Теплофизика высоких температур, 2022, T. 60, № 1, стр. 142-145

ВВЕДЕНИЕ

Охлаждение двухфазными аэрозольными потоками в последнее время является объектом пристального внимания со стороны исследователей, что связано с широкой областью применения, начиная от создания современного теплообменного оборудования для энергетики, химической промышленности до разработки высокоэффективных систем термостабилизации и охлаждения компонентов электронного оборудования, ракетных сопел, использования в металлургии и т.д. [1–5]. Тем не менее наличие большого набора параметров, влияющих на процесс, и отсутствие достоверной информации об интегральных и локальных нестационарных характеристиках теплообмена приводит к сложности определения основных механизмов отвода тепла от перегретой поверхности и теоретического описания процесса. Так, например, подавляющее большинство исследований теплообмена основывается преимущественно на измерении локальной температуры поверхности, как правило, с использованием термопар или локальных датчиков температуры, обладающих низким временным и пространственным разрешениями. В реальности поле значений коэффициента теплоотдачи неравномерно на поверхности теплообмена [1], поэтому для правильной интерпретации необходимо измерять пространственное распределение коэффициента теплоотдачи при аэрозольном охлаждении. Более того, для определения взаимосвязи между гидродинамическими характеристиками двухфазного потока (плотность потока капель, их размер и скорость) и теплообменом для последующего теоретического моделирования требуется проведение комплексных исследований.

В данной работе предложен комплексный подход для определения пространственного распределения коэффициента теплоотдачи и визуализации картины орошения с возможностью измерения основных характеристик газо-капельного потока, включая плотность потока микрокапель, их размеры, а также эволюцию пленки жидкости при столкновении капель с ее поверхностью с использованием высокоскоростных ИК-термографии и визуализации с обратной стороны прозрачного нагревательного элемента.

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ УСТАНОВКА И РЕЗУЛЬТАТЫ

Исследование было проведено на экспериментальном стенде с использованием специальной конструкции нагревательного элемента. Их подробное описание представлено в статье [6]. В качестве тепловыделяющего элемента использовалась сапфировая подложка диаметром 0.05 м и толщиной 0.4 × 10^–3 м с напыленным тонкопленочным нагревателем из оксида индия олова (ITO) толщиной 10^–6 м и площадью 0.02 × 0.02 м². Одним из основных преимуществ тонкопленочного ITO нагревателя является его прозрачность в видимом диапазоне длин волн и непрозрачность в ИК-диапазоне, что позволяет одновременно регистрировать картину орошения теплообменной поверхности с обратной стороны с использованием высокоскоростной видеосъемки и измерять поле температур поверхности нагревателя с использованием высокоскоростной ИК-термографии. Ранее такая конструкция тепловыделяющего элемента была успешно апробирована для исследования эволюции паровых пузырей и локального температурного поля в области активного центра парообразования при кипении жидкости [7].

Отличительной особенностью настоящего исследования по сравнению с [6] является использование принципиально другого типа форсунки BKTSS4230 (БКТ Форсунка, Санкт-Петербург) с соплом BKT SS422-1, которая генерирует поток мелкодисперсных капель жидкости в виде двухфазной струи. В экспериментах расстояние между форсункой и мишенью выбиралось таким, чтобы весь капельный поток перекрывал площадь тепловыделяющей поверхности. В качестве рабочих фаз использовалась дистиллированная вода и воздух комнатной температуры (T₀ = 25°С). Расход жидкости варьировался в диапазоне Q = = 0.98 × 10^–3–1.7 × 10^–3 кг/c и регулировался точным поддержанием избыточного давления обеих фаз от 10⁵ до 3 × 10⁵ Па на входах форсунки.

Для визуализации двухфазного потока на выходе из форсунки и картины орошения тепловыделяющей поверхности в экспериментах использовалась высокоскоростная видеокамера PhantomVEO410. Максимальные частота и разрешение видеосъемки составляли 70 000 кадр/с и 30 × 10^–6 м/пикс соответственно. Из кадров, полученных сбоку (рис. 1a), видно, что исследуемая форсунка формирует поток с факелом распыла в виде полного конуса. При этом характер распыла существенно отличается от мультиструйного капельного потока, генерируемого форсункой Bosch EV14L [6]. Анализ визуализации показывает, что при данном типе видеосъемки с относительно низким пространственным разрешением удается измерить лишь размеры крупных капель и их скорость, при этом диаметр капель для аэрозольной форсунки значительно меньше по сравнению с каплями, формируемыми при мультиструйном распылении [6].

