. Kuznetsov V. V. Heat and Mass Transfer with Phase Change and Chemical Reactions in Microscale // 14th international Heat Transfer Conference. IHTC 14. 8. 2010. DOI: 10.1115/IHTC14-22570. (In Engl.).

11. Malyshev A. A., Kisser K. V., Fabric© K. K. Local Heat Transfer by simmering the lube // Nizkotemperaturnyye i pishchevyye tekhnologii v XXI veke. Refrigeration and Food Technologies in the 21st Century In 2 Parts. St. Petersburg: ITMO Pub!., 2015. Part 1. P. 162-164. ISBN 978-5-7577-0511-8. (In Russ.).

12. Chinnov E. A., Kabov O. A. Dvukhfaznyye techeniya v trubakh i kapillyarnykh kanalakh [Two-phase flows in pipes and capillary channels] // Teplofizika vysokikh temperatur. Teplofizika Vysokikh Temperatur. 2006. Vol. 44, Issue 5. P. 777-795. (In Russ.).

13. Malyshev A. A., Kisser K. V., Filatov A. S. Novyye metody prognozirovaniya rezhimov techeniya kipyashchikh khladagentov v makro- i minikanalakh [New methods of forecasting flow regimes for boiling refrigerant in macro-and minichannels] // Vestnik Mezhdunarodnoy akademii kholoda. Journal of International Academy of Refrigeration. 2016. No. 2. P. 67-70. (In Russ.).

14. Malyshev A. A. Lokal'nyye teplogidrodinamicheskiye kharakteristiki dvukhfaznykh potokov khladagentov v gori-zontal'nykh trubakh (Local heal hydrodynamic characteristics of two-phase coolant flows in horizontal pipes]. Leningrad, 1982. 208 p. (In Russ ).

15. Kuznetsov V. V., Shamirzayev A. S. Rezhimy techeniya i teploobmen pri kipenii dvizhushchegosya khladona R318C' v kol'tsevom minikanale [Flow patterns and flowboiling heat transfer of freon R318C] // Teplofizika i aeromekhanika. Thermophysics and Aeromechanics. 2007. Vol. 14, no. 1. P. 57-66. (In Russ.).

16. Malyshev A. A., Kisser K. V., Fabris K. K. Kompleks-nyye eksperimental'nyye issledovaniya teplogidrodinamicheskikli protsessov kipyashchikh khladagentov v mini-(milcro) kanalakh [Complex pilot studies of heathydrody-

namic processes of the boiling coolants in mini- (micro) channelsl // Nauchnyy zhurnal NIUITMO. Ser. Kholodil'naya tekhnika i konditsionirovaniye. Scientific Journal NRIJ ITMO. Series «Refrigeration ulid Air Conditioning». 2017, No. 2. P. 12-17. 001:10.17586/2310-1148-2017-10-2/3-12-17. (In Russ.).

MALYSHEV Aleksandr Aleksandrovich, Candidate of Technical Sciences, Senior Researcher, Assosiate Professor of Cryogenic Engineering Department. SPIN-code: 1895-7245 AuthorlD (RSCI): 185420

ZAITSEV Andrey Viktorovich, Candidate of Technical Sciences, Assosiate Professor of Cryogenic Engineering Department. SPIN-code:' 1652-6922 AuthorlD (RSCI): 200047 ORCID: 0000-0003-0677-6320

ResearcherlD: E-1700-2017

KUADIO Koffi Fabris, Graduate Student of Cryogenic Engineering Department. KISSER Kristina Vladimirovna, Graduate Student of Cryogenic Engineering Department.

Address for correspondence: [e-mail]

For citations

Malyshev A. A., Zaitsev A. V., Kuadio K. F., Kisser K. V. Experimental research of hydrodynamic characteristics during boiling of refrigerants in minichannels using true parameters of phases // Omsk Scientific Bulletin. Series Aviation-Rocket and Power Engineering. 2019. Vol. 3, no. 2. P. 44-50. DO): 10.25206/2588-0373-2019-3-2-44-50.

Received 20 March 2019.

© A. A Malyshev, A. V. Zaitsev, K. F. Kuadio, K. V. Kisser

ISPCIET 2019

IOP Publishing

IOP Conf. Series: Materials Science and Engineering 656 (2019) 012037 doi:10.1088/1757-899X/656/l/012037

Experimental research on a phase slip and pressure loss during boiling of the refrigerant R134a in a mini-channel

A A Malyshev', K F Kouadio1, O V Letenkov" and I M Zawadzki2

'Saint-Petersburg National Research University of Information Technologies, Mechanics and Optics, Saint-Petersburg, Russia

2 Yaroslav-the-Wise Novgorod State University, ul. B. St. Petersburgskaya, 41 173003, Veliky Novgorod, Russia

3E-mail: [e-mail]

Abstract. This article is devoted to the development of a methodology for calculating the hydrodynamic characteristics of liquids boiling in mini-channels. In contrast to the well-known methods, the proposed methodology is based on the use of the true volumetric steam content and prediction of two-phase flow regimes in the field of a steady flow. The article presents experimental data on the true volumetric steam content, pressure loss, and two-phase flow pattern In mini-channels

1. Introduction

The solution to the problem of energy saving in low-temperature technology is largely due to the intensification of heat exchange in refrigeration apparatuses, optimization of heat-hydrodynamic processes and the development of new technologies for heat exchange apparatus engineering.

The study of the hydrodynamic characteristics of boiling refrigerants in pipes Z)h > 6 mm is discussed in [6].

Recently, the use of boiling in pipes or channels with a diameter of Dh> 2.5 6 mm [6] or minichannels with £>h <1.5 mm [1, 2, 3] has become relevant.

Mini-channel technologies in heat exchange apparatus engineering have a number of advantages over known types of devices:

- high heat transfer rate. The heat transfer coefficient in mini-channels is 2 -s- 3 times higher than the similar coefficient in the slot channels of plate evaporators [2];

- a decrease in 3 4 times of the level of filling with the working substance;

- improved weight and size characteristics. Devices are made of aluminum casting;

- high durability at high pressures.

