автореферат диссертации по энергетическому, металлургическому и химическому машиностроению, 05.04.03, диссертация на тему:Капиллярно-пористые структуры в твердых хладагентах: условия образования, теплофизические свойства, функциональные возможности, сублимационные охладители на их основе

_ МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ УКРАИНЫ ОДЕССКАЯ ГОСУДАРСТВЕННАЯ АКАДЕМИЯ ХОЛОДА

УДК 536.48:621.596

РОЖЕНЦЕВ Андрей Вячеславович

КАПИЛЛЯРНО-ПОРИСТЫЕ СТРУКТУРЫ В ТВЕРДЫХ ХЛАДАГЕНТАХ: УСЛОВИЯ ОБРАЗОВАНИЯ, ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА, ФУНКЦИОНАЛЬНЫЕ ВОЗМОЖНОСТИ, СУБЛИМАЦИОННЫЕ ОХЛАДИТЕЛИ НА

ИХ ОСНОВЕ

Специальность 05.04.03 - холодильная и криогенная техника, системы кондиционирования

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Одесса - 1998

Диссертация является рукописью

Работа выполнена в Одесской государственной академии холода

Научный консультант - доктор технических наук, профессор Смирнов Генрих Федорович, Одесская государственная академия холода, заведующий кафедрой систем обеспечения тепловых режимов радиоэлектронной аппаратуры

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Загоруйко Василий Анисимович, Одесский государственный морской университет, профессор кафедры судового энергетического оборудования и технической эксплуатации флота

доктор технических наук, профессор Спокойный Юрий Ефимович, Одесский политехнический университет, профессор кафедры конструирования и производства радиоэлектронной аппаратуры

доктор технических наук, профессор Тимошевский Борис Георгиевич, Украинский государственный морской технический университет, профессор кафедры судовых энергетических установок

Ведущая организация - научно-производственное объединение «Шторм», Министерство промышленной политики Украины

Защита состоится « ¿х*<> 1998 г. в УУ часов на заседании специализированного совета Д.05.20.01 при Одесской государственной академии холода (по адресу: 270026, Одесса, ул. Дворянская, 1/3).

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ОГАХ (270026, Одесса, ул. Дворянская, 1/3).

Автореферат разослан « ■£> » ****** ¡993 г

Ученый секретарь специализированного совета д т.н., проф.

Р.К. Никулышш

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. В свое время Карно установил, что КПД идеальной тепло-эй машины не зависит от свойств рабочего тела. Однако, последующие исследования оказали, что как принципиальные схемы реальных машин так и их энергетическая эф-екггивность в значительной мере зависят от этих свойств. В настоящей диссертации гновное внимание уделяется проблеме использования образующихся в контуре маши-ы твердых рабочих тел, изучению их теплофизических свойств, и, в частности, доказы-ается, что путем активизации процессов образования и обеспечения длительного суще-гвования особой формы капиллярно-пористой структуры в твердой фазе возможно соз-ание холодильных и криогенных машин непрерывного действия, в контуре которых абочее тело претерпевает фазовые превращения «пар - жидкость - твердое тело - пар», анее это не допускалось и считалось, что появление твердой фазы ведет к прекраще-ию циркуляции и остановке машины. Последнее накладывало существенное ограниче-ие на выбор рабочего тела, температурные уровни, энергетическую эффективность и ругие теплотехнические характеристики холодильных и криогенных машин.

Таким образом, актуальность рассмотренной проблемы определяется тем, что ее ешение позволяет создать новое поколение машин, в которых допускается переход ра-очего тела в твердое состояние, а также позволяет расширить число используемых ра-очих тел.

Связь работы с научными программами. Диссертационная работа выполнена в рамах плана госбюджетных НИР Министерства образования Украины на 1997-1999 гг., шфр НИР: ВИК-97/3, название - «Исследование условий образования подвижных ка-иллярно-пористых структур в твердых хладагентах, их термодинамических и теплофи-ических свойств» (Приказ Министерства образования Украины от 13.02.97., №37).

Работа также в свое время выполнялась в соответствии с распоряжением Прези-иума АН СССР на 1988 г. в рамках НИР «Квант», гос. per. № 01880071450, название -Разработка и исследование охладителей ФЭУ и матриц ПЗС».

Цель и задачи исследования. Целью настоящего исследования является разработка ового научного направления в области холодильной и криогенной техники, связанного созданием сублимационных холодильных машин, в контуре которых рабочее тело мо-сет переходить в твердое состояние в виде особой динамической капиллярно-пористой груктуры.

Для достижения этой цели необходимо решить следующие задачи:

используя двуокись углерода С02 как рабочее тело, теоретически и эксперименталь-о исследовать условия и процессы возникновения и длительного существования в конуре холодильной машины твердой фазы хладагента с динамической капиллярно-ористой структурой (КПС), изучить ее специфические особенности, теплофизические войства, происходящие в ней процессы тепломассопереноса;

определить характер взаимодействия и взаимовлияния структуры и проходящих че-ез нее тепловых потоков;

разработать конструктивные элементы холодильных и криогенных машин, обеспечи-ающие возникновение и существование пористой твердой фазы без нарушения цирку-яции, а также реализующие ее многофункциональные возможности;

- изготовить и экспериментально исследовать опытные образцы, определить рацио нальные области применения холодильных машин, работающих с твердым хладагентом.

Научные положения, доказываемые в работе.

1. Обнаруженный в контуре холодильной машины эффект образования пористой струк туры твердого хладагента, сопровождающийся процессами кристаллизации и сублима ции на ее границах, и определение условий длительного существования структуры, по зволяют снять запрет на возникновение твердой фазы и создать непрерывно действую щие машины, в которых рабочее тело осуществляет фазовые переходы «пар - жидкость твердое тело - пар».

2. При теоретическом анатизе процессов структурообразования и исследовании тепло массопереноса капиллярно-пористую структуру твердого хладагента целесообразю представить в виде множества расположенных в твердом скелете независимых микрока пилляров, которые могут рассматриваться как открытые тепловые трубы с сосредото ченными и распределенными источниками и стоками тепла и массы, функционирующи ми в зонах дросселирования, испарения, конвективного переноса и десублимации.

3. Структура и теплофизические параметры капиллярно-пористого твердого хладагент обладают свойствами самоорганизации и саморегулирования, которые выражаются том, что она самостоятельно приводит в соответствие тепловую нагрузку, расход и гео метрические параметры блока твердого хладагента.

4. Интенсивный тепломассоперенос в подвижной капиллярно-пористой структуре твер дого хладагента обеспечивает высокие значения ее эффективной теплопроводности.

5. Многофункциональный характер капиллярно-пористой структуры твердого хладаген та позволяет в одном констру кгивном узле решить задачи разделения полостей высоког и низкого давления, создания эффективного рекуперативного теплообменника, регул» руемого дросселя и теплообменника нагрузки.

Научная новизна и научные результаты.

1. Впервые получены экспериментальные данные, позволившие установить основны качественные закономерности процессов возникновения и длительного сушествованн твердой фазы рабочего тела на газопроницаемой поверхности, расположенной в контур холодильной машины.

2. Разработана теория процессов образования и существования подвижной капилляр но-пористой структуры твердого хладагента в контуре холодильной машины.

3. Выявлены новые закономерности изменения структуры, геометрии и эффективно теплопроводности пористого твердого хладагента в зависимости от интенсивности прк цессов кристаллизации и сублимации на его границах, а также определены критически значения тепловых потоков, выше которых структура теряет способность саморегулирс вания.

4. Определены экспериментальные тепловые, температурные, динамические, гидра) лические и габаритно-массовые характеристики открытых баллонно - сублимационнь охладителей (БСО).

5. Впервые получены опытные данные по теплообмену при сублимации С02 в узы щелях пористого газопроницаемого теплообменника в условиях, когда твердый блс хладагента прижат к поверхности сублимации разностью давлений.

Достоверность научны« результатов, научных положений и практических рекомен-[аций подтверждена удовлетворительным согласованием расчетных и экспериментальна теплотехнических и габаритно-массовых характеристик опытных образцов БСО, а акже хорошим совпадением теоретических и опытных температурных полей в хлада-енте.

Практическое значение работы.

1. Разработанные в диссертации теория образования и существования капиллярно-ористой структуры в контуре холодильной машины, расчетные соотношения для опре-еления рабочих характеристик охладителей, а также программы и алгоритмы позволи-и создать простые и достаточно точные инженерные методы проектирования баллонно сублимационных охладителей открытого типа.

2. Полученные экспериментальные рабочие характеристики опытных образцов субли-[ационных охладителей могут использоваться как основной материал при их разработке определении рациональных областей применения.

3. Предложены способ работы, схемы и конструктивные узлы разомкнутых и непре-ывно действующих сублимационных холодильных машин, в которых происходят фазо-ые переходы «пар - жидкость - твердое тело-пар».

4. Опытные образцы БСО успешно использованы при выполнении НИР - «Разработка исследование охладителей ФЭУ и матриц ПЗС», входящей в план бывшей АН СССР

гос. per. № 01880071450, УДК 536.48,621.596).

Апробация работы.

Основные положения и результаты исследования изложены в 36 печатных работах, том числе доложены на десяти проходивших в США, Англии, Нидерландах, Италии, [ндии, Португалии и Чехии Международных конференциях, из которых б опубликова-ы в трудах конференций и 5 представлены в виде тезисов, а также на 10-и конференци-х, проходивших в Украине и странах СНГ.

Личный вклад автора подтверждают 22 самостоятельные научные публикации. В их изложены теоретические модели, математическое описание и результаты экспери-ентальных исследований опытных образцов охладителей, в которых хладагент приоб-етает твердую пористую структуру.

Структура и объем работы.

Диссертация состоит из введения, б глав, выводов, списка использованной литералы (155 наименований) и содержит 281 страницу, включая 75 рисунков, 22 фото грани и 2 таблицы.

КРАТКОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Проведенный литературный обзор по свойствам пористых материалов, происходящие в них гидравлическим процессам и процессам тепломассопереноса, а также по хо-эдильным и теплотехническим устройствам, в которых рабочее вещество претерпевает азовые переходы «жидкость - твердое тело - пар», охватывающий 66 наименований, эзволил установить следующее.

