Экспериментальное исследование и разработка методов расчета кризиса теплообмена при кипении углеводородных топлив

Размещено на http://www.allbest.ru/

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Специальность: 01.04.14 - Теплофизика и теоретическая теплотехника

Экспериментальное исследование и разработка методов расчета кризиса теплообмена при кипении углеводородных топлив

Ильясов Тимур Рудольфович

Казань 2006



Работа выполнена на кафедре электротехники и электроники Камской государственной инженерно-экономической академии (КамПИ).

Научный руководитель - доктор технических наук, профессор Сабирзянов А.Н.

Официальные оппоненты

доктор технических наук, профессор Дмитриев С.В.

кандидат технических наук, профессор Дресвянников Ф.Н.

Ведущая организация - Казанский государственный энергетический университет

Ученый секретарь диссертационного совета, кандидат технических наук, доцент А.Г. Каримова



1. Общая характеристика работы

Актуальность темы. Развитие ряда отраслей энергетики, современной ракетно-космической техники, самолетостроения связано с проблемой отвода весьма значительного количества тепловой энергии. Одним из наиболее эффективных видов высокофорсированного теплообмена является кипение. К настоящему времени проведены обширные исследования по изучению закономерностей теплообмена при кипении в условиях штатной эксплуатации энергетического оборудования. Одной из таких задач является исследование энергетических конструкций под воздействием мощного теплового удара с целью получения надёжно обоснованных показателей теплового состояния, в частности - изучение теплообмена при кипении в резко нестационарных условиях, переходных и аварийных режимах. Теплообмен при нестационарных тепловыделениях, исследован значительно в меньшей степени, чем другие вопросы кипения. А использование в моделях нестационарного теплообмена зависимостей, полученных в стационарных условиях, приводит к существенным ошибкам.

На практике в реальных энергетических аппаратах могут возникнуть быстрые изменения режимных параметров, во много раз превышающие скорость развития процесса кипения, в том числе тепловой удар.

Если в отношении теплообмена при кипении в стационарных условиях требуется совершенствование имеющихся расчётных методов, то для определения характеристик кипения при ударных нагрузках такие методы потребовалось создавать вновь, поскольку отсутствует научная база для их разработки, а имеющиеся экспериментальные данные немногочисленны и носят отрывочный характер.

В настоящее время летательные аппараты (ЛА) достигают больших скоростей полета, вследствие чего наблюдается аэродинамический нагрев элементов конструкций. Как отмечается в работах Фаворского О.Н. и Курзинера Р.И., топлива в условиях больших скоростей полета являются практически единственным источником холода, обеспечивающим работоспособность энергетической установки. Реактивные топлива современных высокоскоростных самолетов используются для охлаждения наиболее теплонапряженных поверхностей лишь в жидкой фазе.

Существенное увеличение интенсивности теплоотвода может быть достигнуто увеличением предельных температур нагрева топлив и использования теплоты их парообразования. Проблема использования кипящих топлив для охлаждения двигателей требует решения ряда задач, одной из которых является определение закономерностей теплоотдачи в условиях кипения и определение верхней границы (спинодаль) области возможных перегревов топлив.

К настоящему времени число опубликованных работ по многокомпонентным углеводородным смесям весьма незначительно. Нефтепродукты и углеводородные топлива, в частности, обладают рядом особенностей. Во-первых, различие в природе нефти, непостоянство углеводородного состава топлив одной и той же марки, связанное с нефтехимическими процессами ее переработки, сказывается на их фракционном составе и прежде всего на температурах начала и конца кипения. Во-вторых, при нагреве топлив снижается термоокислительная стабильность и образуется кокс на стенках каналов, выделяются газы, насыщающие пристенный слой жидкости и в то же время способствующие испарению жидкости увеличивая площадь поверхности на границе пар-жидкость.

Развитие современных жидкостно-реактивных двигателей (ЖРД) связано с повышением удельного импульса тяги, которое возможно из-за применения высококалорийных топлив. При этом возникают новые проблемы по охлаждению камеры сгорания ЖРД, так как высокие плотности теплового потока создают большие степени перегрева охладителя в пограничном слое. Поэтому определение границ области, в которой возможно существование жидкой фазы, является важной задачей при создании эффективного охлаждения камеры сгорания ЖРД.

