Розроблено модель динаміки парових бульбашок, народжуються на твердій поверхні в пористих структурах і парогенеруючої стінці (підкладці). Модель заснована на кінофотос'емке швидкісний камерою СКС-1М. Відведення високих теплових потоків (до 2-106 Вт / м2) забезпечується спільною дією капілярних і масових сил із застосуванням інтенсифікаторів. Складено аналітичну модель на основі теорії термопружності. Визначено граничний стан плохотеплопроводного пористого покриття та металевої підкладки. Розраховані теплові потоки від часу спонтанного появи парового зародка (10-8) до часу руйнування матеріалу (102-103 с), т. Е. Описаний інтервал часу від процесу релаксації до макропроцесу (руйнування). Розміри відриваються частинок в момент руйнування пористого покриття, певні в моделі, дають гарний збіг з експериментальними даними, отриманими на оптичному стенді. Руйнування покриття під дією сил стиснення настає в часі значно раніше, ніж сили розтягування. Найімовірніше руйнування відбуватиметься під дією сил стиснення і зсуву. Інтервали теплового потоку, в межах яких відбувається таке руйнування, для кварцового і гранітного покриття, розрізняються. Кожній товщині відривається частки під дією сил стиснення відповідають свої граничні значення теплових потоків, які знаходяться в межах наведених інтервалів. Зі збільшенням питомої теплового потоку в нагрівається шарі і, отже, зі зменшенням часу нагріву, зростає роль напруг стиснення. Незважаючи на високу опірність стисненню, руйнування від стискають термонапруженого відбувається в більш сприятливих умовах миттєво і в мізерно малих обсягах. Представлені експериментальні установки, умови проведення дослідів, результати кризи теплообміну і граничного стану поверхні. Виконано розрахунок критичних теплових потоків. Опрацьована капілярно-пориста система, що працює при спільній дії капілярних і масових сил, має перевагу в порівнянні з кипінням у великому обсязі, тонкоплівковими випарниками і тепловими трубами.

Анотація наукової статті з фізики, автор наукової роботи - Генбач А.А., Бондарцев Д.Ю.


An Analysis of Heat Exchange Crisis in the Capillary Porous System for Cooling Parts of Heat and Power Units

A model of dynamics of the vapor bubbles that emerge on solid surfaces of porous structures and the steam generating wall (bottom layer) is presented in this work. The model was filmed and photographed by a high-speed camera SKS-1М. The discharge of high heat flows (up to 2-106 W / m2) was maintained by the joint action of capillary and mass forces with the help of intensifiers. An analytical model was developed based on the theory of thermoelasticity. The limit state of the porous coating with poor thermal conductivity and the metal bottom layer was determined. Heat flows were calculated from the spontaneous birth of the vapour nucleus (10-8) to the material destruction (102-103 s), thus the interval from the process of relaxation to the maximum process (destruction) was described. The size of the pullout particles determined in the model at the moment of porous coating destruction showed good congruence with the experimental data obtained at the optic stand. The destruction of coating under the compression forces occurs much earlier than the tension forces. It is probable that the destruction will happen under the impact of the compression and shear forces. The intervals of the heat flow when such destruction takes place are different for quartz and granite coating. Each thickness of the pullout particles under the impact of compression forces has its limit values ​​of the heat flows, which are located within the mentioned intervals. As the specific heat flow in the heated layer increases and, therefore, the heating time decreases, the impact of the compression stresses increases as well. Despite the high resistance to compression, destruction from the compressive heat tension occurs in more favorable conditions immediately, and in diminutive volumes. Experimental testing units, test conditions, the outcome of the heat exchange crisis, the limit state of the surface and the calculation of critical heat flows are presented. The capillary porous system that works under the joint action of capillary and mass forces is studied. The system has advantages compared to pool boiling, thin-film evaporators and heat pipes.


Область наук:

  • фізика

  • Рік видавництва: 2019


    Журнал: Известия вищих навчальних закладів. Машинобудування


    Наукова стаття на тему 'АНАЛІЗ КРИЗИ теплопередачі в капілярну-ПОРИСТОГО СИСТЕМІ ОХОЛОДЖЕННЯ ЕЛЕМЕНТІВ ТЕПЛОЕНЕРГОУСТАНОВОК'

    Текст наукової роботи на тему «АНАЛІЗ КРИЗИ теплопередачі в капілярну-ПОРИСТОГО СИСТЕМІ ОХОЛОДЖЕННЯ ЕЛЕМЕНТІВ ТЕПЛОЕНЕРГОУСТАНОВОК»

    ?УДК 631.344 (088.8) doi: 10.18698 / 0536-1044-2019-12-21-35

    Аналіз кризи теплопередачі в капілярно-пористої системі охолодження елементів теплоенергоустановок

    А.А. Генбач, Д.Ю. Бондарцев

    Алматинський університет енергетики та зв'язку

    An Analysis of Heat Exchange Crisis in the Capillary Porous System for Cooling Parts of Heat and Power Units

    A.A. Genbach, D.Y. Bondartsev

    Almaty University of Power Engineering and Telecommunications

    Розроблено модель динаміки парових бульбашок, які народжуються на твердій поверхні в пористих структурах і парогенеруючої стінці (підкладці). Модель заснована на кінофотос'емке швидкісний камерою СКС-1М. Відведення високих теплових потоків (до 2 • 106 Вт / м2) забезпечується спільною дією капілярних і масових сил із застосуванням інтенсифікаторів. Складено аналітичну модель на основі теорії термопружності. Визначено граничний стан плохотеплопроводного пористого покриття та металевої підкладки. Розраховані теплові потоки від часу спонтанного появи парового зародка (10-8) до часу руйнування матеріалу (102 ... 103 с), т. Е. Описаний інтервал часу від процесу релаксації до макропроцесу (руйнування). Розміри відриваються частинок в момент руйнування пористого покриття, певні в моделі, дають гарний збіг з експериментальними даними, отриманими на оптичному стенді. Руйнування покриття під дією сил стиснення настає в часі значно раніше, ніж сили розтягування. Найімовірніше руйнування відбуватиметься під дією сил стиснення і зсуву. Інтервали теплового потоку, в межах яких відбувається таке руйнування, для кварцового і гранітного покриття, розрізняються. Кожній товщині відривається частки під дією сил стиснення відповідають свої граничні значення теплових потоків, які знаходяться в межах наведених інтервалів. Зі збільшенням питомої теплового потоку в нагрівається шарі і, отже, зі зменшенням часу нагріву зростає роль напруг стиснення. Незважаючи на високу опірність стисненню, руйнування від стискають термонапруженого відбувається в більш сприятливих умовах миттєво і в мізерно малих обсягах. Представлені експериментальні установки, умови проведення дослідів, результати кризи теплообміну і граничного стану поверхні. Виконано розрахунок критичних теплових потоків. Опрацьована капілярно-пориста система, що працює при спільній дії капілярних і масових сил, має перевагу в порівнянні з кипінням у великому обсязі, тонкоплівковими випарниками і тепловими трубами.