1. Большинство рассмотренных исследований посвящено изучению гидравлики и теп-эмассопереноса в телах, имеющих постоянную пористую структуру, либо предпола-1ющих эти условия даже там, где их, по существу, нет (сублимационная сушка, низко-:мпературные камеры БСО).

2. Исследования тепломассопереноса в различных отвержденных газах, учитываь процессы в их изменяющейся пористой структуре. Однако, эти процессы связаны с о раниченным количеством рабочего вещества, являются типично нестационарными и д. их использования при решении стационарных задач необходимы существенные уточн ния.

3. Имеются значительные расхождения между расчетными и экспериментальными х рактерисгиками ранее исследованных БСО, для устранения которых требуется учет сп цифических процессов, происходящих в пористой структуре рабочего вещества.

4. Из проведенного анализа вытекает необходимость разработки теории структуроо разования и уточненной математической модели тепломассопереноса в твердых рабоч] веществах, имеющих пульсирующую пористую структуру. В частности, требуется с щественное уточнение методик расчета низкотемпературных камер (НТК) БСО и пр верка их достоверности путем сравнения расчетных и экспериментальных характер стик.

На основании результатов анализа научной литературы были сформулированы bi шеуказанные цель и задачи исследования.

Экспериментальные исследования (визуальные наблюдения).

Экспериментальные исследования проводились на опытных образцах разомкнут! углекислотных НТК БСО. Принципиальная схема БСО представлена на Рис. 1. Пу охладителя происходит следующим образом. Запас жидкого хладагента (С02) находит в баллоне (состояние А) при температуре окружающей среды и давлении р~ 5...6 МП При открытии запорного вентиля 1 жидкий хладагент, отобранный из баллона и предв рительно подохлажденный в рекуперативном теплообменнике 2, дросселируется в пу ковом дросселе 3 до давления окружающей среды, которое должно быть ниже тройн< точки. Образовавшийся за дросселем rap и твердая фаза поступают в НТК 4. Тверда частицы задерживаются на поверхности газопроницаемого теплообменника 7, а пар через рекуперативный теплообменник отводятся в окружающую среду (либо на всаа

вание в компрессор).

По мере накопления твердой фазы 6 рабоч! объем НТК герметизируется, давление в ней возраст ет. С того момента, когда давление в НТК становит равным давлению в баллоне, дросселирование в пу ковом дросселе прекращается и в камеру поступа жидкий хладагент, прижимающий твердую фазу газопроницаемому теплообменнику. На этом проце пуска завершается.

В стационарном состоянии жидкая С02 с параметра) В проходит вниз по камере и охлаждается при пост янном давлении до температуры кристаллизации (то ка С). Охлаждение жидкой фазы хладагента и его кр сталлизация при высоком давлении производятся счет части теплоты сублимации твердой С02 при га ком давлении. Остальная часть теплоты сублимации компенсирует тепловую нагруз Qo от объекта охлаждения.

Рис. 1 Схема баллошю-суб-пимационного охладителя

Рис. 2 Визуальный образец НТК

Наблюдения за процессами формирования и функционирования блока твердой подстой С02 в НТК БСО, проведенные на визуальном образце НТК (Рис. 2), позволили :тановигь следующее.

В контуре холодильной машины возможно организовать условия, при которых обра-'ется твердая фаза хладагента без нарушения его циркуляции. К таковым условиям от-эсятся:

1.1 наличие газопроницаемого теплообменни-I, разделяющего полости высокого и низкого двления, причем последнее должно быть ниже тления тройной точки хладагента;

1.2 с помощью рекуперативного теплообмен-яка должно быть осуществлено предваритель-эе охлаждение хладагента так, чтобы при .проектировании за пусковым дросселем образовы-игась твердая фаза;

1.3 размеры пор в теплообменнике должны ыть таковыми, чтобы через них проходил пар и щерживались твердые частицы хладагента. На границах сформировавшегося в НТК блока твердой фазы протекают процессы суб-шации и кристаллизации. Необычность блока состоит в том, что значительная его 1сть представляет собой пористую структуру. Видно, что пористость связана с капил-фами, зарождающимися на поверхности сублимации (Рис. 3).

В процессе роста структура достигает своей предельной высоты, зависящей от полезай тепловой нагрузки, и не всегда совпадающей с границей кристаллизации блока. Дросселирование жидкой фазы происходит в микрокапиллярах структуры и связано

со сложными процессами тепломассообмена, обеспечивающими интенсивный перенос тепла из зоны кристаллизации в зону сублимации. Поэтому можно считать, что твердый блок с капиллярно-пористой структурой выполняет роль эффективного рекуперативного теплообменника между зонами кристаллизации и сублимации.

5. Взаимодействие потока твердой фазы хладагента, движущегося к границе сублимации, и растущей ему навстречу структуры приводит к

Шгг ' I * Я периодическому уничтожению и обновлению

■ Газопроницаемый те^юо^тЕиЗи^Я последней. Циклический характер развития

структуры обуславливает изменение высоты твердого пористого блока хладагента и пульса-ционный характер расхода паров. Период пуль-1ций и их амплитуда зависят от тепловой нагрузки и уменьшаются с ее ростом. Начало :риода увеличения высоты блока и массового расхода совпадает с прорывом жидкой азы в микрокапилляры, а сменяющий его период уменьшения - с разрушением

'ис. 3 Поперечное сечение НТК БСО

старой структуры и возникновением на ее месте новой. Этот процесс визуально вып дат как периодическое увеличение и сменяющее его уменьшение высоты блока тверд фазы (Рис. 4).

Рис. 4 Процессы изменения высоты твердого пористого блока хладагента *

6. С увеличением тепловой нагрузки Q0 необходимо интенсифицировать процесс кр сталлизации и это происходит автоматически путем снижения высоты твердой фаз Это, в сочетании с процессами, происходящими в микрокапиллярах, приводит к заюи чению, что структура выполняет роль авторегулируемого дросселя между жидкой фаз хладагента и окружающей средой, согласующего тепловую нагрузку, массовый расх хладагента и геометрию твердого блока.

7. Геометрия структуры и динамика ее развития определяют конструктивные параметр НТК при данной тепловой нагрузке, а также величину ее предельной нагрузки. Для вс исследованных образцов предельная тепловая нагрузка соответствовала минимал ной толщине блока твердого хладагента НТ < 1 мм. При Q0 > Qm* прочность блока ст новится недостаточной для сдерживания жидкой фазы хладагента. Блок разрушается жидкая фаза прорывается в окружающую среду.

8. Наши косвенные оценки, связанные с визуальными наблюдениями, а также даннь приведенные Б.И. Веркиным с сотрудниками, полученные при наблюдении за процесс ми отверждения газов, позволяют утверждать, что образующиеся микрокапилляры им ют диаметры порядка (0.5 ... 1.0)-1(Гбм при пористости твердого блока 30... 40 %.

Разработана теоретическая модель поведения трехфазной системы «жидкий - тве дый - парообразный» хладагент в НТК БСО.

В качестве первого приближения блок твердой фазы принимался монолитным, о нородным без внутренних источников (стоков) тепла и массы. Дифференциальное ура нение энергии для твердой фазы хладагента имеет следующий вид:

Подразумевается, что теплофизические свойства твердой фазы рг, Ят, Срт - постоянны площадь поперечного сечения движущейся твердой фазы - может приниматься к постоянной, так и линейной функцией от текущей высоты блока; закон сохранения ма сы йтт = 0 выполняется.

На границах твердого блока протекают фазовые переходы кристаллизации и суб-[мации и для них использованы граничные условия 1-го рода:

граница кристаллизации: граница сублимации.

х = //„• Т=Тк(Рж)- (2) х = Я; Т=Тс(рос), (3)

е рж, рос - давление хладагента в баллоне и давление окружающей среды.

Температурное поле в жидкой фазе хладагента описывалось дифференциальным авнением энергии, аналогичным уравнению (1) при соответствующих коэффициентах плофизических свойств, массовом расходе тж и граничных условиях: аница кристаллизации: х=Нж; Т=Тк(рж)\ (4)

од в НТК: х=0; „ Г(Г )-Л 5 УТ\ п ¡"(Г п)-Л 5\Т| „, (5)

ж ос ж ех '* = 0 ж х = 0 ж = 0* ■

где площади поперечных сечений подводящей трубки и НТК.

Будем полагать, что НТК работает сколь угодно долго без разгерметизации своего бочего объема, т.е. без прорыва жидкой фазы хладагента в окружающую среду, при ловии строгого выполнения балансов тепловых потоков на границах блока твердой 1зы, высота которого превышает минимально допустимую величину - #„,„, и при ра-

нстве массовых расходов « =тт

металлизация:

'блимация:

"г-

ЛТ^о-Т*

I -А

+ тжгк = тТС рг

в{тк-тс)

1 -В

(?о ~>птСрт

уравнениях (6), (7) обозначено.

{ТК'ТС) В-1

Л = ехр

■ ттгс. ™ж С 9Ж

(6) (7)

я.

В = ехп ■

1тгСРг

НТ

Балансовые соотношения (6) и (7) записаны с учетом аналитических решений для ответсгвующих градиентов температур в жидкой фазе и твердом блоке, полученных основании уравнения (1). Температура жидкой фазы хладагента в сечении х=0 вы-сляеггся из граничного условия (5) и имеет следующий вид:

г._ =

ос Д-Я

-(1-А)

¿-5

(8)

Если считать, что сечение движущейся твердой фазы $т линейно зависит от коор-нагы х, изменяясь от значения 5 площади поперечного сечения НТК до Б„р - площади перечного сечения прорезей теплообменника:

¿V =[(Зп? - Б)/Нт] • * + £ хе/0... Я7 уравнения (6) и (7) примут следующий вид:

т(2 г

Т,

лтх=0-тк 1 -А

+ гпг_ =ттС

(тк-тс)

ттСРт И5*Р/$\л7с18г/&:

(9)

Т

1

к

Со-

гС

Рг'

тгСрг [818прМТс1ЯТ ¡с!х

(10

-1

Уравнения (1... 10) относятся к случаю, когда не используется холод паров, пок дающих НТК. При их учете необходимо эти уравнения дополнить балансом теплоо менника 2 (см. Рис. 1).

