ВСТУП

Більше 50 років ведуться наукові дослідження по кризах теплообміну при кипінні рідин. Вивчення цього питання проводилося практично у всіх промислово розвинених країнах. Пояснюється це двома причинами: по-перше, важливістю проблеми для надійного проектування різного роду форсованих теплообмінних апаратів (зокрема водоохолоджуваних реакторів, сучасних парових казанів і інших пристроїв) і, по-друге, винятковою складністю сукупної дії теплофізичних і гідродинамічних процесів, що визначають умови виникнення кризи теплообміну в каналах при кипінні. [1]

Криза теплообміну це наслідок настання істотно погіршеного теплообміну. Настання кризи залежить від безлічі чинників: від властивостей теплоносія, від тиску, від швидкості течії, від геометрії каналів, від наявності або відсутності турбулізаторів, від характеру енерговиділення і так далі. Явище кризи носить статистичний характер, фізика його вивчена недостатньо. Спроби описати це явище на основі фундаментальних рівнянь переносу приводили до деякого прогресу. Але вони не привели до сучасних вимог, що відповідають, результатам. [2]

Можна виділити декілька паралельних і послідовних етапів в дослідженні критичних теплових потоків (КТП) при кипінні води в каналах:

- інтенсивне отримання експериментальних даних (початок більше 50 років тому);

- збір даних і формування банків (баз) даних (з 70 років минулого століття);

- аналіз даних і розробка рекомендацій (паралельно з накопиченням і отриманням даних);

- неодноразові спроби теоретичного опису кризи за допомогою фундаментальних рівнянь перенесення.

Досвідчені дані різних авторів тривалий час не вдавалося погоджувати між собою. Розбіжності носили і кількісний і якісний характер. Виміряні, в ідентичних умовах критичні теплові потоки (q_кр) відрізнялися один від одного іноді у декілька разів. Положення ускладнювалося відсутністю правильних уявлень про механізм кризи теплообміну і невмінням аналітично описати це фізичне явище. Всі спроби визначити момент настання кризи за допомогою складених критерійних рівнянь виявлялися невдалими. Експерименти у зв'язку з цим доводилося проводити "навпомацки", досліджуючи по черзі кожен з численних чинників, який на думку дослідника міг впливати на q_кр.

На підставі обробки досліджених даних було рекомендовано велике число розрахункових рівнянь, що встановлюють залежності між q_кр тиском, масовою швидкістю, недогріванням води до кипіння, масовим паровмістом, формою і геометричними розмірами каналу. Було вивчено вплив на q_кр також і таких чинників, як шорсткість поверхні нагріву, газовміст робочого середовища, рід струму, що обігрівається, умови на вході в канал, розподіл теплового навантаження по довжині і по периферії перетину каналу, положення труби, що обігрівається, в просторі, ступінь гідродинамічної стабільності потоку.

1. Літературний огляд

1.1 Загальні відомості про кризу теплообміну

Відомо, що спостережувані звичайно високі коефіцієнти тепловіддачі від поверхні нагріву до киплячої рідини за певних умов раптово зменшуються в десятки і навіть сотні разів. Відповідно температура поверхні зростає до такого ступеня, що може відбутися перепал гріючої стінки. У найбільшій мірі це явище вивчене для кипіння рідини на поверхні нагріву у великому об'ємі в умовах природної конвекції. Експериментальні дослідження кипіння рідини на дроті і зовнішній поверхні труб дозволили візуально спостерігати процес утворення, а також рухи парових бульбашок після відриву їх від поверхні нагріву. Із збільшенням питомого теплового потоку частота утворення бульбашок і число центрів їх виникнення зростають. При деякому значенні в результаті взаємодії сусідніх бульбашок доступ рідини до поверхні нагріву раптово припиняється і при стінці утворюється плівка пари. Зміна теплоносія у поверхні нагріву спричиняє за собою різке погіршення тепловіддачі, яке і отримало назву кризи теплообміну . Питомий тепловий потік, при якому спостерігається перехід ядерного кипіння рідини в плівкове, називається критичним тепловим потоком і позначається .

