автореферат диссертации по энергетическому, металлургическому и химическому машиностроению, 05.04.03, диссертация на тему:Экспериментальные и теоретические основы работы вертикально-трубных и кольцевых испарительных шлангов жидкостных охлаждающих систем

ГОСУДАРСТВЕННЫЙ КОМИТЕТ РФ ПО ВЫСШЕЙ ШКОЛЕ

МОСКОВСКАЯ ГОСУДАРСТВЕННАЯ АКАДЕМИЯ ПРИКЛАДНОЙ БИОТЕХНОЛОГИИ

Р Г Б ОД

На правах рукописи

УДЮ621.565.9:62-71

РАШИД ВАДДАХ АБДУЛЬ АЗ ИЗ

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ И ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ РАБОТЫ ВЕРТИКАЛЬНО-ТРУБНЫХ И КОЛЬЦЕВЫХ ИСПАРИТЕЛЬНЫХ ШЛАНГОВ ЖИДКОСТНЫХ ОХЛАЖДАЮЩИХ СИСТЕМ

Специальность 05.04.03 — Машины и аппараты холодильной

и криогенной техники и систем кондиционирования

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва — 1994

Работа выполнена на кафедре «Холодильная техника» Московской Государственной академии прикладной биотехнологии.

Научный руководитель — доктор технических наук, профессор Н. Н. Мизерецкий

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Б. А. Иванов

кандидат технических наук, с. н. с. Н. М. Медникова

Ведущее предприятие — НПВФ «НОРД-ИС».

Защита диссертации состоится « » 1994 г.

в часов на заседании специализированного Совета

К- 063.46.03 при Московской Государственной академии прикладной биотехнологии по адресу: 109316, г. Москва, ул. Талалихина, 33.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МГАПБ.

Автореферат разослан « » 1994 г.

Ученый секретарь специализированного Совета доктор технических наук, профессор

Венгер К. П.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ДИССЕРТАЦИИ

Актуальность проблемы. По состоянию на 1994 г. общая картина исследований по проблеме кризиса кипения может быть представлена в следующем виде. Отсутствие специального математического аппарата не позволяет решить задачу аналитического описания турбулентности в трехмерном пространстве. Последовательная теория фазового перехода."Жидкость - пар" не разработана, что не позволяет выявить его временные закономерности. Аналитические зависимости, описываздие турбулентный тешгообмен, отсутствуют. Общая.теория кипения хладагентов в испарительных шлангах охлаждающих систем не построена.

Отсутствие критического анализа и обобщения опубликованных в печати рекомендаций по расчетам процесса кипения хладагентов не способствует совершенствования функциональной эффективности рабочих каналов испарителей холодильных машин.

В связи с этим исследование, посвященное теоретическому я экспериментальному обоснованию особенностей работы вертикально-трубных и кольцевых испарительных шлангов жидкостных охлаздаших систем, следует признать целесообразным и обоснованным.

Паль и задачи. Цель» данного исследования является обобщение научных данных до проблема кризиса кипения хладагентов и совершенствование на этой основе функциональной эффективности рабочих каналов вертикально-трубннх испарителей жидкостных систем охлаждения. В соответствии с поставленной целью в диссертации были сформулированы следующие основные задачи:

осуществить коррекцию математической модели критической плотности теплового потока Томсона - Макбота - Боуринга; выделить типовые экспериментальные стенды, методики исследования и необходимые массивы опытных данных;

на основе адекватной формализации экспериментальных данных разработать простейшуп схему кризиса теплоотдачи при кипении хладагентов в вертикально-трубных испарительных шлангах;

выявить общие связи между различными системами охлаждения и их расчетными моделями;

предложить математическую модель тепловой нагрузки, из-маняющейся как по дане, так и по периметру испарительного шланга;

разработать новую конструкцию испарительного шланга. Объекты и методы. В качестве объектов изучения бшш приняты жидкостные системы охлаждения; в качестве предмета изучения был выбран кризис теплоотдачи в вертикально-трубных и кольцевых каналах испарителей; в качестве метода .изучения был выбран теоретико-системный анализ экспериментальных данных, опубликованных в открытой печати; в качестве исчисления бьшо принято логико-математическое исчисление. ■ Научная новизна. Осуществлено впервые обобщение научных данных по проблема кризиса теплоотдачи в испарительных шлангах холодильных машин за период 1917-1994 гг. Обнаружено несоответствие математической модели Томсона - Макбета - Боуринга опубликованным в мировой печати экспериментальным данным. Предложенные в диссертации изменения структуры указанной модели позволили существенно сблизить результаты расчетов по ней и результаты опытов. Разработана система единообразного представления опытных данных, описывающих закономерности кризиса кипения хладагентов, позволяющая находить новые связи между ними. Предложена гипотеза инверсии кривой относительного избыточного перепада давления вследствие спонтанного разрушения перемычек цри движении днухфвзного потока хладагента в испарительном шланге. Разработана математическая модель функции /• в ^ (х) , удовлетворительно описывающая это явление. Предложена классификация математических моделей кризиса теплоотдачи по признаку "стимул - реакция". Практическая ценность. Разработаны расчетные формулы дая нахождения зависимости 1фитической плотности теплового потока от основных факторов процесса кипения хладагентов. Предложено уравнение и получена расчетная формула для нахождения зависимости коэффициента теплоотдачи от текущего паро со дерна-' ния по высоте испарительного шланга. Разработана расчетная модель числа " Ыи адекватная экспериментальным данным Блока. Разработана новая конструкция вертикально-кольцевого испарительного шланга, позволяющая существенно, уменьшить его эквивалентный диаметр.

