Влияние внутренних устройств термостабилизатора на процессы теплопереноса в двухфазных системах

Введение

Одним из наиболее применяемых и эффективных методов инженерной защиты несущей способности фундаментов зданий и сооружений в криолитозоне является технология и технические средства активной термостабилизации грунтов оснований. Принятие оптимальных проектно-технических решений, а также методика оценки эффективности применения данной технологии и технических устройств не в полной мере отражены в современной научно-технической и нормативной литературе.

Технические решения компании ООО НПО «Фундаментстройаркос» (ФСА) в виде унифицированных сезонных охлаждающих устройств (СОУ) с различной единичной мощностью имеют наибольшее значение при новом строительстве, поскольку предназначены для замораживания и температурной стабилизации грунтов основания в определенном температурном диапазоне с прогнозом состояния объектов на среднесрочную перспективу. Применяемый компанией системный подход в процессе фундаментостроения в единой цепи: научные исследования – практические разработки – проектирование – строительство – передача в эксплуатацию, позволяет обеспечивать надежность и долговечность объектов и экономит затраты. При этом соблюдается качество природно-технических геосистем – оснований, фундаментов, инженерных сооружений и природных объектов. При проведении исследований учитывались особенности процессов переноса в двухфазных системах, которые имеют место в термостабилизаторах (ТС) различных конструкций. Характер двухфазных систем в значительной мере определяется воздействием гравитационных сил на формирование соответствующего распределения паровой и жидкой фаз на различных участках термостабилизатора. Влияет на двухфазную систему также: степень заполнения внутренней полости термостабилизатора хладагентом, влияющая на циркуляцию хладагента, род хладагента, геометрические размеры термостабилизатора и его расположение в пространстве, наличие внутренних устройств, соотношение условий подвода и отвода теплоты к термостабилизатору [Безродный и др. 2005].

Необходимым условием работы термостабилизатора является такое соотношение условий подвода и отвода теплоты, которое обеспечивает для определенного хладагента термодинамическое состояние системы, соответствующее двухфазной области состояния вещества. Практически исследовались системы с поверхностью раздела фаз и разделяющимися холодными и нагретыми потоками жидкости в сечении термостабилизатора. Основные особенности процессов переноса в таких системах по сравнению с процессами переноса в подобных известных канонических системах заключаются: во взаимном влиянии этих систем, определяемом замкнутостью внутренней полости термостабилизатора; во взаимном влиянии геометрических параметров и физических свойств рабочих жидкостей; в стесненном характере условий для развития процессов парообразования и гидродинамики течения фаз; в специфике формирования двухфазной системы [Нiebег & Gebhart 1971]. Наличие указанных особенностей требует соответствующей постановки исследований и изучения процессов тепломассопереноса как в отдельных вышеуказанных двухфазных системах, выделяя их как самостоятельные объекты исследования, так и в условиях их совместного существования в полости термостабилизатора.

Методика проведения эксперимента

Исследование вертикально установленного термостабилизатора проводилось на испытательном стенде (рис. 1).

Рис. 1. Схема испытательного стенда: 1 – холодильная камера; 2 – вентилятор, 3 – диффузор; 4 – конденсатор; 5 – испаритель; 6 – теплоизоляция; 7 – клемма; 8 – ВДУ; 9 – ваттметр

 

Стенд оборудован: холодильной камерой 1, с вентилятором 2 и диффузором 3, предназначенными для обдува конденсатора 4 воздушным потоком с регулируемой скоростью 1-5 м/с и поддержанием заданной температуры в камере в диапазоне от 0 °С до минус 30 °С. На оребрении конденсатора установлены два датчика температуры ТСП (Тниз и Тверх) на расстоянии 1 м друг от друга. Показания датчиков фиксировали на компьютере с частотой одно измерение в 10 секунд. Нагрузку термостабилизатора регулировали преобразователем ВДУ (выпрямитель дуговой универсальный) и измеряли ваттметром. Испаритель теплоизолировали «Термофлекс»ом, теплопотери не превышали 2 %. По длине испарителя равномерно расположены датчики температуры через каждые 2 м.

Метрологические характеристики датчиков температуры представлены в таблице (табл.1).

