APPLICATION OF STEAM JET NOZZLE IN HEAT PIPES OF MEAN TEMPERATURE RANGE

Full Text

Проблема интенсификации теплопередающих характеристик среднетемпературных тепловых труб (ТТ), применяемых для охлаждения теплонагруженных элементов электронной техники, в том числе внутри космического аппарата, в настоящее время исключительно актуальна. Теплопередача и эксплуатационная эффективность ТТ с капиллярно-пористыми вставками определяется замкнутым циркуляционным движением теплоносителя, претерпевающим фазовый пере ход «жидкость-пар» с поглощением тепла в зоне испарения капиллярно-пористой вставки, перенос паровой фазы по конфузорно-диффузорному паровому каналу, фазовый переход «пар-жидкость» с выделением тепла в зоне конденсации, и возврат жидкости по капиллярно-пористой вставке в зону испарения ТТ. Для оценки предельных теплопередающих способностей и выбора теплоносителя для тепловых труб 142 Вестник Сибирского государственного аэрокосмического университета имени академика М. Ф. Решетнева применяют параметр качества жидкостей, определяемый согласно выражению ^p-r-a , Ц 9 где у - параметр качестватеплоносителей, Вт/см2; р - плотность теплоносителей, кг/м3; r - удельная теплота испарения, кДж/кг; о - коэффициент поверхностного натяжения, Н/м; ц - коэффициент динамической вязкости, Па-с. Получены температурные зависимости параметра качества у ряда теплоносителей, приемлемых для применения в тепловых трубах среднетемпературного диапазона (рис. 1). -200 -100 0 100 200 300 400 Температура, °С Рис. 1. Параметр качества жидких рабочих тел, у, Вт/см2: 1 - вода Н2О; 2 - пропилен С3Н6; 3 - аммиак NH3; 4 - ацетон С3Н6О; 5 - этиловый спирт С2Н5ОН; 6 - диэтиловый эфир С4Н10О; 7 - метиловый спирт СН3ОН Расчет параметров у проводился по имеющимся в литературе теплофизическим данным, с использованием степенной интерполяции. Видно, что температурный диапазон применения теплоносителей узок и в основном не превышает 300 °С. В качестве основного теплоносителя выбран диэтиловый эфир С4Н10О, температура кипения Тв которого при атмосферном давлении равна 35,4 °С, температура замерзания ТР = -116,2 °С и критические параметры ТК = 193,4 °С, РК = 3,61 МПа. Успешный опыт использования диэтилового эфира в качестве рабочего тела для камер Вильсона [1], с длительным нахождением жидкой фазы при температуре 140 °С, показывает его термостойкость и возможность применения в качестве теплоносителя для тепловых труб. При торцовом направлении теплового потока на входе в тепловую трубу, характерном для коротких ТТ, предпочтительным конструктивным решением является выполненный из металлического капиллярно-пористого материала плоский испаритель, плотно прилегающий к плоской нижней крышке и снабженный инжектирующими паровыми каналами. Рассмотрим схему ТТ с плоским испарителем, конфузорно-диффузорным паровым каналом и турбу-лизатором (рис. 2) [2-6]. Длина тепловых труб 100 мм, диаметр 20 мм. 1 2 Рис. 2. Схема тепловой трубы: 1 - верхняя крышка; 2 - цилиндрическая обечайка ТТ; 3 - конический турбулизатор; 4 - капиллярно-пористая вставка; 5 - нижняя крышка; 6 - капиллярные инжектирующие каналы; 7 - нижняя плоская капиллярно-пористая вставка-испаритель При небольших диаметрах тепловых труб, выполненных из нержавеющей стали, применение плоских крышек возможно из-за их умеренного теплового сопротивления, простоты и технологичности изготовления. Перенос паровой фазы происходит по паровому каналу, расположенному вдоль центральной оси капиллярно-пористой вставки, в свою очередь плотно установленной и механически зафиксированной в тонкостенном цилиндрическом корпусе ТТ с верхней и нижней крышками. Центральное расположение парового канала, выполненного в виде газодинамического конфузорно-диффузорного сопла, аналогичного соплу Лаваля, окруженного слоем капиллярно-пористой вставки вдоль всей длины ТТ, позволяет существенно уменьшить теплопотери. Без слоя капиллярно-пористой вставки паровое сопло заметно охлаждается внешним теплообменом, вследствие чего пар в пограничном слое у стенок сопла становится пересыщенным. В результате нарушается нормальный режим истечения паровой струи: в потоке в участках диффузора, близких к критическому