Up till now, mini-channel technologies have been mainly used in electronics and automotive air conditioning. Since 2012-2014, the research on the prospects of using mini-channel evaporators and condensers in refrigeration has appeared.

The monograph by P. Hrnyak [2], as well as the works by A. V. Baranenko and D. Khovalyg [1] are among the most comprehensive studies in this area. The authors [3, 4, 5] obtained a very interesting experimental material on the study of heat-hydrodynamic processes with the flow of various media in mini-channels Z)h = 0.25 0.5 mm. At the same time, the question of modeling and summarizing the accumulated experimental material remains open.

Content from this work may be used under the terms of the Creative Commons Attribution 3.0 licence. Any further distribution of this work must maintain attribution to the author(s) and the title of the work, journal citation and DOI.

Published under licence by IOP Publishing Ltd

ISPCIET 2019_IOP Publishing

IOP Conf. Series: Materials Science and Engineering 656 (2019) 012037 doi: 10.1088/1757-899X/656/1/012037

A.A. Malyshev [6] formulated the main provisions of the integrated method for the analysis of thermo-hydrodynamic processes during boiling of liquids in pipes, including:

- study of the phase slip and the calculation of the true parameters of two-phase flows;

- methodology for predicting flow patterns;

- methodology for calculating local heat transfer based on true parameters;

- methodology for calculating pressure losses in various two-phase flow regimes.

The research shows that the value of true volumetric steam content (phase slip) is the basis of a comprehensive method that provides the most correct modeling of heat-hydrodynamic processes in a wide range of mode, geometric and physical parameters.

2. Results and Discussion

In order to implement the integrated method in relation to boiling in mini-channels, experimental studies were conducted on the stand shown in figure 1.

Figure 1. Scheme of the experimental stand: 1 - condenser; 2 - measuring container; 3 - receiver; 4 - subcooler; 5 - freon pump; 6 - flow meter; 7 - steam generator; 8 - experimental section; 9 -measuring container; 10 - thermostat; 11 - brine pump; 12, 15 - contact thermometers; 13, 14 -electric heaters; 16 - submersible pumps; 17 - storage tank; 18 - refrigeration machine.

In front of the experimental section 8 there is a steam generator 7, in which the initial steam content Xin is set with electric heating. Having passed the experimental section, the two-phase flow is sent to the measuring container 9, in which the phases are separated: the steam is sent to the condenser 1, and the liquid flows to the receiver 3. In the measuring container 9, the flow rate of the liquid phase is measured by the volumetric method. In the condenser 1 there is the heater 14 included in the circuit of the contact thermometer 12. The condensation temperature (equal to the boiling point) is regulated in steps using electric heating and cold refrigerant supplied from the storage tank 17. The amount of condensate is determined by the volumetric method using the measuring container 2. The condensate flows into the receiver 3, and then with the pump 5 through the flow meter 6 is supplied to the steam generator 7. In order to prevent boiling up in the pipelines and the pump, the liquid is slightly cooled down in the subcooler 4.

Figure 2 shows an outline of an experimental unit consisting of an inner steel pipe 2 and an outer transparent pipe 1, a mini-channel with a gap of Dh = 0.5 1 mm is formed between the centers. Section B is a section of hydrodynamic stabilization, and the part of pipe A isolated from section B is a

TSPCIET 2019

IOP Publishing

10P Conf. Series: Materials Science and Engineering 656 (2019) 012037 doi: 10.1088/1757-899X/656/1 /012037

The presented data were obtained at a mass velocity G = 450.12 kg/s m2, which, according to [1], corresponds to the section of steady flow.

As the figure shows, with a decrease in temperature, the true volumetric steam content significantly increases and, accordingly, increases the slip coefficient S.

This is primarily due to the increase in the specific volume of steam with a decrease in temperature. So, when the saturation temperature falls from 0 to -8 0 C, the specific volume of steam increases from 0.069 to 0.092 m3 / kg (in 1.3 times). At the same time, tp increases by an average of 33%, depending on the mass vapor content X. It is important that this flow range is characterized by a circular flow pattern and the growth of true steam content is mainly due to an increase in steam volumes with decreasing temperatures.

In the range from 0 to +20 ° C, the value sharply decreases. This is explained by the fact that with increasing temperatures in the positive range, not only steam volumes decrease and, accordingly, true steam velocities, but also the mode from the annular one goes into the projectile mode, at which the hydrodynamic mechanism changes qualitatively and the slip decreases.

Figure 4 shows the pressure drop values at the experimental site.

0351 0,716 0.85 0.91 0.937 steam content (X)

Figure 4. Dependence of pressure loss from steam content during boiling of refrigerant R134a in a mini-channel with De = 0.5mm and at t = -8 "C.

The increase in pressure drop with the increasing speed is quite understandable. It is important to note that for all values of the mass velocity at X = 0.85, an extremum of the function AP is observed, followed by a decrease in pressure drops.

As the observations of the flow regimes prove, at these values of the mass consumable steam content, a transition from the annular flow mode to the emulsion one is observed. The emulsion flow is characterized by the liquid film carried away from the channel surface to the center of the flow. The absence of a liquid film on the wall leads to a decrease in friction forces in the boundary layer, which causes a certain decrease in pressure loss.

In general, the transition to the emulsion flow (dry wall mode) is of a crisis nature, since it is accompanied by a sharp decrease in heat emission in these sections of the channel.

It should be noted that the "dry wall" mode is most typical for boiling in mini-channels, because in them (unlike pipes) on a significant part of the heat transfer surface, steam generation processes occur at high values of mass steam content (X> 0.5). Therefore, one of the tasks is to develop a methodology for predicting the crisis regime of a dry wall.

As noted above, one of the tasks of the complex analysis of heat-hydrodynamic processes is the study of boiling modes.