Из отмеченного выше следует, что исследование закономерностей кризиса теплоотдачи при кипении углеводородных топлив в условиях наброса тепловой нагрузки является актуальной научной задачей.

Цель работы заключается в разработке методов расчета кризиса теплообмена при кипении углеводородных топлив в условиях наброса тепловой нагрузки, многократно превышающей критическую.

Для достижения поставленной цели в работе решаются следующие научные задачи:

Построение и анализ экспериментальных зависимостей температуры теплоотдающей поверхности на границе стенка-топливо в нестационарных процессах в условиях ступенчатого тепловыделения.

Опытное определение температуры предельного перегрева реактивного топлива ТС-1, бензина АИ-93, дизельного топлива Л-02-40 на образцах с размерами, соответствующими реальным поверхностям.

Совместный анализ и сопоставление результатов визуализации эксперимента и температурных зависимостей.

Изучение режимов теплообмена при «набросе» теплового потока, многократно превышающего критический; опытное определение времени наступления кризиса кипения.

Определение области возможных перегревов углеводородных топлив и рекомендация метода расчета температуры предельного перегрева топлив.

Разработка зависимостей для расчета времени возникновения кризиса теплообмена ф_кр.

Научная новизна работы заключается в следующих результатах, выносимых на защиту:

разработана методика расчета кризиса теплообмена при кипении углеводородных топлив;

получены экспериментальные данные по времени наступления кризиса кипения ф_кр. топлив и других жидкостей при «набросе» тепловой нагрузки, превышающей на порядок и более критическую, на границе стенка-теплоноситель в широком диапазоне недогревов и давлений;

разработана методика определения границ возможных перегревов реактивных топлив;

получена зависимость, позволяющая оценить при известном значении q_кр.1 время ф_кр., в течение которого при заданном уровне набрасываемой удельной мощности существует эффективный теплообмен жидкости с теплоотдающей поверхностью;

Достоверность полученных результатов, обеспечивается использованием апробированных методов исследования процесса кипения, а в случаях применения новых экспериментальных методов - их тщательной отработкой, внимательным анализом всех видов погрешностей; подтверждением надежности экспериментальных исследований служит хорошее согласование результатов контрольных экспериментов с данными других авторов. Достоверность и обоснованность теоретических результатов обеспечивается тем, что все модельные представления работы опираются на надежные экспериментальные исследования процесса кипения, и подтверждаются численными оценками в процессе анализа.

Практическая ценность заключается в возможности повышения надежности энергетических установок (ЭУ) и объектов, в том числе большой мощности. Общие результаты исследований позволяют создать более точные методики расчета систем охлаждения энергетических установок, которые функционируют в крайне нестационарном и форсированном во времени режимах. Результаты исследований, приведенных в работе, позволят определить:

область возможных перегревов топлив;

температуру начала закипания реактивных топлив при набросе тепловой нагрузки, многократно превышающей критическую;

время эффективного теплообмена от начала ступенчатого тепловыделения;

время разрушения конструкции ЭУ при заданной мощности тепловыделения.

Апробация работы. Результаты исследования докладывались и обсуждались на НТС лаб. 102, отд. 10 ОАО НПО ЦКТИ им. И.И. Ползунова, г. Санкт-Петербург, 2005г. На НТС кафедр «Энергетические и промышленно-гражданские сооружения», «Компьютерные технологии и эксперимент в теплофизике» СПбГПУ 2005г., на НТС кафедры «Электротехники и Электроники» КамПИ в 2004, 2005, 2006 годах.

Личный вклад автора в работу. Личный вклад автора в работы, вошедшие в диссертацию, является определяющим. Автором создана экспериментальная установка в соответствии с целями исследования; проведены эксперименты, выполнены обработка и анализ экспериментальных результатов.

Публикации. По материалам исследований опубликовано 7 печатных работ.