На базе приведенных выше уравнений была реализована программа численно эксперимента по определению области полезных тепловых нагрузок <20, в которой Н1 работает устойчиво, и соответствующих этим (¿о массовым расходам хладагента.

Представленные ранее результаты визуальных наблюдений свидетельствуют о зн чительной роли КПС в формировании и последующем функционировании сублимац онной холодильной машины. Однако приведенная выше математическая модель не уч тывает самоорганизационного капиллярно-пористого структурирования твердой фаз Для получения ответов на такие принципиальные вопросы как причина и движущие с лы процесса структурирования, пульсационный характер изменения высоты блока тве дой фазы и связанные с этим пульсации расхода хладагента, особенности тепломассоп реноса в капиллярно -пористом блоке требуется иная более сложная математическ

модель. Предложенная ниже динамическ модель структурирования и тепломассоо мена в пористом блоке базируется на сл дующих допущениях.

Будем полагать, что КПС является ос бой формой фронта объемной сублимаци инициируемой кондуктивно - конвективнь тепловым потоком от границы кристаллиз ции к границе сублимации.

Структура состоит из отдельных ми рокапилляров, зарождающихся на газопр ницаемой поверхности теплообменник Плотность расположения центров зарожд ния определяется геометрией поверхност Отметим, что поры в исследуемом теплоо меннике выполнены в виде расположение в шахматном порядке прорезей, соедине ных через специальные проточки и коллектор с окружающей средой (см. Рис. 5). Вс можны и другие конструкции пористого теплообменника. Внутри микрокапилляр взаимодействующего со скелетом твердого блока, также имеют место условия сублим ции или десублимации, определяемые распределением давления паров хладагента в об еме каждого микрокапилляра.

На этапе исследования процессов зарождения КПС блок твердой фазы можно сч тать постоянной высоты. Средняя высота блока для НТК заданных размеров и теплов* нагрузки Qo выбирается с учетом экспериментальных данных.

Существующая симметрия НТК и периодичность газопроницаемой структуры п верхности теплообменника позволяет выбрать характерный элемент этой структур плоскость симметрии элемента и перейти к двухмерной нестационарной модели.

Рис.5 Поверхность газопроницаемого теплообменника и моделируемое сечение блока

В блоке твердого пластичного хладагента имеет место поток массы от границы ристаллизации к границе поверхностной сублимации, которая наиболее интенсивна в рорезях теплообменника и практически отсутствует в зонах между порами.

Так как движущаяся масса пористого хладагента является средой с разрывными арамеграми, то расчет элементов движения потока твердой фазы представляется целе-э об разным проводить на базе принятых в настоящей работе модельных допущений о аракгере движения твердой фазы и законов сохранения.

С учетом имеющей место симметрии исследуемой системы, в качестве модслируе-ого элемента выбираем четверть поверхности зубца теплообменника совместно с поло-иной ширины окружающих его прорезей и участком блока твердой фазы, находящимся ад этим элементом (Рис. 5).

Плоскость, перпендикулярная поверхности теплообменника и проходящая через иагональ зубца (X, У'), является плоскостью симметрии для твердой фазы хладагента, вижущейся над этим зубцом от границы кристаллизации к границе сублимации и, од-овременно, от центра зубца к прорези. Для каждой точки этой плоскости м>у = м>г, д^у/ду д^/да, в силу симметрии, уравнение для скорости хладагента и» и уравнение нераз-ывности будут иметь следующий вид:

*2=„2+м,2+„2; (П) + + = (12)

* У г ¿) х д у рт V

Моделируемая в выбранном сечении капиллярно-пористая структура представляет обой совокупность отдельных взаимнонезависимых микрокапилляров числом N. Цен-ры зарождения микрокапилляров диаметром с/0 и высотой Н° расположены на поверх-ости теплообменника. Все N зародышей микрокапилляров разделены на две группы. В б ласти зубца теплообменника располагается \'3 зародышей, а в области прорези - Ы„р, ричем N = N3 + В каждой области центры зарождения расположены равномерно.

Учитывая принятое выше допущение о капиллярно-пористом структурировании вердой фазы хладагента как о специфической форме фронта объемной сублимации, пишем тепломассоперенос в микрокапилляре следующим уравнением взаимодействия частка микрокапилляра с окружающей его движущейся твердой фазой хладагента:

+ ргСггъ£)с(яр + иг?Ту +ртСрГЪуТ^тр = ^^ + а(Тс -Г"). (13)

Для расчета градиентов температур на границе твердого блока и вершины микро-апилляра использовалось двухмерное нестационарное уравнение энергии движущейся реды с постоянными коэффициентами и объемными источниками (стоками) тепла:

ртС -= Л,

т рг д г 1

{ ~> ?

-2 +--2

дх1 ду'1

Срг

' дт дТл

к дх а у')

Температура сублимации твердого хладагента в вершине микрокапилляра зависит т давления и, например, для С02 рассчитывается по полиному, аппроксимирующему часток пограничной кривой «твердая-парообразная» СО? зля области температур 'се[194... 216] К.

Изменение давления рс на элементарном участке микрокапилляра dhi определяете уравнением Пуазейля:

=т"(х + Лх/2,>'Чй91>./2)-128-и"/я--0,4 (15)

В качестве граничного условия для (15) может быть использована величина постоянног давления на выходе из микрокапилляра, равного давлению окружающей среды.

При моделировании процесса движения блока пористой С02 будем исходить I того, что нам известен, из физических соображений, характер поведения тх - компонет ты массового расхода в каждой точке исследуемого сечения блока и величина средне! массового расхода тх через поперечное сечение блока. Последняя может быть оценег либо на базе экспериментальных данных, либо рассчитана согласно теории эффективно теплопроводности пористой С02 в НТК БСО.

Для установления характера функции тх условно разделим блок пористого хлад; гейта на отдельные зоны движения: I - зона равномерного одномерного «стержневого движения; И - зона движения у поверхности зубца и поверхности прорези теплообме! ника. Между зонами I и II располагается переходная зона.

Зона «стержневого» движения

Будем полагать, что на расстоянии от поверхности теплообменника, большем либ равном ширине его зубца, режим движения твердой фазы - «стержневой». Наличие тг кой зоны равномерного и одномерного движения твердой фазы подтверждается резуш татами визуальных наблюдений, а также ретроспективным анализом блока твердой СО извлеченного из НТК БСО.

Для этой зоны блока твердого хладагента характерно:

О <х <Н], где Н, = (Нт-Ьз); тх = тх= сотГ, ту =0; т2 = 0. (16)

Здесь НТ и ¿з - высота блока твердого хладагента и ширина зубца теплообменника.

Зона движения у поверхности теплообменника.

Область зубца теплообменника

Процесс сублимации твердой фазы на поверхности зубца носит вероятностный хг рактер. Чем дальше от прорези к центру зубца, тем затруднительнее отвод паров и те] меньше вероятность развития процесса сублимации.

Будем полагать, что на поверхности зубца в рассматриваемом сечении компонент массового расхода твердой фазы хладагента тх подчиняется закону:

где К - число из диапазона [0...1], вырабатываемое генератором случайных чисел; 3 максимальное отклонение тх от тх: 8 е[1 ... 7.7/; функция(у') характеризует вере ятность развития сублимации в текущем сечении: (у') = а (у')ь + с. Постоянные а, Ь, определяются из граничных условий:

у' = 0./, = У' = 13/4со.ч(л/4) : /з = 0.1; у'= Ь3/2со$(л/4) : /3 = 7. (18)

Область прорези теплообменника

Сублимация твердого хладагента происходит по всему сечению прорези, что объ яснястся практически равными условиями отвода паров. На границе зубца теплообмен

ника и прорези: у'=Ь1 (рие.5) сублимация протекает более интенсивно, чем в центре прорези: у т.к. именно в этой области передается тепловая нагрузка от боковой поверхности теплообменника к сублимирующей твердой фазе. Выражение для массовогс расхода хладагента в области прорези теплообменника будет иметь следующий вид:

тх{Нт,у)^тх{Нт,Ь2)^НШ-\)^ЛУ)\ (19)

где тх Шт.Ьг) - величина массового расхода твердой фазы хладагента по центру симметрии прорези. Она соответствует массовому расходу хладагента в том же сечении у'=Ь2 г зоне I (рис.5); ¿1=0.2 - максимальное отклонение тх(Нт, у') от тх(НТ,Ь2) в рассматриваемом сечении; /(у') - функция вероятности развития сублимации в текущем сечении:

ДУ) = /(2со8(Я/4)) )Ь +С. (20)

Постоянные а, Ь, с определяются из граничных условий:

/(у' = 1,/(2со$(л/4)))=1; /(0.5(1,-1Д2со8(я/4)))) = 0.1; /(/=£2) = 0. (21)

Равномерность движения твердой фазы хладагента в зоне /ив сечении прорези теплообменника позволяет предположить равномерный «квазистержневой» характер движения твердой фазы и в области над прорезью теплообменника. Возможные возмущения потока вдоль х-координаты описываются следующей линейной функцией вероятности:

ф{х) = (ф(НТ ) - ф(Ь,)) • (х - 4 ) ¡(Нт - Ь,) + Ф(1,) (22)

с соответствующими граничными условиями: хе]1ъ Нт [\ ф(1г)=0; ф(Нт)=/. (23)

Окончательно, поведение тх - составляющей массового расхода твердой фазы в области над прорезью теплообменника описывается следующим уравнением:

тх (х, У) = тх (х, ¿2 ){1 + (2Я-1)•.Д• /(У ) • ¿(х)} (24)

В переходной зоне над поверхностью зубца теплообменника был принят линейный закон изменения тх{х,у').

Система уравнений (16) - (24) задает гршшчные условия и общий вид закона изме-некия функции тх(х,у') в исследуемой области движения твердого блока хладагента.

Связь между потоком массы тх (х,у') через площадь элементарной ячейки тепло-эбменника 5, = (Ь3 + Ьпр>2 и известной и постоянной величиной массового расхода тх через поперечное сечение блока имеет вид:

| «х (*> У) <Ъ>'<Ь = nгxSj. (25)

Здесь Ь„р - ширина прорези теплообменника.