При вимушеному русі рідини в каналі, що обігрівається, явище кризи теплообміну набагато ускладнюється. Не дивлячись на велике наукове значення досліджень механізму кипіння їх в даному випадку поки не вдалося в необхідній мірі використовувати для визначення умов виникнення кризи теплообміну. Довелося тому організовувати (багатьма науковими установами в різних країнах) проведення обширних дослідів, що дали можливість зафіксувати поєднання режимних параметрів, при яких спостерігаються кризові явища в тепловіддачі.

У даний період явище кризи теплообміну було вивчене недостатньо; виміряні різними авторами значення розходились між собою у декілька разів.

Не менш суперечливими були і експериментальні матеріали, що відносяться до погіршення тепловіддачі. Для прикладу на рисунку 1.1. зіставлені запропоновані свого часу різними авторами рекомендації по . Можна бачити (див. таблицю 1) дуже істотну їх розбіжність в кількісному і в якісному відношенні.

Рисунок 1.1- Зіставлення рекомендацій різних авторів по значеннях паровмісту, при яких відбувається порушення тепловіддачі

Таблиця 1

Номер кривої	d ,мм	,МПа		Джерело
1	21	13,7	0,65	30
2	8	14,7	0,6	32
3	6	14,7	0,6	28
4	-	14,7	0,6	31
5	8	14,7	0,6	29
6	6	13,7	0,6	33
7	8-10	14,7	0,7	76

Розглянемо різні види криз теплообміну.

На найбільш ранньому етапі вивчення криз теплообміну досліди проводились з відносно короткими трубами і перебігом води або водяного середовища з невеликим паровмістом. Залежність критичного теплового потоку від відносної ентальпії була в цьому випадку в області недогрітої води похилу пряму, що плавно переходить в слабо

виражену увігнуту лінію при позитивних значеннях (ділянка АВ на рисунку 1.2). По пропозиції в [1] розглянуту ділянку залежності був названий кризою теплообміну першого роду. Межею цього виду кризи в області позитивних значень відносних ентальпій являється граничний паровміст .

При характер зображеного на рисунку 1.3. графіка зазнає різку зміну. Плавна крива АВ змінялася вертикальною лінією ВС тією, що відповідає рівнянню . Це є область кризи теплообміну другого роду, для якого поняття критичний тепловий потік не існує, оскільки даний вид кризи може виникати при будь-якому значенні .

Походження кризи теплообміну другого роду пов'язане з висиханням незрошуваної мікроплівки в області дисперсної структури потоку. Верхню межу питомого теплового потоку для цієї кризи (у точці В) при рівномірному розподілі по довжині труби позначати , нижню межу .

При на мікроплівку випадають краплі з ядра потоку і тому в трубі, що обігрівається, мікроплівка висихатиме вже не при , а при вищому паровмісті х_ор. Це буде так звана криза зрошування. Графічна залежність для нього представлена на рисунку 1.2 лінією СД.

Оскільки криза зрошування виникає при порівняно низьких питомих теплових потоках, він не представляє великої небезпеки для теплообмінних апаратів.

Зображені на рисунку 1.2 зразкових залежностей для трьох видів криз теплообміну деякими дослідниками оспорюються.

Рисунок 1.2 - Загальний вид залежності для кризових умов [1]

АА'В - криза теплообміну першого роду; ВС — криза теплообміну другого роду; СD - криза зрошування

Замість чіткої вертикальної лінії , що відповідає рівнянню, вони або апроксимують отримані ними експериментальні точки в області кризи теплообміну другого роду похилою лінією, або взагалі ігнорують кризу теплообміну другого роду і проводять узагальнення дослідних даних єдиною плавною кривою в широких межах режимних параметрів, що тягнуться в область як негативних, так і високих додатніх значень параметра .

Можна визначити принципову різницю в походженні двох видів кризи теплообміну при проходженні в трубі пароводяної суміші. Криза теплообміну другого роду виникає в тому випадку, якщо мікроплівка утворюється в умовах рівноважної (точніше дуже близького до нього) зміни витрати рідині в плівці . Якщо ж ця умова відсутня, то в парогенеруючій трубі виникатиме криза теплообміну першого роду.

