Особенности проектирования охладителей газа с фазовым переходом холодильного агента
Рассмотрены основные допущения и приведены результаты расчетов охладителей газа с фазовым переходом холодильного агента. Розглянуто основні припущення та приведено результати розрахунків охолоджувачів газу з фазовим переходом холодильного агента. The main assumptions are discussed, and the results o...
Збережено в:
| Опубліковано в: : | Промышленная теплотехника |
|---|---|
| Дата: | 2008 |
| Автори: | , , |
| Формат: | Стаття |
| Мова: | Російська |
| Опубліковано: |
Інститут технічної теплофізики НАН України
2008
|
| Теми: | |
| Онлайн доступ: | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/61158 |
| Теги: |
Додати тег
Немає тегів, Будьте першим, хто поставить тег для цього запису!
|
| Назва журналу: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Цитувати: | Особенности проектирования охладителей газа с фазовым переходом холодильного агента / А.Н. Радченко, В.В. Горин, А.А. Сирота // Промышленная теплотехника. — 2008. — Т. 30, № 4. — С. 64-71. — Бібліогр.: 7 назв. — рос. |
Репозитарії
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| _version_ | 1859463484151955456 |
|---|---|
| author | Радченко, А.Н. Горин, В.В. Сирота, А.А. |
| author_facet | Радченко, А.Н. Горин, В.В. Сирота, А.А. |
| citation_txt | Особенности проектирования охладителей газа с фазовым переходом холодильного агента / А.Н. Радченко, В.В. Горин, А.А. Сирота // Промышленная теплотехника. — 2008. — Т. 30, № 4. — С. 64-71. — Бібліогр.: 7 назв. — рос. |
| collection | DSpace DC |
| container_title | Промышленная теплотехника |
| description | Рассмотрены основные допущения и приведены результаты расчетов охладителей газа с фазовым переходом холодильного агента.
Розглянуто основні припущення та приведено результати розрахунків охолоджувачів газу з фазовим переходом холодильного агента.
The main assumptions are discussed, and the results of calculation of gas coolers with phase transition of the refrigerant are presented .
|
| first_indexed | 2025-11-24T05:42:03Z |
| format | Article |
| fulltext |
1. Анализ проблемы и постановка задачи
исследования
Охладители газа с фазовым переходом холо;
дильного агента помимо традиционных областей
(воздухоохладители систем комфортного и тех;
нологического кондиционирования) находят
широкое применение в контурах утилизации
средне; и низкопотенциальной теплоты. В по;
следнем случае это генераторы пара (они же ох;
64 ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 4
ТЕРМОДИНАМИКА И ПРОЦЕССЫ ПЕРЕНОСА
Розглянуто основні припущення та
приведено результати розрахунків охо�
лоджувачів газу з фазовим переходом
холодильного агента.
Рассмотрены основные допущения и
приведены результаты расчетов охла�
дителей газа с фазовым переходом хо�
лодильного агента.
The main assumptions are discussed,
and the results of calculation of gas cool�
ers with phase transition of the refrigerant
are presented .
УДК 621.56
РАДЧЕНКО А.Н.1, ГОРИН В.В.2, СИРОТА А.А.3
1Национальный университет кораблестроения имени адмирала Макарова
2Национальный технический университет Украины «Киевский политехнический институт»
3Николаевский государственный гуманитарный университет имени Петра Могилы
ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ОХЛАДИТЕЛЕЙ
ГАЗА С ФАЗОВЫМ ПЕРЕХОДОМ ХОЛОДИЛЬНОГО
АГЕНТА
d0 – внутренний диаметр трубки;
D – массовая скорость осаждения капель;
E – массовая скорость уноса капель;
f – коэффициент трения;
k – коэффициент теплопередачи;
q – плотность теплового потока;
r – удельная теплота фазового перехода;
Reп – число Рейнольдса для паровой фазы,
Reп = (ρw)xd0/μп;
t – температура;
u – осевая скорость;
– динамическая скорость;
x – массовое паросодержание;
y – расстояние от стенки;
y* = уuτ/νж – относительное расстояние от стенки;
Z – длина трубки;
z – продольная координата;
αa – коэффициент теплоотдачи;
ΔP – падение давления;
θ – логарифмическая разность температур;
ρ – плотность;
ρw – массовая скорость;
σ – коэффициент поверхностного натяжения;
υ* = u/uτ – относительная скорость;
ν – кинематический коэффициент вязкости;
μ – динамический коэффициент вязкости;
δ – толщина пленки;
δ* = δuτ/νж – относительная толщина пленки;
τi – касательное напряжение на границе раздела фаз;
ГТУ – газотурбинная установка;
ДВС – двигатель внутреннего сгорания;
ТО – теплообменник.