35

—G=450,12 Kr cm*

5

ISPCIET 2019__IOP Publishing

TOP Conf. Series: Materials Science and Engineering 656 (2019) 012037 doi: 10.1088/1757-899X/656/1/012037

[3] Kozulin I A, Kuznetsov V V and Shamirzayev A S 2011 The Modes of a Current and a

Thermolysis when Boiling in Micro-channels of Various Orientation Interekspo Geo-Sibir [InterExpo Geo - Siberia] 2 (5)

[4] Kuznetsov V V and Shamirzaev A S 2007 The Modes of a Current and Heat Exchange When

Boiling Moving R318C Freon in the Annular Mini-Channel Teplofizika i aeromekhanika [Thermophysics and Aeromechanics]] 14 (1) 57-65

[5] Smiths V V and Shamirzayev A S 2007 The Modes of a Current and Heat Exchange When Boiling

Moving R318c Freon in the Annular Mini-Channel Teplofizika i aeromekhanika [Thermophysics and Aeromechanics] 4 (1) 57-65

[6] Malyshev A A, Kisser K V and Zaytsev A V 2017 True Parameters of the Boiling Refrigerants

in Pipes and Channels Vestnik Mezhdunarodnoy akademii kholoda [Bulletin of the International Academy of Cold] 2 53-56

[7] Ullmann A and Brauner N 2007 The Prediction of Flow Pattern Maps in Mini-Channels

Multiphase Science and Technology 19 (1) 49-73

£ У

а!

<8 о >

< 5

< 2 5 2

"I

О 5

II

4 5

С;

УДК 621.56 0О1: 10.25206/2588-0373-2020-4-2-16-26

КОМПЛЕКСНЫЙ МЕТОД РАСЧЁТА ДВУХФАЗНОГО ПОТОКА ПРИ ВНУТРИКАНАЛЬНОМ КИПЕНИИ ХЛАДАГЕНТОВ

А. В. Зайцев, А. А. Малышев, Куадио Коффи Фабрис, О. С. Малинина, А. О. Лисовцсв

Университет ИТМО, Россия, 197101, г. Санкт-Петербург, Кронверкский пр., 49

В работе рассматриваются процессы, происходящие при кипении жидкостей в каналах при различных режимах двухфазных потоков. Аналитическое описание теппо-гидродинамических процессов учитывает специфику каждого режима при использовании эмпирических методов определения границ режимов и расчета истинного объемного паросодержания. Предлагается подход, в котором в качестве эмпирической составляющей применена карта режимов течения (кипения) в координатах ср —1дРгт. Анализ процесса производится во всем диапазоне изменения параметров — массовой скорости, температуры и давления, с учетом смены режимов течения. Представленные аналитические зависимости совместно образуют законченную математическую модель, которая реализована в виде компьютерной программы.

Ключевые слова: двухфазные потоки, внутриканальное кипение хладагентов, истинное объемное паросодержание, режимы течения.

Введение

В связи с актуальностью энергосбережения, как основного тренда технологического развития, важное значение имеет изучение теплообмена и гидродинамики при кипении рабочих веществ в трубах и каналах. Особое внимание в последнее время уделяется работам в области мини-канальных технологий в аппаратостроении.

Изучению тепло-гидродинамических процессов при кипении в каналах посвящено множество работ фундаментального и прикладного характера, но между тем проблема обоснованного и точного расчета теплоотдачи и потерь давления остается открытой.

В фундаментальной работе Д. А. Аабунцова [ 1 ] приведены математические модели процессов течения двухфазных сред для различных условий. Модель раздельного течения Локарта-Мартинел-ли 1948 года [2, 3] до настоящего времени широко используется при расчете потерь давления и локального теплообмена при кипении в трубах и каналах различной формы. Экспериментальные работы [4-10] посвящены изучению теплообмена и потерь давления при кипении жидкостей в трубах диаметром 6-20 мм. В [11] и [12] заложены основы комплексного подхода анализа тепло-гидродинамических характеристик с использованием истинных параметров фаз и режимов кипения, В [4, 13, 14] дается анализ процессов теплообмена и гидродинамики при кипении в мини-каналах.

В данной работе представлен расчет динамики и тепломассообмена потоков кипящих жидкостей в трубах и каналах, который заключается в применении законов сохранения вещества, импульса и энергии с учетом уравнения состояния

и последующем решении полученной системы уравнений. В случае двухфазного потока такая система уравнений составляется для каждой фазы или некоторой единой двухфазной субстанции и зависит от характера распределения паровой и жидкой фаз, т. е. от режимов течения (рис. 1).

Независимо от режима течения интегральные характеристики потока в канале можно рассматривать раздельно для жидкой и паровой фазы. Количественная оценка распределения фаз проводится с применением истинного объемного паросодержания <р. При одинаковых значениях ф различие тепловых и динамических моделей жидкости определяется различием площади межфазных поверхностей.

Различие процессов в горизонтальных и вертикальных каналах вызвано влиянием гравитационной силы. В предлагаемом подходе сила гравитации учитывается при описании геометрической формы паровой фракции, которая вызывает эффект асимметричности относительно оси при горизонтальном течении. Вследствие этого рассматривается горизонтальная трубка, как наиболее общий случай течения.

Следует, однако, отметить, что пузырьковый, снарядный и кольцевой режимы в одинаковой степени характерны для вертикальных и горизонтальных каналов. Кроме того, разрабатываемая в данной работе модель течений правомерна как для обычных труб, так и для мини-каналов, т. к. использует обобщающие экспериментальные данные для обоих типоразмеров каналов [11] (рис. 2).

Далее приводится алгоритм определения всех параметров потока в трубе в любой момент времени, в том числе потери напора Ар и коэффици-

о >

х < 1«

< о

3?