1.2 Теплообмін при кипінні в трубах

При кипінні в великому об'ємі в умовах природної конвекції має місце однозначна залежність , названа кривою кипіння. При вимушеному русі цю залежність слід доповнити і врахувати характеристики потоку [1].

На рисунку 1.3 (а) показано кипіння в довгій трубі, в яку поступає рідина, недогріта до температури насичення (х_вх0), а покидає перегріту пару (х1) .Густина теплового потоку постійна ( ), і середньомасова температура рідини починаючи від входу лінійно зростає по довжині, поки не досягає температури насичення. На ділянці средньомасова температура рідини не змінюється , а при х1 відбувається поступовий перегрів пару. У каналі, що обігрівається, температура рідини у стінки вища, ніж температура в ядрі потоку. Тому неважко уявити собі випадок, коли середньомасова температура рідини залишається нижчою за температуру насичення, але на стінці має місце кипіння. Для цього необхідно тільки, щоб температура стінки дещо перевищувала температуру насичення. Такий процес кипіння називається кипінням недогрітої рідини або кипінням з недогрівом. Зона кипіння недогрітої рідини (ділянка ВС) знаходиться між перерізом, в якому Tc=Ts, і перерізом, в якому , що відповідає діапазону витратних масових паровмістів х_п.к<х<0 (п. к— початок кипіння). Після того, як температура потоку досягає температури насичення (х=0), починається бульбашкове кипіння насиченої рідини. Ця зона характеризується малими температурними напорами і, отже, високими коефіцієнтами тепловіддачі.

По міру просування двофазної суміші в область високих паровмістів, кількість вологи, що знаходиться в потоці, зменшується і при деякому паровмісті x=хкр наступає криза тепловіддачі: контакт рідини з поверхнею нагріву припиняється і температура стінки зростає. Криза тепловіддачі при кипінні парорідинної суміші (тобто при х>0) зазвичай є переходом від дисперсно-кільцевого режиму течії (DE) до дисперсного (EFG). Кількість вологи в краплях із зростанням паровмісту зменшується. Після повного випаровування рідини, тобто при х>1 (GH), температурний потік описується закономірностями однофазного теплообміну.

а) б)

а)— довгий канал при малих і ; б)— при великих і

Рисунок 1.3 - Зміна середньомасової температури потоку і стінки Тс по довжині парогенеруючого каналу [1]

На рис. 1.3 (а), представлена залежність Тс(х) в широкому діапазоні паровмістів — на вході однофазна рідина (Тс<тs), на виході—перегрітий пар ( ). Зазвичай в окремому парогенеруючому каналі реалізується лише частина цього графіка. Наприклад, на рис.1.3 (б), в канал поступає істотно недогріта рідина, а покидає його потік з паровмістом, близьким до нуля. При позитивних паровмістах в результаті кризи тепловіддачі встановлюється дисперсна течія. При х, істотно менших від нуля, криза супроводжується переходом до плівкового кипіння, при якому ядром потоку є стрижень недогрітої до температури насичення рідини, відокремлений від стінки тонкою плівкою пари. Такий режим течії іноді називають зворотним кільцем. З віддаленням від входу в канал паровміст потоку зростає і стрижень рідини розвалюється на окремі краплі.

Максимальна температура стінки в зоні кризи тепловіддачі залежить від густини теплового потоку, масової швидкості і тиску. При кипінні недогрітої рідини критична густина теплового потоку велика і криза тепловіддачі зазвичай супроводжується перепалом стінок каналу.

Таким чином, при кипінні рідини в трубі коефіцієнт тепловіддачі залежить від температурного напору Т_с—T_s,, масової швидкості і режиму течії. У загальному випадку можна сказати, що коефіцієнт тепловіддачі є функцією: величин Тс—T_s, х, , теплофізичних властивостей рідини, діаметру і довжини каналу.

1.3 Дослідження кризи кипіння води в кільцевих каналах

Сучасна техніка вимагає точного знання величини критичного теплового потоку q_KP. Криза кипіння в кільцевих каналах вивчена відносно слабо. Загальне число опублікованих робіт невелике, з них лише деякі описують досліди при високому тиску. У таблиці приводяться режимні параметри цих дослідів і геометричні характеристики досліджених каналів. Цих досліджень недостатньо для встановлення узагальненого емпіричного зв'язку між q_KP і режимними, і геометричними параметрами.