    Ключові слова: криза теплопередачі, капілярно-пориста структура, паровий міхур, капілярні сили, масові сили, управління теплопередачей

    A model of dynamics of the vapor bubbles that emerge on solid surfaces of porous structures and the steam generating wall (bottom layer) is presented in this work. The model was filmed and photographed by a high-speed camera SKS-1M. The discharge of high heat flows (up to 2 • 106 W / m2) was maintained by the joint action of capillary and mass forces with the help of

    intensifiers. An analytical model was developed based on the theory of thermoelasticity. The limit state of the porous coating with poor thermal conductivity and the metal bottom layer was determined. Heat flows were calculated from the spontaneous birth of the vapour nucleus (10-8) to the material destruction (102-103 s), thus the interval from the process of relaxation to the maximum process (destruction) was described. The size of the pullout particles determined in the model at the moment of porous coating destruction showed good congruence with the experimental data obtained at the optic stand. The destruction of coating under the compression forces occurs much earlier than the tension forces. It is probable that the destruction will happen under the impact of the compression and shear forces. The intervals of the heat flow when such destruction takes place are different for quartz and granite coating. Each thickness of the pullout particles under the impact of compression forces has its limit values ​​of the heat flows, which are located within the mentioned intervals. As the specific heat flow in the heated layer increases and, therefore, the heating time decreases, the impact of the compression stresses increases as well. Despite the high resistance to compression, destruction from the compressive heat tension occurs in more favorable conditions immediately, and in diminutive volumes. Experimental testing units, test conditions, the outcome of the heat exchange crisis, the limit state of the surface and the calculation of critical heat flows are presented. The capillary porous system that works under the joint action of capillary and mass forces is studied. The system has advantages compared to pool boiling, thin-film evaporators and heat pipes.

    Keywords: heat exchange crisis, capillary porous structure, vapor bubble, capillary forces, mass forces, control of heat exchange

    Дослідження термогідравлічних характеристик процесу кипіння рідини в капілярно-пористих структурах проведено за допомогою швидкісної кінозйомки від початку вибухового зародження парової фази [1] до моменту її руйнування. Це дозволило розробити моделі і механізм теплопередачі і отримати прості розрахункові вирази для різних режимів кипіння [2] аж до кризового стану [3]. Управління теплообміном, реалізоване шляхом спільної дії капілярних і масових сил [4-7], послужило основою створення різних теплообмінних пристроїв [8-11].

    Візуалізація термічного впливу здійснена за допомогою голографії, що дало змогу дослідити граничний стан добре-і плохотеплопроводних матеріалів у вигляді пористих структур і парогенеруючої поверхні. Управління теплообміном в пористих структурах проведено шляхом впливу як на внутрішні характеристики кипіння, так і на інтегральні величини [1-4].

    Мета роботи - дати порівняльну оцінку запропонованої нової капілярно-пористої системи охолодження, що використовує спільну дію капілярних і масових сил, з традиційними системами: кипінням у великому обсязі, тонкоплівковими випарниками і тепловими трубами.

    В роботі [12] автори, вважаючи корозійні явища аналогом капілярно-пористої струк-

    тури, виконали порівняльний аналіз методів розрахунку тепловіддачі по кипіння води з недогріву в вертикальних каналах [13, 14]. Однак дослідження теплообміну по регулярної структурованої поверхні не проводилося, до того ж не ясна роль швидкості і недо-Гревьє рідини на кризу кипіння в пористих покриттях.

    На думку авторів робіт [15, 16], поверхневе кипіння на пористих поверхнях може впливати на розвиток корозії (а можливо, і ерозії), на міцність поверхні при схлопуванні парових бульбашок (ПП) в недогрів-тій рідини. Тому необхідно досліджувати теплообмін в поле масових і капілярних сил з урахуванням надлишку рідини.

    Розроблено ряд експериментальних установок, що дозволяють досліджувати наступні інтегральні характеристики теплопередачі: питомі теплові потоки q, витрати рідини і пара, розподіл температурного поля по висоті і довжині теплообмінної поверхні [2, 4, 11]. Дослідження проводяться в капілярно-пористої системі охолодження, яка може працювати за принципом замкнутої испа-редньо-конденсаційної схемою, або бути розімкнутої.

    Вивчаються різні умови теплообміну: спосіб підведення охолоджувача, ступінь притиснення капілярно-пористою структурою, здатність підживлення структури з мікроартерій по висо-

    ті теплообмінної поверхні, орієнтація стінки щодо гравітаційних сил, плоскі, трубчасті і викривлені поверхні охолодження, робота системи під тиском аж до кризових явищ з перепал стінки [17-19]. Для дослідження механізму теплообміну залучаються методи голографії [1, 20], узагальнення подібних [2, 21] і аналогічних явищ [1, 3].

    Цікавим є дати порівняння інтенсивності теплопередачі і граничного стану поверхні (кризи кипіння) з тепловими трубами [22, 23], а також оцінити можливості механіки руйнування поверхонь нагріву (охолодження), покритих капілярно-пористими структурами стосовно завдань міцності, ресурсу та обґрунтування безпечної експлуатації тепломеханічного енергообладнання електростанцій [24, 25]. Така проблема вже давно назріла у зв'язку з модернізацією і продовженням терміну експлуатації газо- і паротурбінних електростанцій.

    У деяких роботах, присвячених термоміцністі, вирішальна роль при руйнуванні відводиться термічним напруженням розтягу, так як значення межі міцності на стиск пористих покриттів, що складаються з гірських порід, в 10 разів і більше перевищує межу міцності на розтяг, а в металі - в кілька разів. Можливо, що розтягують напруги викликають лише розтріскування покриття і не визначають його лущення, т. Е. Вони є вирішальними для термічного руйнування, а основними руйнують напруженнями служать зсувні [3].

    У роботах [3, 10] дана оцінка значення напруги стиснення. При зростанні температури пористого покриття за дуже короткий проміжок часу динамічні ефекти стають досить істотними, напруги стиснення досягають великих значень, часто в кілька разів перевищують межу міцності матеріалу на стиск. Тому необхідно врахувати його в механізмі термічного руйнування покриттів.

    Необхідно з'ясувати, який вид напруги раніше інших досягає граничних значень для підводяться теплових потоків. Принципово змінюється механізм руйнування для циклонних бурів, коли температура руйнування становитиме приблизно 800 ° С, що значно менше температури плавлення. Це може бути досягнуто изме-

    нением аеродинамічній структури потоку, де в десятки разів підвищуються коефіцієнти теплообміну [19], а енергія підводиться до поверхні з пористим покриттям надзвуковим високотемпературним пульсуючим смолоскипом [3].

    Експериментальний метод дослідження кризи теплообміну. Для дослідження кризи теплообміну розроблені експериментальні установки по визначенню інтегральних (середніх) теплообмінних характеристик капілярно-пористої системи охолодження, а також методика вимірювань, пристрій охолоджуючого елемента з трубчастими артеріями, перфорованої притискною пластиною і мікроартеріямі. Досліджено різні фактори: висота теплообмінної поверхні, тиск в системі охолодження аж до перевитрати стінки та гнотів (рис. 1, 2).

    Підведення електричної енергії до основного нагрівача здійснювався через зварюва-

    А-А

    Мал. 1. Схема експериментальної установки з викривленою поверхнею, що працює під високим тиском: 1 - електрод; 2 - азбестова плита; 3 - азбестова пушонка; 4 - ніхром; 5 - сітчаста структура; 6 - труба підведення рідини; 7 - паровий канал; 8 - прокладка; 9 - корпус; 10 - кришка; 11 - патрубок відводу пара

    ний трансформатор ТСД-1000. Електричний струм, що живить нагрівач, вимірювали за схемою з універсальним трансформатором типу УТТ-6м2 класу 0,2, а падіння напруги на нагрівачі - вольтметром типу Д523 класу 0,5. Електрична енергія на охоронний нагрівач подавалася від регулятора напруги типу РНО.