Эв йя

площадью сечения, и в соответствии с положениями об изоморфном преобразовании вводится понятие «эквивалентный диаметр паровой фазы» в сечении канала — диаметр круглого сечения, площадь которого Р^ равна части площади внутреннего сечения трубы, занятой паровой фазой.

При использовании истинного паросодержа-ния в сочетании с методом конечных объемов обеспечивается принцип изоморфного преобразования, или идентификации режимов при одинаковых значениях ф для каналов различных эквивалентных диаметров и ориентации. (Изоморфизм — совпадение двух объектов, т.е. их подобие каждого элемента объекта аналогичному элементу модели.)

В соответствии с методом конечных объемов канал разбивается на участки Аг такой минимальной длины, при которой с заданной точностью изменение всех параметров потока между входом и выходом из элемента можно считать линейными.

Рассматривается ;-й элемент канала (трубы) (;'=1...л), находящийся между г'-м и (1 + 1)-м сечениями, за промежуток времени от т до т + Дт.

В момент времени т известно распределение пара в канале, т. е. известны эквивалентные радиусы пара Я | и Д +1 на входе в элемент в сечении / и на выходе в сечении ¡' + 1 для всех элементов. Объем пара в 1-м элементе определяется как объем усеченного конуса:

= + + (1)

д.' з " 9'

Объем жидкости равен

V, = V— V .

(2)

VI,

д,'+1

•«йЬ2

: V -VI

(3)

(4)

д V ■ - V' - V ■ " я.' уд.' д.'<

дV,, = VI, -V,,.

(5)

мента = + ¡¡+1)/2 , а усредненное значение истинного объемного паросодержания ф, = (ф, +

+ ф,+|)/2.

Аналогично при достаточно малой величине шага Дт можно определить среднюю в сечении за этот период скорость пара йг ^ = (т^ ( + мг'д1|/2

и жидкости шц = + 1лг\ ~)12.

Задача расчета состоит в определении всех параметров потока в трубе в момент времени т + Дт при известных параметрах в момент т.

Материальный баланс (уравнение неразрывности)

Материальный баланс заключается в том, что поступивший и образованный при испарении жидкости за время Дт пар частично остается в элементе, изменяя конфигурацию паровой фазы, а остальной пар передается в г + 1 элемент.

В момент времени т объемные расходы пара на входе в элемент и выходе из него соответственно равны С и С9(+1.

Далее можно определить объемы поступившего и отведенного из элемента пара за время Дт, как Ся 1 Дт и Ся 1 + (Дт.

Если объем испарившейся жидкости равен ДУ)1У то соответствующий объем образовавшегося пара

Р» Р 3.1

(6)

К моменту времени т + Дт объем пара в элементе изменяется в зависимости от соотношения интенсивности парообразования и интенсивности конвективного отвода пара на границе г + 1, эквивалентные радиусы пара ыа входе и выходе принимают значение Я'д1 и а объемы пара

и жидкости в элементе:

Уравнения материального баланса отражают изменение объема пара и жидкости в элементе:

Д^, = С9,Ат + ДУ91,-Сг„+1Дт. (7)

^,,= С,,Дт-ЛУ№-С„мДт. (8)

Из (7) получаем прирост объемного расхода пара на выходе

АС9,1

АУу,, V ~ А Уд,,

Дт

(9)

и, далее, ооъемные расходы пара и жидкости на выходе

Объемы добавленного пара и жидкости между входом и выходом из элемента за время Дт:

в = в + &в . 9'+1 9.1 3.1

-ДС„

Ру+1

(10) (11)

Отрицательное значение ДУ^ означает, что интенсивность парообразования низка и весь образованный пар, а также часть поступившего пара из предыдущего элемента уносятся потоком в следующий элемент.

Значения различных параметров потока между входным и выходным сечениями аппроксимируются линейной зависимостью. Тогда усредненное значение теплофизических свойств потока по элементу можно рассчитывать по температуре, вычисленной как среднее арифметическое между значениями па входе и на выходе из эле-

Баланс теплоты (уравнение энергии)

Полученное за время Дт количество теплоты С)1 = д2лКДгДт на /-ом участке Дг затрачивается на нагрев жидкости, испарение жидкости и нагрев пара:

о = ои+о„.+ одГ

(12)

Доля теплоты, затрачиваемая на испарение жидкости:

фазы по определению при данном режиме г1У

пЯ.2

= __—

V 360° 2п Кольцевой режим (рис. 3(5).

При радиусах парового потока на входе в элемент го, и выходе из элемента го2 объем пара

(усеченный конус) Уа = - га^Д + га1го2 + г22). Истинное объемное паросодержание по опреде-

лению ф = -

V

ЗД2

■. Отсюда при из-

вестном радиусе го) из уравнения 3<рК2 = г02 + + г„1г02 + можно найти га2. Межфазная поверхность равна Р1У = я(го1 + го2). Гидравлический ра-

Аиус гу1 = 0'5(го| + гог)-Волновой режим.

Волновой режим отличается от кольцевого волнистой поверхностью раздела фаз. Пусть волны синусоидальные с амплитудой А. Длина дуги синусоиды вычисляется через эллиптический интеграл 2-го рода и в 1,216 раза больше прямой в основании этой дуги. Следовательно, площадь поверхности Т7 = 1,216А??у], гидравлический ра-АИУ сгш = %

Переходный режим.

Переходный режим является промежуточным между волновым и кольцевым режимами. Соответственно, можно предложить для определения площади межфазной поверхности выражение Ру = к:Рш + (1 + к:)где 0 < к1 < 1. Гидравлический радиус гх, = гш = г„

Расчетный алгоритм смены режимов течения

Расчетный алгоритм перехода от одного режима течения двухфазной смеси к другому в соответствии с конкретной картой режимов течения при известных ф и й:т, приведенной на рис. 2, состоит в следующих шагах:

1. Аппроксимация границ смены режима функциями

Ф, = -7,8274 + 12,989х - 8,2595х2 + 2,6034х3 -- 0,4055х" + 0,025х5;

ф2 = 0,3354 + 0,076х - 0,0431х2 + 0,0057х3 -- 0,0014х4 + 0,0003х6;

Фз = 0,7311 + 0Д299х + 0,0075х2 + О.ОООЗх3;

<|>4

Ф5 :

2. Задание предельных значений 4,3>1дРгт> 2-3.