Объем и структура работы. Диссертация изложена на 120 страницах, состоит из введения, 4 глав, основных результатов и выводов, заключения и списка использованной литературы из 99наименований. Текстовая часть иллюстрируется 6 таблицами и 60 рисунками.

2. Содержание работы

Во введении показана актуальность темы, сформулированы цель работы и задачи исследований. Освещены научная новизна и практическая ценность полученных результатов, дана краткая аннотация содержания работы.

В первой главе представлен обзор литературных данных и обоснованы задачи исследования.

Реактивные топлива представляют собой сложные многокомпонентные смеси углеводородов. В настоящее время в литературе имеются некоторые расчетные рекомендации для бинарных систем. Их суть заключается в том, что авторы вводят в известные уравнения для однокомпонентных жидкостей концентрационные критерии, и на основе этого учитывают влияние состава системы на имеющиеся корреляции. Такой метод применяют также для тройных систем, хотя в этом случае уже создаются определенные трудности, т.к. расчетная зависимость принимает довольно громоздкий вид. Этот метод неприемлем для сложных, многокомпонентных систем, какими являются различные топлива, вакуумные масла и т.п., так как для них трудно определить даже первоначальный компонентный состав, зависящий от природы самой нефти и технологии ее переработки. В связи с этим при обобщении опытных данных по термодинамическому кризису теплоотдачи при кипении подобных систем ограничиваются, в основном, эмпирическими зависимостями. Существенным препятствием при анализе результатов измерения является также отсутствие надежных значений теплофизических свойств смесей.

Рассмотрена проблема закипания жидкости, включающая вопросы области возможных перегревов жидкости, гомогенное и гетерогенное зародышеобразование.

На основе анализа имеющихся материалов по проблеме теплообмена в условиях наброса нагрузок обоснованы задачи исследований, сформулированные во введении.

Во второй главе описана экспериментальная установка и разработана методика исследований.

Экспериментальная установка состояла из трех частей: энергетической (включая экспериментальный участок), измерительной и технологической (рисунок 1).

Энергетическая часть: 1 - трансформатор (ТК-404), 2 - автотрансформатор (АОМН-40-220-75), 3 - токоподводящие провода, 4 - автомат установочный (А3110), 5 - токоподводящие шины, 6 - электронагреватель (кипятильник), 7 - экспериментальный участок.

Измерительная аппаратура: 8-осциллограф Н117, 9-скоростная кинокамера, 10-вольтметр, 11-амперметр, 12-трансформатор тока.

Технологическая часть: 13-выход и слив, 14-дистиллятор, 15-ёмкости для хранения жидкости, 16-электроизоляционный брус, 17-ёмкость для «приработки» поверхности, 18-шланги для подачи и отвода воды (охлаждение трансформатора) 20-стол, 21-подставка под трансформатор тока.

Рисунок 1. Условная схема - вид экспериментальной установки

Экспериментальный участок (рисунок 2) содержит прямоугольный сосуд 9 емкостью около 64л. из дюралюминия со смотровыми окнами в боковых стенках (в некоторых случаях опытный образец размещался в другом стеклянном сосуде вместительностью более 10 л.) Прозрачные стенки емкости позволяли производить фотосъемку, скоростную киносъемку и четко фиксировать момент кризиса. Экспериментальный образец 1 в виде трубки из нержавеющей стали 12Х18Н9Т, диаметром d_нар = 10 мм, толщиной стенки д = 0,2 мм и рабочей длиной l = 2,5 . . . 170 мм включался в электрическую цепь с помощью медных токоподводящих шин 2 и 3. Опытными образцами также служили прямоугольные пластины размером 56хI88 мм из нержавеющей стали 12ХI8Н9Т толщиной 0,5 мм и дюралюминия ДI6АТ толщиной 0,58 мм, расположенных горизонтально и поставленных вертикально на ребро, теплоотдача происходила с двух сторон. Провода 6 для измерения падения напряжения припаивались к экспериментальному образцу на расстоянии 5мм от места соединения нагревателя с токоподводящими шинами 2, рассчитанного по методике Орнатского А.П., Глущенко Л.Ф., для предотвращения влияния торцевых потерь тепла. Для выяснения физики происходящих процессов при различных режимах теплообмена использовалась скоростная кинокамера 10 и специальная термопарная гребенка 4, позволяющая замерять температуру жидкости в пристенном слое как по толщине, так и по высоте. Скорость съемки составляла 4500 кадров в секунду. Экспонированная и проявленная кинопленка изучалась с помощью монтажного столика «Купава - 16». Образец нагревался переменным током от сварочного трансформатора ТК-404 мощностью 100 кВт.