Таблица 1. Метрологические характеристики датчиков

Проведены исследования протекающих процессов в трех термостабилизаторах (ТС1, ТС2, ТС3) различной конструкции: общая длина термостабилизатора - 12 м, длина испарителя – 10 м, длина конденсатора – 1,2 м, диаметр оребрения конденсатора – 67 мм, диаметр испарителя – 33,7х3,5мм. Термостабилизаторы изготовлены из стали 09Г2С, оребрение конденсатора из алюминия марки АД1. Внутреннее устройство испарителя: ТС1 - без трубки; ТС2 - с внутренней стальной трубкой диаметром 18х1мм; ТС3 – с внутренней полиэтиленовой трубкой диаметром 20х2 мм. Трубки длиной 9 м снизу перфорированы отверстиями со смещением по окружности (6 шт., диаметром 10мм) каждые 100 мм (рис. 2).

Термостабилизаторы заправлены аммиаком до уровня 10 м (при t= 15 °С) со степенью заполнения хладагентом ε=0,85 (отношение объема заполненного жидким аммиаком к общему объему термостабилизатора).

Результаты испытаний

При проведении исследования особый интерес представлял процесс течения хладагента по локально организованным полостям, ограниченным стенками внутреннего устройства (трубки) и термостабилизатора, обусловленный гидростатической подъемной силой, которая возникает под действием разности плотностей по причине неоднородности температуры и под действием гравитационного поля (рис. 3).

Существует много разных видов течений, вызванных гидростатической подъемной силой, что обусловлено как отдельными эффектами, так и их комбинациями, а также разнообразием геометрических конфигураций. Почти все такие явления имеют общие черты, и они сильно отличаются от процессов переноса, обусловленных обычными видами приложения силы.

Рис. 2. Внутреннее устройство термостабилизатора и расположение датчиков температуры: Т1÷ Т6 – датчики температуры по длине испарителя; Тниз, Тверх – датчики температуры на оребрении конденсатора; Ткам – датчик температуры в холодильной камере

 

Характерное отличие состоит в том, что заранее очень мало известно о результирующем течении, возникающем под действием гидростатической подъемной силы. Поля течения и температуры всегда тесно связаны друг с другом, и их необходимо рассматривать совместно, а сами течения являются сравнительно слабыми. Это значит, что скорости достаточно малые, а инерционные и вязкие эффекты обычно величины одного и того же порядка.

В процессе стендовых испытаний поддерживали одинаковые внешние условия: электрическую нагрузку на испаритель, температуру в холодильной камере, скорость обдува конденсаторной части термостабилизатора 5м/c. В данной работе проведено исследование термостабилизаторов на четырех режимах. Результаты испытаний представлены графиками (рис. 3).

При этом естественная конвекция в ограниченных пространствах функционально связана с их температурой и конфигурацией. Гидродинамика структуры линий тока в замкнутых контурах определяется их геометрическими размерами, формой.

Если характерный размер контура ограниченного пространства велик, то конвективные потоки не взаимодействуют между собой, они идентичны структурам у поверхностей в неограниченном пространстве, если мал — возникают циркуляционные контуры, высота которых зависит также от теплофизических характеристик среды [Thirlby 1970]. Теплообмен при различных способах расположения и геометрии внутренних устройств термостабилизатора, произвольно расположенных в пространстве, характеризуется числами Нуссельта, являющимися функциями чисел Рэлея, Прандтля, граничных и начальных условий.

Рис.3. Распределение температур по испарителю в зависимости от температуры в холодильной камере, скорости воздуха и нагрузки:

а) Ткам= -10 °С, скорость воздуха 5 м/с, нагрузка 10 Вт/м; 

б) Ткам= -10 °С, скорость воздуха 5 м/с, нагрузка 20 Вт/м; 

в) Ткам= -20 °С, скорость воздуха 5 м/с, нагрузка 10 Вт/м; 

г) Ткам= -20 °С, скорость воздуха 5 м/с, нагрузка 20 Вт/м;

Так как коэффициенты теплопроводности хладагента (λ) в широком диапазоне температур соответственно меняются, то возникают жидкостные циркуляционные контуры, которые определяют условно три зоны течений (I, II, III, рис. 3), с соответствующими градиентами температуры gradt, служащие управляющим параметром самоорганизации контуров циркуляции (рис.3, табл. 2) и наблюдаемым ходом кривых.

