Michael Stein
Systematische Untersuchung der kritischen
Wärmestromdichte beim Strömungssieden
von Wasser in lotrechten Kreisrohren
mit und ohne poröser Beschichtung
Berlin
Systematische Untersuchung der kritischen
Wärmestromdichte beim Strömungssieden
von Wasser in lotrechten Kreisrohren
mit und ohne poröser Beschichtung
Vorgelegt von
Diplom-Ingenieur
Michael Stein
aus Berlin
An der Fakultät III – Prozesswissenschaften
der Technischen Universität Berlin
Zur Erlangung des akademischen Grades
Doktor-Ingenieur
- Dr.-Ing. -
Promotionsausschuß
Vorsitzender: Prof. Dr.-Ing. Jörg Steinbach
Berichter: Prof. Dr.-Ing. Hein Auracher
Berichter: Prof. Dr.-Ing. Dr. h.c. Gerhard Bartsch
Tag der wissenschaftlichen Aussprache: 13.04.2004
Berlin 2004
D 83
WIDMUNG
Meiner Familie und meinen Freunden...
VORWORT
Die in dieser Arbeit vorgestellten experimentellen Untersuchungen und entwickelten
Modellvorstellungen entstanden während meiner Tätigkeit als wissenschaftlicher Mitarbeiter
am Institut für Energietechnik der Technischen Universität Berlin. Die vorliegende
Dissertation wurde von der Deutschen Forschungsgemeinschaft, der Karl Fischer Stiftung und
der Robert Bosch GmbH gefördert. Ihnen gehört mein erster Dank.
Herrn Prof. Dr. h. c. Dr.-Ing Gerhard Bartsch danke ich ganz herzlich für sein reges Interesse
am Fortgang dieser Arbeit sowie für die zahlreichen und richtungsweisenden Diskussionen.
Herrn Prof. Dr.-Ing. Hein Auracher danke ich für die freundliche Unterstützung und
Diskussionen sowie Herrn Prof. Dr.-Ing. Jörg Steinbach für den Vorsitz im
Promotionsausschuß.
Unserem Kooperationspartner, Herrn Prof. Dr.-Ing. Yuri A. Kuzma-Kichta vom Moskauer
Power Engineering Institut danke ich für die gelegentlichen Diskussionen.
Meinem Kollegen Robert Goldschmidt danke ich für die Gesellschaft, die nächtlichen
konstruktiven Gespräche und die gegenseitige Motivation.
Bedanken möchte ich mich weiter bei den Mitarbeitern des Instituts für die zahlreichen
Anregungen. Mein herzlicher Dank gilt besonders den Mitarbeitern der Werkstatt, ohne deren
spontanen und teilweise privaten Einsatz die experimentellen Untersuchungen teilweise gar
nicht möglich gewesen wären. Danke an Herrn Walter Frydek, Herrn Achim Klein und Herrn
Klaus Letsch. Herrn Manfred Strangalis danke ich für die Betreuung im Bereich Elektronik.
Weiter danke ich Dirk Hammler und Bernhard Wilms, die mich mit Ihrem Engagement
tatkräftig unterstützt haben.
Für die Vermittlung der Stelle als wissenschaftlicher Mitarbeiter und für die vielen wertvollen
Gespräche möchte ich Herrn Prof. Dr.-Ing. Ulfried Wesser herzlich danken.
Nicht zuletzt danke ich Herrn Frank Bodemann und Herrn Werner Kubenz für die
warmherzige Unterstützung in den vergangenen Jahren.
KURZFASSUNG
In dieser Arbeit wurde der Einfluß poröser Heizflächenbeschichtung auf kritische
Wärmestromdichten (CHF) beim Strömungssieden im Bereich niedriger
Massenstromdichten (25 – 300 kg/m2s) und Drücken (0,12 – 0,7 MPa) sowie variierter
Eintrittsunterkühlungen (15 – 50 K) systematisch untersucht. Durch geeignete
Parametervariation wurden die Strömungsbereiche des wahren und scheinbaren DNB
sowie die Bereiche des Dryout (Grenzdampfgebiet und Microfilm-Dryout) erreicht. Für
die Untersuchungen standen zwei glatte und vier innen porös beschichtete
Kreisrohrmeßstrecken zur Verfügung. Die Herstellung der porösen Beschichtung
erfolgte am Fraunhofer-Institut für Angewandte Materialforschung in Dresden durch
Sintern. Alle Rohre und Beschichtungen sind aus Inconel-600 gefertigt. Jeweils drei der
sechs Teststrecken besitzen die gleiche Länge, unterscheiden sich aber in den
Parametern der Beschichtung. Dies ermöglicht einen direkten Vergleich der
experimentell ermittelten Daten.
Bei Rohren mit poröser Innenbeschichtung verschieben sich die Bereiche der
Strömungsregime in Abhängigkeit von den Beschichtungsparametern der porösen
Schicht gegenüber glatt bei sonst gleichen Bedingungen. Diese Veränderung des
Strömungszustandes führt zu einer Abnahme oder Erhöhung der kritischen
Wärmestromdichte gegenüber dem glatten Rohr. Für das Strömungsregime des DNB
wurde ein positiver Effekt bei poröser Beschichtung beobachtet. Die Verbesserung
betrug hier bis zu 72 %. Im Bereich des Grenzdampfgebietes wurde in Abhängigkeit
von der Rohrgeometrie eine Verbesserung von bis zu 58 % aber auch eine Abnahme der
kritischen Wärmestromdichte um bis zu 40 % beobachtet. Die maximale Verbesserung
der kritischen Wärmestromdichte in dieser Arbeit von 80 % zeigte sich, wenn infolge
poröser Beschichtung ein Wechsel des Strömungsregimes des Grenzdampfgebietes in
den DNB verhindert wurde. Im Microfilm-Dryout zeigte sich dagegen kein Einfluß
poröser Beschichtungen auf die CHF.
Weiterführende physikalische Erklärungen für den Einfluß poröser Beschichtungen auf die
kritische Wärmestromdichte werden gegeben. Der Autor erklärt die Verbesserung der CHF
bei poröser Beschichtung durch die Erhöhung der Keimstellendichte bei kleineren Blasen und
erhöhter Blasenfrequenz sowie durch eine verbesserte Versorgung der Heizfläche mit
Flüssigkeit in der porösen Beschichtung durch Kapillarkräfte. Im Bereich des
Grenzdampfgebietes kann in Abhängigkeit von der Rohrgeometrie ein zweiter negativer
Effekt diesen positiven Effekt überlagern. Durch poröse Beschichtung kann das Entrainment
im Bereich der Ringströmung erhöht werden, was zu einer Abnahme der
Flüssigkeitsfilmdicke und damit zu einer früheren Austrocknung der Heizfläche führt.
Für die genaue Vorhersage der kritischen Wärmestromdichte wurde eine neue Korrelation für
glatte sowie für porös beschichtete Rohre entwickelt. Die unterschiedlichen Strömungsformen
DNB und Dryout wurden hierbei berücksichtigt. Über eine neu entwickelte Berechnungslogik
kann die jeweilige Strömungsform erkannt und die für diese Strömungsform gültige
Berechnungsgleichung angewandt und die CHF sicher bestimmt werden.
Für eine maximale Verbesserung der kritischen Wärmestromdichte im untersuchten
Parameterbereich empfiehlt der Autor die Verwendung einer porösen Beschichtung mit den
folgenden Beschichtungsparametern:
• Korngröße: 20-30 µm im Durchmesser.
• Schichtdicke: 5-6 Kornlagen.
• Porosität: 60-70 %.