Рисунок 2. Экспериментальный участок: 1-опытный образец; 2, 3-токоподводящие шины; 4-термопарная гребёнка с ползуном; 5-салазки; 6-кольца токосъёмные; 7-опора; 8-заглушка; 9-бак; 10-скоростная кинокамера

В опытах применялись керосин ТС-1, бензин АИ-93, дизельное топливо Л-02-40. Жидкость находилась в большом объеме в условиях естественной конвекции. Диапазоны изменения давления р=0,1…0,6МПа, недогрева - ? Т_нед = 100 …180К (для керосина), ? Т_нед = 40К(Аи - 93), ? Т_нед = 190К (дизтопливо), ? Т_нед = 0 …140К (для воды). Набрасываемая мощность тепловыделения изменялась равномерно в диапазоне от 1,5 до 16 МВт/м² , время нарастания электрической мощности до амплитудного значения не более 5 мс. Проведенные оценки показали, что закон тепловыделения q_э, приближенно, можно считать ступенчатым.

В ходе эксперимента измерялись следующие величины (рисунок 3): давление и температура окружающего воздуха, тепловая нагрузка (определялась по падению напряжения на образце и силе тока), U - падение напряжения на опытном образце, T_w ^в, T_s - температуры внутренней поверхности образца и жидкости.

Рисунок 3. Схема системы измерений

Проведенные оценки по числам Вi и Fо для условия проводимых экспериментов показали, что Вi<1, Fo>>1, поэтому изменение профиля температур стенки по толщине можно принять квазистационарным и температура наружной поверхности Т_w определялась с учетом температурного перепада в стенке.

В режиме метастабильного кипения температура поверхности от начала закипания до возникновения кризиса теплоотдачи (рисунок 4) изменятся несущественно (не более 15%, а разброс температур при ступенчатом тепловыделении нагрузки, многократно превышающей критическую, достигает 30%, с достаточным основанием можно считать, что температура в этот период остается постоянной), поэтому в пределах этого режима теплосъема можно пренебречь количеством теплоты, расходуемой на прогрев рабочего участка, а плотность теплового потока на поверхности можно принять как q_w = Q/F, где Q - мощность скачка тепловыделения, определяемого по электрическим параметрам, Вт; F - площадь теплоотдающей поверхности, м².

Рисунок 4. Изменение температуры поверхности при ступенчатом тепловыделении. (Режим метастабильного кипения: от начала кипения до наступления кризиса теплоотдачи)

При набросе тепловой нагрузки, многократно превышающей критическую, температура поверхности в период метастабильного кипения достигает высоких значений (300°С и выше, вплоть до температуры предельного перегрева жидкости Т_пр.). Это обстоятельство потребовало проведения оценки потерь тепла излучением, которое показало, что максимальная доля теплоты, переносимая излучением, не превышает 10% от общего тепловыделения. И на фоне хорошо известного технологического разброса экспериментальных данных, характерного для кипения (тем более при нестационарном тепловыделении), вполне допустимо не учитывать этот вид теплопереноса. По осциллограмме нестационарного процесса (рисунок 5) определялись ф_н.к., ф_кр.- времена начала кипения и наступления кризиса кипения.



Рисунок 5. Осциллограммы изменения сигналов силы тока (A_J), температуры (температурного напора)(A_ДT), электрического напряжения(A_U). ф_н.р, ф_к.р - соответственно время начала и конца разрушения образца. U_хх - напряжение холостого хода трансформатора

Проведенные оценки показали, что максимальная относительная погрешность определения плотности теплового потока и температурного напора не превышает 7% и 15%, времени наступления кризиса кипения - 10%.