Уравнение (25) позволяет, с помощью численных методов, установить конкретные шачения тх(х,у'). Расчет тх(х,у')-составляющей массового расхода блока твердого пористого хладагента осуществлялся на основании уравнения (12), записанного с уче-

том симметрии рассматриваемой системы с соответствующим граничным условием у'=0; «х(д:,у') = 0.

Система уравнений (11)-(25) существенно уточняет систему (1)-(10) и является ос новой для численной модели процессов движения, тепломассообмена и развития КПС 1 блоке твердого хладагента в НТК БСО. Контроль на каждом временном шаге перемеще ния и деформации микрокапилляров структуры, происходящих в процессе движени блока, позволяет установить момент разрушения микрокапилляра и зарождения на еп месте нового.

На Рис. 6 представлены рассчитанные по вышеприведенной модели (уравненк (11)-(25)) участки поверхности капиллярно-пористой структуры в блоке твердого хлада гснта в зависимости от времени при различных значениях тепловой нагрузки. Расчеть проведены для НТК, высота которой равна 30 мм, а диаметр - 24 мм.

Рис. 6 Расчетная поверхность капиллярно-пористой структуры а) <20 = 3 Вт; б)<20 = 9 Вт

Результаты численного эксперимента и его сравнение с экспериментальными визу альными наблюдениями позволяют отметить следующее.

Высота микрокапилляров структуры зависит от положения их начальных коорди нат на поверхности теплообменника. Микрокапилляры достигают максимальной высс ты, если они начинают расти в области прорези теплообменника и их высота уменыпа ется с увеличением тепловой нагрузки. Причиной такой формы КПС является харакге движения твердой фазы у поверхности теплообменника и связанное с этим распредели ние тепловых потоков в блоке. Данная закономерность сохраняется во всем диапазон расчетных тепловых нагрузок ()0 е [0,21 ]Вт.

Форма структуры, полученная в ходе вычислительных экспериментов, соответству ет визуально наблюдаемой. Данный факт является косвенным подтверждением приме нимости предложенной выше модели структурирования твердой фазы хладагента и, ка следствие, адекватности распределения тепловых потоков в блоке.

Моделируемая КПС является динамическим образованием, периодически возн* кающим и разрушающимся. Период цикла существования и геометрия структуры для

ТК с теплообменником заданных размеров определяется тепловой нагрузкой. С ростом игрузки частота циклов обновления структуры увеличивается, а амплитуда колебаний эедней и максимальной высот структуры уменьшается. Этот результат согласуется с «уально наблюдаемыми возмущениями высоты блока хладагента и экспериментально [регистрированными пульсациями расхода паров хладагента в обратном потоке, часто-i которых также растет, а амплитуда уменьшается с увеличением тепловой нагрузки м. также Рис. 7, 9).

Результаты анализа расчетных поверхностей КПС представлены на Рис. 7, из которого видно, что величины максимальных If" и

н, -1-1-1-1-1- среднеинтегральных И высот КПС убывают с

мм -9-.«максимальная ростом Q0. Одновременно уменьшается разность

s--й—н среди «интегральная— между ними. Величина (H™*-H ), достигавшая

при Q0 - 0.5Вт значения 2 мм, при Q0 >17Вт составляет только 0.5 мм.

Согласно результатам визуальных наблюдений, процесс дросселирования жидкой фазы в микрокапиллярах структуры играет определяющую роль в стабилизации высоты блока твердого пористого хладагента, находящегося под воздействием полезной тепловой нагрузки. Анализ зависимостей H(Qa) позволяет заключить, что при значениях О о < 2 Вт для стабилизации толщины капиллярно-пористого блока достаточно активности микрокапилляров максимальной высоты. Но уже при Q0 >2 Вт стабильность толщины блока должна обеспечиваться большим числом микрокапил-

I I I I I —v— - н максимальная

4 8 12 16 20 Тепловая нагрузка, Вт

Рис. 7 Сравнение высот КПС

[ров, в том числе и высотой Н < Н . В свою оче-щь, число микрокапилляров связано с пористостью (ердого блока, которая определяется как отноше-ге площади сечений всех микрокапилляров к пло-ади поперечного сечения самого блока (или к ющади поперечного сечения камеры). На Рис. В жазана зависимость пористости твердой С02 в 1мере от тепловой нагрузки (холодопроизводи-льности), рассчитанной по модели (26)-(38). Как 1дно из Рис.8 пористость твердого блока возраста-с ростом холодопроизводительности от 5 до 35 %. з хода экспериментальной кривой Н&а) (Рис. 14) «но, что при О0 > 11 Вт работа НТК высотой 30 и и диаметром 24 мм становится неустойчивой, к. толщина блока пористого хладагента достигает личины 1 мм и жидкая фаза может прорваться в гружающую среду. Согласно

О 5 10 15 20 Холодопроизводительность, Вт

Рис. 8 Влияние холодопроизводительности на пористость СО;

Время, мин

—'V— - время существования КПС " -- время формирования КПС —

расчетам минимальная высота твердого пористого блока 1 мм наступает при ~ 2 22 Вт ( Рис. 7 ). Объяснение данному противоречию было найдено в анализе динами образования и разрушения КПС.

Каждый микрокапилляр структуры за время своего существования проходит сп дию активного роста, период стагнации (высота капилляра практически не изменяется)

разрушения (встречный поток твердой фазы, «пер резает» микрокапилляр). На месте разрушенно микрокапилляра возникает новый и т.д. Обозначг через Тф время, за которое формируются микрон пилляры структуры в области прорези теплообме ника. В этот период происходит тепловое взаим действие скелета и микрокапилляра. Время сущес вования структуры тс - время от зарождения до рг рушения этих же микрокапилляров. Величина (и Та) определяет время, в течение которого структу может проявить свою активность путем происхол щих в ней процессов дросселирования.

На Рис. 9 представлены расчетные зависимое Тф(Оо) и гс((>о), полученные из анализа поверхност роста КПС. Как и в случае с /Г"У{2й> и Я ^ зав симости Гф(Оа) и т&о) являются убывающими, с нако темп уменьшения величины (тФ - г^ зиачител но выше. Уже при Qo> 10 Вт время роста капилля и время его существования практически совпадают. Это означает, что капилляры в эт< диапазоне нагрузок фактически не работают как дроссели для жидкой фазы хладаген и, следовательно, не образуется сток тепла у границы жидкая фаза - твердый блок, сп билизирующий высоту блока. Таким образом динамика обновления КПС в значите ль» мере объясняет экспериментальные значения О™*, факт увеличения частоты и умен шения амплитуды пульсаций высоты блока твердого пористого хладагента и расхо, паров в обратном потоке до их полного исчезновения по достижению определенш значений тепловой нагрузки. Другими словами, при (?0> П ... 12 Вт блок твердой фа: хладагента, оставаясь капиллярно - пористым, по сути, работает как монолитный и о нородный. А согласно приведенным выше результатам моделирования процессов те лоперсноса в НТК данной геометрии, в предположении о монолитности и однородное блока, данная система неустойчива. Следовательно, тепловая нагрузка в 11...12 Вт явх ется предельной для НТК данных размеров.

Таким образом, с учетом указанной корреляции расчетных и экспериментальш данных можно сделать вывод о приемлемости предложенного механизма капилляр» пористого структурирования твердой фазы хладагента и справедливости следующ заключений.

Капиллярно-пористая структура, возникающая в блоке твердой С02 в НТК БС является специфической формой фронта объемной сублимации, инициируемой ко иду тивно-конвективным тепловым потоком от границы кристаллизации к границе сублим ции. Таким образом, в пористом блоке хладагента одновременно существу]

4 8 12 16 20 Тепловая нагрузка, Вт

Рис.9 Расчетные зависимости времени формирования и существования КПС

герхностная су блимация (на границе «блок - газопроницаемая поверхность теплооб-;шика») и объемная в микрокапиллярах.

Структура является динамическим образованием с периодически повторяющимися зами роста, стагнации и разрушения. К неизбежной гибели КПС приводит та же при-на, которая вызывает ее к жизни - взаимодействие с потоком твердой фазы хладаген-движущимся к границе поверхностной сублимации.

На параметры структуры (время роста, стагнации, амплитуды средней и макси-льной высот) оказывают определяющее влияние величина полезной тепловой нагрузи геометрия газопроницаемой поверхности теплообменника.

При рассмотрении условий формирования минимальной толщины блока пористого адагента в НТК БСО следует учитывать не только геометрические параметры КПС, но намику ее развития (соотношение времен роста и стагнации).

Понимание физической природы структурирования и динамики поведения иссле-емой системы позволяет перейти к псевдостационарной математической модели про-ссов тепломассообмена в блоке пористого твердого хладагента, на границах которого »исходят фазовые переходы кристаллизации и сублимации при существенно различ-«к давлениях. При этом было принято, что блок твердого хладагента пронизан кониче-ями микрокапиллярами, условно представленными в виде телескопической системы >ех соосных цилиндров (Рис. 10). Микрокапилляры взаимно независимы и уподоблены крытым тепловым трубам с источником и стоком тепла и массы на концах. Геометри-гские соотношения между элементами микрокапилляра:

<}, _1г1+!г1

с/, +/>,4-/1,.

</. " А

А, +й3 +А, =#г. щ =

А, +А,

V,

(26)

Сношения ц>п ц/1 определяются из расчетов с учетом экспериментальных данных. Течение жидкости т на участке описывается уравнением Пуазейля:

я ¿1 Рж - Р\

р, Т1. Р1 . т2- Рг Т3. Рз *

Г+-» —_—4——^

1 . Ь1 . ч к

(27)

''1

Рис. 10 Модель микрокапилляра -Т) = 0,

128^

Для жидкостного участка капилляра справедливо дифференциальное уравнение теплообмена с соответствующим граничным условием:

- тС р + кя (ТТ ¿х

*=НХ: Т(Нх)-=Тт{Нж).

(28)

цесь к - коэффициент теплоотдачи от жидкого хладагента к стенкам микрокапилляра.