INHALTSVERZEICHNIS I
1 EINLEITUNG 1
1.1 Problemstellung 1
1.2 Sieden, Siedekurve und die kritische Wärmestromdichte 2
1.3 Charakteristische Strömungsformen 5
1.4 Einflußparameter auf die kritische Wärmestromdichte 10
1.5 Vorhersage der kritischen Wärmestromdichte 12
2 STAND DER FORSCHUNG 14
2.1 Verbesserung des Wärmeübergangs beim Sieden 15
2.2 Sieden an poröser Beschichtung (Behältersieden) 16
2.3 Datenlage zur CHF beim glatten Kreisrohr 20
2.4 Datenlage zur CHF beim innen porös beschichteten Kreisrohr 30
2.5 Schlußfolgerung für die eigene Aufgabenstellung 37
3 EXPERIMENTELLES VERFAHREN 39
3.1 Der Wasserkreislauf 40
3.1.1 Regelung und Messung des Druckes 42
3.1.2 Regelung und Messung der Eintrittstemperatur 43
3.1.3 Messung und Einstellung des Massenstroms 44
3.1.4 Reinhaltung, Entgasung und Entlüftung des Wasserkreislaufes 44
3.2 Die Teststrecken 45
3.3 Stromversorgung der Testsektion 51
3.4 Die Meßwerterfassung 52
3.5 Berechnung der kritischen Wärmestromdichte 54
3.6 Der Versuchsablauf 59
II
4 EXPERIMENTELLE ERGEBNISSE 60
4.1 Versuchsergebnisse 60
4.2 Messung der kritischen Wärmestromdichte 62
4.3 Einfluß poröser Beschichtungen und Strömungsparameter 65
4.3.1 Einfluß der Massenstromdichte 66
4.3.2 Einfluß des Druckes 73
4.3.3 Einfluß der Eintrittsunterkühlung 80
5 DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 88
5.1 Erkennen der Strömungsform 88
5.1.1 Erkennen der Strömungsform für die Rohre mit der Geometrie L/D = 50 92
5.1.2 Erkennen der Strömungsform für die Rohre mit der Geometrie L/D = 14,1 99
5.1.3 Zusammenhang zwischen poröser Beschichtung und der Strömungsform 106
5.2 Vergleich der eigenen Ergebnisse mit denen anderer Autoren 112
5.3 Bedeutung der Ergebnisse 115
5.3.1 Einfluß poröser Beschichtungen bei DNB 121
5.3.2 Einfluß poröser Beschichtungen im Grenzdampfgebiet 122
5.3.3 Einfluß poröser Beschichtungen bei Microfilm-Dryout 126
5.3.4 Weiterführende Erklärungen zum Einfluß poröser Beschichtungen 126
6 KORRELATION DER ERGEBNISSE 132
6.1 Vergleich der Ergebnisse mit der Korrelation anderer Autoren 132
6.1.1 Korrelation anderer Autoren für glatte Rohre 132
6.1.2 Korrelation anderer Autoren für porös beschichtete Rohre 137
6.2 Vergleich der Ergebnisse mit der eigenen Korrelation 139
6.2.1 Eigene Korrelation für glatte Rohre bei DNB 140
6.2.2 Eigene Korrelation für glatte Rohre bei Dryout 143
6.2.3 Eigene Korrelation für porös beschichtete Rohre bei DNB 147
6.2.4 Eigene Korrelation für porös beschichtete Rohre bei Dryout 150
6.3 Zusammenfassung der eigenen Korrelation 152
6.3.1 Anwendung der eigenen Korrelation für glatte Rohre 155
6.3.2 Anwendung der eigenen Korrelation für porös beschichtete Rohre 157
IV
SYMBOLVERZEICHNIS
Lateinische Formelzeichen:
n
A,n
I,
E
Koeffizienten der Besselfunktion
CFaktor nach KATTO ET AL. [26]
f
CFaktor nach KUZMA-KICHTA ET AL. [34]
D
CHF Faktor nach GROENEVELD ET AL. [20], [21]
mm8D
CHF = Faktor nach GROENEVELD ET AL. [20], [21]
*
DDimensionsloser Durchmesser
DInnendurchmesser des Rohres, (m)
P
dPartikeldurchmesser, (m)
P
DPorendurchmesser in der porösen Schicht, (m)
dr ,dz ,
ζ
dDifferentiale
FDruckfaktor nach YILDIZ [68]
h′Eintrittsenthalpie der gesättigten Flüssigkeit (kJ/kg)
i
hEintrittsenthalpie der Flüssigkeit bei Eintrittstemperatur (kJ/kg)
I
Strom, (A)
K
Unterkühlungsfaktor nach KATTO ET AL. [26]
Lbeheizte Länge des Rohres, (m)
U
LAbstand zwischen den Spannungsmeßstellen der Testsektion, (m)
SYMBOLVERZEICHNIS V
mFaktor nach KUZMA-KICHTA ET AL. [34]
*
m
Dimensionslose Massenstromdichte
m
Massenstromdichte, (kg/m2s)
NFaktor nach KUZMA-KICHTA ET AL. [34]
nKoeffizientenanzahl
p
Druck, (MPa)
cr
pkritischer Druck, (MPa)
q
Wärmestromdichte, (W/cm2)
*
crF
q
Dimensionslose kritische Wärmestromdichte
cr
q
kritische Wärmestromdichte, (W/cm2)
r
q
Wärmestromdichte in r-Richtung, (W/cm2)
u
q
homogene Wärmeproduktionsdichte, (W/cm3)
z
q
Wärmestromdichte in z-Richtung, (W/cm2)
ζ
q
Wärmestromdichte in
ζ
-Richtung, (W/cm2)
a
RRohraußenradius, (m)
i
RRohrinnenradius, (m)
s
Tabsolute Sättigungstemperatur, (K)
w
Tabsolute Wandtemperatur, (K)
USpannung, (V)
VI
Rohr
VRohrvolumen, (m3)
wStrömungsgeschwindigkeit, (m/s)
cr
xthermodynamischer Strömungsdampfgehalt am Ort der Siedekrise
b
xGrenzdampfgehalt
zLaufkonstante, (m)
cr
zOrt der Siedekrise, (m)
Griechische Formelzeichen:
cr
α
Dampfvolumenanteil am Ort der Siedekrise
χ
Konstante
δ
Dicke der porösen Beschichtung, (µm)
∆
Differenz
sub
h
∆
Unterkühlungsenthalpie, (kJ/kg)
v
h
∆
Verdampfungsenthalpie, (kJ/kg)
sub
T
∆
Eintrittsunterkühlung, (K)
W
T
∆
Wandüberhitzung, (K)
ε
Porosität der porösen Beschichtung, (%)
g
ε
Volumenanteil der gasförmigen Phase in der porösen Beschichtung
l
ε
Volumenanteil der flüssigen Phase in der porösen Beschichtung
SYMBOLVERZEICHNIS VII
λ
Länge der Helmholtz-Instabilität nach CHANG ET AL. [14], (m)
CM
λ
thermische Leitfähigkeit poröser Beschichtung, (W/mK)
ef
λ
Faktor nach KUZMA-KICHTA ET AL. [34]
g
λ
thermische Leitfähigkeit der gasförmigen Phase, (W/mK)
Inconel
λ
thermische Leitfähigkeit von Inconel, (W/mK)
l
λ
thermische Leitfähigkeit der flüssigen Phase, (W/mK)
µ
Dynamische Viskosität, (kg/ms)
Inconel
ϖ
elektrischer Widerstand, (Ωmm2/m)
Ψ
Faktor nach KUZMA-KICHTA ET AL. [34]
ρ
Dichte, (kg/m3)
g
ρ
Dichte der gasförmigen Phase, (kg/m3)
l
ρ
Dichte der flüssigen Phase, (kg/m3)
σ
Oberflächenspannung, (N/m)
τ
Zeitkonstante
l
ν
Kinematische Visosität der flüssigen Phase, (m2/s)
VIII
Indizes:
b boundary; Grenzdampfgehalt
c0krit. Wärmestromdichte bei gesättigtem Zustand nach KATTO ET AL. [26]
c01, 02, 03 wie c0 bei L-, H-, N-Regime nach KATTO ET AL. [26]
CM coating material; Material der porösen Beschichtung
cr critial; Siedekrise, kritische Wärmestromdichte
e exit; Austritt Testsektion
ef effective
i inlet; Eintritt Testsektion
pc porous coating; Porös beschichtet
s Sättigungszustand
sub subcooling; Eintrittsunterkühlung
w Wand (Heizfläche)
Sonstige Abkürzungen:
CHF Critical Heat Flux; Kritische Wärmestromdichte
DNB Departure from Nucleate Boiling; Verlassen des Blasensiedens
ONB Onset of Nucleate Boiling; Beginn des Blasensiedens
P1 poröse Beschichtung mit den Beschichtungsparametern 1
P2 poröse Beschichtung mit den Beschichtungsparametern 2
KAPITEL 1. EINLEITUNG 1
1 EINLEITUNG
1.1 Problemstellung
In den meisten technischen Apparaten mit hoher Heizflächenbelastung wie z.B. in
Verdampfern, in kältetechnischen Anlagen oder bei der Kühlung von elektronischen
Bauteilen wird siedendes Wasser zur gesicherten Wärmeabfuhr eingesetzt. Häufig steht hier
die Übertragung eines möglichst hohen Wärmestroms über eine möglichst kleine
Wärmeübertragungsfläche im Vordergrund (Wirtschaftlichkeit). Primär wird dabei das
Blasensieden oder die konvektive Verdampfung genutzt. Die auf diese Weise maximal
übertragbaren Wärmestromdichten sind jedoch durch die sogenannte Siedekrise begrenzt.
Die Wärmestromdichte, bei der die Siedekrise auftritt, wird kritische Wärmestromdichte
oder auch Critical Heat Flux (CHF) genannt. Sie ist die Grenze zwischen dem Bereich der
effizienten Wärmeübertragung im Blasensieden und dem Bereich der weniger effizienten
Wärmeübertragung im Übergangssieden. Erfolgt die Wärmezufuhr mittels elektrischer oder
nuklearer Beheizung oder auch durch Strahlung, so steigt bei Überschreitung der kritischen
Wärmestromdichte die Heizflächentemperatur nahezu sprunghaft an. Dieser
Temperaturanstieg kann so hoch sein, daß eine thermische Zerstörung der Heizfläche die
Folge ist. Die Kenntnis und zuverlässige Berechnung der kritischen Wärmestromdichte sind
daher von großer Relevanz für die sichere Betriebsführung - um ausreichende Sicherheits-
abstände zur Heizflächenzerstörung einzuhalten - und Konstruktion wärmetechnischer
Komponenten.
Die Wirtschaftlichkeit und die immer höher werdenden Ansprüche an Kühlsysteme, z.B. der
Trend zur Anordnung von mikroelektronischen Komponenten und deren Kühlung auf
engstem Raum, haben das Interesse zur Verbesserung der kritischen Wärmestromdichte in
den letzten Jahren erheblich gesteigert. Verschiedene Möglichkeiten zur Verbesserung der
kritischen Wärmestromdichte sind z.B. die Verwendung von Rohren mit aufgerauten oder
strukturierten Oberflächen, Rohren mit Rippen oder Rohren mit aufgesinterten porösen
Beschichtungen. Nach den wenigen und fast nur aus Rußland bekanntgewordenen
Untersuchungen läßt sich die kritische Wärmestromdichte beim Strömungssieden von Wasser
beträchtlich verbessern, wenn man die Heizflächen mit aufgesinterten porösen Schichten
versieht. Durch die Verwendung von Rohren mit porös beschichteten Heizflächen in der
2
Industrie könnten somit optimale Konstruktionen, kleinere Baugrößen und damit gleichzeitig
eine Reduktion der Investitionskosten von technischen Apparaten erreicht werden.