3. Анализ текущих значений Ргш и ф(1дргш) выполняется строго в заданной ниже последовательности вплоть до выполнения соответствующего условия:

(1дРгт)Р <1дРгт <(1дРгт)н,

ф(1дРгт) < ф](1д Ргт) — пузырьковый режим;

ОдРг т * Од **„)„.

ф(1дргт)< ф2(1дБгт) — снарядный режим:;

ф(1дргш)> Ф4(1дРгт) — кольцевой режим;

(1дРгт)д <1дРгт <(1дРгт)01

фз(1дргш)^ф(1дргт)<ф4(1дргл1) — расслоенный режим;

(1дРгт)г <1дРгт <(1дРгт)с,

Ф5 (1д ргт ) ^ ф(1д ргт ) < ф4 (1д Ргт ) — переходный режим;

если не выполнены предыдущие условия — волновой режим.

Динамика двухфазного потока

Для определенности будем считать, что на вход в канал подается насыщенная жидкость при заданной температуре, с известной массовой скоростью.

Процесс движения газожидкостной смеси в канале при наличии фазового перехода из-за внешнего теплообмена является неравновесным. Будем учитывать в данной модели наличие скачка давления на границе раздела фаз. Это особенно существенно при расчете микроканалов и при расчете пузырькового режима.

Далее расчет производим по методике [12].

Скорость циркуляции

и

Объемное расходное паросодержание 1

= 0,8613 - 0,0772х + 0,0326х2 - 0,0022х3 -- 0,0019х4 + О.ОООЗх5;

2,6318 - 5,933бх + 7,6853х2 -

- 4,9471х3 + 1,5606х4 - 0,1933х5, при х < 2,5; 20,584 - 22,579х + 9,463бх2 -

- 1,753х3 + 0,1207х4, при х > 2,5,

Р,+1_Т4-Г г Массовое расходное паросодержание

_ • Рд.1+1

- - •

С1,1 ■ Р/,1

Скорость смеси

(18)

(19)

Критерий Фруда

Критерий Рейнольдса

Критерий Вебера

до

д°21ри+1 - р^-и)

(22)

(23)

(24)

Истинное объемное паросодержание в мини-канале [12]

Ф,+1 = Р/+1 '

-о,обр,Ч1(1-р,+1)(

ЕВ-1 . (25) Рс

Истинное объемное паросодержание в макроканале [12]

Ф/+1 = Р/+1 -

-0,06Р,+1(1-Р,+1)°'

(д02р;.,+1)

Ие

Л1.1 + 1

Ро Рс/

-0,15

(26)

Рассмотрим вопрос определения потери напора на участке (1г при течении газожидкостной смеси в каналах и мини-каналах. Не будем учитывать местные гидравлические сопротивления, поскольку это можно сделать позже при рассмотрении конкретной конструкции канала. Тепло-физические свойства и режимные параметры в приведенных далее уравнениях усредняются по длине элемента.

Потери напора в элементе

Ар, = 5

(27)

Согласно справочным данным [15] коэффициент сопротивления трения

С :

I28'

В Л '

где к1 — коэффициент формы; для трубы круглого сечения = 32.

Течение газожидкостных смесей рассматривается как течение дисперсных смесей, где жидкая фаза является основным потоком, а газообразная — дисперсной компонентой. При течении газожидкостных смесей в трубах

В =

Яе„

1 + П' Яе + ~ ^^

(29)

]

32

32циг„

где л, = /(Яе) — константа [15]; к2 — коэффициент формы дисперсной частицы (для парового пузыря шаровой формы к2 = 12); с1н — гидравлический диаметр паровой фракции. Теплофизиче-ские свойства и режимные параметры в (27) — (29) усредняются по длине элемента.

Температура пара на выходе из элемента 1/+| находится по уравнению состояния на линии насыщения в зависимости от давления

р,+ 1 = р-Арг (30)

Краткий анализ результатов

Рассмотренные выше сопряженные процессы, происходящие при кипении двухфазных потоков в каналах, отличаются множеством возможных режимов и их аналитическое описание возможно только при жестких ограничениях в рамках заданного режима и применении эмпирических данных, главным образом о коэффициенте теплоотдачи а и гидравлическом сопротивлении Ар.

Предложенный выше подход предлагает в качестве эмпирической составляющей использовать карту режимов течения (кипения) в координатах ф — 1дргл1. Анализ процесса производится во всем диапазоне изменения параметров — массовой скорости, температуры и давления, с учетом смены режимов течения. Представленные аналитические зависимости совместно образуют законченную математическую модель, которая реализована в виде компьютерной программы.

Результатом работы программы является весь массив данных о нестационарном течении двухфазного потока в канале при наличии фазового перехода.

На рис. 4 приведена распечатка распределения некоторых параметров потока вдоль трубы со следующими параметрами: длина 0,24 м; внутренний радиус 0,00275 м; внешний радиус 0,00300 м; плотность теплопритока 100,0 Вт/м2; расход жидкости на входе 0,016221 кг/с; давление пара на входе 0,164340- 10ь МПа; температура жидкости на входе —18,0 °С; температура окружающей среды 20,0°С. Рабочая жидкость — хладагент И12. Такой выбор параметров соответствует условиям проведенного натурного эксперимента.

