Теплоэнергетика, 2022, № 5, стр. 3-17

КРИТИЧЕСКИЕ ТЕПЛОВЫЕ ПОТОКИ

Охлаждающая способность кипящей жидкости, в том числе недогретой до температуры насыщения, ограничивается в первую очередь значением критической плотности теплового потока, по достижении которой при граничных условиях второго рода (q = const) происходит прогрессирующий рост температуры греющей поверхности и начинается ее пережог. Кризис теплоотдачи при кипении недогретой жидкости связан с существенным изменением структуры потока и, как следствие, изменением механизма теплоотдачи. При этом на смену совокупности пристенных одиночных пузырей приходит режим слившихся пузырей и паровых агломератов и создаются предпосылки для разрыва (или испарения) пристенных жидких пленок, образования увеличивающихся в размерах сухих пятен и даже пленочного кипения. Эти изменения происходят в довольно узком диапазоне значений теплового потока q и носят кризисный характер. Соответственно термин “кризис кипения” (boiling crisis) постепенно вытеснил в конце прошлого столетия преобладавший ранее термин “пережог” (burnout). Детали перехода к кризису были обсуждены в первой части данного обзора. Авторы считают нужным лишь еще раз повторить, что не существует единой универсальной модели кризиса [1] и при инженерных расчетах конструкций приходится опираться на наиболее проверенные практикой эмпирические соотношения.

В середине прошлого столетия во многих странах, прежде всего в США и СССР, были проведены довольно обширные исследования КТП, что было вызвано потребностями развивающихся атомной и ракетной индустрий. Практически во всех значимых экспериментах в качестве теплоносителя использовалась вода. В конце 1990-х –начале 2000-х годов опытные исследования были дополнительно стимулированы необходимостью охлаждения электронного оборудования, силового и компьютерного, и выполнялись с диэлектрическими хладонами. В таблице приведена краткая характеристика основных экспериментальных работ, посвященных исследованию критических тепловых потоков при кипении недогретой жидкости.

Согласно данным, представленным в таблице, опытами с водой был охвачен достаточно широкий диапазон режимных параметров. Давление изменялось от 0.1 до 7–8 МПа (p/p_кр ≈ 0.35), а массовая скорость ‒ в пределах (0.5–40.0) × 10³ кг/(м² ∙ с). В экспериментах [7, 25] опыты охватывали более широкий диапазон давлений и массовых скоростей. Значение недогрева до температуры насыщения изменялось в весьма широких пределах: от единиц до более чем 200°С. Однако “львиная” доля экспериментов приходилась на зону Δt_нед < 40°С. При относительной энтальпии (массовом паросодержании) потока x > –0.05 было проведено более 60% опытов. На этом обстоятельстве следует остановиться подробнее.

Область малых недогревов является переходной от режима развитого пузырькового кипения недогретой жидкости к развитому кипению жидкости, находящейся при температуре насыщения. В этой области реализуется переход от механизма теплоотдачи кипение – конденсация охладителя при посредничестве так называемой “микротепловой трубы” – зарождающегося, а затем схлопывающегося парового пузыря ‒ к механизму испарение – эвакуация парового пузыря (см. первую часть обзора). Соответственно в эмпирических соотношениях для расчета КТП в этой области должно учитываться это специфическое обстоятельство, что делается далеко не всегда.

Один из вариантов нетривиальной зависимости КТП от недогрева в зоне x = (–0.05)–0.0 описан в работах ОИВТ РАН [14] и иллюстрируется рис. 1. Как видно на этом рисунке, в зоне малых недогревов наблюдалась немонотонная зависимость КТП от Δt_нед с минимумом q_кр. Наличие этого минимума объяснялось (и подтверждалось измерениями объемного паросодержания в ядре потока) сменой режима течения на снарядный, появлением в потоке крупных паровых агломератов (снарядов). Наличие пара в ядре, существенная термодинамическая неравновесность потока при небольших отрицательных массовых паросодержаниях отмечались также в [26]. Дальнейший рост паросодержания и снижение недогрева вели к переходу к кольцевому режиму течения и росту q_кр.

Опыты по определению КТП проводились в круглых трубах, кольцевых и плоских каналах с эквивалентным диаметром (высотой) в основном до 10 мм, относительная протяженность которых могла быть весьма большой, вплоть до l/d = 200 (l, d ‒ длина и диаметр канала). Опубликованные данные по КТП в каналах сложной формы или в сборках стержней носят единичный характер.