Die kritische Wärmestromdichte beim Strömungssieden an porös beschichteten Heizflächen
ist bislang unzureichend untersucht worden, so daß zum jetzigen Zeitpunkt eine fundierte
Auslegung solcher Systeme der Wärmeübertragung nur bedingt möglich ist.
Im Rahmen der vorliegenden Arbeit wird daher erstmalig der Einfluß von gesinterten,
porösen Beschichtungen auf die kritische Wärmestromdichte beim Strömungssieden
systematisch untersucht. Zu diesem Zweck werden neben den Beschichtungsparametern der
porösen Schicht auch die Strömungszustände sowie die Geometrie der Heizflächen variiert.
Die Ergebnisse dieser Arbeit sollen dazu beitragen, das Phänomen der Siedekrise und der
physikalischen Vorgänge beim Sieden an porös beschichteter Heizflächen zu verstehen und
mit Hilfe empirischer Korrelationen besser zu beschreiben.
1.2 Sieden, Siedekurve und die kritische Wärmestromdichte
Das Sieden im Allgemeinen beschreibt den mit Phasenumwandlung gekoppelten Prozeß der
Wärmeübertragung und ist unter Beachtung bestimmter thermohydraulischer Bedingungen
einer der effektivsten Mechanismen der Wärmeübertragung. Seine allgemeine Anwendung in
vielen technischen Apparaten sowie seine überaus komplizierten Gesetzmäßigkeiten führten
in diesem Jahrhundert zu einer Vielzahl von theoretischen und experimentellen
Untersuchungen.
Man unterscheidet zwischen dem Behältersieden (Sieden bei freier Konvektion, eine
Strömung entsteht hier nur durch den Auftrieb entstehender Dampfblasen bzw. durch
Dichteunterschiede in der Flüssigkeit) und dem Strömungssieden (Sieden bei
Zwangskonvektion, z.B. durch Pumpenförderung). Bei den meisten technischen
Anwendungen erfolgt das Sieden unter Zwangskonvektion.
Ein hilfreiches Mittel bei der Untersuchung von Siedephänomenen ist die Siedekennlinie,
auch Nukiyama-Kurve genannt. Sie beschreibt den funktionalen Zusammenhang zwischen
dem einer Flüssigkeit zugeführten Wärmestrom pro Flächeneinheit (Wärmestromdichte q
)
KAPITEL 1. EINLEITUNG 3
und der Temperaturdifferenz zwischen einer festen Heizfläche und der Sättigungstemperatur
der Flüssigkeit (Wandüberhitzung SWW TTT −=
∆
). Der charakteristische Kurvenverlauf,
erstmalig beschrieben von NUKIYAMA [51], ist für alle Systeme Heizfläche / Flüssigkeit
nahezu identisch. Die Abbildung 1-1 zeigt den prinzipiellen Verlauf der Siedekurve bei
Zwangskonvektion an einem Ort im Strömungskanal.
Wandüberhitzung ∆TW
Wärmestromdichte q
kritische Wärmestromdichte
System mit aufgeprägter
Heizflächentemperatur
System mit aufgeprägter
Wärmestromdichte
1
2
A
B
C
D
Leidenfrostpunkt
Filmsieden
Blasensieden
partielles
Filmsieden
Abbildung 1-1: Schematische Darstellung der Siedekurve
Im Bereich des Blasensiedens (Nucleate Boiling) zeigt sich ein steiler Anstieg der
Wärmestromdichte bei kleinem Anstieg der Wandüberhitzung (Verlauf A-B). Mit
zunehmender Wandüberhitzung steigt auch die Anzahl sich ablösender Blasen. Sie fördern
den Transport heißer Flüssigkeit von der Heizfläche weg und begünstigen das Nachströmen
kalter Flüssigkeit im Sog der abströmenden Basen. Zusätzlich erfolgt die Abführung der
Verdampfungsenthalpie durch die Verdampfung am Fuß einer wachsenden Dampfblase. Bei
weiterer Zunahme der Heizflächentemperatur behindern die immer zahlreicher produzierten
Blasen und ihr Zusammenwachsen den effektiven Kontakt zwischen Flüssigkeit und
Heizfläche. Der Verlauf der Siedekurve flacht leicht ab.
Bei Punkt B erreicht die Wärmestromdichte ihren maximalen Wert, der im allgemeinen als
kritische Wärmestromdichte (Critical Heat Flux = CHF) oder als Siedekrise bezeichnet
wird.
4
Bei Systemen mit aufgeprägter Heizflächentemperatur (System 1 in Abbildung 1-1) folgt
mit einer geringen Erhöhung der Heizflächentemperatur ein starker Rückgang der
Wärmestromdichte (Verlauf B-C). Dieser Bereich der Siedekurve wird partielles Filmsieden
oder Übergangssieden (Transition Boiling) genannt. Mit zunehmender
Heizflächentemperatur steigt der Anteil der mit Dampf bedeckten Heizfläche an, und die
isolierende Wirkung des Dampfes nimmt zu. Am Punkt C ist die Heizfläche vollständig mit
Dampf bedeckt, dieser Punkt wird Leidenfrostpunkt genannt. Ab hier tritt Filmsieden ein,
d.h. die Blasenentstehung erfolgt an der Phasengrenze von Dampffilm und Flüssigkeit. Durch
Dampfkonvektion und Strahlung wird der Wärmeübergang verbessert, und die
Wärmestromdichte steigt mit zunehmender Wandtemperatur wieder an (Verlauf C-D).
Bei Systemen mit aufgeprägter Wärmestromdichte wie in dieser Arbeit (System 2
Abbildung 1-1), kann die Siedekurve stationär nur bis zum Erreichen der Siedekrise gemessen
werden. Bei Erreichen oder Überschreiten der kritischen Wärmestromdichte (Punkt B) kommt
es zu einem mehr oder minder starken Anstieg der Heizflächentemperatur (Verlauf B-D). In
den meisten Fällen liegt die erreichte Temperatur höher als die Schmelztemperatur des
Heizflächenmediums und es erfolgt die thermische Zerstörung der Heizfläche (Burnout).
Burnout oder auch Heizflächenversagen ist bei technischen Systemen der
Wärmeübertragung zu vermeiden.
Eine detailliertere Beschreibung der Siedephänomene bieten z.B. COLLIER [16] und
CAREY [13] an.
Weitere in der Literatur vorkommende Begriffe für die Siedekrise sind z.B. DNB (Departure
of Nucleate Boiling), Dryout oder Microfilm-Dryout (auch Deposition Controlled
Burnout). Dies sind Bezeichnungen, die neben dem Auftreten der Siedekrise auch
gleichzeitig den dabei auftretenden Strömungszustand beschreiben. Sie werden im folgenden
Kapitel erläutert.
KAPITEL 1. EINLEITUNG 5
1.3 Charakteristische Strömungsformen
Die für diese Arbeit interessanten und charakteristischen Strömungsformen kurz vor dem
Auftreten der Siedekrise sind Blasenströmung, Pfropfen- oder Kolbenströmung,
Schaumströmung, Strähnen-Ringströmung und Ringströmung. Sie sind in Abbildung 1-2 für
senkrechte, aufwärts durchströmte und unbeheizte Rohre dargestellt. Sie lassen sich nach
STEPHAN [7], MAYINGER [46] und HEWITT [23] bei steigendem thermodynamischen
Gas- oder Dampfgehalt von (a) bis (e) wie folgt definieren:
(a) Blasenströmung; Kleine Gas- oder Dampfblasen sind gleichmäßig in der
kontinuierlichen Flüssigkeitsphase verteilt.
(b) Pfropfen- oder Kolbenströmung; Mit steigendem Gas- oder Dampfgehalt
schließen sich die Blasen zu größeren Blasen zusammen und bilden Pfropfen- oder
Kolbenblasen. Sie füllen fast den ganzen Rohrquerschnitt aus und werden nur von
einem dünnen Flüssigkeitsfilm von der Rohrwand getrennt. Zwischen den Pfropfen
strömt mit kleinen Blasen durchsetzte Flüssigkeit.
(c) Schaumströmung; Bei weiter steigendem Gas- oder Dampfgehalt wird die
Blasenstruktur stark instabil und löst sich zunehmend auf. Es bleiben mehr oder
weniger große Gasfetzen von unregelmäßiger Gestalt übrig.
(d) Strähnen- Ringströmung; Sie besteht aus einem sehr dicken Flüssigkeitsfilm an
der Wand mit hohem Anteil flüssiger Phase in Form von Strähnen oder großen
Tropfen im Gaskern der Strömung. Der Flüssigkeitsfilm ist mit kleinen Blasen
durchsetzt.
(e) Ringströmung; Bei hohem Gas- oder Dampfgehalt befindet sich ein blasenfreier
dünner Flüssigkeitsfilm an der Wand mit der gasförmigen Phase im
Strömungskern. In Abhängigkeit vom Geschwindigkeitsunterschied zwischen dem
Gas- bzw. Dampfkern und der flüssigen Phase an der Wand lösen sich
Flüssigkeitströpfchen aus dem Flüssigkeitsfilm (Entrainment), die sich durch
vorhandene Turbulenzen in der Gas- oder Dampfströmung wieder an den Film an
der Wand ablagern können (Deposition oder Deentrainment).