Таблиця № 2

Відомі узагальнені емпіричні залежності, рекомендовані як для труб, так і для кільцевих каналів. У цих роботах використані обмежені досвідчені дані для кільцевих каналів, які узгоджуються із запропонованими залежностями з точністю ±30%. Деякі з пізніших даних з цими залежностями не узгоджуються.

Очевидна необхідність в подальшому накопиченні досвідчених даних.

Досліди були проведені за наступних умов. Межі зміни режимних параметрів: тиск р = 49 і 98 бар, масова швидкість wρ = 300÷5500 (кг/м²с), недогрів ∆t_н = 0÷110 °C, масовий паровміст х = 0÷0,33. Геометричні характеристики каналів: діаметр внутрішньою трубки d_BH= 10 мм, довжина, що обігріває ії l_об = 100 и 200 мм в каналі d_э = 5,3 ÷6,6 мм, l_об = 200 мм — в каналі з d_э = 10 мм.

Обігрівалися або тільки внутрішня або обидві поверхні каналу.

1.3.1 Конструкція експериментальної ділянки

Конструкція експериментальної ділянки показана на рис. 1.4. Кільцевий канал утворений трубками 7 і 2 із сталі 1Х18Н9Т. У частині дослідів, коли тепловий потік від зовнішньої трубки був рівний нулю, використовувалася зовнішня трубка з окислу алюмінію. Канал заключається в герметичний корпус 1. Напрям потоку — від низу до верху. Підведення і відведення з каналу здійснювалися через патрубки, забезпечені термопарами для вимірювання середньої температури води. Для надійного перемішування потоку води у верхній частині каналу був змішувач.

Внутрішня і зовнішня трубки обігрівалися змінним струмом. Регулювання електричної потужності на трубках незалежне. Електричний струм до внутрішньої трубки підводився за допомогою мідних стетрженвих струмопідводів. Верхній струмопідвід — порожнистий, нижний — суцільний з вільним кінцем, поміщеним у ванну із сплавом Вуда для забезпечення температурних розширень внутрішньої трубки. Мідні струмопідводи припаювалися до кінців трубки, що обігрівалася. Довжина трубки, що обігрівається, змінювалася шляхом переміщення нижнього струмопідвода при постійній загальній довжині елементу. До зовнішньої трубки струм підводився за допомогою фланців 3. Нижній кінець трубки приварений до одного з фланців, а верхній — до мідного тіла, сполученого з іншим фланцем джгутами 4 з гнучкого дроту. Останні забезпечували вільне подовження зовнішньої трубки щодо корпусу.

Коаксіальне положення трубок забезпечувалося за допомогою втулок 10 і 11. Коли використовувалася зовнішня трубка, що не обігрівалася, з окислу алюмінію, коаксиальность забезпечувалася у багатьох випадках пластинчастими упорами завтовшки 1,5 мм, припаяними до мідних струмопідводів і орієнтованими уздовж потоку (по 3 і 4 упори в одному перетині). В деяких випадках ставилися додаткові упори на частині, що обігрівалася. Ці упори виготовлялися з тонкої (6 = 0,5 мм) неіржавіючої фольги. Збіг результатів, отриманих з трубками з упорами і без упорів, говорить про те, що упори не порушували гідродинамічної обстановки в каналі. Взаємне положення трубок перевірялося після кожних 5—7 дослідів за допомогою контрольних вимірювань або установки внутрішньої трубки в спеціальний макет каналу в розрізі.

Рисунок 1.4 – Експерементальна ділянка

1 - корпус; 2 – зовнішня трубка; 3 – струмопідводні фланці зовнішньої трубки; 4 – гнучкі струмопідводи зовнішньої трубки; 5 – верхня камера відбору тиску; 6 – нижня камера відбору тиску; 7 – внутрішня трубка; 8 і 9 – струмопідводні фланці внутрішньої трубки; 10 і 11 – фіксуючі втулки; 12 – гільза для термопар.

У ряді дослідів у внутрішню порожнину центральної трубки подавалося повітря під тиском для компенсації тиску робочого середовища. Стисле повітря подавалося через штуцер у верхній частині експериментальної ділянки.