В таблицах на рис., 4 приведено изменение вдоль трубы (20 сечений) эквивалентного радиуса паровой фазы Л, массовой скорости пара Ср{ скорости пара »-р, скольжения паровой фазы относительно жидкости 5, истинного объемного паросодержания й, давления р и температуры ( пара. Расчет динамики процессов от начального момента и вплоть до выхода на устойчивый (квазистационарный) режим производился с шагом по времени 0,1 с. Через 2,7 с в канале был установлен устойчивый снарядный режим течения. Полученные качественные и количественные

>9 2 г о >

100 X, sm

Рис. 7. Распределение скорости паровой фазы вдоль канала при различных массовых расходах хладона через 1 секунду после подачи теплоносителя: 1 — 20 г/с; 2 — 10 г/с; 3—8 г/с; 4 — 6 г/с Fig. 7. Distribution of vapor phase velocity along the tube at various mass flow rates of the refrigerant in 1 second after tlxe heat carrier supply: 1 — 20 g/s; 2 — 10 g/s: 3 — 8 g/s; 4 — 6 g/s

Из рис. 5 следует, что с ростом тепловой нагрузки и длины трубки увеличивается также скорость роста паросодержания, и при определенных условиях оно может достичь значения 0,8 и выше, что является нежелательным с точки зрения эффективности применения таких трубок в теплообменных аппаратах.

Согласно рис. 6, в рассматриваемом примере стационарный режим наступает сравнительно быстро (менее 1 с], что может быть полезно при работе пульсирующей тепловой нагрузкой. Однако при других типоразмерах каналов и режимных параметрах инерционность системы может быть гораздо выше.

Распределение скорости пара вдоль канала (рис. 7) характеризуется как близкое к линейному, с постоянным ускорением, что вызвано депрессией давления в результате трения. Скачок скорости на входе в канал объясняется заданными граничными условиями: мгновенное возникновение и движение пара при его отсутствии в начальный момент. Данный феномен следует изучить с помощью физического эксперимента.

Заключение

В настоящее время подавляющее большинство информационных источников указывает на использование для решения подобных задач мощных существующих пакетов прикладных программ. При этом пользователь должен сформулировать исходные данные, а система уравнений и метод ее решения, чаще всего это метод конечных элементов, уже заложены в пакете. По мнению авторов, для лучшего соответствия аналитической модели реальным эмпирическим данным в процессе построения новых моделей следует, по возможности, пользоваться прямым применением базовых уравнений физики с возможностью изменять программный код в про-

цессе исследований. Для этого применяются элементы метода конечных разностей.

В работе представлены результаты применения комплексного подхода к анализу теплоги-дродинамических процессов при кипении жидкостей в трубах и каналах, включая использование истинных параметров фаз и карты режимов течения, что существенно отличает предлагаемый подход от известных методов аналогичного назначения. Разработана аналитическая модель кипящего потока.

В отличие от известных расчетных методик, имеющих в основном частный характер, предлагаемый подход позволяет разработать универсальные уточненные методики расчета теплообмена и потерь давления в стесненном пространстве с учетом специфики режимов кипения.

На основе предложенного подхода может быть получена обобщенная методология расчета теплогидродинамических характеристик кипящих жидкостей, как ami труб, так и для мини-каналов с величиной эквивалентного диаметра менее 1 мм в широком диапазоне режимных параметров и физических свойств.

Приведенная аналитическая модель может быть положена в основу методик оптимизации теплогидродинамических характеристик при кипении различных жидкостей в трубах и каналах.

Список источников

1. Лабунцов Д. А., Ягов В. В. Механика двухфазных систем. М: Издат. дом МЭИ, 2016. 384 с. ISBN 978-5-38300964-2.

2. Martineiii R. С, Nelson D. В. Prediction ot pressure drop during forced circulation boiling of water // Trans. ASME. 1948. Vol. 70, no. 6. P. 695-720.

3. Lockhart R.W., Martineiii R. С, Proposed correlation of data for isothermal two-phase, two-component flow in

о 0

<i 2 3

pipes // Chemical Engineering Progress. 1949. Vol. 45, по. 1. P. 39-48.

4. Van C, Wei C, Zhang S. S. Research on the Flow Boiling Characteristics оi Water in a Multi-Furcated Tree-Shaped Mini-Channel // Advanced Materials Research. 2013. Vol. 629. P. 691-698. DOI: 10.4028/www.scientific.nel/ AMR.629.691.

5. Brayan W. L., Guaint G. W. Heat transfer coefficients in horizontal lube evaporators // Refrigerating engineering. 1951. No. 1. P. 114- 121.

6. Baker О Multiphase flow in pipelines. Pipeline News. 1958. June, 23.

7. Chawla J. Warmeubergang und Druckabfall in waagrechten Rohren bei der Stromung von verdampfenden Kaltemitteln // VDI-Forschungsheft. Dusseldorf: VDI-Verl, 1967. 36 .4.

8. Stoma C. P., Varshney E. S„ Gupta C. P. Forced circulation heat transfer during boiling of freon 12 // Journal of the Institution Of Engineers India. Part MC Mechanical Engineering Division. 1976. Vol. 57, no. 1. P. 96—111.

9 Gungor К. E., Winterton R. [ f. S. A general correlation for flow boiling in tubes and annuli // International Journal Heat Mass Transfer. 1986. Vol. 29, no 3. P 351-358.

10. Yang C. Y., Webb R. L. Friction Pressure Drop of R12 in Small Hydraulic Diameter Extruded Aluminum Tubes with and without Micro-fins // International Journal of Heat Mass Transfer. 1996. Vol. 39, no. 4. P. 801 -809. DOI: 10.1016/0017-9310(95)00151-4.

11. Малышев А. А., Кнссер К. В., Kouadio Koffi Fabrice. Комплексные экспериментальные исследования теплоги-дродинамических процессов кипящих хладагентов в мини-(микро) каналах // Научный журнал НИУ ИТМО. Серия «Холодильная техника и кондиционирование». 2017. Кп 2. С. 12-17. DOI: 10.17586/2310-1148-2017-10-2/3-12-17.

12. Малышев Л. А., Киссер К. В., Филатов А, С. Новые методы прогнозирования режимов течения кипящих хладагентов в макро- и миииканалах // Вестник Международной академии холода. 2016. № 2. С. 67 — 70. DOI: 10.21047/1606-4313-2016-15-2-67-70.