Дпробация работы. В полном объеме диссертация была обсуждена и одобрена на заседании кафедры "Холодильная техника" МГАПБ (1993 г.).

реализация работы. Результаты исследований и рекомендации были использованы НПО "Агрохолодпром" при разработке технических заданий на проектирование скороморозильных аппаратов для замораживания мелкоштучных изделий из' теста с начинкаш <1990 г., 1991 г.) и на проектирование водовоздушных систем охлаждения вареных колбас и мяса (1990 г., 1992 г., 1993 г.). Публикации. По материалам диссертации опубликовано три печатные работы, два отчета по НИР и получен один патент на изобретение .

Структура и объем. Диссертация состоит из введения, четырех глав, общих выводов и приложений. Работа изложена на 349 страницах машинописного текста, содер&ит 14 таблиц,

54 рисунка , 12 приложений на 154 страницах, библиография включает 142 наименования работ отечественных и зарубежных.исследователей. Автор защищает:

. результаты анализа и обобщения информации по кризису теплоотдачи в рабочих каналах испарителей холодильных машин; метод редукции изученного массива экспериментальных данных к обобщенной форме представления функциональных зависимостей; результаты коррекции модели кризиса кипения жидкостей Томсо-на -.Макбета - Боуринга;

комплекс математических моделей, описывающих зависимость критической плотности-теплового потока от основных факторов процесса кипения; систему классификации математических моделей по признаку "стимул - реакция";

аналитические результаты исследования, обобщающие формализованное описание линейных и нелинейных моделей кризиса теплоотдачи высоко- средне- и низкотемпературных хладагентов в испарителях холодильных машин;

общую модель кризиса теплоотдачи, обобщающую на качественном уровне особенности кипения хладагентов в различных системах охлаждения и расчетные модели для нахождения критической структуры парожидкостного потока хладагента; новую , модель испарительного шланга и построенную на его основе конструктивную схему испарителя холодильной машины.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

введшие

Во введении обоснована актуальность проблемы и указаны основные направления решения ее частных задач.

I. АНАЛИЗ СОСТОЯНИЯ ВОПРОСА И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЯ

Анализ состояния проблемы кризиса кипения хладагентов в испарительных шлангах охлаждающих систем на базе рассмотренного массива работ / 1917-1994 гг. / подтверждает актуальность, целесообразность и научнуи обоснованность избранной темы исследования. Величина %нрг носит статистический характер и при самом тщательном измерении имеет разброс не менее - 30 %. Механизм возникновения кризиса кипения в условиях вынужденного движения двухфазного потока среды является общим дая высокотемпературных, средаетемпературных и низкотемпературных жидкостей. Элементарным актом кризиса кипения является появление на поверхности нагрева сухого пятна, что справедливо как дая вертикальных, так и для горизонтальных испарительных шлангов. В восходящем штоке хладагента возникновение кризиса кипения менее вероятно, чем в нисходящем.

В период 1917-1994 гг. были предложены и исследованы саше разнообразные модели кризиса кипения хладагентов в испарительных шлангах охлаждающих систем. Наиболее адекватной ш одновременно наиболее простой является модель коэффициента теплоотдачи типа "70 + 30" или (2:3) + (1:3). Анализ опубликованных данных о технологических особенностях различных конструкций ;испарительных шлангов дает основание сделать вывод о том, что надболее общей формой рабочего канала систем охлаждения является кольцевой канал, т.к. круглые и некруглые трубы и плоские щели являются его частными случаями. Из всех математических моделей, предложенных для расчета величины критической плотно'сти теплового потока в испарительных шлангах систем охлаждения, на наш взгляд, наиболее перспективной и удобной для дальнейшего совершенствования является формула Томсона - Макбета - Боуринга.

По состоянию на 1994 г. общая теория кипения хладагентов

в испарительных: шлангах охлаждающих систем отсутствует, в результате чего колоссальный массив экспериментальных данных, полученных в опытах, и построенные на этой базе эмпирические расчетные зависимости не обобщены. В связи с этим были обоснованы и сформулированы цель и основные задачи исследования.

2. ЭШШРИМЕНТАЛШЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ВЛИЯНИЯ ОСНОШЫХ ФАКТОРОВ НА КРИТИЧЕСКИЙ ТИПОВОЙ ШТОК

В разделе дан анализ типовых схем опытных установок по изучения кризиса теплоотдачи в различных системах охлаждения. На основе этого анализа сформулирован основной принцип конструирования рабочих каналов испарителей холодильных машин в следующей редакции: дросселирование хладагента и отбор дроссельного пара следует осуществлять вне испарительного шланга. В соответствии с этим принципом был разработан и изготовлен опытный стенд для наблюдения за эффектом выброса паровых пузырей в вертикальном кольцевом испарительном шланге. Типовые комплексы опытных данных, выбранных для исследования, приведены в диссертации. Дяя каждого массива опытных данных-указаны среднеквадратичная погрешность, доверительный интервал и его вероятность. Экспериментальные данные, приведенные в приложениях, как по полноте, так и по качеству позволяют обеспечить адекватность построенных на их основе аналитических выводов и эмпирических аппроксимаций.

3. АППРОКСИМАЦИЯ ОПЫТНЫХ ДАННЫХ ЛИНЕЙНОЙ-ШДЕПЬЮ ПЕРВОГО ПОРЯДКА

Использование математической модели кризиса кипения жидкостей в испарительных шлангах (I) приводит к существенному расхождению между расчетными и экспериментальными данными / 2 /. В связи с этим была сформулирована гипотеза I: в достаточно широком сегменте .X/ ¡<- х. ^ независимых переменных ( Я » Д , ¿///0, и т.п.) параметры-кризиса теплового потока ( у = Чкр , &кр , оСтах > и т.п.) могут быть представлены пучком функциональных зависимостей' с полюсом в точке инверсии о последующей линейной декомпозицией нелинейных зависимостей моделями первого порядка (у* С*Кх)

Формула (I) имеет вид:

Я - А * с* е

где А*г,з<?-"Л- . (2)

К= о,гз г. с/ . т } -

В я с/, т ; £ _ 0,О?? Ъ </ т _

- а,оо7г?р .

(3)

(4).

(5)

(6)

= V, + • "V ; (7)

Обработка экспериментальных данных, имеющихся в мировой литературе, в соответствии с гипотезой I позволила представить комплекс (3) в виде К с (о,&5 г . Указанная кор-

рекция модели (I) существенно сблизила расчетные и опытные данные. Для модели первого порядка выражения А:(С + £ } и & : ( С + /) могут быть представлены в виде ( ^ » 6 ^ЗГ; и 0,3** • /0~*} » г, 26 ■ ) :

А . _

с+г

= Ц ■ • (8)

С + с

Автором разработано 25 семейств математических моделей вида

С+ Xх, где (С) и (К) константы, а (х) -текущее переменное. На рис.1-4представлена линейная ашроксима,-ция зависимостей: ^ Iх- > $ ( х » »'

с (т)+к(т). х . (9)

Значения коэффициентов

С (т) и К(пг) приведены в табл. I. Как видно из рис. X.. %„р линейно уменьшается с увеличением " X ". При недогреве " х. " принимает отрицательное

значение-. Семейство (9) имеет точку инверсии, расположенную на поле координат X , ■

- х > (Ю)

Хгр =■ 0,4 • щ)

Как видно из рис. 2. при кипении хладагента в испарительном шланге имеется граничное паросодеркание , при котором линейная зависимость - ( ж. > £ ) нарушается, что связано с высыханием жидкой пленки на поверхности нагрева.

Таблица I

Зависимости

т , кгД^.с) 940 1670 2650

С , МВт/м2 2,630 2,846 3,040

К , МВт/.',!2 -4,800 -9,486 13,570

На рис'. . 3. представлена зависимость ?/</)

Как видно из рисунка экспериментальные данные расположены достаточно компактно в узкой области О ^ДА^ ¡¿О,5. С увеличением недогрева на входе и уменьшением величины плотность критического теплового потока возрастает. Расчетная формула имеет вид ( 52^ (р -ё-359):

£ С - К Ь ; (12)

С ~ г,32 - 0.00&9 (р ; (13)

К = г,-.о.оочч Ц - (14) .

