СТАТЬЯ в Журнал Нефть и газ Сибири. Удк 536. 12 Экспериментальное исследование двухфазного процесса кипения двуокиси угерода в термостабилизаторе грунта

• Название: Удк 536. 12 Экспериментальное исследование двухфазного процесса кипения двуокиси угерода в термостабилизаторе грунта
• Дата: 08.09.2019
• Размер: 1.45 Mb.
• Имя файла: СТАТЬЯ в Журнал Нефть и газ Сибири.docx
• Тип: Исследование; #86293
• страница: 3 из 3

Примечание: q – нагрузка, Вт/м; n – частота колебаний, ед; А – амплитуда колебаний, кПа;

В случае опускного течения (в питающей линии) при снижении скорости жидкости или увеличении размера пузырька можно прийти к такому режиму, при котором подъемная сила полностью компенсирует силу сопротивления и пузырек перестанет двигаться. Такое поведение двухфазной смеси называется режимом зависания. С увеличением скорости жидкости снижается влияние собственной скорости пузырька. Аналогичное явление наблюдается с уменьшением размера пузырька, поскольку для малых размеров пузырьков скорость всплытия существенно зависит от их размера [15]. В связи с этим характеристики восходящего и опускного пузырьковых течений существенно отличаются. Известно, что опускное течение по своей структуре существенно отличается от восходящего.

Для определения доли паровой фазы в парожидкостном потоке термосифона взято уравнение Эйлера в виде:

, (1)

где, – градиент давления на данном участке термосифона; – осредненная плотность потока хладагента на данном участке между точками n и m; – ускорение свободного падения.

Доля пара в потоке составляет:

, (2)

где, – плотность жидкого хладагента; – плотность пара хладагента.

По приведенным формулам произведены расчеты доли паровой фазы в парожидкостном потоке в ГЕТ заправленных хладагентами NH₃ [7] или СО₂ – в питающей и сливной линиях. В случае двуокиси углерода наблюдается повышенное содержание пара в линиях по сравнению с аммиаком, который обладает в пять раз большей теплотой испарения и соответственно меньше образуется паров в расчете на одно и тоже количество подводимого тепла к испарителю.

Результаты расчетов для хладагентов СО₂ и NH₃ приведенные в таблице 2 свидетельствуют о том, что в аммиачной питающей линии [7] пузырьки пара отсутствуют (и визуально) в отличии от углекислотной линии, где доля пара φ снижается от 0,258 до 0,192 по мере роста тепловой нагрузки испарителя. В сливной линии доля пара СО₂ по мере роста тепловой нагрузки возрастает до 0,639.

Таблица 2. Доля паровой фазы φ в парожидкостном потоке



Наблюдаются аномальные отклонения содержания пара в питающей и сливной линиях при тепловой нагрузке 15 Вт/м, где доля пара составляет соответственно 0,223 и 0,487. В первом случае она выше (тормозится противоточное всплытие пузырьков), а во втором (скорость скольжения пара выше) – ниже общей закономерности изменения содержания пара в потоке. В питающей линии наблюдается торможение всплывающих пузырьков в результате противотока жидкого аммиака и создания препятствующего сопротивления их движению. Кинематическая вязкость жидкого аммиака в три раза больше вязкости жидкой углекислоты_, что сильно тормозит всплытие пузырьков пара аммиака и создает эффект режима их зависания по мере возрастания нагрузки и с образованием, иногда, больших паровых пробок. При этом нарушается циркуляция хладагента в контурном термосифоне и происходит его скопление в конденсаторе. Частота таких явлений в природных условиях сопряжена с частотой изменения климата – температуры атмосферного воздуха и скорости ветра, что существенно влияет на снижение тепловой мощности термосифона. Предотвратить эти явления можно лишь изменением конструкции контура термосифона.

Рост доли паровой фазы φ в парожидкостных потоках хладагентов СО₂ и NH₃ демонстрируется на графиках (рис. 5) ходом кривых давления, термического сопротивления и температуры.