Индексы:
0, a – хладагент;
1 и 2 – вход и выход;
гл – гладкий;
гр – граничный;
ж – жидкость;
ж.я – жидкость в ядре потока;
кр – критический;
п – пар;
пл – пленка;
я – ядро;
i – граница раздела фаз;
max – максимальный;
opt – оптимальный;
w – охлаждаемая среда.
ж
/
i
uτ = τ ρ
ладители отработавших газов ГТУ или ДВС) в си;
ловом цикле и испарители;охладители газа (воз;
духа) в холодильном. При проектировании таких
теплообменников (ТО) необходимо обеспечить
минимальные их габариты и аэродинамическое
сопротивление, что особенно важно для генера;
торов пара, монтируемых непосредственно в га;
зовыпускном тракте двигателя и определяющих
противодавление и затраты мощности двигателя
на его преодоление.
Рациональное проектирование ТО включает в
себя определение оптимальной массовой скоро;
сти холодильного агента (ρw)opt в трубках (змее;
виках), обеспечивающей максимальные плотно;
сти теплового потока qmax и соответственно
минимальные поверхности теплообмена.
Необходимость уточнения методики расчета
(ρw)opt обусловлена особенностью процесса внут;
ритрубного кипения, связанной с наличием двух
зон с резко отличающейся интенсивностью теп;
лоотдачи: зоны интенсивной теплоотдачи от
стенки к омывающей ее жидкости и зоны с край;
не низкой интенсивностью теплоотдачи от сухой
стенки к пару, содержащему капли жидкости,
унесенные с пристенного слоя в первой зоне. Па;
росодержание xгр, соответствующее границе двух
зон, принято называть граничным.
Охладители газа выполняются, как правило,
из оребренных трубок. В этом случае в первой зо;
не интенсивность теплоотдачи к кипящему холо;
дильному агенту в несколько раз превосходит та;
ковую к газу. Поскольку теплопередача
лимитируется последней, то даже двух;трехкрат;
ные погрешности при определении αa не приво;
дят к существенным расхождениям в k и, следо;
вательно, q. Во второй зоне, наоборот,
теплопередача чаще всего лимитируется теплоот;
дачей к дисперсной смеси как менее интенсив;
ной по сравнению с таковой к газу. Ее вычисле;
ние производится по уравнению для теплоотдачи
к пару. Существующая методология проектиро;
вания охладителей газа при вычислении q и соот;
ветствующих им ρw не учитывает соотношение
протяженностей двух зон кипения, определяемое
значением xгр, и зависимость xгр от ρw.
Целью выполненного исследования является
совершенствование методики проектирования
охладителей газа путем включения в нее этапа
расчета (ρw)opt с учетом значения граничного па;
росодержания xгр, определяющего соотношение
протяженностей двух зон кипения с резко отли;
чающейся интенсивностью теплообмена, уста;
новление закономерностей изменения плотнос;
ти теплового потока q в зависимости от ρw, а
также влияния параметров работы охладителей
газа на величины (ρw)opt и qmax.