На рис. :_4. изображена зависимость %*р к /(Р р^Л^ У Расчетная формула имеет вид ( О & Д /¡^ а>? ) :

Таблица 2

Значение коэффициентов Г/ , , р. в (15)

¿¿„^ . ВД*/хг С1 С2 С3 *

0 3,73 0,152 0,462 2,3123 4,464

0,7 7,5 0,222 0,492 - I 2,143

Как видно из рис. , 4. %кр существенно уменьшается с увеличением давления и уменьшением недогрева хладагента. С увеличением давления и паросодержания также уменьшается. На рис. 5-8 представлена „линейная аппроксимация зависимостей:

х^^елш,), и*/(*>") > %р=Р) >

Зависимость х =■ # (£ г £кип ) может быть выражена в ввде

(рис.5): + * * , . ■ '

Хкр = С + К ■ Скип • (хе)

. - в Таблица 3 Значения коэффициентов, С , „К в (16)

/ С К

0 ^ ¿кип ¿0,75 0 0,4

0,9^ Лия-61,6 0,167 0,129

0.4 -

Семейство. (16) представлено на рис. 5... Как видно из рисунка аппроксимация регулярной кривой тремя линейными участками 1,2,3 со средней, ошибкой &х.кр а - 10 % адекватно описывает массив опытных данных. Точки пересечения прямых I и 2 и прямых 2 и 3 легко находятся при совместном решении соответствующих уравнений. Эти точки характеризуют смену режимов кипения.

На рис. 6. представлена зависимость '

Расчетные формулы имеют вид:

О . Л?'« С;(т)-К1(т)-Х > (17)

Таблица 4

Значение коэффициентов (л*) и Ki(tn} в (17)

i Щ, *г/(м1.с) Ci(m) Ki(fb)

I 88 36,15 28,98

2 143 47,50 92,36

3 199 51.48 114,62

4 248 55,65 137,93

5 314 61,38 . 169,94

135 Р =S 138, кПа

Каи видно из рис. 6. величина %нр достаточно адекватно аппроксимируется пучком линейных зависимостей с полюсом z ¡» 0,18 и « 3,1 кВт/м2. Полученные зависимости позволяют ' предложить формулу пересчета параметров точки инверсии воды на параметры точки инверсии гелия:

Общая картина зависимости jc , т , р ) представ-

лена на рис. 7. Расчетная формула имеет вид

1 » С _ К JC , (19)

С в О,* +&>ов°32 т , (го)

-Л .

К лО^бЧ-ГО . т . (21)

Каждая ломаная линия (I, 2, 3, 4, 5) из семейства (19) содержит участка I, П, Ш. Всэ наклонные участки I описывают кризис теплоотдача первого рода. Вертикальные участки П характеризуют кризис второго рода ( Xtp « cons t ). На участка* Щ критическая плотность теплового потока в вертикальных испарительных шлангах слабо зависит от ларосодержания хладагента.

Зависимость %Кр ~ $ ( <Р > п>) представлена на рис. 8. <?ш(Зг ' (0г * Qt) . Расчетная формула имеет вид:

4 I 1,76+ (р 1 1

Семейство (22) как и следовало ожидать имеет точку инверсии, расположенную в области 0,7^- аё-0,72. На рис.<М2пред-ставлена линейная аппроксимация зависимостей 4,= $ %=/(* > х«р* / К ) , <1,>р>™>*)

Зависимость (Д может быть выражена в виде (рис.

9)1 Ъ^шС+КАкне, . . (23)

Таблица 5

Значение коэффициентов С и К в (23)

W, м/с С. МВт/м2 К, МВт/м^.°С

I 0,479 0,013

2 0,549 0,016

4 0,857 0,022

8 1,065 0,034

Общая картина семейства (23) представлена на рио. 9.. Как видно из рисунка толщина кольцевого канала в сегменте 2а& f^ 5 мм практически не влияет на величину ^ .

На рис. 10 .. представлена зависимость =¡f {Л ,cf). Расчетная формула имеет вид:

%р я. О, $3 + 0,043 й t„eS . (24)

Как следует из рио. 10 для трубы и $кр для коль-

цевого канала с внешним ( d¿ ) обогревом в сегменте 0 sSr Л tucg ■és 125 °С практически не отличаются друг от друга. Аналогичные результаты получены нами при исследовании зависимости Хкр в У (2.Нип> К) » которая может быть выражена в виде (рис. II):

Хкр - 12 + б . (25)

Как видно из рисунка, уравнение (25) в сегменте (1,3 ^ TLмп 3,5) практически не зависит ни от формы тепловой нагрузки (прямая, экспонента, косинус^, ни от показателя К^ 4,7. Общая картина зависимости Л/*р *>,К ) представ-

лена на рис. 12 . Расчетная формула имеет вид:

//Je а - 8¿gx . (26)

Таблица в

Значение коэффициентов (а) и (в) в(26)

К а в

I 123 0,061

1,82 91 0,043

9,4 73 0,034

Как видно из рис. 12а при увеличении гп влияние неравномерности теплоподвода в пределах I ¡á- Кср có 9,4 существенно возрастает. При уменьшении влиянием неравномерности тепло-подвода на Икр в пределах I & Крр ó 2,51 практически можно пренебречь ( рис. 12 б).