сечению, преждевременно появляется большое количество микрокапелек конденсата теплоносителя. При этом происходит значимое увеличение расходимости струи пара и ее замыкание на стенках капиллярно-пористой вставки, что снижает предельные параметры теплопередачи ТТ. Конденсационные скачки, образующиеся в расширяющейся части сопла, сопровождаются тепловыделением и под воздействием двух факторов (теплового и геометрического) течение паровой струи может потерять устойчивость. Переменное сечение капиллярно-пористой вставки с максимальным значением толщины вблизи критиче 143 Технологические процессы и материалы ского сечения сопла и уменьшающейся толщиной в области испарения и конденсации защищает паровой поток от переохлаждения таким образом, что конденсация начинает происходить лишь вблизи лобовой точки турбулизатора и далее на внутренней поверхности верхней крышки ТТ, при температуре торможения паровой струи, превышающей температуру испарения. Перегрев AT потока пара на выходе из сопла, обусловленный превышением температуры торможения над температурой кипения рабочей жидкости в испарителе ТТ, учитывают с помощью введения эффективного значения теплоты конденсации [7; 8] по формуле reff = r + CP '^T, где reff - эффективное значение теплоты конденсации, Дж/кг; Ср - теплоемкость перегретого пара, Дж/кгК; AT - разность между температурой, перегретого пара и его температурой насыщения при данном давлении, К. Величина перегрева AT при высоких тепловых нагрузках на тепловую трубу достигает 50 К. Степень сжатия газодинамического конфузорно-диффузорного сопла выбрана такой же, как у сопла Лаваля. Для интенсификации парообразования в зоне испарения при малых тепловых нагрузках применяют несколько инжектирующих паровыводных каналов, пронизывающих нижнюю плоскую капиллярнопористую вставку-испаритель, плотно прилегающую к плоской нижней крышке ТТ. Диаметр инжектирующих каналов достигает 1 мм, и пониженное капиллярное давление приводит к снижению температуры кипения и парообразования теплоносителя в этих каналах, что оказалось очень существенным при малых тепловых нагрузках ТТ и соответственно при небольших начальных скоростях течения пара над испарителем. О .6725 1.345 2.017 2.69 .33625 1.009 1.681 2.354 3.026 Heat_Pipe Рис. 3. Результаты расчетов скорости течения струй пара диэтилового эфира, см/с, над инжектирующими паровыми каналами в испарительной части ТТ при малой тепловой нагрузке Вычисление скорости потока пара было проведено с помощью программы ANSYS. Решали уравнения Навье-Стокса и теплопроводности с граничными условиями 3-го рода, т. е. с фиксированными значениями температуры источника и стока тепла ТТ. Модель исследовали в виде продольного сечения вдоль осевых линий двух инжекторных каналов, что сохранило все особенности вихревой нестационарности при условии непрерывного замкнутого циркуляционного движения теплоносителя в жидкой и паровой фазах. Экспериментальное определение скорости потока пара диэтилового эфира С4Н10О было проведено в критическом сечении сопла с использованием проволочного термоанемометра с нагретой нитью [9; 10]. Перпендикулярно продольной оси ТТ на высоте критического сечения сопла к внешней поверхности обечайки лазерной сваркой приварен отрезок трубки-держателя из нержавеющей стали, диаметром 6 мм и длиной 15 мм. Резьбовой хвостовик трубки-держателя на длине 5 мм содержит 4 продольных паза, шириной 0,3 мм каждый, сдвинутые друг относительно друга на 90°, которые вместе с внешней накидной гайкой со вставкой с коническим каналом образуют фиксатор датчика термоанемометра. Датчик термоанемометра представляет собой отрезок тонкостенной капиллярной трубки из ковара, диаметром 2 мм и толщиной стенок 0,05 мм, внутрь которой введены остеклованные коваровые токовводы диаметром 0,3 мм. Герметизацию внутреннего пространства капиллярной трубки и механическую фиксацию токовводов проводят с помощью стеклопорошка С-48-5, которым заполняют пространство внутри трубки с одной стороны при постоянном виброуплотнении, и в специальной оправке спекают при температуре 1 000 ± 20 °С. Образующаяся внутренняя капля стекла с одной стороны трубки на глубину 5...6 мм надежно герметизирует токовводы, а с