В третьей главе обосновывается выбор характеристик теплообмена, определяющих разрушение оболочковых конструкций при скачкообразном тепловыделении, к которым относятся:

Время наступления кризиса кипения ф_кр- определяет время от начала теплового удара до наступления кризиса кипения (время разрушения)- кризиса типа «А». Ему предшествуют стадии нестационарной теплопроводности и метастабильного кипения.

Время закипания жидкости ф_н.к. - определяет время наступления кризиса теплоотдачи при набросе высоких тепловых нагрузок. (Кризис типа «Б» является результатом почти мгновенного вскипания перегретой жидкости при достижении температуры предельного перегрева жидкости Т_пр, ему предшествует стадия нестационарной теплопроводности. Именно поэтому возникает необходимость определения Т_пр).

Коэффициент теплоотдачи в области метастабильного кипения - определяет тепловое состояние конструкции в период «псевдокипения», ?Т_н.к. - температурный напор начала закипания, необходимый для расчета времени вскипания жидкости в режиме нестационарной теплопроводности.

Первая стационарная плотность теплового потока q_кр.1 - определяет безопасную границу теплового воздействия.

Установлена достаточность указанного набора характеристик для характеристики разрушения образца.

Четвертая глава посвящена определению области возможных перегревов углеводородных топлив и их термодинамического кризиса теплоотдачи. С этой целью приведен анализ экспериментальных зависимостей температуры теплоотдающей поверхности от времени при ступенчатом тепловыделении (рисунок 6). Как видно, при нестационарном теплоподводе к углеводородному топливу в свободном объеме возможны оба типа кризисов кипения. Для первого из них (кривые 2-5) характерно существование режима метастабильного пузырькового кипения и предшествующего ему режима нестационарной теплопроводности.

Рисунок 6. Изменение температуры поверхности пластины, погруженной в большой объем керосина ТС - 1 при ступенчатом тепловыделении



Кризису типа «Б» (кривая 1) предшествует во времени единственный режим теплосъема - нестационарная теплопроводность в жидкость. Разность температур поверхности и жидкости, соответствующая этому типу кризиса, практически не зависит от нагрузки. Она близка к экспериментально измеренным значениям предельного перегрева жидкости.

Установлено, что кризисы теплообмена в свободном объеме керосина, воды, преимущественно относятся к типу «А», а в свободном объеме органических жидкостей, - преимущественно к типу «Б».

Для кризиса типа «А» время наступления кризиса кипения реактивных топлив было определено Обуховым С. Г, ранее на основе физической модели его развития (рисунок 9). Им же была предложена зависимость по коэффициенту теплоотдачи для области метастабильного кипения.

Предложена методика и алгоритм определения момента наступления кризиса типа «Б» (рисунок 7). Методика основана на установленном при анализе экспериментальных данных факте, заключающемся в том, что при быстром нагреве пристенных слоев жидкости температура закипания (а значит и кризиса типа «Б») приближается к температуре предельного перегрева жидкости ?Т_пр. Этот факт делает возможным определение времени кризиса по условию ?Т_кр=?Т(ф_кр)=?Т_пр.

Рисунок 7. Алгоритм определения времени наступления кризиса теплоотдачи

Зависимость температуры поверхности от времени определена решением задачи нестационарной теплопроводности для соответствующей геометрии нагревателя.

Из анализа экспериментальных результатов следует, что при реализации кризиса типа «А» характерно выполнение двух условий:

?Т < ?Т_пр; ф_кр < ф_конв

где ф_конв - время развития нестационарной конвекции в жидкости. Последнее условие означает, что если до момента наступления кризиса успевает развиться нестационарная конвекция в жидкости, то расчеты ф_кр по уравнению нестационарной теплопроводности лишены смысла.

Расчет времени наступления кризиса типа «Б» основан на предположении, что в момент кризиса ?Т=?Т_пр и вплоть до ф_кр теплоотдача от поверхности происходит только вследствие теплопроводности в окружающую среду, т. е. ф_кр.? ф_конв (Fo _кр?Fо _конв). Это и есть граница применимости модели, показанной на рисунке 7.