4. обсуждение итогов и прикладные результаты исследоваш-я

При построении системы расчета испарителей холодильных машин распределение тепловой нагрузки по поверхности нагрева должно быть задано. Обычно принимается, что £ по высоте испарительного шланга изменяется по закону синуса, а по периметру шланга -по закону косинуса. Нами предлагается общая модель распределения

£ на внутренней поверхности нагрева испарительного шланга в виде:

%(j >*)*% + %• 3¡n((-"*h(i7- • <27)

Качественная картина распределения ' У У представле-

на на рис. 13 .. Аналитические решения задачи о £кр.ст для трубы (Н.М.Галин, 1979) и для кольцевого канала (А.И.Горшев, 1986) известны. Это позволяет с учетом (27) находить локальные зоны опасных тепловых нагрузок при соответствующих режимах работы испарительных шлангов.

Общая картина поверхности раздела жидкой и паровой фаз . хладагента (для J> - поверхность сильного разрыва; для . -поверхность слабого разрыва) при его кипении в дисперсно-кольцевом режиме схематично представлена (без учета гармоники Г2 и т.д.) на рнс. 14 . Расчетная формула для &пер имеет вид;

Lp = Г. s¡n(JL.Cz. Г. cs sin X ; (28)

Формула (28) позволяет построить качественную картину деформации' идеализированного габитуса поверхности фазовогр пера-хода при заданном расходо хладагента через испарительный шланг. Для построения развертки идеализированной поверхности раздела "жидкость - пар" нами предлагается зависимость;

H., s £■ (cosSÏÏx. + eos • • (29)

£

По мере уменьшения толщины пленки жидкости " 5* " амшш- ■ туда ónep волны " Л " также уменьшается за счет срыва потоком пара участков " ", что в конечном счете приводит к увеличении длины волны и появлению "сухих пятен".

Основные стадии процесса кипения хладагента в вертикальных каналах представлены на рис. 15. Совершенно ясно, что на практике набор областей кипения 1,7 по длине обогреваемого испари- , тельного шланга не обязательно является полным. Длина этих об- • ластей по высоте канала зависит от параметров режима гашения и. от эпвры плотности теплового потока ^ (Z, (fi) (см. рис. 13 ). Режим 3 является переходным от лузцрькового кипения к кольцевому. Эта область теплообмена связана о инверсией кипения, когда жидкая и паровая фазы хладагента в перемычках становятся равновеликими по объему, что приводит к их спонтанному разрушению. Следует отметить, что последовательная смена стадий кипения 3 4 —5 в кольцевом йанале наблюдается , при меньших паросо- . держаниях ( X s 0,5...0,6), чем в круглой трубе

Качественная картина смены режимов кипения хладагента по высоте испарительного шланга в сегментах 0 ¡á- * ^ I£ ë-i представлена на рис. 26., где зона инверсии режима кипения сопоставлена с местоположением последней перемычки (область пен- _ ной структуры потока хладагента) ; расположенной на расстоянии ;

/ « (о,6Н + 0,8Н) :2 « 0,7Н от входа в испарительный шланг. " Для пенного режима фактор скольжения Ф « I. Позиции 1,7 на ряс. 16 соответствуют позициям 1,7 на рис. 15 .

Существенный интерес представляет распределение коэффициента теплоотдачи по высоте испарительного шланга в зависимости от паросодержания. Используя уравнение взаимодействия масс и полагая в первом приближении, что /(х) - х .9 /= ad" êti будем иметь:

ÙL s X.(a<¿-$о£*\. (30)

Jx 1

.. ■ ■ ■ Разделяя переменные и интегрируя (30) в пределах оСп,;п сС (¿мхе Х.т4,х ; еСтеа. > будем

■иметь: ' .

=-.с ' <31)

и я с„ + ¿> е~ *<л~ляш* . (32)

_ Таблица 7

Значение констант С£ г I = *,6

' 0 Е^Л ей 0,8 0,8 6 I й I хладагент

Сл Вт/м2.^ с2 ' сз °4 С5 с6

407 . 1,5 ■ 10 .46,5 360,5 250

1744,5 0,875 8,7 290,7 1453,7 120

' т/л) >с6т;п > ~ об ГП'П •

* с3 , С6 - константы. .

Зависимость оС ^ (х.) , построенная по (31) и (32), представлена на рис. 17. Для нахождения местоположения сСтах предлагается в качества производящей функции двучлен в сегменте I х- ю. при /1=4, ¿¿юах = 0,3, сСъях. " 1745 Вт/м.°С. Как видно из рис. 17 кривая сб =/(х.)