    При вивченні початку закипання рідини і критичних навантажень використовувався трансформатор струму ТСД-1000 с вихідним напругою холостого ходу 71 В. Сила струму регулювалася в межах 200 ... 1200 А. Вимірювання температур рідини і навколишнього середовища проводили ртутними термометрами ТЛ-4 зі шкалою 0.50 ° З і 50.100 ° С і ціною поділки 0,1 ° С.

    Для вимірювання температури рідини зливу і пара використовували хромель-копелеві термопари, виготовлені з дроту діаметром 0,1 • 10-3 м. Діаметр головки спаяний термопар

    Мал. 2. Схема для дослідження орієнтації теплоотдающей поверхні з підведенням рідини артерією (а, б) і «сифонним» способом (в, г) при різних значеннях кута нахилу системи

    охолодження до вертикалі: а - р = 0 °; +180 °; б, г - Р = 0 °; + 90 °; в - Р = 0 °; +180 °; Н1, Н2, Нз - висота рівнів рідини

    становив 0,4 • 10-3 м. Електроди термопар, ізольовані двоканальними соломками діаметром 1 • 10-3 м, закріплювали клеєм БФ-2 всередині ін'єкційних голок діаметром 1,2 • 10-3 м.

    Щоб виміряти температуру стінки, до неї приварюють електричною дугою, що утворюється під час розрядки конденсаторів, електроди термопар діаметром 0,2 • 10-3 м. Для цього нормально до поверхні стінки завтовшки 2 • 10-3 м просвердлювали отвори на глибину 1,9 • 10-3 м голкою діаметром 1,2 • 10-3 м з точністю ± 0,05 • 10-3 м.

    Електроди термопар, ізольовані порцелянової соломкою діаметром 1,2 • 10-3 м, виводили по поверхні стінки між двома шарами слюди з товщиною 0,05 • 10-3 м, приклеєною до поверхні нагрівача. Холодні кінці термопар керується за допомогою терморегулятора в тане лід. Електроди термопар з'єднували з двома двенадцатіточечнимі перемикачами ПП-63 класу 0,05.

    Для виключення впливу наведених блукаючих струмів на показання термопар установку й прилади заземлюючих. Витрати охолоджуючої і циркуляційної рідин визначали тарованим об'ємним методом за допомогою електричних ротаметрів типу РЕД з вторинним електронним приладом КСДЗ 43 класу 1. Витрати зливається рідини і конденсату фіксували за допомогою мірної ємності зі шкалою тиску 0,5 • 10-3 л, а час наповнення - секундоміром з-П-1б (з ціною поділки 0,1 с).

    Найбільша можлива похибка при визначенні витрати рідини ротаметрами не перевищувала ± 3%, а об'ємним методом - ± 2%. Невязка балансу по підведенню струмом тепла і тепла, відведеного циркуляційної і надлишкової води з урахуванням втрат тепла через ізоляцію, не перевищувала ± 12%, а по підведенню паром тепла в конденсаторі і тепла, відведеного циркуляційної води, - ± 11%. Розбіжність матеріального балансу між витратою охолоджувальної рідини, витратою зливу і конденсату становило не більше ± 10%. Методика вимірювань і обробки дослідних даних опубліковані в роботах [2-4].

    Для дослідження кризи кипіння використовували установку, виконану у вигляді вогне-струменевого пальника ракетного типу. Схема експериментальної установки і умови проведення дослідів наведені в статті [8]. Камери згоряння з надзвуковими соплами 1, 2 охолодні-

    Мал. 3. Зовнішній вигляд зруйнованих камер згоряння 1, 2 і надзвукового укороченого сопла з потовщеною стінкою 3 ракетних пальників

    лись капілярно-пористої системою, а вкорочене сопло з потовщеною стінкою 3 - водяний (рис. 3).

    Для дослідження граничного стану капілярно-пористих покриттів, виконаних з природних мінеральних середовищ (гранітних, кварцових і тешенітних покриттів) використовували термореактивною пальник. Тепловий вплив здійснювалося надзвуковим (до

    2000 м / с) високотемпературним (до 2500 ° С) пульсуючим смолоскипом. Результати руйнування камер згоряння і надзвукових сопел ракетних пальників показані на рис. 3. Руйнування елементів 1, 2 сталася в результаті проникнення в них бульбашок через погану пайки хвостовій частині камери згоряння. В скороченому соплі руйнування початок проходити на початку експлуатації на зовнішній поверхні перед критичним перетином.

    Модель капілярно-пористої структури системи охолодження. Розглянемо зростання ПП радіусом Я в окремій клітинці структури (рис. 4). Вважаємо, що тепловий потік q, що визначає зростання ПП, надходить від поверхні нагрівання ql з урахуванням «сухого» плями (СП) через мікрошар рідини, що знаходиться під ПП. Частина теплоти q2 підводиться від перегрітої рідини, що оточує зростаючий ПП, оскільки перегрів рідини в пористій структурі може досягати великих значень, що збільшує запас ентальпії прилеглих шарів рідини.

    Прохолоджується рідина транспортується завдяки спільному дії капілярних і масових сил (перепаду тиску) Др ^ + кап. СП в підставі ПП описується радіусом г, який в момент відриву міхура пропорційний радіусу СП Яс.п = КЯ (до - коефіцієнт пропорційності), причому мікрошар рідини під ПП утворює кут а 'зі сторонами 8'о і 8о.

    пористої структури:

    1 - скелет пористої структури; 2 - осередок генерації пари; 3 - осередок харчування рідиною; 4 - пар; 5 - фронт

    поширення легкої (паровий) фази - межфазная поверхню; 6 - СП; 7 - фронт поширення температурної хвилі в обсязі теплогенеруючою поверхні (нержавіюча сталь і мідь (штрихова лінія));

    8 - парогенеруючих стінка

    ПП представляємо у вигляді обсягу кульового сегмента, з якого слід відняти усічений конус, утворений мікрошарів. Товщина мікрошарів 8о, яка живить ПП за рахунок його випаровування, за час зростання ПП буде постійною величиною, так як капілярні і гравітаційні сили забезпечують підтікання свіжих порцій охолоджуючої рідини до основи міхура.

    У моделі зростання ПП відбувається безпосередній перехід від розвиненого бульбашкового кипіння до можливого настання кризи, коли порушиться баланс сил і товщина мікрошарів кинеться до нуля (5о ^ 0), що дуже важливо для дослідження граничного стану системи.

    Міжфазна поверхню 5 і парогенеруючих-ющая стінка 8 утворюють середній за час зростання ПП динамічний кут 0. Так як завдання вирішували для не дуже низьких тисків, динамічні процеси, які відбуваються в початковій стадії розвитку ПП, не розглядали. Тому сили в'язкості і поверхневого натягу також будуть сумірні з інерційними силами, і їх можна не брати до уваги. Виникнення кризи кипіння пов'язано з активним ростом розміру СП в підставі ПП.

    Розрахунок кризи кипіння. Розрахунок критичного теплового потоку qкр стосовно моделі, показаної на рис. 4, можна проводити в залежності від недогріву рідини і швидкості потоку по рівняннях роботи [3]. З них випливає, що недогрев рідини дозволяє дещо розширити теплопередающие можливості в пористої системі охолодження. Процеси теплопередачі протікають в тонких пористих структурах, тому навіть незначний надлишок вільно стікала плівки по зовнішній стороні структури, визначається надлишком рідини т при заданих гідростатичному тиску Apg і умовному коефіцієнті проникності Ку, створює ядро ​​рідини, з якого безперервно підсмоктуватиметься недо-гріти охолоджувач внаслідок різниці температур і капілярних сил.