противоположной стороны трубки вставляют тефлоновый фиксатор с двумя отверстиями для токовводов. С помощью миниатюрной сварочной машины СМС-6 наваривают чувствительный элемент - кусочек проволочки - на выступающие из капли стекла токовводы. Диаметр проволочки золото-железо 5 мкм, удельное электрическое сопротивление 2,8 10-8 Q-м, температурный коэффициент сопротивления 3,9 10-3 1/К. Внешнюю поверхность тонкостенной капиллярной трубки датчика термоанемометра покрывают тонким слоем силиконового герметика и по скользящей посадке по внутреннему каналу трубки-держателя вводят в паровой канал ТТ на заданную глубину таким образом, чтобы проволочка располагалась в середине критического сечения сопла с ориентацией, перпендикулярной продольной оси ТТ. После вулканизации герметика и завертывания внешней накидной гайки на хвостовике трубки-держателя ТТ готова для дегазации капиллярно-пористой вставки, заполнения теплоносителем и общей герметизации. Калибровку термоанемометра проводили в специальных опытах на расходомерной шайбе и эталонном 144 Вестник Сибирского государственного аэрокосмического университета имени академика М. Ф. Решетнева критическом сопле, устанавливаемых в ориентированном вертикально вверх рабочем участке сифонной тепловой трубы-гипсометра [2]. Перепад давления на расходомерной шайбе измеряли с помощью преобразователя разности давлений «Сапфир-22ДД» и микроманометра ММН-240, в качестве теплоносителя сифонной ТТ использовали ди-этиловый эфир. Мембранный блок преобразователя «Сапфир-22ДД» и подводящие линии в процессе всех измерений поддерживали при температуре 35 °С. Принцип действия термоанемометра внутри работающей тепловой трубы основан на конвективной потере тепла нагретой проволочкой датчика в потоке насыщенного пара. Электрическая мощность Р0, выделяемая проволочкой термоанемометра при протекании через него тока подогрева теряется конвекцией Pconv , кондукцией Pcond и излучением, причем вкладом излучения из-за его малости при данных температурах и давлениях пренебрегают: Кондуктивный вклад в теплопотери по токовво-дам, называемым балками каркаса термоанемометра, оценивают следующим образом [7; 8; 11]: sh(roC ' L) ружающей средой проволочки, расположенной перпендикулярно потоку. Этот процесс описывают эмпирическим соотношением Pcond _ 2 '^C ' ПС ' ЮС ' (TW TSt ) ' ch(roC ' L) аС ' ПС X с -Sc Nu W = 0,42 • Pr0,2 + 0,57 • Pr0,33 • ReW5, (1) (0,42 • Pr02 + 0,57 • Pr033 где 1C - коэффициент теплопроводности каркаса, Вт/м К; ПС - суммарный периметр сечения каркаса, м; TW - температура проволочки термоанемометра, К; TSt - температура потока пара, К; L - длина каркаса, м; параметр юС вычисляют из выражения где аС - коэффициент теплоотдачи каркаса конвекцией, Вт/м2 К; Sc - площадь сечения каркаса, м2. Коэффициент теплоотдачи каркаса аС оценивают стандартным образом [11; 12]: NuC = С • Pr” • Re™, где Nuc = аС DC / XSt - число Нуссельта балок каркаса; Rec = pStuDC / ^St - число Рейнольдса балок каркаса; Pr = ^St-СР / XSt - число Прандтля; DC - диаметр балок каркаса, м; pSt - плотность пара, кг/м3; XSt - коэффициент теплопроводности пара, Вт/м К; СР - теплоемкость пара, Дж/кг К; С, ”, m - константы, зависящие от формы сечения балок и диапазона чисел Рейнольдса Re [11; 12]; и - скорость течения потока пара, м/с; ^St - коэффициент динамической вязкости пара, Па-с. Кондуктивный вклад в теплопотери выделяемой мощности Pcond в данной работе достигал 18,5 %. При стационарных условиях в потоке пара устанавливается состояние теплового равновесия для проволочки датчика: тепловая мощность Р0 - Pcond, выделившаяся при прохождении электрического тока по проволочке, отводится потоком пара. Вид функциональной зависимости между напряжением на проволочке датчика и средней скоростью потока пара выводится из рассмотрения процесса теплообмена с ок где NuW = aW dW / XSt - число Нуссельта проволочки датчика; ReW = pStudW / ^St - число Рейнольдса проволочки датчика; dW - диаметр проволочки датчика, м; aW - коэффициент теплоотдачи проволочки, Вт/м2 К. Для двухатомных газов и паров выражение (1) справедливо в диапазоне чисел Рейнольдса 10-2 < Re < 104. Уравнение теплового баланса проволочки термоанемометра