Критичний тепловий потік у всіх дослідах досягався тільки на внутрішній трубці. Зовнішня трубка або не обігрівалася, або обігрівалася при щільності тепловиділення q_н=0,5q_вн=0,5 q_кр. Схеми всіх типів каналів показані на рис. 1.5.

Рисунок 1.5 - Схеми експериментальних каналів

а — канал із зовнішньою трубкою, що обігрівається; б, в, г — канали із зовнішньою трубкою, що не обігрівається

1.3.2 Схема експериментальної установки

Експериментальна ділянка включалася в циркуляційний контур (рис. 1.6). Як теплоносій використовувався конденсат пара з котельної. Перед заповненням контур продувався парою. Після заповнення верхні крапки і імпульсні лінії якийсь час продувалися; вміст кисню у воді підтримувався в межах 0,03—0,44 міліграма/л.

Криза досягалася в більшості дослідів повільним підвищенням електричної потужності на експериментальній ділянці при постійних витраті води і тиску. У дослідах з недогрітою водою підтримувалася постійна температура на виході; у більшості дослідів з пароводяним потоком встановлювалася задана температура на вході в канал. Пароводяний потік в цьому випадку виходив тільки за рахунок тепла, виділеного в каналі. У частині дослідів для досягнення великих значень масового паровмісту в канал подавалася пароводяна суміш, отримана в електричному парогенераторі. Паровміст потоку в місці кризи обчислювався по приросту тепловмісту в каналі і парогенераторі (якщо він використовувався). Для підрахунку паровмісту на вході в канал корисної потужності парогенератора прирівняна витрачена електрична потужність за вирахуванням теплових і електричних втрат розсіяння. Останні визначалися спеціальними тарировками після кожного досліду.

Для вимірювання електричної потужності, параметрів води і різниці температур на виході і вході в канал використовувалися прилади класу 0,2; 0,35 і 0,5. Витрата води вимірювалася за допомогою однієї з трьох заздалегідь протарованих діафрагм і ртутного дифманометра ДТ-150. Правильність всіх вимірювань контролювалася по збіжності балансу.

Рисунок 1.6 - Схема експерементальної установки

1 — циркуляційний насос; 2 — підживлюючий насос (плунжерний); 3— ділянки вимірювання витрати; 4 — електропідігрівачі; 5 — електричний парогенератор; б— експериментальна ділянка; 7—паросепаратор; 8—стабилизатор тиску з електронагрівачем; 9 і 10 — теплообменники; 11 і 12 — імпульсні лінії дифманометров; 13 — термопари; 14 — фланці з електроізоляцією; М — манометри; А — амперметр; V — вольтметр; I— трубопроводи основного контура; II—трубопровод пари р = 100 панів; III — трубопроводи конденсату пари р = 100 бар; IV — трубопроводи технічної води

(максимальна розбіжність не перевищувала, як правило ±7%) і постійності електричного опору електронагрівачів, обчисленого по зміряному струму і напрузі. Максимальні помилки вимірювання величин: ∆q/q = 4%, ∆x = 0, в області х<0 и ∆х = 0,04 (а в дослідах з парогенератором ∆х = 0,08) в області х>0.

За критичний тепловий потік бралося значення q, що передувало перепалу внутрішньої трубки (в середньому кожен сьомий досвід) або відключенню напруги електронним регулятором ЕРТ-52, що сприймає стрибок термо-э.д.с. спеціальної багатоспайної термопари, що вимірює температуру внутрішньої поверхні центральної трубки. Термопара вмонтовувалася в гірлянді циліндрів, що підганялися по внутрішньому діаметру трубки. Результати, отримані в дослідах з перепалом і без перепалу, повністю узгоджуються. Регулятор настроювався на спрацьовування при термо-э. д. з, відповідною 500° С. Для контролю правильності вибору межі настройки регулятора щоб уникнути передчасних відключень температура стінки вимірювалася іншою термопарою і реєструвалася на діаграмі ЕПП-09. Спай контрольної термопари притискався до внутрішньої поверхні трубки на 3—5 мм нижче за верхній спай термопари-датчика.