Для определения давления р1 в точке фазового перехода жидкость-пар в сечении х= лс+Л; использовалось уравнение кривой фазового равновесия «жидкость-пар». Для СО: яо имеет вид:

1ер, = 3.13-867.21-7" 1 + 18.66-1СГ3-Г - 72.49 • 10-6 • Г 2 +93-10 9-Т3. еп , 111

(29)

Для описания гидродинамики паровых участков микрокапилляра Ъ2 и Ь3 применяюсь, в зависимости от режима течения пара (проводилась оценка критерия Кнудсена) эавнение Пуазейля, либо уравнение молекулярного течения пара:

s*

РI Рг

Ж

■, я

m -

3 \2irR

i О

Л, '

Для сечения х =Н углекислотное уравнение, связывающее давление р3 пара на ходе из капилляра с температурой пара Т3 в этом же сечении, имеет вид:

lg р, = 8.27 -137399- Т ~1 + 2856-10-3 • Т -15928 • 10-6 • Т 2 + 289.31 • 10-9 ■ Т 3 (3 зззз

Для паровых участков микрокапилляра использовалось уравнение теплообм( аналогичное уравнению (28) с соответствующими граничными условиями.

Приведенные выше уравнения составляют замкнутую систему, численное решен которой позволяет определить параметры капилляра hi, h2, h3, dh d2, d3, расход хладап та через микрокапилляр m , температурные поля, тепловые потоки, а также количест тепла, передаваемое капилляром на элементарном участке dx.

Мощности внутренних источников для участков с фазовыми переходами хладагс та определяются соотношением qv= m г, где г -теплота фазовых переходов. Для осш ных участков капилляра мощность внутренних источников определяется уравнение <7v= m CpCTj-Tj.O.

В программе расчета предусмотрен контроль фазового состояния хладагента в ка; дой точке жидкостного и паровых участков микрокапилляра. Величины р и Т в koi трольных сечениях жидкостной части микрокапилляра сравнивались с зависимость Т(р) на линии равновесия «кристалл-жидкость», которая для С02 имеет вид:

Т = 216.49 + 0.02 - р -1.88 -10 ~*р2. (32]

Контроль на паровых участках осуществлялся по уравнению фазового равновеа «пар-кристалл» (31). Если последовательность фазовых переходов в микрокапилля] нарушалась, то проводилось уточнение геометрических параметров микрокапилляра.

Систему дифференциальных' уравнений тепломассопереноса в твердой и жидкс фазах хладагента с соответствующими граничными условиями (2) и (3) для твердой ф; зы и (4) и (5) для жидкой фазы можно записать следующим образом:

+ + + (лг) = 0; (33)

• 1 S-S^ dx S-Smp(w

- * 1 -Т )=0. (34)

S dx s " ж

ЛК(Т)

d2TT /Ч dTA

dx2 dT 1 , dx )

d2T„ , àXv

dx2 - +- dT l dx

Дифференциальное уравнение энергии для стенки НТК БСО:

¿2Т

хе[0 -+ - Г„ )+ ссжл{Тж - Г„ ) = 0;

dx2 (35)

d2T

хе[Нж,Н]- -^ + аосл(Тос-Тш) + ат*(Тт-Т„) = 0.

dx¿

Граничные условия:

* = 0; х = Я; = 7*с; (36)

Здесь ат и аж- линейные коэффициенты теплоотдачи от твердого и жидкого хлада-:нта к стенке НТК; а^ - коэффициент теплоотдачи от окружающей среды к стенке; Б* -лошадь поперечного сечения стенки НТК; Т0 - температура стенки в сечении х=0.

Для расчета функции распределения мощности внутренних источников тепла цу(х) спользовалась приведенная выше система уравнений гидродинамики и теплообмена Ля каждого из участков микрокапилляра.

Для описания процессов кристаллизации и сублимации на границах твердого пометой) блока справедливы следующие уравнения:

ТТЛ

раница кристаллизации: _ д -

<1х

х=Н,

раница сублимации: п _ д (5-5

0 Г п0Р ¿х

~ тТГс-

х=Н

(37)

(38)

Контроль получаемых данных производился с помощью соотношения, вытекающе-

0 из общего энергетического баланса охладителя:

= + (39)

Здесь Д)т - теплопритоки в НТК; , - энтальпии хладагента на выходе и на (ходе в НТК.

Использование в уравнении (33) массива значений {М <?у (х, )}, где N - количество шкрокапилляров, позволяет определить такое их число, при котором соблюдаются об-цие тепловые балансы НТК.

Моделирование процессов тепломассообмена в пористом хладагенте в НТК БСС юуществлялось на ЭВМ с использованием численных методов. Теплофизические пара-!етры СО2 выбирались с учетом их температурных зависимостей, рекомендованных З.В. Алтуниным.

Предложена методика оценки средней эффективной теплопроводности пористого ¡лока, учитывающая имеющиеся некоторые экспериментальные данные. Основное до-гущение - температурные поля в жидкой фазе и в твердом блоке линейные. При линей-илх температурных полях уравнения теплового баланса на границах твердого блока (37)

1 (38) имеют вид:

, Т. ~тс , 6о (41)

Здесь т, О о, Нт, Нж S, Тх=о. Тки Тс- известные из экспериментальных замеров ветчины.

Из у словий (40), (41) находятся и усредняются значения Л^ф.

Дифференциальное уравнение (33), описывающее процессы тепломассопереноса в вердом пористом хладагенте в НТК БСО, совместно с предположением о линейном характере температурного поля позволяют однозначно определить величину (})^ф'с1х\

¿/Я^/Л = от Срг/5. (42)

Используя в качестве граничного условия значение А^ из уравнения (40) или (4 нетрудно восстановить зависимость ^(х) и среднее значение J^, характерные для тс

либо иного режима работы НТК БСО.

Зависимость учитывающая реальное температурное поле в твердом пор*

том хладагенте, была получена при численном решении следующего дифферснциальн го уравнения с соответствующим граничным условием:

Экспериментальные исследования (продолжение)

Выше описаны схемы и конструкция опытных образцов БСО и приведены эксп риментальные данные, связанные с визуальными наблюдениями за процессами образ вания и развития твердой фазы хладагента и ее капиллярно-пористой структуры. В н стоящем разделе приведены результаты экспериментальных исследований, задачи коп рых заключены в следующем.

1. Определить реальные тепловые, температурные, динамические и габарита массовые характеристики опытных образцов БСО.

2. Для заданных конструкций НТК установить предельные значения холодопроизвод) тсльностей, оценить коэффициенты теплоотдачи от газопроницаемой поверхности те: лообменника к сублимирующей С02 и температуры охлаждаемых объектов при разнь тепловых нагрузках.

3. Оценить качество предложенных математических моделей и параметрические о< ласти их применения.

4. Оценить эффективную теплопроводность капиллярно-пористой структуры твердо! блока хладагента и ее зависимость от внешних воздействий.

5. Установить влияние параметров среды на характеристики БСО.

В опытных образцах БСО нет внешнего рекуперативного теплообменника, но усп новлен узел предварительного охлаждения хладагента. Он выполнен в виде полупр водниковой термобатареи, на холодных спаях которой расположена трубка, соединял щая НТК с баллоном. С помощью полупроводникового холодильника можно осущес вить предварительное охлаждение С02 до 253 К.

С целью замера температурного поля непосредственно в хладагенте внутрь HT через верхнюю крышку вводилась перемещающаяся по высоте тонкостенная трубка, трубке размещалась термопара, спай которой находился на выходе из трубки. При nyci НТК трубка уплотнялась твердой фазой и самогерметизировалась.

Исследовались два образца НТК. камера № 1 высотой 60 мм и диаметром 30 мм камера № 2 - высотой 30 мм и диаметром 24 мм. Материал стенок НТК - нержавеющ* сталь толщиной 0.5 мм. Диаметры газопроницаемых теплообменников соответствовал диаметрам камер, а общие поверхности прорезей в этих теплообменниках равняли*; соответственно 160 мм2 и НО мм .

Температуры измерялись хромель-копелевыми термопарами и электронным милгп вольтметром Щ-300 с абсолютной погрешностью, не превышающей 0.1 град. Тепловг нагрузка имитировалась электронагревателем, расположенном на внешней стороне газ< проницаемого теплообменника. Относительная погрешность замеров электрическо

мощности нагревателя не превышала 2 %. Мгновенный и интегральный расходы хлада ента измерялись по пару с помощью соответствующих ротаметров и газовых счетчихо) : максимальной относительной погрешностью 10%. Время определялось по секундоме )у с ценой деления 0.1 с.

т.

225 220 215 210 205 200 195 190

Сравнение расчетных и опытных температурных полей

Т, к

]. , 1 ° - эксперим I - \(1=1/60,ч»,=1/ II -Ч.=1/301Ч>,=1/ ЗН1

30, 5;

111 - ц/=1/оо,щ|=1/э; к

С

"к К <

№ ч II

У

8 ю

X, мм

10 20 30 40

X, мм

Рис. 11 Температурное поле в Рис. 12 Температурное поле в НТК

т вердом хладаге нт е ВС О

На Рис. 11 представлены опытное и расчетное температурное поле в хладагенте >метим хорошо просматривающиеся перегибы и изменения выпуклости в опытно* ависимости Т(х) вблизи поверхности газопроницаемого теплообменника и граничь ристаллизации. Характер перегибов указывает на то, что в твердом блоке хладагент! .близи теплообменника имеется тепловой источник, а ниже границы кристаллизации ■ епловой сток. Это подтверждает принятую выше в псевдостационарной математиче-кой модели процессов тепломассообмена в блоке пористого твердого хладагента (урав-гения 26...38) гипотезу о процессах, происходящих в микрокапиллярах. Наилучшее сов-вдение расчетных и экспериментальных данных в зоне твердой фазы наблюдается до« арных значений величин цг = 1/60 и щ = 1/5. В этой зоне НТК наибольшее абсолютно« осхождение не превышает 0.5 К, что составляет примерно 0.25 %. Средняя величина асхождения равна 0.2 К. Таким образом, можно констатировать удовлетворительно« овладение расчетных и экспериментальных температурных полей в рассматриваемо« ложном объекте и дать рекомендации по оценке геометрических размеров микрокапил-нров, которыми следует пользоваться при проведении расчетов.