Рис. 1.

Кадры высокоскоростной видеосъемки: (а) – теневое изображение формируемого газо-капельного потока, (б) – картина орошения нагревателя и эволюция межфазной поверхности пленки жидкости при соударении с каплей.

Картину орошения тепловыделяющей поверхности можно визуализировать с использованием видеосъемки с обратной стороны прозрачного нагревательного элемента (рис. 1б). Аэрозоль практически равномерно орошает всю зону тепловыделения с образованием на поверхности пленки жидкости, непрерывно бомбардируемой микрокаплями. Наблюдаемая картина значительно отличается от картины орошения при использовании мультиструйной форсунки [6], когда отчетливо прослеживаются зоны с различной толщиной пленки и скоростью жидкости в ней. Более того, как показал детальный анализ кадров визуализации, данный формат съемки позволяет идентифицировать попадание отдельных микрокапель на поверхность пленки, что дает возможность оценить плотность потока капель на различных участках орошаемой поверхности, а также проследить эволюцию межфазной поверхности пленки жидкости при бомбардировке каплями. В частности, продемонстрировано, что при попадании капель с размерами d ≥ 0.1 × 10^–3 м в пленке жидкости формируются крупные “кратеры”, глубина которых сопоставима с толщиной этой пленки. Также вследствие высокого пространственного и временного разрешения данного формата съемки и особенностей фокусировки удается идентифицировать и измерить размеры микрокапель (d = 0.04 × × 10^–3–0.2 × 10^–3 м) перед непосредственным их соударением с поверхностью пленки жидкости. Поэтому такой формат съемки является перспективным методом для измерения диаметра капель аэрозоля малого размера и в некоторых задачах может служить альтернативой таким современным методам, как, например, IPI (interferometric particle imaging) [8–10].

Для измерения поля температур тепловыделяющей поверхности в исследовании была использована скоростная ИК-камера FLIR Titanium HD 570M с частотой съемки 1000 кадр/с и разрешением 0.14 × 10^–3 м/пикс. Тепловыделение осуществлялось пропусканием постоянного электрического тока через тонкопленочный элемент с использованием источника питания Elektro Automatik PS 8080-60 DT. Плотность теплового потока q = = UI/S измерялась по показаниям величин тока I, пропускаемого через нагреватель, и разности потенциалов U между напыленными по краям нагревателя токоподводами из серебра. Неопределенность измерения температуры и плотности теплового потока не превышала 1°С и 3% соответственно.

На рис. 2 представлены кадры ИК-термографии и зависимость температуры поверхности вдоль диагонали тепловыделяющей области при различных расходах жидкости (0.98 × 10^–3 и 1.7 × 10^–3 кг/с) при заданном избыточном давлении по газу Δp_а = = 3 × 10⁵ Па. Показано, что в отличие от мультиструйного орошения [6] распределение температуры при аэрозольном охлаждении является более равномерным. Безусловно, наблюдается некоторая разница в значениях температуры поверхности в центре и по периферии. Данный факт может быть обусловлен как неравномерным распределением плотности потока капель по сечению факела распыла, что подтверждается предварительными оценками, так и неравномерным полем скоростей газа вблизи поверхности пленки жидкости, но эта разница не превышает 5°С.

Рис. 2.

Кадры ИК-термографии поверхности нагревателя (а) и распределение температуры вдоль линий, указанных на кадрах ИК-съемки (б) при различных расходах жидкости Q (Δp_а = 3 × 10⁵ Па): 1 – Q = 0.98 × 10^–3 кг/с, 2 – 1.7 × 10^–3.