Для исследуемых образцов при q_w?q_кр1 (как для керосина, так и для воды) влиянием свободной конвекции на процесс развития кризиса кипения можно пренебречь, так как ф_кр<< ф_конв. Таким образом, кризису кипения предшествуют (в общем случае) стадии нестационарной теплопроводности и метастабильного пузырькового кипения.

Учитывая, что область термодинамической устойчивости жидкости определяется интервалом температур, ограниченным снизу линией насыщения Т_s; сверху - линией температур Т_пр, - существование пузырькового кипения будет обеспечено, если температура парогенерирующей поверхности не превышает верхней границы температур, т.е. соблюдается неравенство T_s < T_w < T _пр

При достижении поверхностью нагрева температуры, близкой к Т_пр, наблюдается разрушение жидкой структуры кипящей среды.

Рисунок 8. Область возможных перегревов воды (заштрихована): 1-бинодаль; 2-спинодаль

Область метастабильных состояний ограничивается двумя кривыми: бинодалью, или кривой фазового равновесия «жидкость- пар» Т_s (Р_s), которая описывается уравнением Клапейрона - Клаузиуса и, спинодалью или кривой, соответствующей предельным перегревам жидкости ?Т_пр.

Определение значения предельного перегрева керосина Т_пр по статистической формуле Деринга или как нижней границы метастабильных состояний жидкости, вычисляемой по точкам минимумов давлений на изотермах в уравнении состояния вещества, невозможно, так как для реактивных топлив существует термический порог стойкости, выше которого не существует керосина как такового, а образуется другая жидкость с совершенно отличными теплофизическими свойствами. Для керосина нет критического состояния в «классическом» термодинамическом смысле.

Учитывая, что в состав входят топлива 4-5 фракций, температура кипения которых при нормальном давлении колеблется от 80 до 250 ⁰С, предложен следующий алгоритм приближенной оценки предельного перегрева керосина ТС-1 (некоего условного среднего значения).

1. Определить температуры жидкости и пара в пузырьке, исходя из того, что начало фазового перехода определяется вероятностью возникновения жизнеспособных зародышей некоторого критического размера R_кр, находящихся в термодинамическом равновесии с перегретой на ?Т жидкостью. При этом должно выполняться равенство температур жидкости и пара в пузырьке:

Т' = T^” , (1)

и равенство химических потенциалов фаз:

м^ґ (p,Т) = м^Ѕ (p,Т). (2)

Здесь давление в жидкости p^ґ соответствует значениюТ^ґ = Т_s + Д Т, а параметры пара в пузырьке р^Ѕ и Т^Ѕсоответствуют линии насыщения.

2. Определить работу образования зародыша паровой фазы, равную приращению потенциала Гиббса, из выражения

L_{кр =} -V_кр (р^Ѕ - р^ґ) + F_кр у (3)

Здесь у - коэффициент поверхностного натяжения; V_кр = 4/3рR³ _кр и F_кр = 4рR² _кр - соответственно объем и площадь поверхности сферического пузырька критического размера R_кр, который необходимо преодолеть системе для появления устойчиво развивающейся новой фазы. Из (3) с учетом формулы Лапласа

R_кр = 2у /(р ^Ѕ -р^ґ ) = 2у ??р, (4)

устанавливающей связь давления в пузырьке р^Ѕ и в жидкости р^ґ, находим

L _кр = 4 рR² _кру /3 = 16 р у ³ / (3(?р)²) (5)



3. Определить частоту зародышеобразования. Из условий (2) и (4) следует, что пузырьки, размеры которых меньше критических (R < R_кр), будут схлопываться, так как пар в них будет перенасыщен. В случае R > R_кр пузырьки будут расти, что соответствует переходу системы в более устойчивое состояние. Введя функцию распределения паровых пузырьков по числу содержащихся в них молекул, можно получить выражение для частоты зародышеобразования:

J = C exp ( -L_кр / kT), (6)

где J - число паровых зародышей, возникающих в единицу времени в единице объема перегретой жидкости [м ^-3с ^-1], k=1,38*10^-23 Дж/К - постоянная Больцмана.