    До того ж гравітаційний потенціал сприяє руйнуванню парових конгломератів в пористій структурі, полегшуючи транспорт не-догреть рідини. Тепловий потік буде витрачатися додатково на підігрів підтікає щодо холодних порцій рідини.

    Надлишок рідини в пористої системі створює спрямований рух потоку, що призводить до деформації ПП в структурі, зменшення їх діаметра та зростання частоти їх утворення [3]. При збільшенні швидкості потоку зростає енергія, що витрачається на витіснення рідини з пристенного прикордонного шару, а отже, збільшуються критичні швидкість генерації пари і тепловий потік qKр.

    Однак при деякому значенні швидкості потоку рідини, яка визначається її критичним надлишком ТКР, енергії, що витрачається на видавлювання рідини з двухфазного пристенного шару, буде недостатньо і виникає криза теплопередачі. При цьому збільшення критичного потоку буде досягнуто при великих витратах рідини, що призведе до зростання витрат енергії на привід нагнітальних машин.

    Після досягнення певного значення витратного влагосодержания ФКР швидкість потоку не сприятиме зростанню величини qкр, а в деяких випадках може привести навіть до її зниження внаслідок утруднення евакуації пара з пристенной зони.

    Підвищення швидкості рідинної плівки, що прилягає до стінки, через надлишок рідини т почне поступатися домінуючому впливу падіння середнього витратного влагосодер-жания ф 'в тій же зоні, яке більшою мірою позначиться на величині qкр, навіть зменшуючи її. Тому в кожному окремому випадку необхідно встановлювати оптимальне значення надлишку рідини т в залежності від виду пористої структури.

    Гідродинамічна модель кризи кипіння рідини у великому обсязі технічної поверхні не відображає впливу теплофізичних-чеських властивостей стінки, хоча воно має місце. Це можна пояснити коливальним рухом кордону розділу пар - рідина, що призводить до хвилеподібний руху поверхні нагрівання.

    Тому в окремих місцях такої поверхні слід очікувати резонансні явища, коли температура стінки буде знижуватися внаслідок великого відбору пара, що означає, що чим вище теплофізичні властивості стінки, тим інтенсивніше буде відбуватися відведення теплового потоку q.

    У пористих системах охолодження практично для всіх режимних та геометричних па-

    параметром при бульбашкової кипінні води середня глибина проникнення температурної хвилі Нср менше товщини стінки 8 ". Тому в розрахункові співвідношення для критичного теплового потоку окр в роботах [1-4] товщина стінки 8ст не введена.

    Наведемо розрахункове рівняння для критичного теплового потоку qкv при тиску р > > 0,1 МПа і ширині осередку сітки на просвіт (розмірі пори) Ьг > 0,28 • 103 м:

    qкр = 0,03477 "[g (рж -рп) РпСо.кр] 0,5 X

    х

    o, v g ^, 5

    f j (1 + cos P), (1)

    де T - теплота пароутворення; g - прискорення вільного падіння; Рж і Рп - щільність рідини і пара; Божр - середній розмір парового конгломерату, що відповідає умові ДТ = ДТкр (ДТ і ДТкр - перепад температур і його критичне значення), що визначається за формулою, наведеною в роботі [3]; Ьопт - оптимальна ширина осередки сітки на просвіт, Ьопт = 0,14 • 103 м; - товщина структури; ge = 0,18 • 10-3 м. _

    З рівняння (1) випливає, що q ^ ~ при тиску p > 0,1 МПа і q ^ ~ f0,5 при p < < 0,1 МПа, де f - середня частота генерації ПП.

    Величина Сокр і критичне значення середньої частоти генерації ПП f ^ залежать від теплофізичних властивостей теплоотдающей поверхні в такий спосіб:

    кр

    К-1. f -1 K 2

    ст > J ^ ~ ^ ст-

    Тут Кст - коефіцієнт проникності стінки,

    КСТ = 1 + [(РСА) ж / (РСА) ст] 0,5 ,

    де р, с і X - щільність, питома теплоємність і коефіцієнт теплопровідності; індекс «ж» позначає параметри рідини, індекс «ст» - стінки.

    Тоді для поверхонь, виконаних з міді і нержавіючої сталі і покритих сітчастими структурами, маємо qкр = 1,07 при тиску р > 0,1 МПа і qкр = 1,15 при р < 0,1 МПа.

    Матеріал стінки впливає на величину qкр за допомогою комплексу (РСХ) ст, але однозначно так стверджувати не можна, оскільки практично неможливо витримати однакові умови по чистоті обробки і мікроструктурі.

    При проектуванні камери згоряння і особливо сопла необхідно враховувати певний запас на товщину поверхні нагрівання. Виникнення кризи кипіння раніше настане на «тонких» нагревателях, так як в передкризової області кипіння почне зростати розмір СП в підставі ПП. Процес теплообміну різко погіршиться, а температура стінки підвищиться. Поверхні, що мають велику товщину, зажадають більше часу для їх розігрівання.

    Для поверхонь з пористим покриттям це питання особливо актуальне, оскільки в них час зростання ПП в десятки разів менше, різко змінюються гідродинамічні умови підживлення рідиною і, отже, може збільшитися час перебування пара біля стінки, що виключить контакт рідини з поверхнею теплообміну, незважаючи на великий надлишок рідини т.

    Описаний процес є передісторією розвитку кризи кипіння. Подальше протікання процесу при інших рівних умовах визначається теплоаккумулирующей здатністю нагріву стінки (РСХ) ст. Коли ця величина буде підібрана великий, підвищиться ймовірність затягування кризи кипіння, растечкі теплоти уздовж поверхні нагрівання зростуть, і знову буде створено сприятливі умови контакту рідкої фази зі стінкою. Збільшення ж тільки товщини стінки в десять разів за все на кілька відсотків підвищує тепловий потік qкр, причому це явище помітніше для високо теплопровідні матеріалів і при тиску, більшому атмосферного.

    Одномірне рівняння нестаціонарної теплопровідності, що описує динаміку температурного поля в парогенеруючої стінці [3], виявилося корисним для розгляду граничного стану поверхні при кризі кипіння, коли на стінці під ПП встановлюється СП критичного розміру. До цього моменту протікав розвинений бульбашковий процес кипіння, а в підставі ПП знаходилося СП з радіусом Яс.п.

    Як показали розрахунки [10], за час т < 5 з теплові потоки досягають значень ~ 8 • 107 Вт / м2 для міді і 1,3 • 108 Вт / м2 для нержавіючої сталі. Однак вони будуть екрановані кривими плавлення приблизно через 0,01 с. В результаті різкого збільшення градієнтів температур в стінці виникають високі термічні напруги розтягнення.

    Вивчено вплив різних матеріалів і товщини стінки на час початку руйнування поверхні в момент кризи кипіння. За допомогою методів голографії і фотоупругості визначено найбільш небезпечне місце в момент руйнування пористої поверхні [20, 21].

    Викид крапель рідини з осередків пористої структури [20] погіршує інтенсивність теплообміну при досягненні деякого граничного теплового потоку. Підбором виду структури це явище може бути зведене до мінімуму. Найменший викид отримано для одношарових сіток з осередками більше 0,28 • 10-3 м. Виникаючі погіршені режими за механізмом, мабуть, аналогічні процесам, що протікають при русі пароводяної суміші в трубах, які не мають пористого покриття.

    Цим режимам властивий криза опору, коли на обігрівається ділянці починає зменшуватися опір тертя, що пов'язано зі скороченням витрат рідини внаслідок сильного викиду крапель. У початковій стадії процесу викиду рідини краплі тур-булізіруют процес. При критичному викиді кількість рідини стає недостатнім для зрошення теплообмінної стінки.