13. Khovalyg D. М., Baranenko А. V. Two-phase flow dynamics during boiling of R134a refrigerant in minichannels // Technical Physics. 2015. Vol. 60, no 3. P. 350-3581. DOI: 10.1134/S1063784215030123.

14. Nico V. G., Hrnjak P. .S., Newell T. A Characterization of Two-Phase Flow in Microchannels // ACRC TR-202. 2002. 110 p.

15. Идельчик И. E. Справочник no гидравлическим сопротивлениям. M.: Машиностроение, 1992. 672 с

ЗАЙЦЕВ Андрей Викторович, кандидат технических наук, доцент факультета низкотемпературной энергетики. SPIN-код: 1652-6922 AuthorlD (РИНЦ): 200047 ORCID: 0000-0003-0677-6320 ResearcherlD: Е-1700-2017

МАЛЫШЕВ Александр Александрович, кандидат технических наук, старший научный сотрудник, доцент факультета низкотемпературной энергетики.

SPIN-код: 1895-7245 AuthorlD (РИНЦ): 185420

КУАДИО Коффи Фабрис, аспирант факультета низкотемпературной энергетики. МАЛИНИНА Ольга Сергеевна, кандидат технических наук, доцент (Россия), доцент факультета низкотемпературной энергетики. SPIN-код: 6840-9272; AuthorlD (РИНЦ): 709687

ЛИС.ОВЦОВ Андрей Олегович, аспирант факультета низкотемпературной энергетики.

Адрес для переписки: [e-mail]

Для цитирования

Зайцев А. В., Малышев А. А., Куадио Коффн Фабрис, Малиннна О. С., Лиг овцов А. О. Комплексный метод расчета двухфазного потока при внутри канальном кипении хладагентов // Омский научный вестник. Сер Авиацион-но-ракетное и энергетическое машиностроение. 2020. Т. 4, № 2. С. 16-26. DOI: 10.25206/2588-0373-2020-4-2-16-26.

Статья поступила в редакцию 28.03.2020 г. © А. В. Зайцев, А. А. Малышев, Куадио Коффи Фабрис, О, С. Малинина, А. О. Лисовцов

UDC 621.56

DOI: 10.25206/2588-0373-2020-4-2-16-26

COMPREHENSIVE TWO-PHASE FLOW CALCULATION METHOD WITH IN-CHANNEL REFRIGERANT BOILING

A. V. Zaitsev, A. A. Malyshev, Kouadio Koffi Fabrice, O. S. Malinina, A. O. Lisovtsov

ITMO University, Russia, Saint Petersburg, Kronverkskiy Ave., 49, 197101

In this paper, the authors deal with the processes occurring during boiling of two-phase flows in channels, which differ in many possible regimes, and their analytical description is possible only under strict restrictions within the given regime and the application of empirical data. An approach is proposed in which it is recommended to use a map of flow regimes (boiling) in coordinates ¡p —lgFrm as an empirical component. The analysis of the process is carried out in the entire range of parameters — mass flow, temperature and pressure taking into account the change of flow regimes. The analytical dependencies presented form together a complete mathematical modei, which is implemented in the form of a computer program.

Keywords: two-phase flows, in-channel boiling of refrigerants, true volumetric vapor content, flow regimes.

References

1. Labuntsov D. A., Yagov V, V. Mckhanika dvukhfaznykh sistem ¡Mechanics ol two-phase systems: a textbook for universities), Moscow, 1992. ISBN 978-5-383-00964-2. (In Russ.).

2. Martmelli R. C., Nelson D. B. Prediction of pressure drop during forced circulation boiling of water // Trans. ASME. 1948. Vol. 70, no. 6. P. 695-720. (In Engl.).

3. Lockhart R.W., Martineiii R. C. Proposed correlation of data for isothermal two-phase, two-component flow in pipes // Chemical Engineering Progress. 1949. Vol. 45, no. 1. P. 39-48. (In Engl.).

4. Yan C, Wei C, Zhang S. S. Research on the Plow Boiling Characteristics of Water in a Multi-Furcated Tree-Shaped Mini-Channel // Advanced Materials Research. 2013. Vol. 629. P. 691-698. DOI: 10.4028Aww.scientific.net/ AMR.629.691. (In Engl.).

5. Brayan W. L., Giiaint G. W. Heat transfer coefficients in horizontal tube evaporators // Refrigerating engineering. 1951. No. 1. P. 114-121. (In Engl.).

6. Baker O. Multiphase flow in pipelines. Pipeline News. 1958. June, 23. (In Engl.).

7. Chawla J. Wärmeübergang und Druckabfall in waagrechten Rohren bei der Strömung von verdampfenden Kältemitteln // VDI-Forschungsheft. Dusseldorf; VDI-Verl, 1967 36 S. (In Germ.).

8. Sharma C. P., Varshney B. S„ Gupta C. P. Forced circulation heat transfer during boiling of ireon 12 // Journal of the Institution Of Engineers India. Part MC Mechanical Engineering Division. 1976. Vol. 57, no. 1. P. 96-111. (In Engl.).

9 Gungor K. E., Winterton R. H. S. A general correlation for flow boiling in tubes and annuli // International Journal Heat Mass Transfer. 1986. Vol. 29, no 3. P. 351-358. (Ill Engl.).

10. Yang C. Y., Webb R. L. Friction Pressure Drop of R12 in Small Hydraulic Diameter Extruded Aluminum Tubes with

and without Micro-fins // International Journal of Heal Mass Transfer. 1996. Vol. 39, no. 4. P. 801-809. DOI: 10.1016/0017-9310(95)00151-4. (In Engl.).