2. Основные положения методики и
анализ результатов расчета
Некоторые основные положения методики
проектирования охладителей газа с кипением
хладагента рассмотрены на примере воздухоохла;
дителей. При расчете граничного паросодержа;
ния хгр за основу был взят метод, разработанный в
атомном центре в Харуэлле (Великобритания) и
предполагающий раздельный учет влияния уноса
и осаждения капель на толщину пристенной
пленки жидкости [1]. Согласно этому методу,
градиенты массовой скорости жидкости в пленке
и дисперсном ядре определяются соответствую;
щими выражениями:
– в пленке:
; (1)
– в дисперсном ядре:
.
Здесь массовые скорости жидкости в пленке
(ρw)пл и дисперсном ядре (ρw)ж.я отнесены ко
всему сечению канала (πd0
2/4), а массовые скоро;
сти уноса капель с пристенной пленки жидкости
в паровое (дисперсное) ядро потока Е и их осаж;
дения на пленке D – к внутренней поверхности
канала (πd0Z). Для нахождения Е и D в работе [1]
предложены эмпирические зависимости.
Массовая скорость жидкости в пристенной
пленке вычисляется в соответствии с профилем
относительной скорости υ*:
. (2)( )
*ѓ В
ж
* *пл
0 0
4
w dy
d
μ
ρ = υ∫
( ) ( )ж.я
0
4d w
E D
dz d
ρ
= −
( )
пл
0
4d w q
E D
dz d r
ρ ⎛ ⎞= − − +⎜ ⎟
⎝ ⎠
ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 4 65
ТЕРМОДИНАМИКА И ПРОЦЕССЫ ПЕРЕНОСА
Рассмотрим основные допущения и особенно;
сти усовершенствованной методики расчета хгр
по сравнению с базовым методом [1].
При внутритрубном испарении свободная по;
верхность раздела жидкой и паровой фаз увлека;
ется скоростным паровым ядром, в результате че;
го течение жидкости в пристенной пленке
приближается к течению Куэтта – ламинаризует;
ся. В этом отличие двухфазного потока от одно;
фазного, заполняющего все сечение канала. Бо;
лее высокие (благодаря ускорению) градиенты
осевой скорости du/dy у поверхности раздела фаз
по сравнению с однофазным потоком при одном
и том же расстоянии у от стенки дают основание
принять закон распределения скоростей в пристен;
ной пленке у границы раздела фаз таким же, как и
для буферной зоны в модели пограничного слоя
Т. Кармана, т.е. исключить турбулентную зону.
В соответствии с опытными данными [2], образо;
вание волн на гладкой ламинарной пленке (следова;
тельно, и унос капель с пристенной пленки) начина;
ется при относительном расстоянии от стенки
у* = 15. Принимаем также, что и затухание волн (пре;
кращение уноса капель) завершается при том же у*.
Тогда профили относительных скоростей υ*
для такой двухслойной модели пристенной плен;
ки жидкости будут ограничены расстояниями у*:
– ламинарная зона: 0 < y* <15 υ* = y*;
– буферная зона: 15 < y* υ* = 5lny* + 1,46.
Соответственно выражение (2) для массовой
скорости жидкости в пристенной пленке, вклю;
чающей обе зоны, принимает вид
. (3)
Величины (ρw)пл, вычисленные по уравнению
(3) при некотором принятом δ*, сравниваются со
значением (ρw)пл, рассчитанными согласно ка;
пельному обмену с использованием формулы (1)
при текущем паросодержании х с учетом содер;
жания жидкости в паровом ядре потока (ρw)ж.я:
(ρw)пл = (ρw)(1 – x) – (ρw)ж.я.
Величина (ρw)пл.i при текущем паросодержа;
нии х (на i;м шаге) связана с (ρw)пл.i;1 на преды;
дущем i–1 шаге соотношением
(ρw)пл.i = (ρw)пл.i;1 – d(ρw)пл/dz(dz/dx),
в котором градиент массовой скорости жидкости
в пленке d(ρw)пл/dz вычисляется по формуле (1),
а приращение паросодержания dx соотносится с
соответствующим приращением длины трубки dz
согласно уравнению теплового баланса
0,25πd0
2(ρw)rdx = qπd0dz.