может быть достаточно адекватно, линеаризирована. _

На рис. 18. представлены.графики функции А/и(<?) Ми » построишь по формулам Рейнольдса <1963), Н.М.Галнна (1976), А.И. Горшава' (1988) и ш предлагаемой зависимости

"■■■"'•'• ал, (а>)''" г,67? -'-г';7- у. ■;

Ш111 с 0,99 + 4,М. (О Ц (33)

На ■ ■ -

На рис. 18 показаны сравниваемые функции и производящие их контуры. Сравнение графинов (рис. 18 б и рис. 18 г) показывает их достаточную близость между Собой. Зависимости гидравлического сопротивления при течении двухфазных потоков хладагентов от паросодераания в сегменте 0 ж I аналогична

друг другу. Расчет гидравлических потерь А р может быть произведен по формуле:

Для нахождения относительного избыточного перепада давления Р (Ар) рекомендуется зависимость:

др-др'

Дяя нахождения функции А" (Др)=.$(х.) предлагается математическая модель вида:

р(Ар)= $ах. . (зб)

Конкретный вид общетеоретической функции Зл ее (синус астроидический) представлен на рис. 19. С учетом (36) точность расчета А р по (34) существенно повышается особенно в области паро со держания. 0,1 ¡¿¡х. ^ 0,9. Включение зависимости (36) в конечные формулы гомогенной модели течения двухфазного потока позволяет сблизить расчетные и экспериментальные данные между собой (рис. 19).

Разработанные математические модели кризиса теплоотдачи при кипении хладагентов в вертикально-трубных и кольцевых каналах испарителей могут быть классифицированы по признаку "стимул - реакция".

Разработана конструктивная схема испарителя с вертикально-кольцевыми каналами (рис. 20) защищенная патентом В 5020933/06 с датой приоритета 09.01.92. Коэффициент запаса надежности работы нового испарительного шланга составляет К (У) = 1,23. •

На основе принципа поиска новых соотношений между аргументами и функциями, предложенного Бете-Фейнманом / 1968 г. /, в диссертации разработан и апробирован метод редукции массива экспериментальных данных к пучку функциональных зависимостей с полюсом в точке инверсии с последующей декомпозицией нелинейных зависимостей моделями первого порядка.- Метод показал высокую эффективность и рекомендуется для применения при построении математических моделей. Появление в этих моделях функции вида у ~ ? £ " объясняется тем фактом,что во всех физических

системах с взаимодействием масс отношение числа возбужденных элементов к числу невозбузденных определяется множителем Боль-цмана^ лг " ■

Система разработанных в разделе 3 и в разделе 4 диссертации математических моделей достаточно полно описывает макроскопическую картину кризиса кипения в зависимости от основных факторов процесса. Она позволяет находить численные значения ряда главных параметров процесса с достаточной для инженерной практики точностью.

Комплексное исследование явлений кризиса кипения хладагентов в вертикально-трубных и кольцевых испарительных шлангах позволило достигнуть намеченной в диссертации цели и решить поставленные в разделе I научно-технические задачи.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. На основе результатов анализа имеющихся в литературе экспериментальных и теоретических данных показана актуальность коррекции модели кризиса кипения жидкостей в вертикально-трубных и кольцевых каналах испарителей холодильных машин;

2. Предложена математическая модель первого порядка

а + вх. , позволяющая адекватно формализовать выделенный массив экспериментальных данных. Предложена элементарная схема кризиса теплоотдачи, пригодная для качественного анализа работы разнообразных систем охлаждения в широком интервале значений температур и видов хладагентов.

3. Общие связи между различными системами охлаждения и их расчетными моделями при современном состоянии решения проблемы кипения хладагентов могут быть выявлены только на качественном уровне.

4. Разработана модель = $ (£ , Р) кризиса теплоотдачи при вынужденном движении, хладагентов в вертикально-трубных и кольцевых каналах с наружным обогревом в условиях турбулентного потока, которая является репрезентативной и аналитически обоснованной.

5. Предложена конструкция вертикально-трубного испарительного шланга с кольцевым каналом, позволяющая повысить функциональную эффективность испарителей жидкостных систем охлаждения.

По тема диссертации опубликованы, работы:

1. Мизерецкий H.H., Рашид Вадцах A.A. и др. Распределение растворенного вещества в намораживаемых слоях, опресняемого льда // Пищевая промышленность, 1993, № I, с.40.

2. Мизерецкий H.H., Рашид Вадцах А,А. Влияние недогрева хладагента на кризис теплового потока // Пищевая промышленность,' 1993, К 5, с. 28.