6
(a) (b) (c) (d) (e)
zunehmender thermodynamischer Dampfgehalt x
Abbildung 1-2: Strömungsformen in einem adiabaten senkrechten Kreisrohr
Auch während der Verdampfung einer aufwärts strömenden Flüssigkeit in einem homogen
beheizten Kreisrohr bis kurz vor der Siedekrise treten die oben genannten Strömungsformen
mehr oder minder ausgeprägt aus.
Als Beispiel zeigt die Abbildung 1-3 die Entwicklung der Strömungsformen mit zunehmender
Wärmestromdichte bei niedriger Massenstromdichte. Am Eintritt des Rohrkanals ist die
Flüssigkeit unterkühlt, und der Dampfgehalt nimmt in Strömungsrichtung bis zur
vollständigen Verdampfung mit steigender Wärmestromdichte stetig zu. Mit Ausbildung der
Ringströmung sammelt sich die Flüssigkeit zunehmend an der Rohrwand, der Dampf bildet
eine kontinuierliche Phase im Strömungskern (Abbildung 1-3 (c)). Durch Entrainment und
durch die zunehmende Verdampfung bei steigender Wärmestromdichte wird der
Flüssigkeitsfilm an der Wand dünner. Bei weiterer Verdampfung kommt es schließlich am
Rohrende zur vollständigen Austrocknung der Heizfläche (Abbildung 1-3 (d)). Je nach Dicke
des ausgetrockneten Flüssigkeitsfilms an der Wand wird diese Art der Siedekrise Dryout oder
bei sehr dünnen Flüssigkeitsfilmen mit Sprühkühlung im Kern Microfilm-Dryout bzw.
Deposition Controlled Burnout genannt. Die Siedekrise tritt zunächst am Rohrende auf und
breitet sich bei zunehmender Beheizung in Richtung Rohrmitte aus.
Dryout ist der am häufigsten auftretende CHF-Mechanismus bei niedrigen
Massenstromdichten und hohem thermodynamischen Dampfgehalt (Abbildung 1-4 (b)).
KAPITEL 1. EINLEITUNG 7
(a) (c)(b)
Siedekrise (Dryout)
m
.m
.m
.m
.
(d)
Ringströmung
Strähnen-Ringströmung
Schaumströmung
Kolbenströmung
Blasenströmung
einphasige Strömung
zunehmende Wärmestromdichte q
niedrige Massenstromdichte
hoher thermodyn. Dampfgehalt
Abbildung 1-3: Strömungsformen beim Sieden im beheizten senkrechten Rohr bei
erzwungener Aufwärtsströmung mit kleinen Massenstromdichten
(a) (b)
m
.m
.
Dryout
DNB
Flüssigkeits-
film
Flüssigkeit
Dampf-
blasen
Dampf
m
.
zunehmende
Wärmestromdichte q
hohe Massenstromdichte
niedriger thermodyn. Dampfgehalt
m
.
zunehmende
Wärmestromdichte q
niedrige Massenstromdichte
hoher thermodyn. Dampfgehalt
Blasenströmung Ringströmung
Abbildung 1-4: Vergleich der CHF-Mechanismen DNB und Dryout
8
Bei hohen Massenstromdichten kommt es zu veränderten Strömungsformen. Die Siedekrise
kann bereits bei niedrigen Dampfgehalten einsetzen, obwohl noch Blasensieden oder
Pfropfen- bzw. Kolbenströmung vorliegt und genügend Flüssigkeit im Strömungskern
existiert. Am Ort der Siedekrise trennt ein Dampffilm die als kontinuierliche Phase im
Strömungskern vorliegende Flüssigkeit von der Heizfläche. Dieser Vorgang der Siedekrise
wird als Departure from Nucleate Boiling, kurz DNB bezeichnet (Abbildung 1-4 (a)).
Nach COLLIER [16], KANDLIKAR ET AL. [25] und MAYINGER [46] entsteht diese Art
von CHF-Mechanismus z.B. bei der Austrocknung der Heizfläche unter einer wachsenden
Dampfblase (Abbildung 1-5 (a)), bei der Austrocknung der dünnen Flüssigkeitsschicht
zwischen der Heizfläche und einer Pfropfen- bzw. Kolbenblase (Abbildung 1-5 (b)) oder bei
der Behinderung von sich ablösenden Blasen bei zu großer Blasendichte in der Nähe der
Heizfläche (Abbildung 1-5 (c)). Der Mechanismus des DNB tritt bei hohen
Massenstromdichten mit niedrigem thermodynamischen Dampfgehalt auf.
(a) (b)
m
.m
.
DNB
Flüssigkeit
Dampf-
blasen
m
.
(c)
DNB DNB
Blasenströmung Kolbenströmung Blasenströmung
Abbildung 1-5: DNB unter einer wachsenden Dampfblase (a), DNB unter einer
Kolbenblase (b) und DNB bei großer Blasendichte (c)
Wie bereits erwähnt, hängt die Art der Siedekrise vom thermodynamischen Dampfgehalt
x
ab. Die Darstellung cr
q
über cr
x (Abbildung 1-6) veranschaulicht den qualitativen Verlauf
der kritischen Wärmestromdichte mit der Änderung des Strömungsdampfgehaltes. Die oben
beschriebenen Mechanismen der Siedekrise (DNB und Dryout) zeigen sich als
charakteristische Kurvenabschnitte. Im Bereich des DNB-Mechanismus nimmt die kritische
KAPITEL 1. EINLEITUNG 9
Wärmestromdichte annähernd linear mit dem Strömungsdampfgehalt ab, mit dem Wechsel
zum Dryout fällt sie stark mit dem Strömungsdampfgehalt ab (in der Literatur als Phänomen
des Grenzdampfgehaltes beschrieben, z.B. DOROSCHUK [19], KITTO [28], YILDIZ [68])
und sinkt dann bei großen Strömungsdampfgehalten im Bereich des Microfilm-Dryout
(Deposition Controlled Burnout) wieder schwächer mit zunehmenden Strömungsdampfgehalt.
YILDIZ [68] trennt in Ihrer Arbeit den Bereich des DNB-Mechanismus in wahres DNB für
cr
x< 0 und scheinbares DNB für 0 < cr
x<b
x (Abbildung 1-6).
Kritische Wärmestromdichte q
cr
wahres DNB
Grenzdampfgebiet
scheinbares DNB
Microfilm - Dryout
(mit Sprühkühlung)
0x
b1
= Grenzdampfgehalt
Kritischer thermodynamischer Dampfgehalt xcr
Dryout
DNB
Abbildung 1-6: cr
q
über cr
x-Diagramm mit Zuordnung wahres DNB / scheinbares DNB /
Grenzdampfphänomen / Microfilm-Dryout
Die Kenntnis der kritischen Wärmestromdichte ist für die Auslegung und den Betrieb
technischer Systeme der Wärmeübertragung von großer Bedeutung. Mit Auftreten der
Siedekrise kann Heizflächenversagen auftreten (Abbildung 1-1), dies ist bei technischen
Anlagen unerwünscht. Neben den Strömungsparametern und der sich dadurch einstellenden
Strömungsform hängt die Siedekrise auch von anderen Faktoren ab. Diese Faktoren sind z.B.
die Geometrie des Strömungskanals, Art der Beheizung und die Oberflächeneigenschaften.
10
1.4 Einflußparameter auf die kritische Wärmestromdichte
Einen Überblick über weitere vorhandene Einflußparameter auf die kritische
Wärmestromdichte geben BOYD [11] und BUTTERWORTH ET AL. [12]. Nach BOYD [11]
hängt die kritischen Wärmestromdichte von bis zu 20 Einflußparametern ab.
Die Tabelle 1-1 zeigt eine Klassifizierung der Einflußparameter in Gruppen (VDI-
WÄRMEATLAS [64]):
Tabelle 1-1: Einflußparameter auf die kritische Wärmestromdichte
Parameter: Erläuterung:
Art der Flüssigkeit Stoffwerte, Zusammensetzung
thermodynamischer Zustand der Flüssigkeit Massenstromdichte, Druck, Unterkühlung,
Dampfvolumenanteil
Verteilung der Phasen Strömungsform
Strömungsart ruhend oder strömend, aufwärts oder abwärts
strömend
Geometrische Anordnung der Heizfläche Beheizte Länge, Durchmesser, senkrecht, geneigt
oder waagerecht
Art der Beheizung Homogen oder inhomogen, stationär oder
transient
Oberflächenbeschaffenheit Glatt, rauh, strukturiert, Material der Heizfläche
Strömungsinstabilität Systembedingungen
Die experimentelle Untersuchung der kritischen Wärmestromdichte erfolgt in dieser Arbeit in
lotrechten aufwärts durchströmten Rohren bei homogener elektrischer Beheizung in
Abhängigkeit von der Oberflächenbeschaffenheit (mit und ohne poröser Beschichtung). Als
Versuchsmedium wird reines, destilliertes und entgastes Wasser verwendet. Die Experimente
finden unter langsam zunehmender Wärmezufuhr bei sonst konstanten System- und
Strömungsparametern statt. Die kritische Wärmestromdichte ist erreicht, wenn bei
vorgegebenen q
die Heizflächentemperatur mehr oder minder stark ansteigt. Wie von
KAPITEL 1. EINLEITUNG 11
LOWDERMILK ET AL. [41] und MISHIMA [50] vorgeschlagen, wird zur Gewährleistung
stabiler CHF-Messungen eine Drosselung vor der Teststrecke vorgenommen. Zum Erreichen
der unterschiedlichen Entstehungsmechanismen der Siedekrise (scheinbares DNB,
Grenzdampfgebiet oder Microfilm-Dryout) werden die Rohrlänge und die
Strömungsparameter (Massenstromdichte, Eintrittsdruck und Eintrittsunterkühlung) variiert.