Значения КТП, полученные в большинстве экспериментов, составляют не более 10 МВт/м², что удовлетворяет большинству практических запросов. Однако в нескольких работах приводятся данные по КТП, которые существенно превышают 10 МВт/м². “Рекордные” значения критических тепловых потоков наблюдались в опытах, выполненных в [16], и составили 276 МВт/м² [получены в капиллярном канале диаметром 0.4 мм при ρw = 120 × 10³ кг/(м² ∙ с) и Δt_нед = 169°С].

В работе [27] описаны тенденции и степень влияния на КТП основных режимных и конструктивных факторов. Сформулированные А. Берглесом еще полвека назад положения оказались весьма точными, что характерно для работ этого выдающегося специалиста. Так, увеличение недогрева и массовой скорости существенно повышает значения КТП. Рост этих параметров (при прочих равных условиях) способствует сохранению режима развитого пузырькового кипения как ансамбля одиночных (пространственно разделенных) пузырей на греющей поверхности и соответствующей структуры течения.

Согласно большинству (хотя отнюдь не всех) экспериментов, КТП растет с увеличением давления в области низких давлений (p/p_кр < 0.15 для воды), не зависит от давления в широкой промежуточной области (0.15 < p/p_кр < 0.7) и снижается при высоких давлениях.

Значения КТП обратно пропорциональны диаметру канала примерно в степени 0.5 (при d > > 10 мм влияние диаметра вырождается). При малых относительных длинах канала l/d значения КТП несколько выше; при l/d > 20 это влияние исчезает.

Особо следует отметить подчеркнутый в [27] тезис, что в условиях отсутствия влияния длины канала значение КТП зависит только от локальных параметров потока (local conditions hypothesis). Это чрезвычайно важное замечание А. Берглеса полностью коррелирует с материалами, представленными в первой части обзора.

Наряду с вышеперечисленными факторами, отнесенными А. Берглесом к числу основных, на значение КТП также влияют нестабильность расхода охладителя, шероховатость и загрязнение поверхности нагрева, присутствие в теплоносителе газовых примесей, теплопроводность и толщина греющей стенки, направление течения охладителя в поле силы тяжести (при малых скоростях). Первые два фактора, как правило, оказывают отрицательное воздействие на КТП [7, 14].

При кипении насыщенной газом недогретой до температуры насыщения жидкости создаются условия для накопления газа у греющей поверхности, что при определенных условиях ведет к уменьшению q_кр [28].

О толщине греющей стенки нужно сказать особо, поскольку эксперименты в стендовых условиях во многих случаях проводились и проводятся на тонкостенных рабочих участках. Малая толщина стенки, как и низкая теплопроводность материала греющей поверхности, препятствует растечке тепла от области ухудшения теплоотдачи, имеющей повышенную температуру, и снижает фиксируемое тем или иным датчиком значение КТП по сравнению со значениями, наблюдаемыми на “массивных”, способствующих растечкам тепла поверхностях нагрева.

Согласно [14] неравномерность подвода тепла по периметру канала, как и односторонний обогрев, слабо влияет на значения КТП.

Влияние формы канала довольно сложное и не поддается однозначному толкованию.

Если говорить об остальных факторах, то имеющиеся разрозненные экспериментальные данные не позволяют сделать достаточно определенные заключения. Влияние искусственных покрытий на КТП будет рассмотрено в следующем разделе статьи.

Описанные в [27] тенденции влияния на q_кр отдельных параметров практически совпадают с данными [29], результатами большинства последующих экспериментов и обобщающих работ, в частности с положениями, содержащимися в хронологически более поздних работах [30, 31].

В отсутствие даже нестрогого описания процесса кипения, о чем говорилось в первой части обзора и в настоящей работе, в научной и инженерной практике приходится довольствоваться эмпирическими соотношениями. Согласно [32], на 2000 г. имелось более 100 таких соотношений для расчета КТП при кипении недогретой жидкости. Они охватывают разные диапазоны режимных и геометрических параметров. Стремление авторов новых экспериментальных данных описать их обобщающей формулой представляется вполне естественным. Современные вычислительные средства облегчают эту задачу. К сожалению, на практике все эти формулы оказываются малополезными.