    Інтенсивний крапельний винесення порушує плавне протягом рідини по зовнішній поверхні сітки, спостерігається розрив плівки, що також погіршує притоки свіжих порцій щодо холодної рідини до пристінних двофазному прикордонному прошарку. Підбір досвідченим шляхом пористих структур практично виключив викид крапель при такому тепловому потоці, що пов'язано з балансуванням сил тертя рідини в сітках і на їх поверхні з краплями і паровим потоком в сітках і околосеточном просторі.

    В результаті порушення балансу діючих сил кількість рідини, що поступає стає недостатнім, на поверхні нагрівання з'являються СП, температура стінки плавно підвищується до деякого значення і процес протікає при температурних напору (60 ... 80) К. Пульсирующий режим постачання стінки рідиною не призводить до пережогу поверхні , хоча інтенсивність теплопередачі знижується.

    Однак виникають пульсації температури стінки і пов'язані з ними термічні руйнують напруги, що скорочують термін служби поверхні. Тому важливо правильно оптимізувати вигляд пористої структури і

    не допускати високих перегрівів стінки щодо температури рідини.

    На рис. 5 наведено порівняльну оцінку результатів досліджень капілярно-пористої системи охолодження (область 4) з кипінням у великому обсязі на поверхні без покриття (крива 1) [12-15], з тонкоплівковими випарниками (область 3) [12] і тепловими трубами (область 2 ) [16, 22, 23].

    Система (область 4) розширює межа відводу теплових навантажень, наближаючись до кипіння рідини в великому обсязі, а в разі застосування інтенсифікаторів вона може відводити і значні теплові потоки (заштрихована частина області 4). Як интенсификаторов теплообміну досліджені хвилясті пористі елементи з газорідинними дісперсоідамі і оптимізованої капілярно-пористою структурою; вібруючі високо теплопровідні відгалуження з гнучким турбулізаторами.

    Таким чином, проведені дослідження кризи теплообміну в залежності від недо-Гревьє і швидкості потоку, теплофізичних властивостей поверхні нагрівання і викиду крапель рідини з пористої структури. Визначено принципи конструювання камер згоряння і

    д -10 "4, Вт / м2

    / У

    4 ^ / У

    // /

    /] / / .

    / / 1 //

    / / У? Л. .-2

    / '1 / ___--

    г

    / / -4 1 / // у

    2 4 6 8 10 20 40 АТ, К

    Мал. 5. Залежність щільності теплового потоку q від перегріву стінки ДТ при тиску р = 0,1 МПа: 1 - кипіння у великому обсязі на поверхні без покриття; 2 - робота теплових труб; 3 - робота тонкоплівкових випарників; 4 - робота дослідженої капілярно-пористої системи охолодження

    сопел і розрахунок критичного теплового потоку. Дослідження мають практичне значення в області граничного стану парогенеруючих-нього поверхні, що захищається охолодженням від перепалу.

    Модель капілярно-пористого покриття для граничного стану поверхні нагрівання.

    Для моделі ПП, показаної на рис. 4, розглянемо рішення задачі термопружності, щоб визначити граничний стан середовища на прикладі крихкого покриття з гірських порід і металевої парогенеруючої поверхні (підкладки).

    Для термічного руйнування пористого покриття оцінимо вплив питомої теплового потоку q, що підводиться до поверхні, і часу його впливу т на створення руйнівних напружень, грануломентріческій складу лушпиння 8 (відриваються частинок при руйнуванні), а для металу - глибину проникнення температурного обурення з руйнуванням поверхні 7 ( см. рис. 4).

    Розглянемо вільну з усіх боків пластину (довільної форми в плані) товщиною 2к. Починаючи з моменту часу т = 0 до поверхні ^ = + до підводиться постійний питомий тепловий потік q. Нижня поверхня 2 = -к і бічні краї пластини теплоізольовані. Рівняння для коефіцієнтів тепловіддачі аст і теплопровідності стінки Аст з граничними і початковими умовами мають такий вигляд:

    д2Т дт "п

    -, Т = 0, т < 0;

    а з

    А з

    dz2 ЕТ dz

    Ет

    = Q, z = + h;

    (2)

    , дт до

    А ст-- = 0, 2 = -к, дх

    де Т - температура пластини.

    Розподіл температури по товщині пластини залежить від теплофізичних властивостей матеріалу, теплового потоку і часу його подачі:

    2

    T

    ; х I =

    = q

    м

    2 (cAp) c

    -х +

    (3z 2) / h2 + (6z) / h-1

    12 M

    л 2 M

    х

    I

    (-1) "

    -exp

    -п

    л 2 м2 4 (cAp) c

    cos

    пл I z ,

    -I - + 1

    2 I h

    де M = ACT / h; п - цілі позитивні числа.

    Знаючи розподіл температури в пластині, знаходимо термічні напруги розтягування і стиснення, що виникають в певний момент часу х на різній глибині від її поверхні 8; (H = z) при заданому значенні теплового потоку q (q = const). Пластина зі змінною по товщині температурою перебуває в плосконапряженном стані.

    Рішення системи рівнянь (2). Переймаючись граничними значеннями напруги стиснення адр.сж і розтягування Стпр.раст для всіх розглянутих покриттів і металів, отримуємо функціональну залежність теплового потоку qi, необхідного для руйнування поверхневого шару від часу подачі і глибини проникнення.

    Крім того, прирівнюючи температури на поверхні пластини до температури плавлення покриття і металу, знаходимо значення питомих теплових потоків, необхідних для розплавлення поверхневого шару, за різний проміжок часу їх дії. Таким чином, в кожному конкретному випадку маємо функціональні залежності теплового потоку qi від часу його впливу на середовище: • для плавлення поверхні Т

    1 пл

    q1 =-

    м

    21 =

    2 (cpX). 4

    -х + --21 3M

    V (-1)

    л 2 M - п2

    • для створення стиснення

    л 2 M2

    -п

    cos пл;

    4 (cpA) c граничних напруг

    (1 -V) СТ

    пр.с

    q2 = -

    АЕ

    M

    22 =

    2 (cAp) 4

    -х +

    (3z 2) / h2 + (6z) / h-1

    12M

    -22

    х cos

    л 2 M пл 2

    v (-1) п

    п = 1

    z

    -п

    л 2 M2 4 (cAp) c

    х

    h

    +1

    • для створення граничних напружень розтягу

    (1 -V) СТпр .раст / (АЕ)

    q3 =-

    M x / [2 (cA, p)<,

    де а - коефіцієнт лінійного розширення; Е - модуль Юнга; Тпл - температура плавлення; V - коефіцієнт Пуассона.

    п = 1

    Для пластин, виконаних з кварцу, граніту, тешеніти і металу, функціональні залежності q1, q2, q3 від часу т розраховувалися на персональному комп'ютері.

    Механізм і розрахунок граничного стану поверхні теплообміну. У разі кварцового покриття теплові потоки розраховані для вельми широкого інтервалу часу т = = 10-8 ... 10-3 с. Нижня межа цього інтервалу (10-8 с) - час релаксації.

    Для інтервалу зазначеного інтервалу часу залежно для q1 і q2, що представляють собою криві гіперболічного типу в координатах т), втрачають фізичний зміст, так як в цьому завданню за основу прийнято рівняння теплопровідності. Для обліку микропроцессов в нього необхідно додати член типу К 'Е2Т / ет2, де К' - коефіцієнт, що враховує нелінійну залежність від температури.