Bei diesen Versuchsbedingungen der CHF-Messungen reduziert sich die Anzahl der
genannten Einflußparameter auf die folgenden:
Massenstromdichte
Eintrittsdruck p
Eintrittsunterkühlung ∆Tsub oder ∆hi
m
.
beheizte Rohrlänge L
Rohrinnen-
durchmesser D
Oberflächen-
beschaffenheit
der Heizfläche
wie z.B.
poröse Beschichtung
beschrieben durch:
Schichtdicke δ
Korndurchmesser dp
Porosität ε
Abbildung 1-7: Einflußparameter auf die kritische Wärmestromdichte für diese Arbeit
12
1.5 Vorhersage der kritischen Wärmestromdichte
Nach Abschluß der Experimente werden die ermittelten CHF-Daten im untersuchten
Parameterbereich korreliert. In der Literatur findet man zwei Korrelationsmöglichkeiten:
• Die lokale Hypothese; Es erfolgt eine Korrelation der Daten unter Verwendung
des thermodynamischen Dampfgehaltes oder des Dampfvolumenanteils am Ort
der Siedekrise (Berücksichtigung der lokalen Bedingungen),
(
crcr x,p,mfq =oder
)
D,
cr
α
.
• Die globale Hypothese; Hier wird statt dessen mit Hilfe der Eintrittsunterkühlung
und der beheizten Länge der Teststrecke korreliert (Verwendung der
Eintrittsbedingungen),
()
D,L,h,p,mfq subcr
∆
=.
Korrelationen unter Annahme der lokalen Hypothese haben den Vorteil, daß sie eine
Information über den Ort der Siedekrise beinhalten. Gleichzeitig aber haben sie den Nachteil,
daß cr
x sowie cr
α
nicht direkt meßbar sind und zu deren Bestimmung die
Eintrittsunterkühlung und die kritische Wärmestromdichte selbst benötigt werden.
Zur Korrelation der kritische Wärmestromdichte nach der globalen Hypothese werden häufig
dimensionslose Kennzahlen verwendet. KATTO [27] schlägt folgende dimensionslose
Kennzahlen zur Verwendung vor:
v
cr
hm
q
∆
, D
L,
v
sub
h
h
∆
∆
,
l
g
ρ
ρ
, Lm2
l
σ
ρ
.
KAPITEL 1. EINLEITUNG 13
Außer der Methode der Korrelation gibt es noch die sogenannten Look-up Tabellen. Ein
Beispiel dafür ist die CHF-Datentabelle von GROENEVELD ET AL. [20], [21]. Die Tabelle
gilt für ein senkrechtes Rohr mit 8 mm Innendurchmesser mit aufwärts innen strömendem
Wasser unter gleichmäßiger Beheizung für DL > 100. Rohre mit anderen Durchmessern
können über die Beziehung
()
n
mm8DD 8DCHFCHF =
= auf einen Innendurchmesser von
8 mm nomiert werden. Für einen Rohrdurchmesser von 7 mm bis 9 mm wird ein Exponent
von 31n −= vorgeschlagen (GROENEVELD ET AL. [20], [21]).
Die Vorteile einer solchen Tabelle sind:
• Die hohe Zuverlässigkeit,
• das Vorhandensein einer großen Datenbasis,
• eine einfache Anwendung und
• die Möglichkeit einer einfachen Aktualisierung.
Nachteil: Der Erfolg dieser Methode hängt von dem Vorhandensein ausreichend genauer
Meßdaten aus umfassenden Parameterbereichen ab.
14
2 STAND DER FORSCHUNG
Für eine wirtschaftliche Betriebsweise werden technische Apparate der Wärmeübertragung so
ausgelegt, daß sie im Blasensieden nahe der kritischen Wärmestromdichte arbeiten, ohne sie
dabei zu überschreiten. Daher besteht ein großes Interesse daran, das Auftreten der kritischen
Wärmestromdichte zuverlässig vorauszusagen und Wege zu finden, die ein Verschieben der
kritischen Wärmestromdichte zu höheren Werten bei sonst gleichen Betriebsbedingungen
ermöglichen.
Einen umfassenden Überblick über den aktuellen Stand der Literatur zur kritischen
Wärmestromdichte beim glatten Rohr weltweit geben z.B. BOYD [11], GROENEVELD ET
AL. [20] und [21], VDI-WÄRMEATLAS [64] und HALL ET AL. [22]. Doch trotz
zahlreicher theoretischer und experimenteller Untersuchungen auf diesem Gebiet sind die
physikalischen Phänomene und Gesetzmäßigkeiten beim Strömungssieden aufgrund der
Vielfalt von Einflußparametern keinesfalls ausreichend erforscht (BEHR ET AL. [6]).
GROENEVELD ET AL. [21] bemerken dazu: „In flow boiling, the phenomenon most
frequently studied and least understood is the critical heat flux (CHF).“
Über die allgemeinen Möglichkeiten zur Verbesserung des Wärmeübergangs beim Sieden
geben die Autoren BOYD [11], BERGLES [9], [8] und THOME [61] einen Überblick. Die
Möglichkeiten zur Verbesserung der kritischen Wärmestromdichte wurden von YILDIZ [68]
zusammengefaßt. Untersuchungen, die sich direkt mit dem Einfluß poröser Beschichtungen
zur Verbesserung der kritischen Wärmestromdichte beim Strömungssieden befassen, gibt es
nur wenige (KOTOV [30], KOVALEV [31], [32], KUZMA-KICHTA [33], [34], [35], [36],
MALYSHENKO [43], [44], SUGIYAMA [59] und YILMAZ [69]).
Im Folgenden werden die Verbesserungsmöglichkeiten des Wärmeübergangs beim Sieden
kurz dargestellt, die Vorstellungen zum Sieden an porös beschichteten Heizflächen diskutiert
und die verfügbaren Daten und Korrelationen für die kritische Wärmestromdichte bei
niedrigen Massenstromdichten und mäßig hohen Drücken für das glatte und porös
beschichtete Kreisrohr zusammengefaßt und verglichen.
KAPITEL 2. STAND DER FORSCHUNG 15
2.1 Verbesserung des Wärmeübergangs beim Sieden
Zur Verbesserung des Wärmeübergangs beim Sieden gibt es nach BERGLES [8] und
THOME [61] die sogenannten passiven und aktiven Verfahren.
Zu den passiven Verfahren zur Steigerung des Wärmeübergangs zählen:
• Mit Drahtnetzen oder porösen Beschichtungen überzogene Heizflächen,
• durch z.B. Sandstrahlen oder Schleifen aufgeraute Heizflächen,
• profilierte Heizfläche mit z.B. Rippen verschiedener Geometrien versehen,
• Heizflächen die mit z.B. Kanälen oder Schlitzen ausgestattet wurden oder
• dem Kühlmedium beigemischte feste oder flüssige Zusätze.
Die aktiven Verfahren zur Verbesserung des Wärmeübergangs sind:
• Mechanische Hilfen wie z.B. das Wischen der Heizfläche,
• vibrierende Heizoberflächen oder
• vibrierende Flüssigkeiten,
• auf die siedende Flüssigkeit aufprägte elektrostatische Felder und
• zusätzliches Einblasen von Gas in die siedende Flüssigkeit durch eine poröse
Wand.
Im Gegensatz zu den passiven Verfahren wird bei den aktiven Techniken zur Erhöhung des
Wärmeübergangs eine externe Aktivierungs- oder Versorgungsenergie benötigt. Auch
Kombinationen von passiven und aktiven Verfahren zur Verbesserung des Wärmeübergangs
kommen zur Anwendung.
In der Praxis werden hauptsächlich die passiven Verfahren zur Verbesserung des
Wärmeübergangs angewendet. Ziel all dieser Verfahren ist die Erhöhung der aktiven
Blasenkeimstellen durch die Beeinflussung der Oberflächeneigenschaften der Heizfläche oder
durch die Verringerung der Oberflächenspannung der Flüssigkeit.
16
Unter den bekannten Oberflächenstrukturen zur Verbesserung des Wärmeübergangs scheinen
poröse Beschichtungen die günstigsten zu sein. Sie scheinen mehr als andere
Oberflächenstrukturen den Wärmeübergang beim Blasensieden zu erhöhen (YILMAZ [69],
SUGIYAMA ET AL. [59], [60]) und können beim Strömungssieden unter Umständen zu
einer erheblichen Erhöhung der kritischen Wärmestromdichte führen
(KOMENDANTOV [29], KUZMA-KICHTA ET AL. [34]).
2.2 Sieden an poröser Beschichtung (Behältersieden)
Obwohl für technische Anwendungen hauptsächlich das Strömungssieden von Interesse ist,
erfolgten die meisten Untersuchungen zum Sieden an poröser Beschichtung beim
Behältersieden (Pool Boiling). Betrachtet man die Vorgänge der Wärmeübertragung in der
wandnahen Flüssigkeitsschicht oder in der porösen Schicht selbst, so können die beim Pool
Boiling gewonnenen Erkenntnisse teilweise auch auf die Vorgänge beim Strömungssieden
übertragen werden.
log (Wandüberhitzung)
log (Wärmestromdichte)
glatte Oberfläche
porös beschichtete
Oberfläche
1
234
Abbildung 2-1: Qualitative Verläufe von Siedekennlinien bei glatten und porös beschichteten
Heizflächen aus KOVALEV ET AL. [32] (Pool-Boiling)
KAPITEL 2. STAND DER FORSCHUNG 17
Nach KOVALEV ET AL. [32] hängt der Verlauf der Siedekurve an einer beschichteten
Heizfläche von der Schichtdicke, der Porosität und der thermischen Leitfähigkeit des
Materials der porösen Schicht ab. In Abbildung 2-1 ist der Verlauf der Siedekurve für glatt
und unterschiedliche poröse Beschichtungen dargestellt. Poröse Schichten mit einer hohen
Durchlässigkeit und einer hohen thermischen Leitfähigkeit verbessern besonders im Bereich
kleiner Wärmestromdichten den Wärmeübergang beim Sieden gegenüber glatten Heizflächen
(Abbildung 2-1 Kurve 1). Beim Rücklauf kann die Kurve den Verlauf 1 oder 2 annehmen
(Abbildung 2-1 Kurve 1, 2). Auch die kritische Wärmestromdichte kann sich erhöhen.