Авторы [33] провели обстоятельный анализ расчетных соотношений, опираясь на отобранный ими в качестве базы верификации массив опытных данных из 1865 точек из работ авторов, представленных в таблице, и некоторых других (всего 24 источника). Этот массив охватывает следующие диапазоны значений параметров: 0.1 < p < 8.4 МПа, 2000 < ρw < 90 000 кг/(м² ∙ с), 90 < Δt_{нед, вх} < 260°С, 0.3 < d < 25.4 мм, 2.5 < l < 610 мм (Δt_{нед, вх} ‒ недогрев на входе в канал). Следует обратить внимание на то, что в этом анализе практически не рассматриваются данные по КТП при малых недогревах, в которых, как указывалось ранее, в большей или меньшей степени проявляются эффекты, связанные с изменением структуры потока при переходе к кипению насыщенной жидкости.

Наиболее простым и одновременно наиболее эффективным оказалось расчетное соотношение Л. Тонга [34]

где C = 1.76–7.43x + 12.2x²; r – скрытая теплота парообразования; µ_ж – динамический коэффициент вязкости жидкости.

Из формулы (1) видно, что значение КТП пропорционально массовой скорости в степени 0.4 (значение, указываемое в довольно большом числе экспериментальных работ). Это означает, что увеличение массовой скорости на порядок повышает q_кр в 2.5 раза, а увеличение недогрева на 50°С (вода) дает прирост q_кр примерно на 40%.

Часто выражение (1) представляют в виде соотношения безразмерных параметров

где Bo = q/(ρwr) – число (параметр) кипения; Re – число Рейнольдса.

Авторы [11, 35, 36], опираясь на опытные данные ENEA, скорректировали коэффициент C и показатель степени при числе Re. В результате формула (2) принимает вид

где $C* = \left( {0.216 + 4.74 \times {{{10}}^{{ - 2}}}p} \right)\psi $ (p выражено в мегапаскалях); $\psi $ ‒ параметр, зависящий от массового паросодержания.

Параметр ψ = 1.0 при x ≤ –0.1, ψ = 0.825 + + 0.986x при x > –0.1 и ψ = 1/(2 + 30x) при x > 0 (кипение насыщенной жидкости).

Соотношение (3) рекомендуется использовать в следующих диапазонах значений параметров: 0.1 < p < 5.0 МПа, 2200 < ρw < 40 000 кг/(м² ∙ с), 15 < Δt_нед < 190°С, 2.5 < d < 8 мм, 12 < l/d < 40. При этом 4.0 < q_кр < 60.6 МВт/м².

И, наконец, имеется еще одна довольно громоздкая формула фирмы Westinghouse Electric Corporation [37], полученная при участии того же Л. Тонга:

где h_нас и h_вх – энтальпия насыщения и жидкости на входе в канал; ρ_п и ρ_ж – плотность пара и жидкости.

Формула (4) рекомендуется для следующих диапазонов значений параметров: 5.7 < p < 20 МПа, 300 < ρw < 11 000 кг/(м² ∙ с), 0 < Δt_нед < 126°С. При этом 1.25 < q_кр < 12.5 МВт/м².

Согласно [33] формулы (3) и (4) описывают 82.7 и 74.8% точек из указанного выше верификационного массива (1485 точек) 24 авторов с точностью ±30%. Такое совпадение данных следует признать достаточно высоким, а следовательно, указанные эмпирические формулы можно использовать при оценках КТП.

Как уже говорилось ранее, полное феноменологическое описание, охватывающее все стадии процесса кипения недогретой жидкости (от зарождения пузырей до кризиса кипения), отсутствует, но имеются попытки феноменологического описания перехода к кризису, когда образовавшиеся в результате слияния индивидуальных пузырей паровые агломераты изменяют режим течения двухфазной среды в пристенной области и трансформируют процесс фазового перехода (парообразования) в этой зоне. Они были предприняты для того, чтобы заменить чисто эмпирические соотношения для КТП формулами, опирающимися на модельные представления. К таким работам можно отнести исследования [38‒40].

Согласно [38], в результате упомянутых переходных процессов вблизи греющей стенки образуется паровая пленка (blanket), препятствующая поступлению жидкости из ядра потока, и кризис кипения наступает по достижении значения объемного паросодержания среды у стенки, превышающего 0.82. В соответствии с [40] кризис наступает в результате полного испарения оставшегося под паровым агломератом слоя жидкости. Близкая по базовым посылкам, но отличающаяся в деталях влагообмена с ядром течения модель рассмотрена в [39].