    Так як терморазрушеніе - макропроцес, приймаємо його протікає за час 5 • 10-3 ... 1 • 103 с. Залежність теплового потоку q2 від часу їх впливу для пластин з Теше-нітних покриттям наведені на рис. 6. Там же показані наступні криві: I - напружень розтягу, достатніх для руйнування покриття; II - оплавлення поверхні; III - руйнують термонапруженого стиснення. сле-

    дме відзначити, що для пластин з покриттям з міді і нержавіючої сталі криві оплавлення поверхні майже збігаються з кривою напружень розтягу для пластин з тешеніти в інтервалі часу т = 0,1.1,0 з.

    За умови руйнування покриттів тільки стисненням отримано ряд кривих, кожна з яких відповідає певній товщині відривається частки. Для кожного значення теплового потоку і деякого інтервалу часу отримуємо частки з товщиною 81, 82, ..., 8;.

    Максимальна товщина частинок, відриваються під дією сил стиснення для покриттів з кварцу і граніту, становить (0,25. 0,30) • 10-2 м (див. Рис. 6). Ділянки кривих стиснення, що визначають відрив частинок з товщиною 8 > 0,10 • 10-2 м для великих теплових потоків і малих т, екрануються кривої плавлення II, а в разі малих теплових потоків і значних інтервалів часу - кривий розтягування I. Причому крива плавлення покриття з кварцу проходить значно вище, ніж така у граніту , що пояснює його стійке крихке руйнування.

    Взаємозв'язок напружень стиску і розтягування (рис. 7) являє собою епюри напружень всередині кварцової платини для різних інтервалів часу т від початку розглянутого процесу. При малому часу (т = 0,1 с) виникають тільки напруги сжа-

    д -10 "7, Вт / м2

    2 3 4 5 6 7 8 910 11 12 13 14

    50 100 Всі х, з

    Мал. 6. Залежність теплового потоку q2, що викликає руйнування покриття пластини з тешеніти стисненням, від часу його впливу т при товщині відриваються частинок 8 = 0 (1), 0,5 (2), 0,1 (3), 1,5 (4 ), 2,0 (5), 2,5 (6), 3,0 (7), 3,5 (8), 4,0 (9), 4,5 (10), 5,5 (11) , 6,5 (12), 7,5 (13), 8,5 (14), 9,5 мм (15)

    о3-10 "5, Н / м2

    -2

    о2-10 "5, Н / м2 (4 ^ -30

    10

    20 50

    100

    ot | 10 "5, Н / м2 -2000 (40) 2000 5000 8000 10000

    а Е (1-v)

    (Г-А) - 1<Г, м

    Мал. 7. Епюри напружень по товщині кварцової пластини при теплових потоках ql = 8,8 • 107 Вт / м2, q2 = 0,12 • 107 Вт / м2, q3 = 0,008 • 107 Вт / м2 для різних інтервалів часу: 1 - т = 0,05 с; 2 - т = 0,10 с; 3 - т = 0,50 с; 4 - т = 1,00 с; 40 - межа міцності на розтяг

    ку. Починаючи з т = 0,5 с в деякій області Д (до - г,) напруга стиснення переходить в напруження розтягу, причому для неоднакових інтервалів часу вони перебувають на різній глибині від поверхні пластини.

    В області переходу напруги стиснення в напруження розтягу, мабуть, будуть спостерігатися найбільші напруги зсуву шарів покриття. В часі зсувні напря-

    вання досягають граничних значень пізніше руйнівних напружень стиснення і, очевидно, раніше максимальних напружень розтягу. Руйнування від стиснення може відбуватися як на деякій глибині (до 0,3 • 10-2 м2), так і в малому поверхневому шарі 8 за вельми короткий проміжок часу т.

    На рис. 8 наведена розрахункова залежність питомої енергії руйнування одиниці об'єму

    Мал. 8. Залежність питомої енергії руйнування Q гранітного покриття від товщини відриваються частинок 8 при т = 0,1 (1), 0,5 (2), 1 (3), 5 (4), 10 (5), 50 (6) , 100 (7), 500 (8) і 1000 з (9)

    1 2

    Мал. 9. Фрагмент швидкісний кінозйомки процесу руйнування тешеніти огнеструйной пальником ракетного типу при питомій тепловому потоці% = 1,2 | 106 Вт / м2: 1 - капілярно-пористе покриття; 2 - частка (Шелушков), відірвана від покриття; 3 - лінія руйнування «рівних можливостей»

    гранітного покриття Q від товщини 8 відриваються частинок ^ =% т / 8). Криві мають явно виражені мінімуми.

    На рис. 9 показаний фрагмент швидкісної кінозйомки процесу руйнування тешеніти ог-неструйной пальником ракетного типу при питомій тепловому потоці% = 1,2 | 106 Вт / м2. Час відриву частинок тешенітного покриття 0,11.0,47 с, певне швидкісний кінозйомкою камерою СКС-1М, добре узгоджується з даними, наведеними на рис. 6 (т = = 0,1 с і більше). Час освіти Шелушков розміром 2,5 | 10-3 м становить 2,2 с. На малюнку чітко видно лінію руйнування «рівних можливостей» 3 (показана стрілкою). Отримана наступна кінограм польоту частинок в часі (від Т1 до Тб): 1 - 0 з; 2 - 5/1500 с; 3 - 10/1500 с; 4 - 15/1500 с; 5 - 20/1500 с; 6 - 25/1500 з.

    висновки

    1. Розроблено модель генерації ПП на твердій поверхні з пористим покриттям, в основу якої покладено кінофотографіческіе спостереження за внутрішніми характеристиками кипіння рідини. Висока форс-ровка теплопередачі забезпечується комбінованим дією капілярних і масових сил.

    2. Для такої моделі вирішена задача термопружності і визначено граничний стан системи виду добре-і плохотеплопроводние матеріали (пористе покриття на металевій підкладці).

    3. Визначено теплові потоки, що підводяться до поверхні, час їх впливу на створення руйнівних напружень, розміри відриваються частинок і глибина проникнення температурної хвилі в підкладку. Теплові потоки розраховані в залежності від часу вибухового появи парового зародка (10-8 с), т. Е. Від тривалості релаксації до часу, що описує макропроцес.

    4. Встановлено взаємозв'язок напружень в процесі руйнування тільки напругою стиснення, плавленням або напругою розтягнення. Розміри відриваються частинок підтверджені швидкісний кінозйомкою.

    5. Представлені експериментальна установка, умови проведення дослідів, результати кризи теплообміну і граничного стану поверхні.

    6. Проведено розрахунок критичних і граничних теплових навантажень.

    7. Дана порівняльна оцінка дослідженої капілярно-пористої системи з кипінням у великому обсязі, з тонкоплівковими випарниками і тепловими трубами з урахуванням застосування інтенсифікаторів теплопередачі.

    8. Надалі потрібно розширити дослідження по іншим природним мінеральним середах.

    література

    [1] Polyaev V.M., Genbach A.N., Genbach A.A. Methods of Monitoring Energy Processes, Ex-

    perimental Thermal and Fluid Science, International of Thermodynamics. Experimental Heat Transfer and Fluid Mechanics. 7th International Conference on Thermal Equipment, Renewable Energy and Rural Development, New York, USA, Avenue of the Americas, 1995, vol. 10, pp. 273-286.

    [2] Polyaev V.M., Genbach A.A. Heat Transfer in a Porous System in the Presence of Both Capil-

    lary and Gravity Forces. Thermal Engineering, 1993, vol. 40, is. 7, pp. 551-554.