Абсолютная толщина пленки δпл находится из
соотношения δ* = δплuτ/νж. При этом касатель;
ное напряжение τi на границе раздела фаз, входя;
щее в динамическую скорость uτ, рассчитывается
по формуле
,
где .
Коэффициент трения fi на волновой поверх;
ности раздела фаз определяют по уравнению,
предполагающему аналогию волновой поверхно;
сти с шероховатой [3]:
fi = fп(1 + 360δ/d0),
где fп – коэффициент трения однофазного паро;
вого потока в соответствии с законом Блазиуса
fп = 0,079Reп
–0,25.
Совпадению величин (ρw)пл, вычисленных
двумя способами, соответствуют действительные
значения относительной и абсолютной толщины
пленки δ* и δ.
Согласно уравнению (3), критическая массо;
вая скорость жидкости в пристенной гладкой ми;
кропленке относительной толщиной δ* = 15 (при
у* = 15), соответствующая прекращению уноса
капель, вычисляется как
.
Таким образом, с учетом принятых выше до;
пущений относительно границ и профилей ско;
ростей в ламинарной и буферной зонах жидкой
пленки, а также условия прекращения уноса ка;
( )
* 15
ж ж
* *пл.кр
0 00
4 450
w y dy
d d
δ =μ μ
ρ = =∫
( )
( ) ( )
я
я
ж.я
ж п
w
w w x
ρ
ρ =
ρ ρ
+
ρ ρ
( ) ( ) ( )
я ж.я
;w w w хρ = ρ + ρ
( )2
я
я
2
i i
w
f
ρ
τ =
ρ
( ) ( )
* *
*
15
ж
* * * *пл
0 0 15
4
5ln 1,46w y dy y dy
d
δ = δ
δ =
⎡ ⎤μ
ρ = + +⎢ ⎥
⎢ ⎥⎣ ⎦
∫ ∫
66 ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 4
ТЕРМОДИНАМИКА И ПРОЦЕССЫ ПЕРЕНОСА
пель было получено простое аналитическое вы;
ражение для нахождения (ρw)пл.кр. Следует отме;
тить, что найденные таким образом значения
(ρw)пл.кр практически совпадают с соответствую;
щими величинами, полученными из эмпиричес;
кого соотношения [1]
.
При достижении массовой скоростью жидкос;
ти в пристенной пленке (ρw)пл значения (ρw)пл.кр
унос капель в паровое ядро потока прекращается.
Расчет производился по двум моделям капель;
ного обмена. Первая модель учитывала унос и
осаждение капель и соответствовала базовой мо;
дели [1]. Cогласно ей осаждение капель продол;
жалось и на гладкой микропленке, что не совсем
логично, поскольку приводило бы к деформации
поверхности пленки.
Вторая модель (модель уноса) не учитывала
осаждение капель. Согласно ей прекращению
уноса капель по достижении пленкой некоторой
критической толщины – толщины гладкой мик;
ропленки δпл.гл (ламинарного слоя с массовой
скоростью (ρw)пл.кр) соответствует так называе;
мый кризис гидравлического сопротивления ΔР
[4], при котором значение ΔР падает до мини;
мальной величины, соответствующей однофаз;
ным потокам. Величину паросодержания приня;
то обозначать хΔР.
Протяженность испаряющейся гладкой мик;
ропленки по паросодержанию Δхгл.пл определя;
лась соотношением Δхгл.пл = (ρw)пл.кр/(ρw), т.е.
предполагалось, что капли жидкости в паровом
потоке начинают испаряться только после пол;
ного испарения пристенной пленки. Соответст;
вующая протяженность гладкой микропленки по
длине трубки испарителя Zгл.пл вычисляется из
теплового баланса
0,25πd0
2(ρw)rΔхгл.пл = πd0 qZгл.пл.