В уже обсуждавшейся обзорной работе [33] в дополнение к анализу эффективности обобщающих эмпирических формул для КТП была проанализирована также точность расчета по формулам из [38‒40]. Они были верифицированы на том же массиве опытных данных. Лучшие результаты дали расчеты по модели Катто [39], но они не охватывают всего диапазона недогревов. В целом результаты этого сопоставления оказались заметно хуже, чем для указанных выше лучших чисто эмпирических соотношений. При этом следует напомнить, что сопоставление проводилось для области существенных недогревов и соответственно, как правило, значительных КТП. Очевидно, что работу в этом направлении целесообразно продолжать.

В 2000 г. Холл и Мудавар опубликовали обстоятельный обзор данных по критическим тепловым потокам [32, 41] в кипящей жидкости и предложили новые соотношения для КТП в потоке недогретой воды. Одно из соотношений описывает q_кр на базе локальных параметров, т.е. включает в себя, как обычно, паросодержание x_o на выходе (паросодержание в месте кризиса). В другом соотношении – более громоздком, но, по утверждению авторов, более точном – используются параметры на входе канал x_i, т.е. входное паросодержание. Эти соотношения выглядят следующим образом:

где константы С₁ = 0.0722, С₂ = –0.312, С₃ = –0.644, С₄ = 0.900, С₅ = 0.724, число кипения ${\text{Bo}} = \frac{q}{{{{\rho }_{{\text{ж}}}}wr}};$ число Вебера ${\text{We}} = \frac{{{{{({{\rho }_{{\text{ж}}}}w)}}^{2}}d}}{{{{\rho }_{{\text{ж}}}}\sigma }}.$

Для верификации авторы использовали 5549 опытных точек по кипению недогретой воды из базы данных Purdue University (Boiling and Two-Phase Flow Laboratory) (PU-BTPFL) CHF database [41].

Предложенные формулы содержат пять эмпирических констант. Структура соотношений определена с учетом тенденций влияния основных параметров, выявленных в результате анализа наиболее представительных (по оценкам авторов) экспериментов. Средние абсолютная и среднеквадратическая погрешности описания экспериментов по входным параметрам составляют 10.3 и 14.3% соответственно. Это хорошие показатели.

Тем не менее авторы настоящего обзора считают необходимым сделать два комментария по поводу этих результатов. Первый: рекомендация использовать для определения КТП входные параметры все-таки не соответствует физике процесса. Как уже говорилось ранее, кипение недогретой жидкости – это “локальное” явление, определяемое преимущественно локальными условиями. Естественно, температура жидкости и недогрев на выходе известны с существенно большей неопределенностью, чем соответствующие входные параметры. Не исключено, что это предопределило соотношение погрешностей итоговых выражений для КТП. Но это означает лишь то, что формулы расчета по выходным (локальным) параметрам, по логике вещей, должны быть доработаны. Второй комментарий следующий. Необходимо повторить, что, по мнению авторов, нецелесообразно описывать единой зависимостью КТП при x < –0.1 и в зоне, близкой к области кипения насыщенной жидкости, где изменяется механизм процесса кипения. Да и привлеченная для расчетных соотношений формул (5) и (6) опытная база на 2/3 состоит из результатов экспериментов, проведенных при температуре жидкости, близкой к температуре насыщения.

Используя аналогию Рейнольдса для пристенной области, в [42] получили расчетную формулу

где c_p – среднеинтегральная теплоемкость жидкости в диапазоне температур от t_ж до t_нас; ξ – коэффициент гидравлического сопротивления при неизотермическом течении однофазной жидкости.

Формула (7) хорошо согласуется с опытными данными в области высоких массовых скоростей [ρw > 2000 кг/(м² ∙ с)] и недогревов (Δt_нед > 50°С) для воды, в частности с результатами работы [16].

В [7, 43] данные по КТП представлены в табличной форме для “круглых” (целых) значений недогревов, массовых скоростей и давлений. Работа [7] является плодом совместного анализа и отбора первичных опытных данных ФЭИ, НИКИЭТ и других организаций. Приведенные значения получены интерполяцией опытных данных по КТП на ближайшие “круглые” значения определяющих параметров. Экстраполяция за пределы исследованного диапазона не производилась. Эти данные по КТП для недогретой воды отличают высокая точность и надежность.