Рис. 5. Зависимость давления, термического сопротивления и температуры от длины испарителя при тепловых нагрузках: а) 5 Вт/м, б) 10 Вт/м, в) 15 Вт/м, г) 20 Вт/м;

– термическое сопротивление, м²К/Вт.

Ход кривых обнаруживает максимумы доли паровой фазы φ в диапазоне длины 100÷150м от входа парожидкостного потока в испаритель. Исключение наблюдается в ходе кривых температуры и термического сопротивления для СО₂, поскольку максимумы смещаются в область до 230м от входа потока в испаритель, что обусловлено обильным выделением пара со скоростью большей по сравнению со скоростью его транспорта из зоны испарителя. Последующее снижение содержания пара в потоке происходит путем ускоренного его движения со скольжением по отношению к жидкой фазе. Рост φ сопряжен с ростом всех трех параметров – давления, термического сопротивления и температуры, что объяснимо с точки зрения механизма теплообмена. Увеличивающаяся доля пара по ходу парожидкостного потока тормозит процесс теплообмена, увеличивается термическое сопротивление. В результате диапазон изменения температуры по длине испарителя в случае NH₃ составляет примерно 1,2º÷2,7ºС, а для СО₂ – 0,5º÷1,2 ºС, то есть несколько меньше.

Практически одинаковый перепад давления на концах испарителя при работе термосифона на всех четырех тепловых режимах с применением СО₂ и NH₃ свидетельствует об одинаковом среднем соотношении площадей в структуре дисперсно-кольцевого потока, занимаемых паром и жидкостью в произвольном сечении трубопровода испарителя.

Теплоотдача даже в однородных теплоносителях достаточно неоднозначно зависит от режима течения. В ламинарном потоке она в основном определяется конвективным теплообменом, но существенно усложняется изменениями агрегатного состояния (фазовыми превращениями) жидкости. Кроме того, в случае турбулентного конвективного теплообмена к физическим параметрам среды, определяющим перенос теплоты и импульса, добавляются коэффициенты турбулентного переноса теплоты и количества движения. Фазовые превращения и связанные с ними эффекты существенно осложняют исследование движения теплоносителей вследствие многообразия структур потока, многообразия внутрифазных и межфазных взаимодействий. Им могут сопутствовать частные физические явления, связанные с вязкостью и межфазным трением, теплопроводностью и межфазным теплообменом, массообменом при фазовых переходах, дроблением и коалесценцией капель жидкости и пузырьков пара. Неоднородные, с точки зрения агрегатного состояния, жидкости получили название пузырьковой среды [5]. В жидкости с пузырьками ее паров или инертного (нерастворимого и неконденсирующегося) газа из-за радиальных колебаний пузырьков появляются волны с осцилляционной структурой, сильно зависящей от процессов тепло- и массообмена, а также дробления пузырьков.

На рисунке 6 показано влияние тепловой нагрузки на перепад давления Δр испарителя – с увеличением нагрузки средние значения перепада давления СО₂ для тепловых нагрузок 5, 10, 15 и 20 Вт/м составляют соответственно 19, 17, 22, 24 кПа. В отношении NH₃ наблюдается аналогичная картина – средние значения перепада давления составляют соответственно 19, 20, 19, 21кПа [7]. Практически равные средние значения колеблющихся перепадов давления Δр в том и другом случаях вне зависимости от давлений, создаваемых парожидкостными столбами в питающей и сливной линиях соответствуют одинаковым структурам парожидкостных потоков (рис. 6), когда в сечении трубы испарителя соотношение площадей, занимаемых паром и жидкостью практически одинаковое на всех тепловых нагрузках. При нагрузке 5 Вт/м в обоих случаях колебания перепада давления имеют две моды – для более высокой моды среднее значение перепада давления составляет 19 кПа, а для низкой – 0 кПа, что означает периодическое прекращения движения потока на 12÷15 мин для СО₂ и для NH₃ – 3÷5 мин.

Рис.6. Зависимость перепада давления от тепловой нагрузки испарителя во времени: а) 5 Вт/м, б) 10 Вт/м, в) 15 Вт/м, г) 20 Вт/м

В таблице 3 приведены параметры низкочастотных колебаний перепада давления.