4. Определить Т_пр. Комплекс G= L_кр / kT , названный числом Гиббса, представляет собой отношение высоты потенциального барьера при образовании паровых пузырьков к средней энергии теплового движения молекул, приходящейся на одну степень свободы системы. Для предэкспоненциального множителя С имеется несколько выражений, полученных различными исследователями (Фольмером, Дерингом и другими). Однако для не очень точных расчетов множитель можно оценить с точностью до второго порядка и принять равным 10³⁸м^-3с^-1. Прологарифмировав (6) учетом принятой для С величины, получим:

lg J = 38 - 0,434 (L_кр /kT ). (7)

Это выражение используется для расчета температуры предельного перегрева жидкости. За начало спонтанного вскипания жидкости принимается ситуация, когда частота зародышеобразования J превышает 10⁷м^-3с^-1 (или lgJ > 7). При этом численное значение J (10⁷ или больше) не играет существенной роли для расчета предельного перегрева, так как величина ДТ_пр. малочувствительна к порядку величины J.

Так, при апробации данной методики для воды при lgJ=7 относительная погрешность определения предельного перегрева не превышает 0,7 % (рисунок 9а).

А Б

Рисунок 9. Зависимость lgJ от перегрева при атмосферном давлении: А - воды, Б - керосина ТС-1

Чтобы определить по (7) температуру предельного перегрева топлива Т_пр, необходимо, задавая несколько значений ДТ (или Т) жидкости, рассчитать величины lgJ. Построив затем зависимость lgJ= f (?Т) (рисунок 9б), определить при lgJ= 7 температуру предельного перегрева жидкости Т_пр.

На рисунках 10, 11, 12 приведено сопоставление экспериментальных данных по предельному перегреву керосина ТС-1, бензина АИ-93, дизельного топлива Л-02-40 в диапазоне давлений, соответствующих практическому использованию реактивных топлив, с результатами расчета по (7).

Температура предельного перегрева экспериментально определялась по точке перегиба кривой температуры теплоотдающей поверхности, соответствующей переходу режима нестационарной теплопроводности к пленочному кипению при ступенчатом тепловыделении. Предварительно были проведены эксперименты на воде, разброс от хорошо известного значения Т_пр. = 202 К не превышал 20%.

Определение Т_пр необходимо в первую очередь для нахождения ф_кр (ф_н.к.) при кризисе типа «Б». Кроме того, существенное увеличение интенсивности теплоотвода может быть достигнуто за счет увеличения предельных температур нагрева топлив и реализации теплоты их парообразования (естественно, при успешном решении задачи предотвращения осадкообразования или использования кипящих топлив в разовых силовых установках, работающих не более 1 мин). При этом проблема использования кипящих топлив для охлаждения двигателей требует решения ряда задач, одной из которых является определение верхней границы (спинодаль) области возможных перегревов топлива.

Рисунок 10. Зависимость предельного перегрева топлива ТС-1.

1 - трубки

2 - пластины; 1,2 - результаты измерения автора

3 - данные Никитина Е.Д., Павлова П.А., Попова А.П.

4 - расчет по теории гомогенной нуклеации (7)

5 - кривая насыщения, расчет по зависимости [Дубовкин Н.Ф.]



Рисунок 11. Зависимость предельного перегрева дизельного топлива Л-02-40

1 - автор

2 - расчет по теории гомогенной нуклеации (7)

3 - кривая насыщения, расчет по зависиости [Дубовкин Н.Ф.]

Рисунок 12. Зависимость предельного перегрева бензина АИ-93

1 - автор

2 - расчет по теории гомогенной нуклеации, (7)

3 - кривая насыщения, расчет по зависимости [Дубовкин Н.Ф.]