На Рис. 12 представлены экспериментальные данные и расчетные кривые усредненных во времени температур стенки камеры охладителя при Тю =263 К. Средние 8 и тксимальные отклонения расчетных данных от опытных составляли, например ля режима ()о=5 Вт -8 =0.6%, 4,« =1.5%.

На Рис. 13... 15 представлены экспериментально установленные зависимости высо-ы твердой фазы хладагента в НТК от времени и тепловой нагрузки для камер №1 и М2 {энные получены путем наблюдений на визуальных образцах и путем непосредствен-

ных замеров геометрии твердого блока, извлеченного из камеры сразу после завершен, эксперимента. I

Ранее отмечалось, что высота твердой фазы пульсирует во времени. Эта связь пред ставлена на Рис. 13, а на Рис. 14 приведена усредненная во времени зависимость выса твердой фазы от тепловой нагрузки. Тепловая нагрузка Qo является величиной постоян ной несмотря на пульсации расхода хладагента.

Приведенные на Рис. 13 опытные данные (для £>о=1 Вт) показывают, что при это! тепловой нагрузке высота твердой фазы пульсирует от 8 мм до 14—15 мм с периодов пульсаций » 15 мин. Высота твердой фазы однозначно связана с количеством твердоп хладагента, накопленного в НТК. Рост объема твердой фазы происходит за счет кристаллизации хладагента из жидкой фазы и это обстоятельство требует интенсификации холодопро-изводительных процессов, что связано с увеличением массового расхода паров хладагента. Поэтому на Рис. 13 показано также изменение массового расхода паров. Отметим еще раз, что все это происходит на фоне постоянной полезной тепловой нагрузки Qo■ Из графиков видно также, что характер изменения расхода совпадает с характером изменения высоты с небольшим сдвигом фаз.

Важно отметить, что пульсации высот и расходов существенно зависят от величины Qo С увеличением (¿о пульсации снижаются. Так

если при Qo~l Вт пульсации расхода достигали 100 % относительно базы (7 КГ6 кг/с]

то при максимальной тепловой нагрузк 0>отах=16.5 Вт они не превышают 7...8 %, чт находится в пределах погрешности измерена расхода.

Следует отметить, что введение таких по нятий как максимальная (Нтах), средняя (сред неинтегральная) (Н) и минимальная (Нтт) вы соты твердой фазы и их экспериментально определение (Рис.14) не только отражают ре альные процессы в НТК, но и позволяют при дать им физический смысл и связать их с ре жимными и конструктивными параметрам; НТК. Так величина Нтах определяет высот камеры, величина Н- холодопроизводитель ность установки, а Яш,„ - максимальную холе допроизводительность. Из приведенных на Рис. 14 зависимостей II((¿о) видно, что дл НТК №1 величина Оота* = 16.5 Вт, а для камеры №2 - Оотах^И Вт. Для этих величи высоты твердой фазы снижаются до 1 мм и дальнейшее увеличение Оо приводит к про рыву жидкой фазы в область низкого давления.

Время, м|

Рис. 13 Временная зависимость высотытвер-даго блока и массового расхода хладагента

Нт,

ММ'

12

8

А =г=:а 1 НТК№1 НТК №1 иНТК№1 иКП<№2

у""

12

15

О0. Вт

Рис. 14 Зависимость высоты твердой фазы от полезной тепловой нагрузки

Для расчетной связи между холодопроизводительностью и расходом холодильного агента в рамках матмодели (26)-(38) следует использовать зависимость Н(Оц).

Область твердой фазы охватывает температурный диапазон между тройной точкой (точнее между температурой кристаллизации при давлении р: - 217...218 К) и температурой сублимации (195 К). По температурам стенки можно оценить положение зоны кристаллизации в НТК и увидеть, как она перемещается при изменении тепловой нагрузки <2о. При этом следует учитывать, что температура стенки в зависимости от тепловой нагрузки может превышать температуру кристаллизации иа 5... 10 град. С учетом этого замечания и используя Рис. 12, можно считать, что при ()о=1 Вт зона кристаллизации располагается на уровне = 7 лш над зоной сублимации (над поверхностью газопроницаемого теплообменника). При увеличении (¿о до 5 Вт и 16.5 Вт зона кристаллизации опускается соответственно до б лш и 3 леи. Совпадение с данными, приведенными на Рис. 14, следует признать удовлетворительным, если учитывать пульсационный характер происходящих процессов.

Выше отмечалось, что в твердой фазе необходимо различать высоту твердой фазы и высоту капиллярно-пористой структуры в ней. Способность самопроизвольно регулировать и приводить в соответствие расход хладагента с тепловой нагрузкой зависит от :оотношения высот твердого блока и КПС.

На Рис. 15 представлены опытные данные по пульсациям высот твердого блока и КПС, из которых видно, что временами высота КПС достигает высоты твердого блока, г.е. КПС пронизывает твердый блок насквозь от зоны сублимации до жидкой фазы. Так из графиков видно, что зародившиеся, например, на 23 минуте микрокапилляры начитают расти и к 29 минуте их высота достигает высоты всего твердого блока. На промежутке времени между 29 мин и 36.5мин микрокапилляры находятся в контакте с жидкой фазой. Именно в это время находящаяся под высоким давлением жидкая фаза проникает а микрокапилляры и дросселируется в них, и именно таким образом КПС выполняет золь регулируемого дросселя.

Следует отметить, что пульсации высоты твердой фазы приводят также к пульсациям температур в НТК. Эти пульсации также снижаются с увеличением тепловой на-рузки. На Рис. 12 приведены усредненные значения температур по высоте камеры. Од-яовременно с этим следует особо подчеркнуть, что несмотря на имеющиеся пульсации гемператур в камере на теплообменнике нагрузки этих пульсаций нет. Опытные данные доказали, что во всем диапазоне исследованных величин (2о пульсации температур в >бъекте охлаждения (т.е. на теплообменнике нагрузки) не превышали погрешностей измерения температур, т.е. не превышали величин 0.1 град.

На Рис. 16 представлены опытные данные, связывающие полезную тепловую на-рузку О о и среднеинтегральный расход хладагента для НТК N91. В величину (¿о не вхо-

мы 14

12

10

б1 4 2 0

\

\ л

-л N А А к

V V 1 ■ V 1 к /

1 > 0

I ! V ! V ) /

! I ! V / — 1/

Игт

ММ 14

10 15 20 25 30 35

Время, мин

Рис. 15 Временная зависимость высоты блока твердой фазы хладагента и высоты капилтярно-пористой структуры

цят теплопритоки. Температура С02 на входе равна 263 К, схема не включает рекуперативный теплообменник. Видно, что зависимость т (()о) имеет практически линейный характер. Сплошной линией на Рис. 16 показана функция т рассчитанная по модели, включающей уравнения (26...38).

Можно считать, что совпадение расчетных и экспериментальных данных вполне удовлетворительное. Максимальное отклонение не превышает 8 % и это находится в пределах погрешности эксперимента.

Рис. 16 <2ое(0... 17) Вт Рис. 17 д>о е (0...2)Вт

Особенности расчета функции т заключается в том, что в общую величину тепловой нагрузки необходимо включать как полезную нагрузку, так и теплоприток в НТК. Оценка теплопритоков особенно важна, когда БСО используется как микроохла-дигель. Теплопритоки можно оценить по выше приведенным опытным данным, используя режим, когда Qo = 0. Для этого на Рис. 17 приведена часть Рис. 16, соответствующая малым тепловым нагрузкам. Из Рис. 17 видно, что при (¿о= О расход С02 равен т =8-10 кг/с. При известных энтальпиях на входе и выходе НТК легко из уравнения (39) определить, что теплоприток равен (¿т = 1.7 Вт. Если температуру С02 на входе в НТК понизить до 253 К, то величина Qл¡ возрастет до значения <2т = 2.0 Вт.

Для камеры №2, работающей без предварительного охлаждения, расход хладагента при <2о = 0 составлял т = 2 1С6 кг/с, что и определило теплоприток в камеру - (¿т~ 0.32 Вт.

Исследованы динамические характеристики опытных образцов НТК, характеризующие время выхода на требуемый температурный уровень охлаждаемого объекта и стабильность поддержания во времени тепловых и температурных характеристик Установлено, что НТК выходит на постоянный уровень температур за время не превышающее 5 мин.

Стабильность температуры объекта при (20=соп$1 может быть, как отмечалось выше, оценена величиной 0.1 град во всем диапазоне исследованных величин Qo- Однако температура объекта, определяемая, главным образом, температурой сублимации, зависит от Qo, и эта зависимость связана с процессами теплообмена при сублимации С02 на поверхности теплообменника нагрузки.

Исследован теплообмен между сублимирующимся пористым твердым хладагентом i газопроницаемой поверхностью теплообменника нагрузки. Определены температурное потери, связанные с этим теплообменом (Рис.18). Коэффициент теплоотдачи при вменении плотности теплового потока в пределах q0 е [1(?... 1.6 103] Вт/м2 уменьшал-:я от значения а ~ 150 Вт/(м2К) до а® 100 Вт/(м2К) (Рис. 19). При рассмотрении этих ie личин следует учитывать, что они относятся к условиям, когда сублимирующий твердой блок хладагента прижимается к поверхности теплообменника давлением жидкости i баллоне, равным ~ (55...60)-1(? Па, а образующиеся пары отводятся через поры тепло-»бменника. Здесь тепловой поток отнесен к поверхности прорезей теплообменника. При «несении теплового потока к базовой поверхности теплообменника значение д0 увели-гивается примерно в 5 раз.