Граничное паросодержание находилось как
xгр = хΔP + Δхгл.пл. Однако полученные величины
хгр, рассчитанные для условий работы систем
кондиционирования воздуха, имели довольно
низкие значения: 0,65...0,70. Если же принять их
за начало зоны перехода от дисперсно;кольцево;
го к дисперсному течению, т.е. за хгр0, а протя;
женность зоны перехода Δх = хгр – х0 равной 0,2
(согласно зависимостям [5]), то завершение об;
разования дисперсного режима течения, сопро;
вождающееся полным осушением стенки труб;
ки, будет иметь место при значениях хгр,
рассчитываемых как хгр = х0 + 0,2, причем до;
вольно близких опытным данным [6].
Очевидно, что введение в модель уноса по;
правки Δх = 0,2 при расчете хгр, а с нею и некото;
рой переходной зоны между началом, хгр0, и за;
вершением, хгр, осушения стенки можно
рассматривать как корректировку модели уноса с
учетом влияния осаждения капель на пристен;
ной пленке.
На рис. 1 приведены зависимости массовой
скорости жидкости в пристенной пленке (ρw)пл
от текущего паросодержания x для хладагента R;22
при t0 = 0 oC и разных массовых скоростях двух;
фазной смеси ρw в трубке с dвн = 0,08 м, вычис;
ленные согласно модели уноса и осаждения (а) и
модели одного уноса (б). Точки пересечения кри;
вых с осью х (при (ρw)пл = 0) соответствуют по
первой модели значениям хгр, а по второй хгр0.
Прекращение уноса капель по достижении
(ρw)пл.кр (кризис гидравлического сопротивле;
ния) наступает при паросодержаниях хΔР. Как
видно, с увеличением ρw величина хгр уменьша;
ется, что необходимо учитывать при расчетах
(ρw)opt.
Анализ результатов расчета по обеим моделям
показал, что значение хгр, полученное без учета
осаждения (см. рис. 1, б), меньше чем с его уче;
том (см. рис. 1, а) примерно на 0,1. Во втором
случае с увеличением ρw величина хгр уменьша;
лась гораздо более высокими темпами, чем в пер;
вом. Очевидно, что действительная величина хгр
находится между ее значениями, рассчитанными
по двум моделям. Найденные величины хгр ис;
пользуются при расчете максимальной плотнос;
ти теплового потока qmax и соответствующей ей
оптимальной массовой скорости (ρw)opt.
Наличие максимума q обусловлено тем, что с
увеличением ρw коэффициенты теплоотдачи при
0,5
п ж
ж п
exp 5,8504 0,4249
⎡ ⎤⎛ ⎞μ ρ⎢ ⎥= + ⎜ ⎟μ ρ⎢ ⎥⎝ ⎠⎣ ⎦
( ) 0пл.кр
пл.кр
ж
Re
w dρ
= =
μ
ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 4 67
ТЕРМОДИНАМИКА И ПРОЦЕССЫ ПЕРЕНОСА
кипении αa и теплопередачи k возрастают. Но
при этом (при фиксированной температуре ки;
пения на входе испарителя t01) из;за увеличения
гидравлического сопротивления ΔP и соответст;
вующего падения температуры кипения на выхо;
де из испарителя t02 увеличивается мощность, за;
трачиваемая компрессором (механического,
струйного или другого типов) на сжатие отса;
сываемых из испарителя паров до давления в
конденсаторе. Чтобы не решать задачу оптими;
зации всего цикла, в практике рационального
проектирования испарителей фиксируют не t01,
а t02. Тогда при увеличении ρw из;за возраста;
ния ΔP повышается t01 и соответственно уменьша;
ется температурный напор θ между охлаждаемым
газом и кипящим холодильным агентом. Проти;
воположное влиянием ρw на k и θ обусловливает
существование максимума функции q = kθ.