Таблица 3. Параметры колебаний перепада давления в термосифоне



Примечание: интервал времени, за которое рассчитаны колебания – 12 мин.

Интенсивность диссипации в единице объема жидкости зависит от физико-химических свойств (плотностей фаз, вязкости, диаметра газовых частиц) и доли дисперсной фазы. При этом первая группа величин определяется природой фаз, давлением, температурой и конструкцией устройства, то есть они заданы внешними условиями. Тогда единственной независимой переменной, определяющей способность системы к самоорганизации, является доля дисперсной фазы. Стационарному состоянию данной системы (слою, состоящему из движущихся частиц в сплошной фазе) должен отвечать минимум интенсивности диссипации энергии. Однако это граничное условие требует взаимосвязанного движения частиц при низких значениях φ (доля дисперсной фазы), что возможно лишь при малых размерах частиц, когда из-за их большого количества, даже при малых значениях φ, расстояния между газовыми частицами достаточно малы. Следует отметить, что именно такое состояние и характерно при диспергировании газообразного СО₂ или NH₃ в процессе фазового перехода.

При низких значениях φ и недогретой жидкости реализуется пузырьковый режим течения с относительно небольшими размерами паровых включений на начальном участке испарителя.

Даже в таком достаточно простом случае радиальная инерция жидкости вокруг пузырьков определенных размеров создает условия, когда тепловая диссипация может значительно преобладать над вязкой диссипацией. К необратимому переходу кинетической энергии радиального движения жидкости в тепловую энергию жидкости приводит уменьшение количества теплоты, возвращенной из жидкости при расширении парового пузырька, которая была передана при его сжатии. Несмотря на малую величину поглощения энергии внешнего силового поля бесконечно большой массой жидкости за большое число пульсаций и достаточно большой концентрации пузырьков пара этот эффект приводит к заметным результатам.

Функция тепловой диссипации энергии в испарителе запишется в виде:

, Дж/К·м³·с (3)

где, – является энергией, приходящейся на единицу объема, Дж/м³;

/ – поток тепловой энергии, Дж/м³·с;

– температура насыщения хладагента, К;

– температура стенки испарителя, К.

В таблице 4 приведены значения величины диссипации энергии в испарителе.

Таблица 4. Величина диссипации энергии в испарителе



Следовательно, интенсивность отвода теплоты жидкостными теплоносителями во многом связана с теплофизическими явлениями образования, роста и конденсации пузырьков пара. Возникновение спонтанных зародышей пара в перегретых жидкостях связано с метастабильными состояниями [11].

В конденсаторе процесс теплообмена происходит при условии t_s>t_к. Следует обратить внимание на то, что передача тепла возможна не только в том случае, когда температура насыщения t_s выше температуры стенки оребрения t_к, но также и тогда, когда t_s меньше t_к. В последнем случае через поверхность отводится в основном тепло, выделяющееся в пограничном слое вследствие диссипации энергии. При этом на величину диссипации энергии оказывают влияние неконденсирующиеся газы.

В большинстве работ, например, [13,14], посвященных оптимизации теплообменных систем, предлагаются эмпирические алгоритмы, которые позволяют уменьшить в той или иной степени необратимость теплообмена, но не являются решением конкретной задачи и не отвечают на вопрос о том, может ли быть улучшена спроектированная в соответствии с ними система и по какому критерию. Производство энтропии в теплообменной системе может быть сделано сколь угодно малым при выполнении условия – сколь угодно малого теплового потока q. Это условие не может быть практически реализовано. Поэтому в дальнейшем будем считать параметр q заданным и ограниченным, и это ограничение не позволяет достичь производства энтропии ниже некоторого предельного значения.

В системе ГЕТ при заданной конкретной поверхности контакта между тепловыми потоками и тепловой нагрузкой q, производство энтропии выше минимального и существует резерв для наращивания мощности путем упорядочивания тепловых потоков по определенным маршрутам.