имеет вид (Р0 - Pcond ) = ^ ^ • XSt •(TW - TSt )Х • ReW,5), где I - длина проволочки, м. Термоанемометр измерял среднюю во времени продольную компоненту скорости и свободного потока пара с коэффициентом перегрева нити 0,8, собственно калибровка была проведена с использованием модифицированного уравнения Кинга [9; 10]: и = k •(E2 - E2 f' + k2 \E - E0 )1/2, где E, E0 - выходные напряжения термоанемометра при наличии скорости потока пара и ее отсутствии; k\, k2 и j - константы, определяемые при калибровке. Сигнал с нити термоанемометра усиливают в 10 раз и подают на вход 12-разрядного аналого-цифрового преобразователя (АЦП) и далее в компьютер, где данные измерений накапливают в памяти в виде массива и затем подвергают программной обработке стандартным логарифмическим методом. Максимальная ошибка при калибровке термоанемометра не превышает 10 % от значения скорости и. Погрешность измерения среднего во времени значения продольной компоненты скорости потока пара с помощью термоанемометра достигает 30 % (± 0,3 см/с). Результаты измерений скорости потока пара в критическом сечении сопла в зависимости от величины температурного напора 5Т = Т - Тв на внешней поверхности испарителя ТТ приведены на рис. 4 [3-6; 13]. Здесь же проведено сравнение экспериментальных значений скоростей потока пара в критическом сечении сопла и в стандартном цилиндрическом паровом канале ТТ в зависимости от температуры перегрева испарителя над температурой кипения диэтилового эфира, при равной площади сечений каналов. Проведено сравнение скоростей потоков пара, испускаемых плоским пористым испарителем с капиллярными инжектирующими каналами и плоским пористым испарителем без инжектирующих каналов в зависимости от температуры перегрева испарителя над температурой кипения диэтилового эфира (рис. 5). Число Рейнольдса Re = 0,06. Число Прандтля Pr = 0,77. Р = Р + Р 0 conv cond 145 Технологические процессы и материалы j 1.2 1 0.8 0.6 0.4 0.2 LVelocity, sm/s Ф у ф ф/ К ф ф J • * о о ф ф ф ° О О о н ча О О -О \ 0 IJ 5 10 15 Рис. 4. Сравнение экспериментальных значений скорости потока пара, см/с, измеренных в критическом сечении сопла (•) и в стандартном цилиндрическом паровом канале (о) в зависимости от величины перегрева испарителя ST над температурой кипения теплоносителя, К, при одинаковой площади сечения паровых каналов и на одинаковом расстоянии от испарителя Сплошной линией обозначены расчетные аппроксимирующие значения скорости в критическом сечении сопла, пунктирной - скорости в стандартном цилиндрическом канале, см/с j 1 0.5 LVelocity, sm/s X X X X X X X ф фХ < х / /х ф х > х / ф ф / / Ф /к Y X Хф Ф Ф / / Ф X / Ух ф ф 5Т, К и 5 10 15 Рис. 5. Сравнение экспериментальных значений скорости потоков пара, см/с, измеренных в критическом сечении сопла, испускаемых испарителем с инжектирующими паровыми каналами (х) и испарителем без инжектирующих паровых каналов (•) в зависимости от величины перегрева испарителя ST над температурой кипения теплоносителя, К. Сплошной линией обозначены расчетная кривая скорости потока пара над испарителем без инжектирующих паровых каналов, см/с Положительные свойства сопла Лаваля проявляют себя и в тепловых трубах, где движение капельного теплоносителя в паровой фазе близко к конвективному и проблема интенсификации теплопередающих характеристик за счет увеличения скорости потока в паровом канале весьма значима. Экспериментально подтверждено увеличение скорости потока пара внутри парового канала ТТ, выполненного в виде сопла, близкого к соплу Лаваля, по сравнению со стандартным цилиндрическим паровым каналом. При оснащении мелкопористого испарителя сквозными капиллярными инжектирующими каналами при малых тепловых нагрузках скорость потока пара над каналами оказывается выше, чем над мелкопористым испарителем без каналов. При дальнейшем увеличении тепловой нагрузки на ТТ разница скоростей потоков пара над испарителями с инжектирующими каналами и без них уменьшается и становится меньше погрешности измерений.

About the authors

A. V. Seryakov

Email: seryakovav@yandex.ru

A. V. Konkin

Email: konkin_a_v@mail.ru

V. K. Belousov

Email: bel_vk@mail.natm.ru

References

Supplementary files