Приведены результаты проведенных экспериментальных исследований по предельному перегреву керосина ТС-1, бензина АИ-93, дизельного. топлива Л-02-40, определенному по перегибу кривой температуры поверхности пластины погруженной в большой объем недогретого топлива в условиях ступенчатого тепловыделения. Рекомендован способ расчета предельного перегрева керосина в области давлений, охватывающей диапазон практического использования (рисунки 10, 11, 12).



Основные результаты и выводы

Проведены экспериментальные и теоретические исследования термодинамического кризиса теплообмена при кипения углеводородных топлив и других жидкостей в большом объеме при набросе тепловой нагрузки, превышающей на несколько порядков критическую.

Получены опытные и расчетные данные по температуре предельного перегрева углеводородных топлив и времени наступления кризиса кипения ф_кр в широком диапазоне недогревов и давлений.

Предложен способ определения температуры предельного перегрева углеводородных топлив.

На базе полученных экспериментальных данных и разработки физической модели развития кризиса при внезапном приложении тепловой нагрузки рекомендована зависимость, позволяющая оценить время ф_кр (при кризисе типа «Б», в течение которого при заданном уровне набрасываемой удельной мощности существует эффективный теплообмен жидкости с теплоотдающей поверхностью).

Создана научная база, позволившая получить конкретные инженерные рекомендации по расчету теплового состояния элементов систем охлаждения тепловых двигателей, поверхностей летательных аппаратов, охлаждаемых топливом, топливных баков и других элементов конструкций при внезапном тепловыделении (время достижения кризиса кипения); получены критерии разрушения оболочковых конструкций, заполненных топливом в результате ударного теплового воздействия, позволившие определить время разрушения оболочки при тепловом ударе (ф_кр. - при кризисе типа «А», ф_н.к.- при кризисе типа «Б»).



Публикации

теплообмен кипение углеводородный топливо

1. Ильясов Т.Р. Методы фиксации кризиса кипения при непосредственном обогреве образца разной геометрии электрическим током/Ильясов Т.Р., Обухов Д.С., Обухов С.Г.// Онлайновый журнал «Социально-экономические и технические системы: исследование, проектирование, оптимизация» Камский государственный политехнический институт. № 5, 2004 г.

2. Ильясов Т.Р. Определение первой критической плотности теплового потока в условиях электрического обогрева/Ильясов Т.Р., Обухов Д.С., Обухов С.Г.// «Социально-экономические и технические системы: исследование, проектирование, оптимизация» Камский государственный политехнический институт. № 5, 2004 г.

3. Ильясов Т.Р., Об измерении температуры теплоотдающей поверхности и плотности теплового потока при кипении в нестационарных условиях/Ильясов Т.Р., Обухов Д.С., Обухов С.Г.// «Социально-экономические и технические системы: исследование, проектирование, оптимизация» Камский государственный политехнический институт. № 6, 2004 г.

4. Ильясов Т.Р. Измерение температуры теплоотдающей поверхности и плотности теплового потока в исследовании интегральных характеристик кипения на электрообогреваемых образцах различной геометрии в нестационарных условиях/Ильясов Т.Р., Обухов Д.С., Обухов С.Г.// «Проектирование и исследование технических систем: Межвузовский научный сборник. Камский государственный политехнический институт № 5, 2004 г. С. 153-159.

5. Ильясов Т.Р. Определение первой критической плотности теплового потока в условиях электрического обогрева/Ильясов Т.Р., Обухов Д.С., Обухов С.Г.// Проектирование и исследование технических систем: Межвузовский научный сборник. Камский государственный политехнический институт № 5, 2004 г. С. 137-145.

6. Ильясов Т.Р. О методах определения температуры предельного перегрева жидкости/Ильясов Т.Р.// «Вузовская наука - России», межвузовская научно-практическая конференция. Часть 1. - Наб. Челны: КамПИ, 2005. с. 113-115.

7. Ильясов Т.Р. Об оценке влияния препарирования термопар на образцах различной геометрии при их электрическом обогреве на развитие кризиса кипения/Ильясов Т.Р.// Онлайновый журнал «Социально-экономические и технические системы: исследование, проектирование, оптимизация» Камский государственная инженерно-экономическая академия. № 2, 2006 г.

Размещено на Allbest.ru

...