Разработка обобщающих соотношений для КТП несомненно должна быть продолжена. Для авторов настоящего обзора наиболее перспективным кажется путь, опирающийся на модельные представления о формировании в потоке паровых агломератов и образованию в результате развития этого процесса сухих пятен на греющей стенке с последующим переходом к кризису теплоотдачи.

ИНТЕНСИФИКАЦИЯ ТЕПЛООТДАЧИ И КТП

Разработка путей и методов интенсификации теплоотдачи и увеличения критических тепловых потоков занимает ведущее место в исследованиях теплообмена при кипении. Работы в этом направлении насчитывают сотни наименований. И это представляется вполне естественным, поскольку интенсификация теплоотдачи позволяет уменьшить габариты, массу и стоимость большого числа технологических аппаратов, а увеличение КТП – обеспечить надежность их эксплуатации, в том числе в экстремальных условиях. Имеется несколько обстоятельных обзорных работ высокого класса по этой проблеме [44–47].

Большинство исследований посвящено кипению насыщенной жидкости, при этом преимущественно рассматривается кипение жидкостей в большом объеме. Кипению жидкости, недогретой до температуры насыщения, уделено меньше внимания. Тем не менее многие заключения и рекомендации, сделанные для кипения в большом объеме, сохраняют свою силу, правда с известными оговорками, и при кипении недогретой жидкости.

Интенсификация теплоотдачи может быть достигнута механическим воздействием на поток охладителя [44]. Это обеспечивается использованием скрученных лент или иных вставок [48, 49], применением винтовых каналов или надлежащими компоновочными решениями систем охлаждения (в том числе миниатюризацией каналов). Однако в большинстве случаев усилия направлены на модификацию (структурирование) поверхности нагрева.

Модифицирование поверхности для интенсификации теплообмена при кипении предпринимается в целях:

увеличения эффективной поверхности теплоотдачи – мера, обеспечивающая основной результат в подавляющем большинстве ситуаций;

увеличения числа активных центров парообразования на единицу греющей поверхности вследствие роста числа элементов шероховатости – фактор, существенный для кипения как недогретой, так и насыщенной жидкости;

повышения устойчивости работы центров парообразования благодаря изменению формы впадин, приближения их к впадинам “резервуарного” типа;

влияния на характеристики смачивания и капиллярные эффекты, обеспечивающие подтекание жидкости в зоны интенсивного испарения и сухих пятен.

Капиллярные эффекты достигаются на поверхностях, характерный размер которых по порядку “коррелирует” с характерными размерами микрослоя жидкости под паровыми пузырями и размерами жизнеспособных начальных паровых зародышей.

Технологии модифицирования поверхностей нагрева довольно многообразны. К механической обработке поверхности в настоящее время добавились плазменное напыление, спекание, фототравление, микродуговое оксидирование, заимствованные из микроэлектроники методы нанесения нанопокрытий и др.

В каналах достаточно большого размера сохраняют свою высокую эффективность пластинчатые и особенно штырьковые ребра. Так, в [50] при кипении в вертикальном прямоугольном канале хладона FС-72 при скорости 2.25 м/с и недогревах 10–50°С установка штырькового оребрения позволила увеличить КТП в 2 раза. Авторы связывают этот эффект прежде всего с ростом площади теплоотдающей поверхности.

В МГТУ им. Н.Э. Баумана был предложен метод механической обработки, сочетающий в себе процессы резания и целенаправленного пластического деформирования подрезанного слоя [51]. На рис. 2 показан внешний вид поверхностей, полученных методом деформирующего резания. С помощью такой технологии можно создавать множество впадин резервуарного типа. За рубежом широкое распространение получили схожие по конфигурации впадины марок Gewa-T и Thermoexcel [52].

Далее следует остановиться на некоторых других способах модификации поверхности нагрева.

Плазменное напыление. Одной из перспективных, отработанных и часто используемых технологий является плазменное напыление с формированием трехмерной капиллярно-пористой структуры [53]. Покрытия с такой структурой обладают довольно высокой пористостью (до 80%), а также хорошей адгезией между слоями и с подложкой. Авторы [53] указывают, что в условиях кипения насыщенного азота в большом объеме рост КТО достигал 1.5–3.0 раза. Заметный эффект наблюдался и в работах других авторов, использовавших такого рода покрытия.