Расчет (ρw)opt производился как по величине
qmax′, вычисляемой только для зоны интенсивно;
го испарения (от х1 на входе в воздухоохладитель
до хгр), так и по qmax для всей поверхности возду;
хоохладителя, включая ее долю, приходящуюся
на испарение капельной влаги при сухой стенке
трубки: во всем диапазоне х1 (0...1).
Характер изменения коэффициента теплопе;
редачи k, температурного напора θ и плотности
теплового потока q в зависимости от массовой
скорости ρw для хладагента R;22 при параметрах
воздухоохладителя: температура кипения t02 = 0 oC;
хгр = 0,9; температура воздуха на входе и выходе
tw1 = 25 oC и tw2 = 15 oC; степень оребрения β = 16;
внутренний диаметр трубок dвн = 0,008 м, пред;
ставлен на рис. 2.
68 ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 4
ТЕРМОДИНАМИКА И ПРОЦЕССЫ ПЕРЕНОСА
Рис. 1. Зависимости массовой скорости жидкости в пристенной пленке (ρw)пл от текущего
паросодержания x для R"22 при t0 = 0 оС и разных массовых скоростях двухфазной смеси ρw в трубке с
dвн = 0,08 м, согласно модели уноса и осаждения (а) и модели одного уноса (б).
Рис. 2. К расчету (ρw)opt.
а б
На рис. 3 приведены значения плотности теп;
лового потока, средние для всей поверхности
воздухоохладителя q, зон интенсивного кипения
q′ и испарения капельной влаги при сухой стенке
q′′. Более резкое изменение q′ по сравнению с q
свидетельствует о доминирующем влиянии паде;
ния давления ΔP и соответственно температур;
ного напора θ′ в первой зоне на тепловые потоки
q′ и q.
С увеличением хгр от 0,8 до 0,95 значения
(ρw)opt0 и (ρw)opt, соответствующие q′max и qmax,
сближаются (рис. 4). При этом величины q′max
незначительно повышаются, хотя (ρw)opt0 оста;
ются практически неизменными. Более высокие
темпы приращения qmax по сравнению с qmax’ объ;
ясняются сокращением зоны испарения капель;
ной влаги с соответствующим приближением
qmax к q′max и свидетельствуют о необходимости
знания протяженности этой зоны, определяемой
значением хгр. С повышением хгр характер зави;
симостей q = f(ρw) становится более крутым,
приближаясь к таковому для q′ = f(ρw), что отра;
жает доминирующее влияние соотношения k′θ′ в
зоне интенсивного кипения.
Из зависимостей q = f(ρw) и q′ = f(ρw) на рис. 4
видно, что величина q при (ρw)opt0 незначительно
отличаются от qmax (при (ρw)opt), причем с повы;
шением хгр это различие становится меньше. От;
сюда следует заключение о том, что в качестве
(ρw)opt можно принимать (ρw)opt0, соответствую;
щую q′max (в зоне интенсивного кипения), и q′′ (в
зоне испарения капельной влаги) определять при
(ρw)opt0, т.е. производить тепловой расчет ТО с уче;
том зон с разной интенсивностью теплообмена.
В соответствии с экспериментальными дан;
ными ряда авторов [7] в дисперсных потоках пар
перегрет по отношению к капельной жидкости.
С целью установления влияния перегрева на теп;
ловые потоки и соответственно на величину
(ρw)opt были проведены расчеты q и q′′ при пере;
греве пара Δtп = 10 oC. Как видно из рис. 5, пере;
грев вызывает дополнительное снижение q при
практически неизменных (ρw)opt.
Таким образом, при тепловых расчетах испа;
рителей необходимо учитывать не только значе;
ние граничного паросодержания хгр и его умень;
шение с увеличением массовой скорости ρw, но и
перегрев пара относительно температуры насы;
щения в дисперсном режиме течения. Величину
же (ρw)opt можно определять только для зоны ин;
тенсивного парообразования при смоченной по;
верхности стенки трубы, считая ее практически
не зависящей от значений хгр и Δtп.