    [3] Поля В.М., Генбач А.Н., Генбач А.А. Граничні стану поверхні при терми-

    зації впливі. Теплофізика високих температур, 1991, т. 29, № 5, с. 923-934.

    [4] Polyaev V.M., Genbach A.A. Control of Heat Transfer in a Porous Cooling System. Proceed-

    ings, 2nd World Conference on Experimental Heat Transfer, Fluid Mechanics and Thermodynamics, Dubrovnik, Yugoslavia, 1991, pp. 639-644.

    [5] поля В.М., Генбач А.Н., Мінашкін Д.В. Процеси в пористому еліптичному теп-

    лообменніке. Известия вищих навчальних закладів. Машинобудування, 1991, № 4-6, с. 73-77.

    [6] Генбач А.А., Бондарцев Д.Ю. Експериментальний метод дослідження кризи тепло-

    передачі в капілярно-пористих структурах для елементів котлотурбінних техніки. Важке машинобудування, 2018, № 3, с. 32-38.

    [7] Genbach A.A., Bondartsev D.Yu. Experimental method of investigation of the heat transfer cri-

    sis in a capillary-porous cooling system. News of the National Academy of Sciences of the Republic of Kazakhstan, Series of Geology and Technical Sciences, 2018, vol. 2 (428), pp. 81-88.

    [8] Генбач А.А., Бондарцев Д.Ю. Руйнування капілярно-пористих покриттів при интен-

    сивная Тепломассоперенос. Деформація і руйнування матеріалів, 2018, № 10, c. 40-46.

    [9] Genbach A.A., Bondartsev D.Yu., Iliev I.K. Heat transfer crisis in the capillary-porous cool-

    ing system of elements of heat and power installations. Thermal Science, 2019, vol. 23, iss. 2, pp. 849-860, doi: 10.2298 / TSCI171016139G

    [10] Генбач А.А., Бондарцев Д.Ю. Граничні теплові потоки і термічні напруги в пористих покриттях теплоенергоустановок. Праці Академенерго, 2018, № 1, c. 73-80.

    [11] Polyaev V.M., Genbach A.A. Control of Heat Transfer in Porous Structures. Proceedings, Russian Academy of Sciences, Power Engineering and Transport, 1992, vol. 38, is. 6, pp. 105110.

    [12] Jamialahmadi M., Muller-Steinhagen H., Abdollahi H., Shariati A. Experimental and Theoretical Studies on Subcooled Flow Boiling of Pure Liquids and Multicomponent Mixtures. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2008, vol. 51, iss. 9-10, pp. 2482-2493, doi: 10.1016 / j.ijheatmasstransfer.2007.07.052

    [13] Ose Y., Kunugi T. Numerical Study on Subcooled Pool Boiling. ASME / JSME 2011 8th Thermal Engineering Joint Conference, 2011, vol. 2, pp. 125-129.

    [14] Krepper E., Koncar B., Egorov Y. CFD Modeling Subcooled Boiling-Concept, Validation and Application to Fuel Assembly Design. Nuclear Engineering and Design, 2007, vol. 237, iss. 7, pp. 716-731, doi: 10.1016 / j.nucengdes.2006.10.023

    [15] Овсяник А.В. Моделювання процесів теплообміну в киплячих рідинах. Гомель, ГГТУ ім. П.О. Сухого, 2012. 284 с.

    [16] Алексеік О.С., Кравець В.Ю. Фізична модель процесу кипіння на пористої поверхні в обмеженому просторі. Східно-Європейський журнал передових технологій, 2013, т. 64, № 4/8, с. 26-31.

    [17] поля В.М., Генбач А.А. Аналіз законів тертя і теплообміну в пористій структурі. Вісник МГТУ ім. Н.е. Баумана. Сер. Машинобудування, 1991, № 4, с. 86-96.

    [18] поля В.М., Генбач А.А., Бочарова І.М. Вплив тиску на інтенсивність теплообміну в пористої системі. Известия вищих навчальних закладів. Машинобудування, 1992, № 4-6, с. 68 -72.

    [19] поля В.М., Генбач А.А. Області застосування пористої системи. Известия вищих навчальних закладів. Енергетика, 1991, № 12, с. 97-101.

    [20] Genbach A.A., Bondartsev D.Yu., Iliev I.K. Investigation of a high-forced cooling system for the elements of heat power installations. Journal of machine Engineering, 2018, vol. 18, is. 2, pp. 106-117, doi: 10.5604 / 01.3001.0012.0937

    [21] Genbach A. A., Bondartsev D.Yu., Iliev I.K. Modelling of capillary coatings and heat exchange surfaces of elements of thermal power plants. Bulgarian Chemical Communications, 2018, vol. 50, special is. G, pp. 133-139.

    [22] поля В.М., Майоров В.А., Васильєв Л.Л. Гідродинаміка і теплообмін в пористих елементах конструкцій літальних апаратах. Москва, Машинобудування, 1998. 168 з.

    [23] Ковальов С.А., Соловйов С.Л. Випаровування і конденсація в теплових трубах. Москва, Наука, 1989. 112 с.

    [24] Kupetz М., Jeni Heiew E., Hiss F. Модернізація та продовження терміну експлуатації паротурбінних електростанцій в Східній Європі і в Росії. Теплоенергетика, 2014 року, № 6, с. 35-43, doi: 10.1134 / S0040363614060058

    [25] Гринь Е.А. Можливості механіки руйнування стосовно завдань міцності, ресурсу та обґрунтування безпечної експлуатації тепломеханічного енергообладнання. Теплоенергетика, 2013, № 1, с. 25-32.

    References

    [1] Polyaev V.M., Genbach A.N., Genbach A.A. Methods of Monitoring Energy Processes, Ex-

    perimental Thermal and Fluid Science, International of Thermodynamics. Experimental Heat Transfer and Fluid Mechanics. 7th International Conference on Thermal Equipment, Renewable Energy and Rural Development, New York, USA, Avenue of the Americas, 1995, vol. 10, pp. 273-286.

    [2] Polyaev V.M., Genbach A.A. Heat Transfer in a Porous System in the Presence of Both Capil-

    lary and Gravity Forces. Thermal Engineering, 1993, vol. 40, iss. 7, pp. 551-554.

    [3] Polyayev V.M., Genbach A.N., Genbach A.A. Limiting surface conditions under thermal in-

    fluence. High Temperature, 1991, vol. 29, iss. 5, pp. 923-934 (in Russ.).

    [4] Polyaev V.M., Genbach A.A. Control of Heat Transfer in a Porous Cooling System. Proceed-

    ings, 2nd World Conference on Experimental Heat Transfer, Fluid Mechanics and Thermodynamics, Dubrovnik, Yugoslavia, 1991, pp. 639-644.

    [5] Polyayev V.M., Genbach A.N., Minashkin D.V. Processes in a porous elliptical heat exchang-

    er. Proceedings of Higher Educational Institutions. МАМТ Building, 1991, no. 4-6, pp. 73-77 (in Russ.).

    [6] Genbach A.A., Bondartsev D.Yu. Experimental method of investigation of heat transfer crisis

    in capillary-porous structures for elements of boiler-turbine equipment. Tyazheloye mashi-nostroyeniye, 2018, no. 3, pp. 32-38 (in Russ.).

    [7] Genbach A.A., Bondartsev D.Yu. Experimental method of investigation of the heat transfer cri-

    sis in a capillary-porous cooling system. News of the National Academy of Sciences of the Republic of Kazakhstan, Series of Geology and Technical Sciences, 2018, vol. 2 (428), pp. 81-88.