Заключение

Исследованы термогидравлические процессы, протекающие в контурном термосифоне, предназначенном для термостабилизации грунтов в криолитозоне. Получены условия для оптимальной организации теплообмена при выполнении которых производство энтропии в системе с заданной тепловой нагрузкой достигнет своего нижнего предела и, как следствие, при этом произойдет снижение температуры стенки испарителя на несколько градусов, что увеличит перепад температурного напора между грунтом и стенкой испарителя, а также мощность термосифона. Получена оценка для произвольной теплообменной системы определяющей пути термодинамического и конструктивного совершенствования термосифона. Эта оценка учитывает влияние таких факторов, как вязкостная и тепловая диссипация энергии парожидкостного потока и его структуры, маршруты и механизмы тепловых потоков, образование паровых пробок в термосифоне, поверхностей теплообмена и фазового состояния потока на возможности системы. Идеальная теплообменная система, подобно идеальной тепловой машине, может нести максимальную тепловую нагрузку при минимальной суммарной поверхности теплообмена, что повлечет за собой существенное снижение затрат на изготовление, монтаж и последующую эксплуатацию этих устройств.

Список литературы

1. Безродный М. К., Волков С. С., Мокляк В. Ф. Двухфазные термосифоны в промышленной теплотехнике.– Киев: Вища школа, 1991.

2. Безродный М. К., Пиоро И. Л., Костюк Т. О. Процессы переноса в двухфазных термосифонных системах. Теория и практика.– Киев: Факт, 2005.

3. Кравец В. Ю., Письменный Е. Н., Коньшин В. И. Пульсационные явления в закрытых двухфазных термосифонах // Збірник наук. праць СНУЯЕ та П.– Севастополь. – 2009.– Вып. 4(32) – С. 39 – 46.

4. Кравец В. Ю., Письменный Е. Н., Коньшин В. И., Бехмард Голамреза. Влияние режимных факторов на теплопередающие характеристики двухфазных термосифонов // Збірник наук. праць СНУЯЕ та П.– Севастополь. – 2010.– Вып. 4(36) – С. 41 – 49.

5. Нигматуллин Р. И. Динамика многофазных сред. Ч.1. - М.: Наука. Гл. ред. физ. — мат. лит., 1987. — 464 с.

6. Пат. 2655857 РФ, МПК E02D 3/115. Охлаждающий термосифон для площадочной термостабилизации грунтов (варианты) / Рило И. - опубл. 29.05.2018, Бюл. №16.

7. Рило И.П. Экспериментальное исследование двухфазного процесса кипения аммиака в термостабилизаторе грунта // Нефть и газ Сибири – 2019. - №1(34). С. 50-56.

8. Рило И.П., Желудкова К.А., Клещин Д.А. Замораживание и термостабилизация грунтов в криолитозоне // Трубопроводный транспорт: теория и практика. – 2015. - №4(50). – С. 22-27.

9. Рило И.П., Кривых В.А., Бородин В.Г. Разработка измерительно-вычислительного комплекса для исследований работы термостабилизаторов грунтов в криолитозоне // Трубопроводный транспорт: теория и практика. – 2017. - №3(61). – С. 49-55.

10. Свириденко И. И. Расчетное моделирование аварийного расхолаживания ВВЭР-1000 автономной термосифонной СПОТ // В Зб. Науков. праць СНУЯЕ та П.– Севастополь: СНУЯЕтаП, 2006.– Вып. 17.– С. 29–41.

11. Скрипов В. П. Метастабильная жидкость. - М.: Наука. Гл. ред. физ. — мат. лит., 1972. — 312 с.

12. Khazaee I., Hosseini R., Noie S. H. Experimental investigation of effective parameters and correlation of geyer boiling in a two-phase closed thermosyphon // Applied Thermal Engineering.– 2010.– Vol. 30.– N 5.– Р. 406 – 412.

13. Hartmann K., Hacker I., and Rockstroh L. Modelierung und Optimierung verfahrenstechnischer Systeme. Berlin: Akademie Veriaq, 1978.

14. Sieniutycz S. and Jezowski J. Energy Optimization in Process Systems. New York: Elsevier, 2009.

15. Wallis G.B. The terminal speed of single drops or bubbles in an infinite medium. – I Intern. J. Multiphase Flow. – 1974.– Vol. 1. – р. 491−511.