Как видно из представленных на рис. 6 зави;
симостей, характер изменения коэффициента
ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 4 69
ТЕРМОДИНАМИКА И ПРОЦЕССЫ ПЕРЕНОСА
Рис. 3. Зависимость q, q′ и q′′ от ρw при хгр = 0,9. Рис. 4. Зависимость q и q′ от ρw:
––––– хгр = 0,95; –––– – 0,9; –·–·–· – 0,8.
теплопередачи k, температурного напора и плот;
ности теплового потока q для хладагентов R;22, ;
142В и ;600 (н;бутана) различный: наиболее кру;
той для R;600 и пологий для R;22. Соответственно
и величина (ρw)opt для R;600 наименьшая, а для
R;22 наибольшая.
Из приведенных на рис. 7 зависимостей плот;
ности теплового потока q от массовой скорости ρw
при разных значениях хгр для хладагентов R;600,
;142 В и ;22 видно, что установленные выше за;
кономерности сохраняются. Разница в величи;
нах qmax при хгр = 0,8 и 0,95 подтверждает необхо;
димость учета соотношения протяженностей зон
кипения с разной интенсивностью теплообмена,
определяемого значениями хгр.
3. Выводы и перспективы использования
результатов
1. Предложена усовершенствованная мето;
дика проектирования охладителей газа, включа;
ющая расчет оптимальных массовых скоростей
(ρw)opt холодильного агента, кипящего в трубках,
обеспечивающих максимальные плотности теп;
ловых потоков и минимальные поверхности. Ме;
тодика учитывает соотношение протяженностей
двух зон кипения с резко отличающейся интенсив;
ностью теплообмена, определяемое значением гра;
ничного паросодержания xгр, соответствующего
осушению стенки трубки с переходом от дисперс;
но;кольцевого к дисперсному режиму течения.
2. Выявлены закономерности изменения плот;
ностей тепловых потоков в разных зонах кипения в
зависимости от массовой скорости кипящего хлада;
70 ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 4
ТЕРМОДИНАМИКА И ПРОЦЕССЫ ПЕРЕНОСА
Рис. 5. Зависимость q и q′ и q′′ от ρw при хгр = 0,9:
––––– Δtп = 10 oC; –––– – Δtп = 0 oC.
Рис. 7. Зависимости плотности теплового
потока q от массовой скорости ρw при разных
значениях хгр для хладагентов:
……. – R"600; – – – – – R"142 В; –––– – R"22.
Рис. 6. Коэффициенты теплопередачи k,
температурные напоры θ и плотности теплового
потока q в зависимости от массовой скорости ρw
для хладагентов: ……. – R"600; – – – – – R"142 В;
–––– – R"22.
гента, а также влияние параметров работы охладите;
лей газа на величины (ρw)opt и qmax. Установлено, что
характер изменения коэффициента теплопередачи
k, температурного напора θ и плотности теплового
потока q для хладагентов R;22, ;142В и ;600 (н;бута;
на) различный: наиболее крутой для R;600 и поло;
гий для R;22. Соответственно и величина (ρw)opt для
R;600 наименьшая, а для R;22 наибольшая.
3. Показано, что при тепловых расчетах ис;
парителей необходимо учитывать не только зна;
чение граничного паросодержания хгр и его
уменьшение с увеличением массовой скорости
ρw, но и перегрев пара относительно температу;
ры насыщения в дисперсном режиме течения.
Величину же (ρw)opt можно определять только
для зоны интенсивного парообразования при
смоченной поверхности стенки трубы, считая ее
практически не зависящей от значений хгр и Δtп.
ЛИТЕРАТУРА
1. Hewitt G. F., Govan A.H. Phenomenological
modelling of non;equilibrium flows with phase
change // Int. J. Heat Mass Transfer. – 1990. – Vol.
33. – P. 243–252.
2. Тонг Л. Теплоотдача при кипении и двух;
фазное течение. – М.: Мир, 1969. – 455 с.