3. Мизерецкий р.Н., Рашид Ваддах A.A. Влияние паросодержания и массовой скЬрости хладагента на критический тепловой поток , в испарителях // Пищевая промышленность. (Положительное решение от 14.03.94). '

4. "¿изароцюгй U.E., Рашид Вадцах A.A. Оптимизация многостадийных способов замораживания мелкоштучных. изделий пз теста с . начинками с цзльа разработки и создшея скороморозильных . аппаратов. -'Отчет по НИР 'Л III. М., .1991, г., ВАСХНШ НШ ,*'Аг-рохолодпром". ВНЖГИхолодцром. . .

5. Шзёрецкий H.H., Рашид Вадцах A.A. Провести теоретическое' . исследование тепло- массообмена при охлаждении вареных кол- , бас и мяса в двухфазной водовоздушой среде, Отчет по НИР

К 210. U. ,„'1991 "г, ВАСХШШ НПО "Агрохолодпром" ЩШЬсолоД- .:. пром. '. • -../ . ■ '

. УСЛОВНЫЕ ОШЗНАЧШШ :

i ,üh - перепад энтальпий уоw, т _ массовая скорость хлад—' агента; Z, i - длина трубы; Н -высота; г/ - диаметр трубы;

/> - плотность; Р - давление; W - линейная скорость хладагента; х -массовое паросодеряшшш; ¿г Т: - температура;'

d - коэффициент теплоотдачи; 2" - время; $ - плот-' ' ность теплового потока; / - коэффициент гидравлического сопротивления; А-В-С - функции То'мсона -. Макбота - Боуринга; . . fi'^it^s t Ft,, Pf - функции,' зависящие .от давления;.... f -угол;' ; - сщипая теплота парообразования', д" -толщина кольцевого канала; ^срзднйя толщаиа пленгд юдаоста; а - длина волны; -константы. ; '

I' 'щцнкш-' ' ;'

а - эквивалентный; над. нодограв; кр, - критичсохсий; r.^ax t,; min •_ максимум, минимум; гр. - граничный; кип. - кипения; П - полный; пер. периодический; ср. - средний; от. - стенка; 'Ж, I - жидкость; д, ц -нар; ннв. -'зшэерсая.

Ч'

& X

а4 V 1

Лу > "— '

1

30-020-с 110 0 т 02 0,3 . X !

Рис. I. Зависимость 1кр • I - т = 940 кг/(м^.с); 2-т = 1670 кг/О^.с); 3 - т « 2650 кгЛ^.с). — - расчет да фор&улам (<?)

ч*р,т.т1нг

3

\

* \

с i

■ Л %

- щ \

-

-0,1

v иг ¿и

v>

Рис. 2. Зависимость ЯкР*при Р 6,9 fщ а а 10,75-10,85 !«: гл = 2000 кг/(# О- / « 0,22 о м; D •'-/ = 0,432 м;

А.

0,8ь4 к;

1,73 м;

О-/ = 3.04 и; в -/ = 3.66 м. - - расчет до формулам (10),(II)

Ц.МВт/м'

«

Л у» гГ

щ

дрс

£

О . 525 0,5 075 1,0 1,25 лЬ^ ]

Рис. 3. Зависимость %р )

® - <р в 52; ё = 37,5 мм; О-^ = 83.5; г/ = 23,6 мм; V -V» = 151; » 12,8 мм; □ - = 175; </ = 11,5 мм; ' Д - V >= 215; = 9,35 мм; О - ^ = 359; </ = 5,6 мм. — - расчет да формулам (I)

i

Л

"N \

jo 5 10 ¡5 20 p, МП а !

Рис. 4. Зависимость » ¿ ) при

/ = 0.76 м; d = 10,15 мм; m s 2720 кгЛм^с)

-----= 0;

ООО = 0,7 ВДж/кг; - - расчет по формуле (12)

8

~t s У $0 Ъ

.... . Ri

Í

о 0.5 i i,5 г г,s з I**,,м j..

Рис. 5. Зависимость Х^ = i ¿кип ) при Р =6,9МЕ1а;

10,75-10,85 мм; m = 2000 кгЛм^с)

1 - □-/ = 0,4 м; A-/ =0,8 M;

2 - y -/ = 1,73 m;

3 -O s 3,04 m; O = 3,66 м.

W \ \ А о — i Д г

45 N О —з V-* в -í

АО \ \ \

à

35 V

W 1 DL

1 1 1 1 1

Z5 1 !

-m 0 OJ_________0,2 X

Рис. 6. Зависимость ^

доя гелия

I _ /Я = 88 кгДм^.с) ;

2 - "i в 143 кгДм^с)

3 - = 199 кгДм^.с);

4 - лг - ¡cr/O-í". с) ;

5 - _ « -- кг/См2.с).