Kurve 3 zeigt den Verlauf der Siedekurve für eine andere poröse Schicht. Die zwar im
Bereich kleiner Wärmeströme eine Verbesserung bewirkt, sich dann aber stark abflacht und
die kritische Wärmestromdichte, im Gegensatz zur glatten Heizfläche, nicht eindeutig als
Maximum zu erkennen ist (Abbildung 2-1 Kurve 3). Die Kurve 4 zeigt den Bereich des
Filmsiedens, der im Falle dicker Beschichtungen in den Bereich kleiner Wandüberhitzungen
verschoben wird. KOVALEV ET AL. [32] begründen dies mit dem Temperaturgradienten in
der dicken Schicht, der das Blasensieden am Außenrand der Beschichtung aufrecht erhält
(Abbildung 2-1 Kurve 4).
Auch AFGAN ET AL. [1] untersuchten die Mechanismen der Blasenentstehung an glatten
und porös beschichteten Heizflächen. An glatten Heizflächen entstehen Dampfblasen
äußerlich an kleinen Vertiefungen (Keimstellen) der Heizfläche (Abbildung 2-2 (a)), während
bei porösen Beschichtungen der Dampf im Innern der Schicht erzeugt wird. Bei kleinen
Wärmestromdichten (Abbildung 2-2 (b)) ist die eigentliche Heizfläche am Fuße der porösen
Schicht noch mit Flüssigkeit benetzt. Die Flüssigkeit dringt in die Beschichtung durch die
kleinen Poren ein und verdampft an der Heizfläche und am porösen Körpergerüst, welches bei
Kontakt der Partikel ebenfalls überhitzt wird. Mit zunehmender Wärmestromdichte bildet sich
am Fuße der porösen Schicht ein kontinuierlicher Dampffilm aus (Abbildung 2-2 (c)), die
Heizfläche ist nicht mehr mit Flüssigkeit benetzt. AFGAN ET AL. [1] nehmen an, daß diese
Zustände auch beim unterkühlten Strömungssieden in einem beschichteten Verdampferrohr
anzutreffen sind, wo die Verdampfung in einer porösen Matrix erfolgt, und der Dampf
oberhalb der Blasenentstehung wieder in der kühleren Kernflüssigkeit kondensiert. Das
Blasensieden wird quasi durch die Beschichtung stabilisiert und somit länger aufrechterhalten.
18
(a) (b) (c)
Heizfläche
Heizfläche
Heizfläche
Flüssigkeit
Dampf
Abbildung 2-2: Dampfentstehungsprozeß nach AFGAN ET AL. [32] mit (a) Wachstum von
Dampfblasen an Siedekeimen bei glatter Heizfläche; (b) Blasenwachstum
durch Kanäle der porösen Beschichtung und (c) Sieden an einem Dampffilm
in der porösen Beschichtung
Mit den Annahmen von AFGAN ET AL. [1] lassen sich die Verläufe der Siedekurven für
poröse Beschichtungen von KOVALEV ET AL. [32] besser erläutern. Die in Abbildung 2-1
bei Kurve 1 ersichtliche Verschlechterung des Wärmeübergangs mit steigender
Wärmestromdichte läßt sich mit einem Wechsel von Zustand (b) nach (c) in Abbildung 2-2
erklären. Die mit der Kurve 2 dargestellte Hysterese kann mit einem Bestehenbleiben des
Dampffilms in der Beschichtung gemäß Zustand (c) in Abbildung 2-2 beim Rücklauf der
Siedekennlinie begründet werden. Durch eine dicke Beschichtung Kurve 3 in Abbildung 2-1
kann sich der Zustand (c) in Abbildung 2-2 schon bei kleinen Wärmestromdichten einstellen,
hier tritt eine Verschlechterung des Wärmeübergangs gegenüber der glatten Heizfläche ein.
KAPITEL 2. STAND DER FORSCHUNG 19
MALYSHENKO [43], [44] und ANDRIANOV ET AL. [3] gehen ebenfalls von
verschiedenen Mechanismen der Dampfentstehung in porösen Beschichtungen aus
(Abbildung 2-3).
Regime I
HeizflächeHeizfläche
Flüssigkeit
Dampf
Heizfläche
Regime II Regime III
Abbildung 2-3: Siedezustände nach MALYSHENKO [43]
• Regime I; Im Bereich kleiner Wärmestromdichten sind die dampferzeugenden
Zonen in der porösen Schicht nicht über dampfgefüllte Hohlräume miteinander
verbunden (Blasensieden).
• Regime II; Mit steigender Wärmestromdichte verbinden sich die dampfgefüllten
Poren über das gesamte System und es bildet sich ein dünner Dampffilm aus, der
sich im Körper der Beschichtung stabilisiert. Durch die Isolierwirkung des
Dampfes flacht sich die Siedekennlinie im Bereich des Blasensiedens ab
(Blasensieden).
• Regime III; Nach einer weiteren Erhöhung der Wärmestromdichte bildet sich über
der gesamten Beschichtung ein Dampffilm aus, dessen Dicke die der
Beschichtung überschreitet. Angaben zum instabilen Bereich des
Übergangssiedens werden nicht gemacht.
20
Neben der Schichtdicke, der Durchlässigkeit und der thermischen Leitfähigkeit des Materials
der porösen Schicht hängt nach MALYSHENKO [43] der Verlauf der Siedekurve bei porösen
Beschichtungen zusätzlich von der Porosität, der Verteilung der Porengröße, dem
Durchmesser der Partikel sowie der Form der Beschichtung und dem Typ des Porengitters ab.
Diese Beschichtungsparameter beeinflussen sich untereinander und sind stark vom
verwendeten Beschichtungsverfahren abhängig. Quantitative Aussagen bezüglich der
Abhängigkeiten werden jedoch nicht gemacht.
2.3 Datenlage zur CHF beim glatten Kreisrohr
GROENEVELD ET AL. [20] erkannten 1986 in ihrer Look-up Tabelle einen Mangel an
CHF-Messungen für den Bereich niedriger Drücke und Massenstromdichten und schlugen
vor, diesen Bereich genauer zu untersuchen. Diese Aussage ergibt sich auch aus der neuen
Look-up Tabelle von 1996 mit 22964 CHF-Messungen (GROENEVELD ET AL. [21]). Hier
befinden sich immer noch wenige Daten für Messungen der kritischen Wärmestromdichte für
den Bereich niedriger Drücke und Massenstromdichten. Auch die neueste und umfangreichste
Übersicht über die weltweite Datenlage der CHF-Messungen von HALL ET AL. [22] mit
29.560 CHF-Daten für senkrechte und aufwärts durchströmte glatte Rohre zeigt den gleichen
Sachverhalt.
KAPITEL 2. STAND DER FORSCHUNG 21
Die Tabelle 2-1 zeigt eine Zusammenstellung der verfügbaren CHF-Daten für niedrige
Drücke und niedrige Massenstromdichten (
p
< 1 MPa, m
< 400 kg/m2s).
Tabelle 2-1: CHF-Daten für senkrechte glatte Kreisrohre verschiedener Autoren
Datenquelle Datenmenge
p
, MPa m
, kg/m2ssub
T
∆
, K L/D
CLARK ET AL.
[15] 42 0,7-13,8 10-100 21-158 52
LOWDERMILK
ET AL.
[41]
74 0,1 27-420 75-78 25-100
BECKER ET AL.
[7] 93 0,22-1,19 102-406 42-157 46-105
HEWITT ET AL.
[24] 423 0,1-0,2 90-300 0-91 25-328
BABARIN ET AL.
[5] 64 2,94 50-400 8-112 80-150
ALAD`YEV
ET AL.
[2]
260 0,15-0,41 22-334 i
x= (-0,2) – 0 30-100
MISHIMA
[49] 79 0,1 10-1.800 2-5 57
WEBER
[65] 55 0,1-1,2 11-301 3-100 4,47
RUAN
[52] 162 0,1-1,0 12-208 3,5-65,8 44,3
YILDIZ
[68] 385 0,1-0,7 50-400 1-72,3 28,33; 38,75
22
Für die Vorausberechnung der kritischen Wärmestromdichte beim glatten Rohr existieren
viele Korrelationen. WEBER [65] identifizierte in seiner Arbeit die folgenden Korrelationen
für Aufwärtsströmung bei niedrigen Drücken und niedrigen Massenstromdichten in einem
senkrechten Rohr als die am geeignetsten:
• LOWDERMILK ET Al. [41]
• MACBETH [42]
• KATTO ET AL. [26]
In der Tabelle 2-2 wurden diese mit den in der letzten Zeit neu entwickelten Korrelationen
von WEBER [65], CHANG ET AL. [14], RUAN [52], SCHROEDER-RICHTER ET AL.
[56], VDI-Wärmeatlas [64], YILDIZ [68] und KUZMA-KICHTA ET AL. [37] ergänzt.