11. Malyshev A. A., Kisser K. V., Kouadio Koffi Fabrice. Kompleksnyye eksperimental'uyye issledovaniya teplogidro-dinamicheskikh protsessov kipyashchikh khladagentov v mini-(mikro) kanalakh [Complex pilot studies oi heathydrodynamic processes of the boiling coolanls in rnini-(micro) channels] // Nauchnyy zhurnal N111 ITMO. Seriya «Kholodil'naya tekhnika i konditsionirovaniye». Scientific Journal NRU ITMO. Series (fRefrigeration and Air Conditioning». 2017. No. 2. P. 12—17. DOI: 10.17586/2310-1148-2017-10-2/3-12-17. (In Russ.).

12. Malyshev A. A., Kisser K. V., Filatov A. S. Novyye melody prognozirovaniya rezhimov techeniya kipyashchikh khladagentov v makro- i minikanalaklr (New methods of prediction flow regimes for boiling refrigerant in macro- and minichannels] // Vestnik Mezhdunarodnoi akademii kholoda. Journal of International Academy of Refrigeration. 2016. No 2. P. 67-70. DOI: 10.21047/1606-4313-2016-15-2-67-70. (In Russ.).

13. Khovalyg D. M., Baranenko A. V. Two-phase flow dynamics during boiling ol R134a refrigerant in minichannels // Technical Physics. 2015. Vol. 60. no 3. P. 350-3.581. DOI: 10.1134/S1063784215030123. (In Engl.).

14. Nico V. G., I Irnjak P. S„ Newell T. A. Characterization of Two-Phase Flow in Microchannels // ACRC TR-202. 2002. 110 p. (In Engl.).

15. Idelchik I. E. Spravochnik po gidravlicheskim soprotivleniyam [Handbook of hydraulic resistances]. Moscow, 1992. 672 p. (In Russ.).

: . x

IS

r> o

>9

ZAITSEV Andrey Viktorovich, Candidate of Technical Sciences, Associate Professor of Cryogenic Engineering Department.

УДК 621.56, 621.57

Сравнительный анализ расчета теплообмена при внутриканальном кипении хладагентов

Канд. техн. наук А. А. МАЛЫШЕВ1, канд. техн. наук О. С. МАЛИНИНА2, Д. Е. КАЛИМЖАНОВ3, П. С. СУХОВ4, К. Ф. КУАДИО5

'[e-mail], [e-mail], [e-mail] [e-mail], 5fabkoffi2000@yahoo. fr Университет ИТМО

Проведен анализ и сопоставление методик расчета теплообмена при кипении хладагентов в горизонтальных трубах, включая традиционные методы для расчета средней теплоотдачи В. Брайна, Г. Квейта, М. Бэйкура, С. Богданова, а также работ, посвященных исследованию локального теплообмена, таких как Локарта — Мартинелли, Д. Хавла, К. Шарма. Было установлено, что при массовой скорости 50 кг/ (с-м2),рассмотренные методики расчета средней теплоотдачи удовлетворительно согласуются между собой, что объясняется общностью режимов двухфазных потоков при этой скорости. При скорости 150 кг/(см2) наблюдается существенное расхождение расчетных данных. При этом методика основанная на использовании истинных параметров фаз и прогнозирования режимов течения дает значения коэффициентов теплоотдачи на 30 % выше других уравнений. Это объясняется тем обстоятельством, что приведенные методы расчета средних коэффициентов теплоотдачи получены в основном для расслоенного и снарядного режимов, а при высоких скоростях имеет место кольцевой режим течения, который известными уравнениями, как правило, не учитывался. Подтверждением правомерности использования комплексного метода.основанного на истинных параметрах является хорошая сходимость с опытными данными X. Юсиды и С. Ямогучи для труб диаметром 6 мм и миниканалов с величиной эквивалентного диаметра 0,5 мм.

Ключевые слова: миниканалы, локальный теплообмен, истинные параметры фаз, массовая скорость, коэффициент теплоотдачи, теплообменное аппаратостроение.

Информация о статье:

Поступила в редакцию 29.11.2019, принята к печати 18.02.2020 DOl: 10.175 86/1606-4313-2020-19-1 -34-39 Язык статьи — русский Для цитирования:

Малышев А. А., Малинина О. С., Кстшжанов Д. Е„ Сухов П. С., Куадио К. Ф. Сравнительный анализ расчета теплообмена при внутриканальном кипении хладагентов // Вестник Международной академии холода. 2020. № 1. С. 34-39.

Comparative analysis of thermal exchange calculation for refrigerants boiling in channels

Ph. D. A. A. MALYSHEV, Ph. D. O. S. MALININA2, D. E. KALIMGANOV3, P. S. SUKHOV4, K. F. KUADIO

:[e-mail], [e-mail], [e-mail] [e-mail], 5fabkoffi2000@yahoo. fr ITMO University

The article concerns an analysis and comparison of heat conductivity calculation techniques for refrigerants boiling in horizontal channels, including popular techniques of average heat conductivity calculation by Brayan, Guaint, Baker, and Bogdanov, as well as the papers on local thermal exchange such as those by Lokhart-Marinelli, Cltawel and Shrama. The techniques of average heat exchange calculation in question are shown to fit each other in a satisfactory way at mass velocity of 50 kg/ (s-m2), which can be explained by their having analogous mode of two-phase flow at this velocity. At the velocity of 150 kg/ (s-m2) the calculated data vary significantly. The technique based on the use of true phase parameters andflow mode prediction results in 30% higher values of heat exchange coefficients. This fact can be explained by the techniques of calculating heat exchange average coefficients given being obtained for stratified and slugging flow in general, but it is annular flow that occurs at high velocities and it did not take into account by popular equations. Good convergence of the data obtained with the experimental (lata by II. Yushida and S. Yamaguchi for the tubes of 6 mm diameter and minicliannels of 0.5 mm equivalent diameter justifies the use of the complex technique based on true parameters. Keywords: minichannels, local thermal exchange, true phase parameters, mass velocity, heat exchange coefficient, design of thermal exchange apparatus.