^ » ~ i / = 750

4,2 в* ■ ВЛ X

. 7. Зависимость ^^f (-х*т>Р) для гелия - • полученная на вертикальной трубе из нержавеющей стали

1 - Р = 106 кПа, т '« 92 ягЛ^.с);

2 - Р = 105 кПа, »144 kt/(i£.c)

3 - Р « ЮЗ кПа, « 200 вг/(»^.с)

4 -Р = 109 "кйа| г* "*» 240 кг/оЛс)

5 - Р = 115 кПа, = 305 Kr/(i^.c) d ~ 1,63 мм; / = 7Ö0 мм.

а,* а.

' Рис. 8. Зависимость %р -f ( У ' ***) •

1 - M = 600 KT/Í^.C); Хтах в 8755

2 - m в 1000 кг/(м^.с) ; = 64$

3 - ñ = 1400 кгАь^.с) л«« = 50%

. V НВт1м'

i _ /0

• а ((Л HS**

г

— 0-1 Ф-f »-г о-? »-з д-а Л-« А-9 +-J «-Л7 a

1 \ iá

•у

d-

&t*t»

¡a m- ' ' ао'с\

Pise. 9. Зависимость ~ /(А&е/ ) . дая даутерма при f = 2;3 и 5 ш (Р а 2 бар)

1,2,3 - /Г = 2 мм; 4,5,6,7 -Г = 3 мм; 8,9,10 - £ я 5 мм; 4,8 - W =1 м/с; - 1,5,9 - 2,0 м/с; 2,6,10 - 4,0 м/с;

3,7 - 3,0 м/с.

Р>}Ш wlfirtkx уОО

О о -1 •-г

/

à tua

о . ___.sa.__....... • юз 'с '

Рис. 10. Зависимость =/ ¿«ej»

для трубы d = 10 ш и при кипении даутерма - повзрхность кольцевого канала с S ~ 3 :.::.:) ^ (Р « 3 ата; íV к тр ы/с).

I - О - труба; 2 о - кольцевой

канал

У a ю 0

a

!,в U 2,0 ¿5

ХкрЛ

rYffl ---^

r vw íT

t,a I,! 2,0 г,i 5,0

Peo. II. Зависимость X«p = /(Z^jK) a - O -K * {%ma¿ %*»<>)-* 6 - □ экспонента; K=I,9I, Д- экспонента, K=2,99; ^-косинус, K=4,7.

Nn ^s.

®-Р!&анерчвя O-lSixcûHO кзраатшея Кср « i,12 Ъ-Зхстненшзиъно ¡юрвшвщоя Klf-Р-Н,?тс , m = tsoo Ki/Im'ú Г 1

с и.

гея ш ■ toso то ют

кл

О

.О® л .

•S-PatHsmpm* О-е-Лкдая фяЬтщм KCf¡,í2 О-CvF'jlûudMiHM Кгр =/,49 <ъ-Зхспвкенцишгьно фыЬотцая Кгр * 1,51 f ~ (5,7 M По у ib. * sao Кг/м'.С (f ..... .[..,, i .... ,1............. ..... 1>г

¡со б оо ш то кл*/«г\

i

Рас. 12. Зависимость Ыкр = f (¿gj. >р > т> К) ■

z

Рис. 13. Эпюра j = f(i, f)

Рис. 14, Поперечное сечение потока

хладагента в дисперсно-кольцевом режиме кипения. . •' I - стенка испарительного шланга;

2 - восходящий двухфазный поток ' ■ хладагента;

3 - восходящий шток пара.

Основные стадии процесса каления жидкостей в вертикальных каналах

{

2

5

б

?

Рис

ж

15.

ж+п

п

I - конвективный нагрев жидкости? 2 - поверхностное и пузырьковое кипение; 3 - снарядное гашение; 4 - пенное кипение; 5 - дисперсно-кольцевое кипение; 6 - капельный поток; 7 - перегретый пар.

V)

¡р

I- 4«

V

- V 4/

V

— V

42

V

Л ч,, пгг

/

/

/

/

4

1

чи

ш ш т ь1

г

Рис. 17. Ерафик о/ ■ ".

щ# » 20 ш, ¿> в 5 м, £, - 3,7 °С; ¿^ - 3 °С.

Модель смены режимов кипения по высоте трубы.

а, б - контур и функция (33); в, г - контур и функция (Галин); 1,2 - расчет по (Горшев) и № по (Галин).

1 1 /1

1 1 "ч

с ХА

Рис. 18- Зависимость

=/ш

ш

: и»

''/-а ✓ 41 г |

/ У ✓ / о/

У / г С ) /

3 \ N 5__

ж

О 0,2 V.! АЗ

Рис. 19. Зависимость^¿х^ рИс. 20. Схема вертикалыго-труб-

г ного испарителя с коль-

ддя хелин. деЕНГ.л каналам: .

1 - гомогенный потокМьр)- *

2 - двухфазный по то , = ва х

3 - экспериментальные данные •