Zusätzlich werden in der Tabelle 2-2 die vorhandenen Korrelationen für den
Grenzdampfgehalt aufgeführt. Alle dargestellten Korrelationen sind empirische
Korrelationen. Ihre Anwendung ist stark auf den jeweiligen Gültigkeitsbereich beschränkt.
Extrapolationen über die Parametergrenzen hinaus führen meist zu unzuverlässigen
Ergebnissen. Ein Vergleich der CHF-Korrelationen mit den eigenen Meßdaten wird in Kapitel
4 und 6 durchgeführt.
LOWDERMILK ET AL. [41] bieten zur Berechnung der kritischen Wärmestromdichte zwei
Gleichungen an. Die Autoren geben die kritische Wärmestromdichte als Funktion von der
Massenstromdichte m
, dem Verhältnis DL und des inneren Rohrdurchmessers D an.
MACBETH [42] entwickelte ebenfalls zwei Korrelationen, jedoch gelten diese für
unterschiedliche Bereiche von Massenstromdichten. In Tabelle 2-2 wird nur die für den
Bereich kleiner Massenstromdichten gültige Korrelation dargestellt.
DOROSCHUK ET AL. [18] korrelieren nur den lokalen thermodynamischen Dampfgehalt
beim Auftreten der Siedekrise für den Bereich des Grenzdampfgehaltes. Die Autoren
berichten von einer Abhängigkeit des Grenzdampfgehaltes von Druck, Massenstromdichte
und Rohrinnendurchmesser.
KAPITEL 2. STAND DER FORSCHUNG 23
LEVITAN ET AL. [40] passen die Korrelation für den Grenzdampfgehalt von
DOROSCHUK ET AL. [18] weiter an. Die Korrelation von LEVITAN ET AL. [40] gilt nur
für Kreisrohre mit D= 8 mm Innendurchmesser.
KATTO ET AL. [26] berücksichtigen als Erste in ihrer Berechnungsgleichung den Einfluß
aller Strömungsmechanismen beim Auftreten der Siedekrise. Die Autoren teilen ihre
Korrelation in 4 Regime ein (N-, H-, L- und HP-Regime). Das N-Regime gilt für DNB
(Blasenströmung bis Schaumströmung, Abbildung 1-2 (a) bis (c)), das H-Regime bildet den
Übergangsbereich vom N-Regime zum L-Regime (Strähnen-Ringströmung, Abbildung
1-2 (d)) und das L-Regime gilt für Dryout (Ringströmung mit und ohne Entrainment,
Abbildung 1-2 (e)). Bei sehr hohem Druck wird das N-Regime durch das HP-Regime ersetzt.
Es wird hier demzufolge nicht berücksichtigt.
WEBER [65] verwendete für seine Korrelation nahezu die gleichen dimensionslosen
Kennzahlen wie KATTO ET AL. [26]. Er entwickelte eine Korrelation unter Verwendung
seiner eigenen CHF-Daten ( DL = 4,47) und erweiterte den Anwendungsbereich mit Hilfe
der von ihm erstellten CHF-Datenbank.
CHANG ET AL. [14] bieten eine CHF-Korrelation für aufwärts und abwärts durchströmte
senkrechte Kreisrohre speziell für den Fall mäßig hoher Drücke und niedriger
Massenstromdichten an.
RUAN [52] erstellt eine Korrelation unter Verwendung seiner eigenen CHF-Daten. In der
Korrelation wird der Einfluß von DL und der Eintrittsunterkühlung sub
T
∆
nicht
berücksichtigt.
Die Autoren SCHROEDER-RICHTER ET AL. [56], [55] entwickelten speziell eine
Korrelation zur Berechnung der kritischen Wärmestromdichte beim unterkühlten
Blasensieden (DNB). Für Dryout hat diese Korrelation keine Gültigkeit.
Der VDI-Wärmeatlas [64] bietet im Abschnitt Hbc unterschiedliche Gleichungen zur
Berechnung der kritischen Wärmestromdichte je nach Art der Entstehungsmechanismen der
Siedekrise (DNB oder Dryout) an. Auch zur Bestimmung des lokalen kritischen
Dampfgehalts werden je nach Strömungszustand verschiedene Korrelationen vorgestellt.
24
Allerdings gilt die Korrelation für DNB nicht für den Bereich mäßig hoher Drücke, so daß
hier nur die CHF-Korrelation für Dryout betrachtet wird.
YILDIZ [68] berücksichtigt bei der Entwicklung einer Korrelation die verschiedenen
Entstehungsmechanismen der Siedekrise. Für den Bereich des DNB entwickelte YILDIZ [68]
eine neue Korrelation unter Verwendung des Korrelationansatzes von SCHROEDER-
RICHTER ET AL. [56], [55]. Im Bereich des Grenzdampfgebietes (Dryout) wird der lokale
thermodynamische Dampfgehalt und die kritische Wärmestromdichte korreliert. Der
Gültigkeitsbereich der Grenzdampfkorrelation wurde mit Hilfe von Daten und Korrelationen
anderer Autoren erweitert. Für den Bereich des Microfilm-Dryout empfiehlt YILDIZ [68] die
Verwendung der Korrelationen von WEBER [65] oder CHANG ET AL. [14].
Auch KUZMA-KICHTA ET AL. [37], [36] geben für die drei Entstehungsmechanismen der
Siedekrise unterschiedliche Korrelationen an. Für DNB korrelieren KUZMA-
KICHTA ET AL. [36] nur die kritische Wärmestromdichte, dabei berücksichtigen sie die
Strömungsparameter und den Rohrinnendurchmesser. Für den Bereich des Dryout
entwickelten KUZMA-KICHTA ET AL. [37] eine Korrelation für den Grenzdampfgehalt. Im
Microfilm-Dryout werden die kritische Wärmestromdichte und der lokale thermodynamische
Dampfgehalt korreliert. Für die Korrelation der kritischen Wärmestromdichte erfolgt hier nur
die Verwendung der Massenstromdichte, andere Abhängigkeiten werden nicht berücksichtigt.
KAPITEL 2. STAND DER FORSCHUNG 25
Tabelle 2-2: CHF-Korrelationen verschiedener Autoren für glatte Kreisrohre
Autor: Korrelation für niedrige Drücke und niedrige Massenstromdichten:
LOWDERMILK
ET AL. [41]
Gültigkeitsbereich:
p = 0,1–0,738 MPa
sub
T
∆
= 0–78 K
w = 0,03–29,8 m/s
L/D = 25–250
()
85,0
85,0
2,0
cr m270DLDq ⋅= , wenn
()
2
DLm −
< 150 (2-1)
()
5,0
15,0
2,0
cr m1400DLDq ⋅= , wenn
()
2
DLm −
> 150 (2-2)
MACBETH
[42]
Gültigkeitsbereich:
p = 0,1–13,8 MPa
sub
T
∆
= 1–137 K
m
= 14–841 kg/m²s
D = 0,003–0,01 m
L = 0,15–3 m
()
(
)
()()
L/D410m158D
∆h∆h10m
10q 0,49
60,1
iv
6
6
cr +×
+⋅×
=× −
−
−
(2-3)
DOROSCHUK
ET AL.
[26]
Gültigkeitsbereich:
p = 1–16,7 MPa
m
= 750–3.000
kg/m²s
D = 8 mm
Für Grenzdampfgehalt gilt:
15,05,0
3
cr
2
crcr
bD
8
1000
m
p
p
62,7
p
p
3,10
p
p
53,339,0x
+
−
+=
−
(2-4)
mit
cr
p
p: Reduzierter Druck
LEVITAN ET AL.
[26]
Gültigkeitsbereich:
p = 1–16,7 MPa
m
= 750–3000 kg/m²s
D = 8 mm
Für Grenzdampfgehalt gilt:
5,032
b1000
m
98
p
68,0
98
p
04,2
98
p
57,139,0x
−
+
−
+= (2-5)
26
Tabelle 2-2: CHF-Korrelationen verschiedener Autoren für glatte Kreisrohre, Fortsetzung
Autor: Korrelation für niedrige Drücke und niedrige Massenstromdichten:
KATTO ET AL.
[26]
Gültigkeitsbereich:
l
g
ρρ
< 0,15
m
= 6–143571 kg/m²s
L/D = 5–940
+=
v
i
c0cr ∆h
∆h
K1qq (2-6)
für c0
q
stehen folgende Gleichungen zur Verfügung:
L-Regime: L/D
1
Lm
σρ
C
∆hm
q0,043
2
l
v
c01
=
(2-7)
H-Regime:
()
L/D0,00311
1
Lm
σρ
ρ
ρ
0,1
∆hm
q1/3
2
l
0,133
l
g
v
c02 +
=
(2-8)
N-Regime:
()
()
L/D0,00311
L/D
Lm
σρ
ρ
ρ
0,098
∆hm
q0,27
0,133
2
l
0,133
l
g
v
c03 +
=
(2-9)
C = 0,25 für L/D < 50
C = 0,25+0,0009 (L/D – 50) für L/D = 50 bis 150
C = 0,34 für L/D > 150
c01c0c02c01 qqqq =→≤
c02c01 qq > und c03c0c03c02 qqqq =→>
c02c0c03c02 qqqq =→≤
Der Unterkühlungsparameter K soll den größeren der folgenden beiden Werte
annehmen:
()
0,043
Lm
σρ
2
l
4C
1,043
K1
= oder
()
1/3
Lm
σρ
0,133
ρ
ρ
2
l
l
g
D/L0,0124
6
5
K2
+
=
WEBER
[65]
Gültigkeitsbereich:
p = 0,1–1,2 MPa
sub
T
∆
= 0–156,4 K
m
= 10–300 kg/m²s
D = 0,0013–0,0239m
L = 0,0434–1,2 m
L/D = 4,47–100
+
+
=
D
L
Dm
σρ
ρ
ρ
0,170,96
∆h
∆h
0,61
Dm
σρ
ρ
ρ
0,1274
∆hm
q
0,375
2
l
0,064
l
g
v
Sub
0,3907
2
l
0,2334
l
g
v
cr
(2-10)
KAPITEL 2. STAND DER FORSCHUNG 27
Tabelle 2-2: CHF-Korrelationen verschiedener Autoren für glatte Kreisrohre, Fortsetzung
Autor: Korrelation für niedrige Drücke und niedrige Massenstromdichten:
CHANG ET AL.