    [8] Genbach A.A., Bondartsev D.Yu. Fracture of capillary-porous coatings in case of intensive

    heat-and-mass transfer. Russian metallurgy, 2018, no. 10, pp. 40-46 (in Russ.).

    [9] Genbach A.A., Bondartsev D.Yu., Iliev I.K. Limit thermal fluxes and thermal stresses in po-

    rous coatings of a heat-energy installation. Thermal Science, 2019, vol. 23, iss. 2, pp. 849-860, doi: 10.2298 / TSCI171016139G

    [10] Genbach A.A., Islamov F.A. Limit thermal fluxes and thermal stresses in porous coatings of a heat-energy installation. Transactions of Academenergo, 2018, no. 1, pp. 73-80 (in Russ.).

    [11] Polyaev V.M., Genbach A.A. Control of Heat Transfer in Porous Structures. Proceedings, Russian Academy of Sciences, Power Engineering and Transport, 1992, vol. 38, iss. 6, pp. 105-110 (in Russ.).

    [12] Jamialahmadi M., Muller-Steinhagen H., Abdollahi H., Shariati A. Experimental and Theoretical Studies on Subcooled Flow Boiling of Pure Liquids and Multicomponent Mixtures. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2008, vol. 51, iss. 9-10, pp. 2482-2493, doi: 10.1016 / j.ijheatmasstransfer.2007.07.052

    [13] Ose Y., Kunugi T. Numerical Study on Subcooled Pool Boiling. ASME / JSME 2011 8th Thermal Engineering Joint Conference, 2011, vol. 2, pp. 125-129.

    [14] Krepper E., Koncar B., Egorov Y. CFD Modeling Subcooled Boiling-Concept, Validation and Application to Fuel Assembly Design. Nuclear Engineering and Design, 2007, vol. 237, iss. 7, pp. 716-731, doi: 10.1016 / j.nucengdes.2006.10.023

    [15] Ovsyanik A.V. Modelirovaniye protsessov teploobmena v kipyashchikh zhidko-styakh [Modelling of Processes of Heat Exchange at Boiling Liquids]. Gomel, GSTU im. P.O. Sukhogo publ., 2012. 284 p.

    [16] Alekseik O.S., Kravets V.Yu. Physical Model of Boiling on Porous Structure in the Limited Space. Eastern-European Journal of Enterprise Technologies, 2013, 64, 4/8, pp. 26-31.

    [17] Polyaev V.M., Genbach A.A. Analysis of the laws of friction and heat transfer in a porous structure. Herald of the Bauman Moscow State Technical University. Series Mechanical Engineering, 1991, no. 4, pp. 86-96 (in Russ.).

    [18] Polyayev V.M., Genbach A.A., Bocharova I.N. Effect of pressure on heat transfer intensity in a porous system. Proceedings of Higher Educational Institutions. Machine Building, 1992, no. 4-6, pp. 68 -72 (in Russ.).

    [19] Polyaev V.M., Genbach A.A. The field of application of porous systems. Energetika. Proceedings of CIS higher education institutions and power engineering associations, 1991, no. 12, pp. 97-101 (in Russ.).

    [20] Genbach A.A., Bondartsev D.Yu., Iliev I.K. Investigation of a high-forced cooling system for the elements of heat power installations. Journal of machine Engineering, 2018, vol. 18, iss. 2, pp. 106-117, doi: 10.5604 / 01.3001.0012.0937

    [21] Genbach A.A., Bondartsev D.Yu., Iliev I.K. Modelling of capillary coatings and heat exchange surfaces of elements of thermal power plants. Bulgarian Chemical Communications, 2018, vol. 50, special iss. G, pp. 133-139.

    [22] Polyayev V.M., Mayorov V.A., Vasil'yev L.L. Gidrodinamika i teploobmen v poristykh ele-mentakh konstruktsiy letatel'nykh apparatakh [Hydrodynamics and heat transfer in porous structural elements of aircraft]. Moscow, Mashinostroyeniye publ., 1998. 168 p.

    [23] Kovalev S.A., Solov'yev S.L. Ispareniye i kondensatsiya v teplovykh trubakh [Evaporation and condensation in heat pipes]. Moscow, Nauka publ., 1989. 112 p.

    [24] Kupetz M., Jeni Heiew E., Hiss F. Modernization and extension of steam turbine power plants in Eastern Europe and Russia. Teploenergetika, 2014 року, no. 6, pp. 35-43 (in Russ.), Doi: 10.1134 / S0040363614060058

    [25] Grin 'E.A. Possibilities of fracture mechanics in relation to the problems of strength, resource and justification of safe operation of thermal mechanical power equipment. Teploenergetika, 2013, no. 1, pp. 25-32 (in Russ.).

    Інформація про авторів

    ГЕНБАЧ Олександр Олексійович - доктор технічних наук, професор кафедри «Теплові енергетичні установки». Алматинський університет енергетики та зв'язку (050013, Казахстан, Алмати, вул. Байтурсинова, д. 126, e-mail: Ця електронна адреса захищена від спам-ботів. Вам потрібно увімкнути JavaScript, щоб побачити її.).

    Бондарцов Давид Юрійович - доктор філософії, доцент кафедри «Теплові енергетичні установки». Алматинський університет енергетики та зв'язку (050013, Казахстан, Алмати, вул. Байтурсинова, д. 126, e-mail: Ця електронна адреса захищена від спам-ботів. Вам потрібно увімкнути JavaScript, щоб побачити її.).

    Стаття надійшла до редакції 10.06.2019 Information about the authors

    GENBACH Aleksandr Alekseevich - Doctor of Science (Eng.), Professor, Department of Thermal Power Plants. Almaty University of Power Engineering and Telecommunications (050013, Republic of Kazakhstan, Almaty, Baitursy-nov St., Bldg. 126, e-mail: Ця електронна адреса захищена від спам-ботів. Вам потрібно увімкнути JavaScript, щоб побачити її.).

    BONDARTSEV David Yurievich - Doctoral PhD, Department of Thermal Power Plants. Almaty University of Power Engineering and Telecommunications (050013, Republic of Kazakhstan, Almaty, Baitursynov St., Bldg. 126, e-mail: Ця електронна адреса захищена від спам-ботів. Вам потрібно увімкнути JavaScript, щоб побачити її.).

    Прохання посилатися на цю статтю таким чином:

    Генбач А.А., Бондарцев Д.Ю. Аналіз кризи теплопередачі в капілярно-пористої системі охолодження елементів теплоенергоустановок. Известия вищих навчальних закладів. Машинобудування, 2019, № 12, с. 2135, doi: 10.18698 / 0536-1044-2019-12-21-35

    Please cite this article in English as: Genbach A.A., Bondartsev D.Y. An Analysis of Heat Exchange Crisis in the Capillary Porous System for Cooling Parts of Heat and Power Units. Proceedings of Higher Educational Institutions. МАМТ Building, 2019, no. 12, pp. 21-35, doi: 10.18698 / 0536-1044-2019-12-21-35


    Ключові слова: КРИЗА теплопередачі /Капиллярно-пористой СТРУКТУРА /ПАРОВОЇ міхур /капілярні СИЛИ /МАСОВІ СИЛИ /УПРАВЛІННЯ теплопередачі /HEAT EXCHANGE CRISIS /CAPILLARY POROUS STRUCTURE /VAPOR BUBBLE /CAPILLARY FORCES /MASS FORCES /CONTROL OF HEAT EXCHANGE

    Завантажити оригінал статті:

    Завантажити