Таким образом из Рис. 18 видно, что в исследованных образцах при увеличении Ос >т значения Q0 = 0 до значения О0 = Qomax = 16.5 Вт температура объекта также увели-

ДТ, К

15 10

1 1 1 / 'д

А -Твх=263 К;| о - Твх= 253 К;|

/

Л э

«'2 Вт/м К

200

100

1 1 1 1

д . о - Tex=263K; I ТВХ=253К; 1

д

9

12 q010~2, Вт/м2

3 6

12 q010 2,Вт/м2

Рис. 18 Заеисимост ьразности температур между поверхностью теплообменника и сублимирующей С02 от плотности теплового потока

Рис. 19 Зависимость коэффициента теплоотдачи от поверхности теплообменника к сублимируюгцей СО? от плотности теплового потока

мвается от 195 К до 213 К.

Тепломассоперенос в пористой структуре твердого рабочего тела может быть оха-якгеризован таким теплофизическим параметром как эффективная теплопроводность -1эф. Ранее в математической модели были получены уравнения для расчета Я,ф в зависи-юсти от координат и тепловых потоков. Зависимость А,ф(х) для заданных значений теп-говых потоков может быть тождественно представлена в виде АЭф(7'). На Рис. 20 показа-гы зависимости Яэф(х) для различных значений теплового потока <20, рассчитанные по равнению (43). Следует подчеркнуть, что в рассматриваемой пористой структуре теп-ювой поток переменен по высоте твердого блока и изменяется от минимального значе-[ия у границы кристаллизации до наибольшего значения в зоне сублимации.

Из графиков видно, что зависимость /~,ф(х) имеет четко выраженный максимум в оне, где производная с1Т/с1х минимальна. С увеличением тепловой нагрузки максимум озрастает и смещается в направлении зоны сублимации.

о

9

Средние значения коэффициента эффективной теплопроводности, определенные учетом экспериментальных данных по температурным поля, расходам, высотам твердс

Вт/мК

2,5 2,0 1,5 1.0 0,5 0.0

I 1

1 - О, = 1 Вт;

II III - а„ = 2 - О» = 5 Вт; Вт;

г\

\ / \ ^

/// нК

0,0 2,5 5,0 7,5 10,0 X, мм

Рис. 20 Изменение Л,^ по высоте твердого пористого блока

Кр Вт/мК

3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1.0

I I I I I

—по уравнениям (40) и (41) 1 —о-с учетом уравнения (42)

/

✓

й

5 10 15 20 25 30 35 Р,%

Рис. 21 Зависимость средней от пористости

Рис. 22 Схема компрессионно - сублимационной холодильной машины: 1 -компрессор; 2 - конденсатор; 3 - высокотемпературный рекуперативный теплообменник; 4 - сепаратор; 5 -дроссель; 6 - низкотемпературный рекуперативный теплообменник; 7 - пусковой дроссель; 8 - НТК.

го блока хладагента для разных режимов рабе ты НТК БСО (уравнения 40...42), представлем на Рис. 21. Зависимости определенны

по разным методикам, имеют одинаковый хг рактер и близкие значения Лэф.

Из графиков, следует, что как максимал! ные, так и среднеинтегральные значения Л^ 5...8 раз превышают теплопроводность монс литного блока С02.

Напомним, что понятие эффективной теп лопроводности, учитывающее свойства струи туры, позволяет использовать для расчето простые модели, основанные на предположи нии, что в НТК располагается монолитны твердый блок с известной эффективной тепло прово дноегью.

Устойчивость и надежность работы ра зомкнутого углекислотного БСО позволил разработать схемы компрессионно - сублима ционных холодильных машин, в которых НТ] используется в качестве основного рабочег узла. На Рис. 22 приведена одна из возможны схем машины, предназначенной для работы н смеси Ш2-изобутан, а на Рис. 23 - основны элементы цикла низкотемпературного узла.

При двухступенчатом компрессоре подобная углекислогная машина может исполь оваться до температур порядка ¡90 К. Она может применяться также в качестве низко емпературной ступени в каскадной холодильной машине.

Испытания опытного образца подтвердит перспективность предложенной схемы.

На основании приведенных выше теоретиче ских и экспериментальных исследований бит разработаны опытные образцы углекислотньг БСО для Пулковской и Армянской обсерваторий Образцы разрабатывались по заданию Г АО А! СССР. Ниже приводятся технические характери стики одного из опытных образцов БСО. Холодопроизводительность

максимальная... 15 Вт номинальная.... 2.5 Вт

Температура термостатирования................200 К

Точность поддержания температуры.........±0.3 К

Время выхода на температуру 200 К,

не более...............................................300 с

Масса СО2, потребляемая за время пуска,

не более....................................................0.15 кг

'асход СО2 в установившемся режиме...........................................................2.8 Ш3 кг/с

'азмеры НТК - диаметр 0.031 м, высота 0.030 м. Габариты и масса рефрижераторной шока - 0.130 х0.150 х0.200м и 0.9 кг.

В дополнение к этим характеристикам укажем, что опытные образцы БСО работал1 стойчиво в диапазоне температур среды 300...243 К и полностью удовлетворяли уело 1иям технического задания.

Выводы

Проведенные в визуальной ячейке экспериментальные исследования показали, что) ГТК БСО на газопроницаемой поверхности может возникать пульсирующая капилляр го-пористая структура твердого хладагента, образованная скелетом и множеством упо »ядоченных периодически обновляющихся микрокапилляров, берущих начало в зо» ублимации и пронизывающих твердый блок до его границы с жидкой фазой. : Сформулированные необходимые и достаточные условия образования и длительно о существования капиллярно-пористой структуры твердого хладагента в замкнуто* юнтуре сублимационных холодильных машин позволили разработать новые схемы I инструкции машин, работающих без нарушения циркуляции и использующие специ зические свойства пористых структур.

Разработанная двумерная нестационарная модель структурообразования в пористы.' ладагентах привела к расчетным соотношениям, определяющим процессы зарождения оста, стационарного существования и уничтожения микрокапилляров в виде простран твенных геометрических поверхностей.

Псевдостационарная математическая модель, а также о многоступенчатая телеско ическая форма микрокапилляров и их подобие открытым тепловым трубам дали воз южность определить температурные поля, рассчитать тепломассоперенос в пористо!

Рис. 23 Т-з диаграмма процессов в компрессионно-сублимационной холодильной машине

структуре и оценить тепловые потоки на границах блока твердого хладагента, где пр исходят процессы кристаллизации и сублимации.

5 Проведенное сравнение экспериментальных и расчетных характеристик БСО дш хорошее согласование, что подтверждает правомерность допущений, принятых при то рстическом анализе, и возможность применения предложенных уравнений для расчел рассматриваемых установок.

6 Исследование свойств пульсирующей структуры позволило выявить ее нову функцию, выражающуюся в том, что она может выполнять роль саморегулируемо! дросселя, автоматически оптимизирующего работу холодильной машины при разлтг ных полезных тепловых нагрузках.

7 Изучение тепломассопереноса в капиллярно-пористой структуре твердой С02 пок зало, что она обладает эффективной теплопроводностью, в 5 - 8 раз превышающей те] лопро водность обычной твердой фазы, и это дает возможность использовать блок ш ристого хладагента в качестве эффективного рекуперативного теплообменника, раб тающего в диапазоне температур между фазовыми переходами кристаллизации и cyf лимации, происходящими при разных давлениях.

8 Исследования опытных образцов сублимационных охладителей показали, что пло ность теплового потока от объекта охлаждения к сублимирующему хладагенту не дош на превышать величин q0 Вт/м2, отнесенных к площади базовой поверхност газопроницаемого теплообменника. Превышение нагрузки приводит к прорыву жидкс фазы в область низкого давления и к обратимому разрушению пористой структуры твердом хладагенте.

9 Предложенные новые схемы компрессионно-сублимационных охладителей допу< кают переход рабочего тела в твердое состояние без нарушения циркуляции, расшир? выбор рабочих тел и температурные диапазоны работы охладителей.

1« Опытные образцы углекислотных баллонно-сублимационных охладителей успепн использованы в астрономических обсерваториях Украины, России и Армении для охл, ждения фотоумножителей до температуры 200 К при тепловой нагрузке 6 Вт.

Основное содержание диссертации изложено в публикациях:

I. Баглюк В.П., Дворницын А.П., Роженцев A.B., Себов A.A. Балонный сублимационный охл дитель.- Вопросы радиоэлектроники, Серия ОВР(ТРТО),1989,вып.12, с.27-33. I. Роженцев A.B. Тепломассоперенос в пористых хладагентах сублимационных охладителе! Вопросы радиоэлектроники, Серия ОВР(ТРТО), 1990,вып. 12, с. 93-101.

5. Баглюк В.П., Дворницын А.П., Роженцев A.B., Себов A.A. Математическая модель баллонн сублимационного охладителя,- Холодил, техника и технология: Респ. межвед. науч.-техн. с( 1989,вып.48,с. 32-34.

t. Баглюк В.П., Дворницын А.П., Роженцев A.B. Баллонный сублимационный охладите® Приборы и техника эксперимента, 1989, №6, с. 12.

Белозерова Л.А., Котюков Ю. Д., Роженцев A.B. Устройство термостабилизации катода фот электронных умножителей.-Приборы и техника эксперимента,1986,№3,с.11-12. >. Роженцев A.B. Эффективная теплопроводность пористой углекислоты,- Холодил, техника технология: Респ. межвед. науч.-техн. сб., 1994, вып. 56, с. 57-61.

Роженцев A.B. Компрессионно-сублимационная холодильная машина, работающая на тве дом хладагенте,- Холодильная техника, 1992, № 11-12, с. 24-25.

>. Rozhentsev A.V., Naer V.A., Rubnikov M.V. Eine Kältemaschine mit Drossel-Sublimation, - D Killte und Klimatechnik, 1995, №11, s. 940-944.

Rozhentsev A.V., Smimov G.F. Dynamics of interconnected processes of structure formation, :]ting, crystallization of solid carbondioxide into atmosphere.- 10th Int. Heat Transfer Conf., Brighton, 94,7-FM-27, Vol. 4, p. 151-156.

. Роженцев A.B., Смирнов Г.Ф. К вопросу об эффективной теплопроводности твердой С02, Злимируюгцей на пористой поверхности.- Труды 1-ой Российской Национальной Конф. по Теп-эбмену, Москва, 1994, т.VII, с. 179-183.