3. Уоллис Г. Одномерные двухфазные тече;
ния. – М.: Мир, 1972. – 440 с.
4. Левитан Л.Л. Кризис высыхания в дис;
персно;кольцевом режиме течения // Двухфаз;
ные потоки. Теплообмен и гидродинамика. – Л.:
Наука, 1987. – С.169–186.
5. Смирнов Г.Ф. Теплофизические проблемы
охлаждения электронного оборудования // Хо;
лодильная техника и технология. – 1999. –
Вып.62. – С.102–107.
6. Chaddock J.B., Varma H.K. An experimental
investigation on dry;out with R22 evaporating in a
horizontal tube // ASHRAE Transactions. – 1979. –
Vol.85. – Р.105–121.
7. Ужанский В.С. Автоматизация холодиль;
ных машин и установок. – М.: Легкая и пищевая
промышленность, 1982. – 304 с.
Получено 14.04.2006 г.
ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 4 71
ТЕРМОДИНАМИКА И ПРОЦЕССЫ ПЕРЕНОСА
|
| id | nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-61158 |
| institution | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| issn | 0204-3602 |
| language | Russian |
| last_indexed | 2025-11-24T05:42:03Z |
| publishDate | 2008 |
| publisher | Інститут технічної теплофізики НАН України |
| record_format | dspace |
| spelling | Радченко, А.Н. Горин, В.В. Сирота, А.А. 2014-04-26T11:59:55Z 2014-04-26T11:59:55Z 2008 Особенности проектирования охладителей газа с фазовым переходом холодильного агента / А.Н. Радченко, В.В. Горин, А.А. Сирота // Промышленная теплотехника. — 2008. — Т. 30, № 4. — С. 64-71. — Бібліогр.: 7 назв. — рос. 0204-3602 https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/61158 621.56 Рассмотрены основные допущения и приведены результаты расчетов охладителей газа с фазовым переходом холодильного агента. Розглянуто основні припущення та приведено результати розрахунків охолоджувачів газу з фазовим переходом холодильного агента. The main assumptions are discussed, and the results of calculation of gas coolers with phase transition of the refrigerant are presented . ru Інститут технічної теплофізики НАН України Промышленная теплотехника Термодинамика и процессы переноса Особенности проектирования охладителей газа с фазовым переходом холодильного агента Rational designing of gas coolers with phase transition of the refrigerant Article published earlier |
| spellingShingle | Особенности проектирования охладителей газа с фазовым переходом холодильного агента Радченко, А.Н. Горин, В.В. Сирота, А.А. Термодинамика и процессы переноса |
| title | Особенности проектирования охладителей газа с фазовым переходом холодильного агента |
| title_alt | Rational designing of gas coolers with phase transition of the refrigerant |
| title_full | Особенности проектирования охладителей газа с фазовым переходом холодильного агента |
| title_fullStr | Особенности проектирования охладителей газа с фазовым переходом холодильного агента |
| title_full_unstemmed | Особенности проектирования охладителей газа с фазовым переходом холодильного агента |
| title_short | Особенности проектирования охладителей газа с фазовым переходом холодильного агента |
| title_sort | особенности проектирования охладителей газа с фазовым переходом холодильного агента |
| topic | Термодинамика и процессы переноса |
| topic_facet | Термодинамика и процессы переноса |
| url | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/61158 |
| work_keys_str_mv | AT radčenkoan osobennostiproektirovaniâohladiteleigazasfazovymperehodomholodilʹnogoagenta AT gorinvv osobennostiproektirovaniâohladiteleigazasfazovymperehodomholodilʹnogoagenta AT sirotaaa osobennostiproektirovaniâohladiteleigazasfazovymperehodomholodilʹnogoagenta AT radčenkoan rationaldesigningofgascoolerswithphasetransitionoftherefrigerant AT gorinvv rationaldesigningofgascoolerswithphasetransitionoftherefrigerant AT sirotaaa rationaldesigningofgascoolerswithphasetransitionoftherefrigerant |