Спекание. Этой технологии создания пористых структур посвящено очень большое число работ. В основе данного метода лежит соединение металлических частиц в печи при высоких температурах, приближающихся к температурам плавления, зачастую дополненное прессованием в вакууме или в атмосфере инертного газа. На рис. 3 в качестве иллюстрации показано полученное авторами работы [54] посредством спекания в атмосфере водорода покрытие из бронзовых частиц диаметром 40 мкм. Фотография сделана с помощью сканирующего электронного микроскопа. Толщина покрытия 0.25 мм, пористость около 60%. Технология позволяет варьировать в широких пределах размер используемых частиц и в определенной мере пористость, обеспечивая оптимальное для большинства ситуаций ее значение 40–50%. Следует, однако, отметить умеренную эффективную теплопроводность спеченного пористого слоя и высокую чувствительность результатов спекания (прежде всего их механических характеристик) к строгому соблюдению параметров процесса изготовления покрытий.

Микродуговое оксидирование (МДО). В работе [55] после нанесения покрытия из TiO₂ толщиной 10 мкм, образованного методом МДО, было получено увеличение КТО на 20–30% по сравнению с гладкой пластиной из титана. Покрытие было сформировано согласно описанной в [56] технологии – исходные образцы из титана погружали в ванну с силикатно-щелочным электролитом, где под воздействием микродуговых электрических разрядов с частотой 50 Гц в течение приблизительно 10 мин происходило химическое взаимодействие металла основы и компонентов электролита, вследствие чего на базовой поверхности образовывался слой TiO₂. Стоит отметить, что технология МДО применима только к так называемым “вентильным” металлам (Al, Ti, Nb, Ta).

К положительным сторонам МДО-покрытия следует отнести высокую прочность соединения частиц между собой и с подложкой, отличный тепловой контакт с подложкой и высокую теплопроводность. В то же время пористость покрытия невелика (до 10–15%), что существенно снижает возможность обеспечения интенсивного капиллярного подсоса влаги по покрытию к зонам возникновения сухих пятен.

Травление в сочетании с литографией. Эта технология позволяет создавать микро- и наномасштабные пористые структуры довольно сложной формы, влиять на характеристики смачивания и капиллярные эффекты, при этом активно используется богатый опыт микроэлектроники. Травление может быть жидкостным, плазменным, ионным, электронно-лучевым. Данной технологии посвящено большое число работ. В качестве типичного примера можно указать [57].

Экспериментальные исследования КТО и кризисов теплоотдачи при кипении на поверхностях с пористыми покрытиями проводились и продолжают проводиться в весьма широких масштабах. В обстоятельной обзорной работе [45] приводятся результаты 37 таких исследований. Все они относятся к кипению насыщенной жидкости. Такая “фокусировка” интересов вполне естественна, поскольку в большинстве энергетических установок и аппаратов химической технологии требуется реализация фазового перехода рабочего тела и доля установок, где требуется отвод экстремальных тепловых потоков (т.е. применение поверхностного кипения), сравнительно невелика.

Результаты работ, проанализированных в [45], и других исследований свидетельствуют об увеличении и КТО, и КТП, росте числа центров парообразования, улучшении смачиваемости, снижении начального перегрева при вскипании и т.д. Несмотря на определенные расхождения в количественных показателях, неизбежные при применении столь “рафинированных” технологий, качественные тенденции можно считать достаточно четко установленными.

Если говорить об исследованиях при кипении недогретой жидкости, то в дополнение к уже рассмотренной работе [50] следует указать работу [58] с микропористыми поверхностями, работу [59] с покрытием, полученным в результате кипения наножидкости с частицами Al₂O₃, и работу авторов настоящего обзора [55], в которой пористое покрытие из TiO₂ было создано методом МДО. Основные тенденции, касающиеся влияния параметров покрытия на характеристики кипения, наблюдавшиеся при кипении насыщенной жидкости, сохранились.

Ценность полученных экспериментальных данных по интенсификации теплоотдачи при кипении насыщенной жидкости путем модификации структуры поверхности нагрева заключается в том, что они позволяют с достаточной уверенностью прогнозировать при должном выборе пористости и размеров частиц поверхностного слоя возможные пути и методы усиления подпитки жидкостью зон интенсивного испарения и возникновения сухих пятен при кипении и недогретой жидкости.