. Rozhentsev A.V., Smimov G.F. Refrigerating machine using phase transition liquid-solid-vapour. -er. Seminar and Workshop "Heat pipes, heat pumps, refrigerators",The Academy of sciences of lams, September 12-15,1995, Minsk, Belarus, p. 24-29.

. Rozhentsev A.V., Naer V.A., Rubnikov M.V., Zaslavsky V.M. Structure and Heat and Mass ansfer in Solid Capillary Porous Refrigerants.- Proceedings of 2nd European Thermal-Sciences and th UIT National Heat Transfer Conference, Rome, Italy, May 29-31,1996,Vol.1, p.379-384. . Rozhentsev A.V. A throttle-sublimation refrigerating machine using the solid coolant with angeable porous structure.- Proc. of 19th Int. Congr. of Refrigeration, The Hague, The Netherlands, igust 20-25,1995,v.HIa, 3 Equipment and Processes, p. 176-183.

. Роженцев A.B. Экспериментальные исследования температурных характеристик баллонно-элимационного охладителя,- Придшпровський науковий Bicmnc, науковий журнал, Малшнобу-вання, №54 (65), грудень1997, с.35-38.

i. Роженцев А.В. Анализ устойчивости режимов работы баллонно -сублимационного охладите.- V науч.-метод, конф. "Человек и окружающая среда-проблемы непрерывного экологического разования в ВУЗах", Сб. науч. трудов, Одесса, 16-18 сентября 1996, с. 133. и Роженцев А.В. Твердые теплохладоносители с подвижной капндлярно-порнстой сгруктурой,-шдтпровський науковий BicHHK, науковий журнал, №8(19), березень 1997,с.13-14

Роженцев А.В. Д1шамическая модель углекислотного баллонно-сублимационного охладите.- V туч.-метод. конф. "Человек и окружающая среда - проблемы непрерывного экологического разования в ВУЗах", Сб.науч. трудов, Одесса, 16-18 сентября 1996, с. 134. I. Роженцев А.В. Капиллярно-пористое структурирование твердой С02, сублимирующей на зопроницаемой поверхности.- Придшпровський науковий Bicrenc, науковий журнал, № 8(19), резень 1997, с. 11-12

Роженцев А.В. Модель тепломассообмена в пористой структуре озонобезопасного хладагента - V научно-методическая конференция "Человек и окружающая среда - проблемы непре-юного экологического образования в ВУЗах", Сб. науч. трудов, Украина, Одесса, 16-18 сентября '96, с. 135

(. Rozhentsev А. V. Dynamics of the structure formation and heat-and-mass transfer in solid capillary-irous refrigerants.- Proceedings of 8th Annual Int. Energy Week Conf., January 28-30, 1997, Houston, :xas, USA, book VI, v.I, p. 14-28.

I. Роженцев А.В. Тегоюмассоперенос в твердых теплохладоносителях с меняющейся под воз-йствием граничных условий пористой структурой.- IV Всесоюзная конф. молодых исследовате-•й "Актуальные вопросы теплофизики и физической гидрогазодинамики", Новосибирск; Инст. плофизики СО АН СССР,1991,с.194-195.

i. Наер В.А., Роженцев А.В., Заславский В.В. Углекислотный сублимационный охладитель.-атериалы 60-й науч.-техн. конф. Теория и Практика ВУЗовской Науки, Одесса, Одесская Гос. гадемия Холода, 1995, с. 49-50.

I. Rozhentsev A.V. Solid coolant with changeable porous structure.-13th European Conf. on Thcrrno-iysical Properties, 29 August-3 September 1993, Lisboa, Portugal, Psl-19.

I. Роженцев A.B., Заславский B.M. Контактный теплообмен при сублимации углекислоты на зопроницаемой металлической поверхности. -Деп. в ГНТБ Украины 13.12.94,№ 2400-Ук94.10 с.

25. Роженцев А.В., Заславский В.В. Стационарная модель тепломассообмена в самоорганизук щихся пористых структурах.- Материалы 60-й науч.-техн. конф. Теория и Практика ВУЗовскс Науки, Одесса, Одесская Гос. Акад. Холода, 1995, с. 42.

26. Роженцев А.В. Компрессионная-сублимационная холодильная машина.- Межреспубликш екая науч.-практич. Конф. Совершенствование холодильной техники и технологии для эффекта ного хранения и переработки сельхозпродукции, Краснодар, 1992, с. 6.

27. Роженцев А.В., Заславский В.В. Анализ устойчивости режимов работы баллон» сублимационного охладителя.- Материалы 60-й науч.-техн. конф. Теория и Практика ВУЗовскс Науки, Одесса, Одесская Гос. Академия Холода, 1995, с. 27.

28. Роженцев А.В. Динамика сопряженных процессов структурообразования, плавления, кр] сталлизации и сублимации твердой углекислоты в атмосферу. - IX школа-семинар молодых уч ных и специалистов Современные проблемы газодинамики и тепломассообмена и пути повыш ния эффективности энергетических установок, 17-22 Мая '93,Ml ГУ, Москва, с.54-55

29. Rozhentsev A.V. Solid coolant with changeable porous structure.- 11th Int. Cong, of Chemical Eng neering, Chemical Equipment Design and Automation, Praha, 29.08. - 03.09.1993, p. G8[787],

30. Роженцев А.В. Математическая модель структуре образовать в капиллярно-пористых хлад генгах.- Тепловые режимы охлаждения РЭА, науч.-техн. сб., № 4,1997, с.22-26.

31. Роженцев А.В. Тепломассообмен в пористых хладагентах баллонно - сублимационных охл дителей, Автореф.дис....канд.техн.наук.-Одесса, 1991.- 16 с. (ДСП).

32. Роженцев А.В. Холодильная машина, работающая на твердом хладагенте.- Холодильная те пика и технология, №1(57),1997, с. 23-27.

33. Rozhentsev A.V. Capillary-porous structures as a specific form of a volume sublimation in sol refrigerants.- Third ISHMT/ASME Heat and Mass Transfer Conf., Indian Inst, of Technology, Kanpi India, December 29-31 1997, p. 279-284.

34. Rozhentsev A.V., Rubnikov M.V. A peculiarity of effective thermal conduction in solid capillar porous refrigerants.- Third ISHMT/ASME Heat and Mass Transfer Conf., Indian Inst, of Technolog Kanpur, India, December 29-31 1997, p. 285-287.

35. Rozhentsev A.V. Percolation and heat-and-mass transfer in solid capillary-porous refrigerant: Cryogenic Engineering Conf. / Int. Cryogenic Materials Conf., Portland, Oregon, USA, July 28 - Augi 1 1997, p. GFG-AB-412.

36. Роженцев А.В. Дроссельно-сублимационная холодильная машина, работающая на тверд« хладагенте с изменяющейся пористой структурой.- Придкшровсышй науковий bîchhk, науков! журнал, №15(26), травень 1997,с.40-43.

37. Роженцев А.В. Теплообмен при сублимации С02 на пористой поверхности.- Придншровсыа науковий вюник, науковий журнал .Машинобудувашм, №54(65), грудень 1997, с. 10-13.

УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ, ИНДЕКСЫ И СОКРАЩЕНИЯ А V и р - коэффициенты теплопроводности, Вт/(м К), кинематической вязкости, м^/с и плотное] кг/м3; Ср- изобарная теплоемкость, Дж/(кг-К); р, Т иг- давление, Па, температура, К и энгаяыд Дж/кг; дг, и щ - интенсивность внутренних источников теплоты, Вт/м3 и массы, кг/с м3; Я и / универсальная газовая постоянная, Дж/(моль К) и молекулярная масса хладагента, кг/моль; Н, с Я - высота, м, диаметр, м и площадь поперечного сечения, м2; <20 и 32т - полезная тепловая I грузка и суммарный теплоприток в НТК, Вт, г- время, с; т - массовый расход, кг/с; а - линейн коэффициент теплоотдачи, Вт/(мК); Р - пористость твердого блока.

т - твердая фаза; ж - жидкая фаза хладагента; к - кристаллизация; с - сублимация; \у - стенка НТ ос - окружающая среда; эф - эффективное значение величины; НТК - низкотемпературная каме] ВСО - баллонно-сублимационный охладитель; КПС - капиллярно-пористая структура.

АННОТАЦИЯ

Роженцев A.B. Капиллярно-пористые структуры в твердых хладагентах: условия разования, теплофизические свойства, функциональные возможности, блимационные охладители на их основе. - Рукопись.

Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук пс ециальности 05.04.03 - холодильная и криогенная техника, системь ндиционирования. - Одесская государственная академия холода, Одесса, 1998.

Теоретически и экспериментально исследованы условия возникновения и ительного существования в контуре холодильной машины твердой фазы хладагента с 'движной капиллярно-пористой структурой. Изучены теплофизические свойства руктуры и происходящие в ней процессы тепломассопереноса. Разработаны и следованы опытные образцы углекислотных сублимационных охладителей, в которых ализованы многофункциональные возможности структуры и в которых капиллярно-•ристый твердый хладагент существует без нарушения циркуляции. Определены циональные области применения холодильных машин, работающих с твердым ¡адагентом.

Ключевые слова: твердый хладагент, сублимационный охладитель, капиллярно->ристые структуры, самоорганизационное структурирование.

SUMMARY

Rozhentsev A.V. Capillary-porous structures in solid refrigerants: conditions of rmation, thermophysical properties, functionalities, sublimation coolers on the basis oi em - the manuscript.

Thesis for a degree of the doctor of technical sciences on speciality 05.04.03 -frigerating and cryogenic engineering, system of conditioning. Odessa State Academy of rfrigeration, Odessa, 1998.

Theoretically and experimentally conditions of occurrence and long existence of the solid lase of refrigerant with dynamic capillary-porous structure in a contour of the refrigerating achine were investigated. There were studied thermophysical properties of structure and heat id mass transfer, occurring in it. Experimental samples of C02 sublimation coolers, in which e multifunctional opportunities of structure are realized and in which is capillary - porous ilid refrigerant exists without infringement of circulation were worked out and investigated, tie rational areas of application of the refrigerating machines working with the solid frigerant were determined

Key words: solid refrigerant, sublimation, cooler, capillary-porous structures, self ganizing structure formation, heat exchange.