Вследствие подогрева в первоначально однородном слое жидкости начинается диффузия из-за возникшей неоднородности плотности. При преодолении некоторого критического значения градиента, диффузия не успевает привести к однородному распределению температуры по объёму. Возникают цилиндрические валы, вращающиеся навстречу друг другу. При увеличении градиента температуры возникает второй критический переход. Для ускорения диффузии каждый вал распадается на два вала меньшего размера. При дальнейшем увеличении управляющего параметра валы дробятся, и в пределе возникает турбулентный хаос. Как следует из рис.3 и табл.2 наблюдаются три зоны (I – до 2м, II – от 2м до 6м, III – от 6м до 10м) градиентов температур gradt по длине испарителя (ТС1, ТС2, ТС3), существенно отличающихся своими величинами и свидетельствующие о трех разных механизмах теплообмена на трех участках зависимостей температуры от длины испарителя. Особенно это характерно для пространства ограниченного стенками испарителя и полиэтиленовой трубки в виду низкого коэффициента теплопроводности λ полиэтилена и определенной величины межкольцевого зазора. Во II зоне значения gradt близки к нулю.

Таблица 2. Градиенты температур на стенках испарителей

Основным критерием эффективной работы термостабилизаторов является низкое эквивалентное термическое сопротивление R при максимальной передаваемой мощности Qmax. Величина R зависит от интенсивности теплоотдачи в зонах испарения и конденсации. Основной вклад при этом вносит зона испарения, где происходит переход теплоносителя из жидкой в паровую фазу. Процесс пузырькового кипения отличается высокими коэффициентами теплоотдачи. Однако с изменением внутреннего диаметра термостабилизаторов, условия парообразования не могут быть одинаковыми. Степень заполнения термостабилизатора теплоносителем также влияет на интенсивность теплоотдачи в зоне испарения. При этом если учитывать периодические выбросы теплоносителя в зону конденсации, то коэффициенты теплоотдачи соответственно будут изменяться во времени. В связи с этим определение интенсивности теплоотдачи в зонах теплообмена термостабилизаторов является важной задачей для расчета их теплопередающих характеристик. На диаграмме (рис.4) показано влияние разных факторов (материала трубки, передаваемой мощности, температуры воздуха обдуваемого конденсатор) на термическое сопротивление R, его значение наименьшее в случае применения полиэтиленовой трубки.

Рис.4. Зависимость R от наличия и материала внутреннего устройства, передаваемой мощности и температуры воздуха обдуваемого конденсатор:

а) Ткам= -10 °С, скорость воздуха 5 м/с, нагрузка 10 Вт/м;

б) Ткам= -10 °С, скорость воздуха 5 м/с, нагрузка 20 Вт/м;

в) Ткам= -20 °С, скорость воздуха 5 м/с, нагрузка 10 Вт/м;

г) Ткам= -20 °С, скорость воздуха 5 м/с, нагрузка 20 Вт/м.

Таким образом, описана физическая картина явлений, обусловленных конвекцией. Конвекция использована, в данном случае, для изучения формирования структур в пространственно протяженных системах (термостабилизаторах грунтов) и поведения этих систем, спонтанного возникновения пространственной упорядоченности и реализуемости форм и масштабов оптимальных течений. Экспериментами выявлена тенденция к возникновению ясно выраженной пространственной структуры конвективного течения. С другой стороны, общая геометрия течения может подавлять указанную тенденцию. Оптимальные форма и размер могут быть обнаружены в структуре течения лишь как усредненные характеристики.

Представлены распределения температуры по стенке испарителя, отражающие влияние внутреннего устройства на теплоперенос в замкнутом двухфазном термостабилизаторе. Установлено, что снижение теплопроводности материала стенки устройства наряду с его наличием обусловливает соответствующее понижение температуры стенки испарителя.

 

---

Литература

Нiebег С.A., Gebhart В., 1971, Stability of vertical natural convection boundary layers: some numerical solutions, J. Fluid Mech., 1971, 48, № 4, 625.

Thirlby R., 1970, Convection in an internally heated layer, J. Fluid Mech., 1970, 44, № 4, 673.

Безродный М.К., Пиоро И.Л., Костюк Т.О., 2005, Процессы переноса в двухфазных термосифонных системах. Теория и практика.-2 издание, дополненное и переработанное.- Киев: Факт, 2005 – 704 с.: илл. 

 

Опубликовано: Арктика, Субарктика: мозаичность, контрастность, вариативность криосферы: Труды международной конференции / под ред. В.П.Мельникова и Д.С.Дроздова. Тюмень: Изд-во Эпоха, 2015. С.317-320.