Тем не менее следует остановиться на некоторых вопросах инженерного плана. Воспроизводимость характеристик покрытия, а тем самым и “степени” искомой интенсификации КТО и КТП, пока еще явно неудовлетворительная, если говорить о массовом производстве изделий. Для ее улучшения потребуются в дальнейшем определенные усилия и средства. Технологии спекания и напыления не дают высокой прочности соединения покрытия с подложкой, что характерно также и для многих нанопокрытий. Недостаточно внимания в экспериментальных исследованиях уделялось вопросам коррозии, совместимости материалов подложки и покрытия, а также вопросам заноса покрытий загрязнениями, т.е. проблемам, относящимся к ресурсу изделия, которые чрезвычайно важны для энергетики и химической технологии. По этим же причинам авторы оставляют пока “за кадром” вопросы применения наножидкостей (теплоносителей, содержащих взвешенные наночастицы).

В современных технических устройствах, отличающихся компактной компоновкой и высокой плотностью тепловыделения в отдельных локальных зонах, требуется применение каналов малых диаметров. В частности, такие каналы могут быть использованы в системах охлаждения третьего поколения компьютерных чипов. Подобные внутренние каналы (так называемое embedded cooling) дополняют внешнее принудительное охлаждение интерфейсов чипов (attached cooling) [60].

В процессе исследования возможностей применения для охлаждения компьютеров диэлектрических жидкостей типа Novec авторами данного обзора были определены характеристики теплоотдачи в капиллярах диаметрами 2.0 и 1.3 мм и длиной 100 мм [23]. Эксперименты показали хорошее совпадение с результатами аналогичных опытов в плоских каналах шириной 6 мм и высотой 3 мм. С использованием жидкости Novec 649 при недогреве Δt_нед = 23.5°С и температуре стенки 77°С были достигнуты плотности теплового потока на стенке 0.89 МВт/м² при отсутствии на выходе из канала паровой фазы. В работе [24] на жидкости FC-72, очень близкой по теплофизическим свойствам к Novec 649, в капилляре диаметром 1.8 мм были зафиксированы похожие значения критических тепловых потоков при близких параметрах режима. В этой же работе с увеличением степени недогрева до Δt_нед = 70°С при p = 0.3 МПа и скорости потока w = 5 м/с было достигнуто значение q_кр = 1.6 МВт/м². Можно полагать, что каналы диаметром несколько десятых миллиметра окажутся достаточно работоспособными в системах охлаждения с использованием кипения недогретой жидкости. В пользу данного тезиса говорят результаты экспериментов по структуре двухфазных потоков в мини-каналах, в частности работы [61].

ВЫВОДЫ

1. Кризис теплоотдачи связан с резким изменением структуры потока и, как следствие, трансформацией механизма теплообмена, когда на смену ансамблю одиночных пузырей приходит режим слившихся пузырей и паровых агломератов и создаются предпосылки для разрыва пристенных жидких пленок и образования прогрессирующих в размерах сухих пятен. Единая универсальная модель кризиса кипения недогретой жидкости в настоящее время отсутствует.

2. Наиболее простым и достаточно эффективным расчетным соотношением для определения q_кр в области развитого кипения недогретой жидкости (для воды при Δt_нед > 15°C) является скорректированная Челатой формула Тонга. В переходной зоне, при малых недогревах приемлемые результаты дает подход Холла и Мудавара. Описывать единой расчетной формулой КТП во всем диапазоне недогревов, включая x > –0.1, нецелесообразно.

3. Значительная доля исследований кипения недогретой жидкости направлена на интенсификацию теплообмена, при этом основная их часть связана с эффектами, вызванными модификацией структуры греющей поверхности, где получены значимые результаты. Они связаны, прежде всего, с увеличением эффективной площади теплоотдающей поверхности и усилением капиллярных эффектов, обеспечивающих подпитку жидкостью зоны интенсивного испарения. Имеющиеся данные позволяют с достаточной степенью уверенности оценить ожидаемые эффекты. Вместе с тем, воспроизводимости теплогидравлических характеристик покрытий, их механических свойств, вопросам заноса и коррозии и другим проблемам инженерного плана уделяется явно мало внимания.

4. Много десятилетий назад Б.В. Зейгарник, мать одного из авторов настоящего обзора, открыла психологический эффект, названный впоследствии ее именем, – неоконченное действие вызывает напряжение в психике человека: возникнув в начале действия, оно не проходит полностью при неполном завершении этого действия. Так что, по мнению авторов обзора, исследования кипения недогретой жидкости следует продолжать, и они будут продолжаться. При этом акцент следует делать на физических аспектах явления.