С использованием результатов тепловых измерений были определены коэффициенты теплоотдачи α = q/(T_н – T₀) (КТО) в зависимости от плотности теплового потока и расходов жидкой и газовой фазы (рис. 3а, 3б). Для расчетов КТО проводилось осреднение температурного поля нагревателя по площади и времени. В качестве начальной температуры выбиралась температура нагревателя при подаче аэрозоля без нагрева. Значения КТО (рис. 3а) существенным образом зависят от расхода жидкости, что связано со значительным изменением плотности потока капель, бомбардирующих поверхность пленки, и их скорости. Так, при расходе жидкости 1.7 × 10^–3 кг/c (Δp_а = 3 × 10⁵ Па) интенсивность теплообмена может быть в 1.5 раза выше, чем при расходе 0.98 × 10^–3 кг/с. Достаточно сильное влияние на интенсивность теплообмена оказывает расход газовой фазы: увеличение КТО в 1.5 раза при изменении избыточного давления с 10⁵ Па до 2 × 10⁵ Па (рис. 3б). В то же время дальнейшее увеличение Δp_а до 3 × 10⁵ Па при заданном расходе жидкой фазы уже не влияет на интенсивность охлаждения. Показано, что в целом наблюдается тенденция слабого снижения величины КТО с ростом теплового потока. Однако уменьшение интенсивности теплообмена, как правило, не превышает 15% в диапазоне тепловых потоков до 0.13 × 10⁶ Вт/м². Максимальная интенсивность теплообмена наблюдается при максимальном расходе жидкости Q = 1.7 × 10^–3 кг/с и Δp_а = (2–3) × 10⁵ Па, а коэффициент теплоотдачи достигает величины α = 16 × 10³ Вт/(м² К).

Рис. 3.

Зависимость КТО α от q при аэрозольном охлаждении при изменении расходов: (а) ‒ жидкости, ∆p_a = 3 × 10⁵ Па, 1 – G = 0.98 × 10^–3 кг/с, 2 – 1.3 × × 10^–3, 3 – 1.7 × 10^–3; (б) ‒ газа, G = 1.7 × 10^–3 кг/с, 1 – ∆p_a = 10⁵ Па, 2 – 2 × 10⁵, 3 – 3 × 10⁵; (в) – сравнение КТО для наиболее эффективных режимов мультиструйного и аэрозольного охлаждения; 1 – результаты [6] при Q = 8.2 × 10^–3 кг/с; 2 – результаты данной работы при Q = 1.7 × 10^–3 кг/с, ∆p_a = 3 × 10⁵ Па.

На заключительном этапе было проведено сравнение эффективности охлаждения при аэрозольном орошении с использованием описанной в работе форсунки BKTSS4230 с результатами по теплообмену при мультиструйном охлаждении, опубликованными в работе [6]. На рис. 3в представлены зависимости коэффициента теплоотдачи от плотности теплового потока для различных типов форсунок. Из графиков видно, что для аэрозоля максимальная интенсивность теплообмена практически в 1.5 раза выше максимальной теплоотдачи, наблюдаемой при мультиструйном охлаждении в диапазоне тепловых нагрузок до 0.15 × 10⁶ Вт/м². В то же время максимальный расход жидкости при аэрозольном охлаждении практически в 5 раз ниже расхода жидкости при использовании мультиструйной форсунки.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Описана методика одновременного измерения характеристик газо-капельного потока и его взаимодействия с орошаемой поверхностью, а также пространственного распределения коэффициента теплоотдачи при аэрозольном охлаждении с использованием высокоскоростных ИК-термографии, видеосъемки и специальной конструкции прозрачного нагревательного элемента на основе ITO-пленки. Показано, что использование высокоскоростной видеосъемки с обратной стороны позволяет оценить плотность потока микрокапель и измерить их размеры, а также проследить эволюцию волновых возмущений, формирующихся в пленке жидкости при бомбардировке в процессе аэрозольного орошения тепловыделяющей поверхности. С использованием ИК-термографии продемонстрировано, что при аэрозольном охлаждении коэффициент теплоотдачи более равномерно распределен по площади нагрева по сравнению с мультиструйным охлаждением, описанным в исследовании [6]. Более того, продемонстрировано, что при использовании аэрозольной форсунки максимальная интенсивность теплообмена практически в 1.5 раза выше максимальной теплоотдачи, наблюдаемой при мультиструйном охлаждении в диапазоне тепловых нагрузок до 0.15 × 10⁶ Вт/м². При этом максимальный расход жидкости для аэрозоля практически в пять раз ниже расхода жидкости при использовании мультиструйной форсунки.

Исследования выполнены при финансовой поддержке РФФИ и Правительства Новосибирской области в рамках научного проекта № 20-48-543015 и в рамках государственного задания ИТ СО РАН (№ 121031800216-1).