Свідчення контрольної термопари свідчили про стрибкоподібний характер зміни температури стінки у момент кризи у всіх дослідах. Термопари виводилися з дослідного елементу через верхній струмопідвід і ущільнення з двох паранитовых прокладок.

1.3.3 Результати дослідів і виводи

На рис. 1.7 результату більшої частини дослідів для коаксіальних каналів. На підставі всіх отриманих даних можна укласти наступне:

Зміна d_э от 5,3 до 10 мм. при l_об =200 мм, а також збільшення l_об от 100 до 200 мм при d_э — 5,3÷6,6 мм на залежності q_кр = f(x) не відобразилося.

При q_кр = 0,5q_вн значення q_кр співвпадають з такими при q_н=0 для wρ≥750кг/м²сек і в середньому на 30% вище для wρ = 300 кг/м² сек.

Рисунок 1.7 - Результати дослідів

а - р = 49 бар, w_ρ = 750 кг/(м²сек); б - р = 49 бар; w_ρ — 3300;

в - w_ρ = 300; г - w_ρ 750; д - w_ρ 3300; е - w_p = 5500 (e, г, д, е — 98 бар)

1 - l_об = 100 мм, d_э = 5,3 ÷ 6,6 мм; 2 - l_об =200, d_э =5,3÷ 6,6 мм; 3 - l_об = 200, d_э =10 мм; (1, 2, 3 - q_н= 0); 4 - q_н = 0,59_кр; 5 - q_н = 0,7qк_p

Отримані дані можна, мабуть, розповсюдити на випадок q_н= q_вн. Це припущення засноване на наступних фактах. У дослідах з кільцевим каналом d_э = 9,1 мм виявлено, що збільшення q_н від 0,2 до 0,7 q_кр не впливало на q_кр від внутрішньої трубки. У наших дослідах з каналами l_об =500 мм і q_н = (0,5 0,7) q_вн отриманий такий же результат.

На рис. 1.8 отриманих нами залежностей зіставлені з наявними в літературі даними для кільцевих каналів і труб. При тиску 98 бар проводиться порівняння з емпіричною формулою [3] для кільцевих каналів з одностороннім обігрівом (d_э = 2 - 4 мм, l_об = 200 мм). Спостерігається задовільне узгодження при wρ = 750 кг/(м² сек) і практично повний збіг при великих швидкостях. Це дає підставу вважати, що величина d_э в межах 2 - 10 мм в даних умовах не відбивається на величині q_кр при одних і тих же х, wρ і р.

Вище розташовуються значення q_кр по даним для кільцевого каналу з d_э = 9,1 мм, l_об = 100 мм і х<0 (рис. 1.8, г).

Узагальнені залежності [4, 5] далеко не завжди задовольняють досвідченим даним. Зіставлення показує також, що залежності q_кр від х для кільцевих каналів якісно ті ж, що і для труб. Можна відзначити загалом задовільне кількісне узгодження даними [6,7] при р = 98 бар в області х<0. Помітно, що у всіх випадках розбіжність різних даних зменшується або зникає з наближенням параметра х до нуля.

Рисунок 1.8 - Зіставлення отриманих результатів з літературними даними

(р = 49 бар: a — w_p = 750 кг/м²сек, 6 — w_p = 3300; р = 98 бар: e — w_p = 300, г — w_p = 750; д —_Wp = 3300, е — w_p = 5500)

По дослідним даним для кільцевих каналів:: 1 — для w_p = 300, q_н = 0, дані авторів; 2 — q_н = 0,5q_кр теж; 3 — d₃ = 9,1 мм, l_об/d_э = 11, q_Н = 0; 4 — q_н>0, теж.

По формулах для кільцевих каналів: 5 — d_э =36 мм, l_об/d_э = 30; 6 — d_э 2 ÷ 4мм, l_об/d_э= 50 ÷70 и d_э >3,5 мм, l_об>100 мм.

Для труб діаметром 4 ÷ 12 мм; 7 — l_об/d= 20; 5 — l_o6/d = 4 ÷ 16; 9 — l_o6/d = 20; 10 — l_o6/d = до 90; 11 — l_o6/d = до 170.