[14]
Gültigkeitsbereich:
p = 0,1–1,1 MPa
m
= -231–250 kg/m²s
D = 0,003–0,0239 m
L/D = 4,47–250
Die dimensionslose Wärmestromdichte *
cr
q
ist der kleinere der beiden
folgenden Werte *
crL
q
und *
crH
q
:
()
()
45,1
*
533,0
473,0*
cF
*
crL m
D
L
D01351,0qq
−
−
+= (2-11)
()
()
77,0
*
501,0
247,0*
cF
*
crH m
D
L
D05664,0qq
−
−
+= (2-12)
()
2
25,0
l
g
5,0*
H
*
cF
1
D
A
A
61,1
q
+
=
ρ
ρ
(2-13)
mit:
ρ∆λρ∆
gh
q
q
gv
cr
*
cr
=,
ρ∆λρ
g
m
m
g
*
=,
ρ∆
σ
λ
g
=,
λ
D
D*=.
RUAN
[52]
Gültigkeitsbereich:
p = 0,11–1,0 MPa
sub
T
∆
= 3–60 K
m
= 25–200 kg/m²s
D = 0,009 m
L/D = 44,33
0,074
2
l
0,1101
l
g
v
cr
Dm
σρ
ρ
ρ
0,009765
∆hm
q
=
(2-14)
SCHROEDER-
RICHTER ET AL.
[56]; [55]
Gültigkeitsbereich:
p ≤ 1,2 MPa
m
= 10–300 kg/m²s
Folgende Gleichung gilt nur für DNB:
()
2
SDNB
l
22
cr TT
MPa34,4
p
exp
Km
W
1100q −
=
(2-15)
mit:
lDNB
v
S
S
DNB p67,3p,
kgK
kJ
h
T
6,01
T
T=
−
=
∆
(2-16)
28
Tabelle 2-2: CHF-Korrelationen verschiedener Autoren für glatte Kreisrohre, Fortsetzung
Autor: Korrelation für niedrige Drücke und niedrige Massenstromdichten:
VDI-Wärmeatlas
[64]
Gültigkeitsbereich:
p = 0,49–2,94 MPa
m
= 200-5000 kg/m²s
D = 0,004–0,032 m
Für Dryout gilt:
()
p
cr eDmxq ⋅
−
−− ××= 1372,0
56,0
664,288 1000108447,1 (2-17)
()
p01715,0
07,0
333,0125,0
cr e1000Dmq795,10x ⋅
−
−− ×= (2-18)
YILDIZ
[68]
Gültigkeitsbereich:
• Für DNB:
p = 0,116–0,159 MPa
m
= 300–400 kg/m²s
L/D = 28,33
• Für Grenzdampf-
gehalt:
p = 0,11–16,7 MPa
m
= 50–3000 kg/m²s
D = 0,006–0,01 m
Für DNB gilt:
()
2
SDNB
l
22
cr TT
bar4,43
p
exp
Kcm
W
1728,0q −
=
(2-19)
mit SCHROEDER-RICHTER ET AL. [55]:
lDNB
v
S
S
DNB p67,3p,
kgK
kJ
h
T
6,01
T
T=
−
=
∆
(2-20)
Für Grenzdampfgehalt gilt:
()
255,0
39,0
smkg
1
1000
m
pF85,9
291,0
x39,1
2
b+
+
=
(2-21)
()
−+
+= 2
2p
bar
1
018,0exp987,0p
bar
1
00047,00199,0pF
Verwendung der Grenzdampfgehaltskorrelation für die kritische
Wärmestromdichte:
()
L
D
4
hhhx
hm
qvisb
v
cr
∆
∆
−+
=
(2-22)
Für die kritische Wärmestromdichte im Microfilm-Dryout gilt:
Anwendung der Korrelation von WEBER [65] oder CHANG ET AL. [14]
KAPITEL 2. STAND DER FORSCHUNG 29
Tabelle 2-2: CHF-Korrelationen verschiedener Autoren für glatte Kreisrohre, Fortsetzung
Autor: Korrelation für niedrige Drücke und niedrige Massenstromdichten:
KUZMA-KICHTA
ET AL.
[37], [36]
Gültigkeitsbereich:
• Für DNB:
p = 0,5 Mpa
m
= 200–10000
kg/m²s
D = 8 mm
• Für Grenzdampf-
gehalt:
p = 0,3–1,6 Mpa
m
= 100–600 kg/m²s
L/D = 250
• Für Microfilm-
Dryout:
p = 0,3–1,6 Mpa
m
= 30–100 kg/m²s
L/D = 250
Für DNB gilt:
SUB
26,0
S
25,0
g
l
5,0
g
v
3
cr
Dm
D
h101,9q
Ψ
µρ
ρ
σρ
∆
×= −
(2-23)
mit
()
25,0
Sp
v
v
piS
25,0
g
l
SUB Tc
h
h
cTT
65,11
−
+=
∆
∆ρ
ρ
Ψ
Für Grenzdampfgehalt gilt:
()
25,1
g
ll
28,0
4gllv
b
m
gh
q
3,641x
−
−=
ρ
ρ
σ
ν
ρρσρ∆
(2-24)
Für Microfilm-Dryout gilt:
2,1
cr m14,121q ⋅+= (2-25)
und
15,1
fcr C33,073,0x ⋅−= (2-26)
mit
()()
55,0
l
g
gl
2
g
2
fgg
m
C
⋅
−⋅
=
ρ
ρ
ρρσρ
Zusammenfassend zeigt sich, daß die Datenlage für CHF-Messungen bei glatten
Heizoberflächen im Bereich mäßig hoher Drücke und niedriger Massenstromdichten für
kleine Verhältnisse von DL noch lückenhaft ist. In neuester Zeit werden CHF-Korrelationen
in die verschiedenen Entstehungsmechanismen der Siedekrise (DNB, Dryout bzw.
Grenzdampfgebiet und Microfilm-Dryout) eingeteilt (KUZMA-KICHTA ET AL. [34],
YILDIZ [68]). Dies ist sicher sinnvoll, da hier unterschiedliche physikalische Bedingungen
beim Auftreten der Siedekrise vorliegen. Daher erfolgt auch in dieser Arbeit die Einteilung in
die unterschiedlichen Entstehungsmechanismen der Siedekrise.
30
2.4 Datenlage zur CHF beim innen porös beschichteten Kreisrohr
Experimentelle Untersuchungen zum Einfluß poröser Beschichtungen auf die kritische
Wärmestromdichte in senkrechten Kreisrohren liegen nur wenige vor. In den meisten Fällen
erfolgten die Untersuchungen nur im Bereich hoher Drücke oder sehr hoher
Massenstromdichten. Eine Auflistung der Untersuchungen erfolgt in Tabelle 2-3.
MEL`NIKOV ET AL. [47] untersuchten den Einfluß poröser Eisenoxid-Beschichtungen auf
die kritische Wärmestromdichte in einem Kreisrohr bei Aufwärtsströmung. Die Autoren
variierten die Schichtdicke und stellten eine zunehmende Verschlechterung mit steigender
Schichtdicke im Vergleich zum glatten Rohr fest.
LEONT`EV ET AL. [38] berichten von einer Steigerung der kritischen Wärmestromdichte
durch das Auskleiden der inneren Rohrwand mit einer porösen Filtergaze im Bereich hoher
Massenstromdichten und positiver Dampfgehalte. Für Ihre Experimente verwendeten die
Autoren horizontale Rohre mit ungleichförmiger Beheizung. Die Steigerung der kritischen
Wärmestromdichte erklären LEONT`EV ET AL. [38] durch die Zunahme der Turbulenz in
der Strömung durch die Verwendung der Gaze-Struktur.
Den Einfluß poröser Beschichtungen auf die CHF untersuchten KOVALEV ET AL. [31] an
einer anderen Geometrie. Die Autoren verwendeten einseitig beheizte horizontale
Rechteckkanäle mit verschiedenen porösen Beschichtungen. Für die beschichteten
Heizflächen ergab sich eine 3- bis 4-fache Verbesserung der kritische Wärmestromdichte
gegenüber dem glatten Rohr. KOVALEV ET AL. [31] stellten einen nur geringen Einfluß der
Porengröße auf das Verbesserungspotential bei poröser Beschichtung fest. Die Autoren
verwendeten allerdings nur sehr grobe Beschichtungen (Schichtdicken von 1 und 2 mm sowie
sehr große Partikeldurchmesser p
d> 63 µm).
KOMENDANTOV ET AL. [29] untersuchten den Einfluß einer porösen Kupfer-
Beschichtung an einem horizontalem Rohr mit ungleichförmiger Beheizung. Die Autoren
erhielten eine 2,5- bis 3-fache Verbesserung beim Rohr mit poröser Beschichtung bei großen
Massenstromdichten. Über eine Verbesserung der kritischen Wärmestromdichte bei kleinen
Massenstromdichten wird keine Aussage gemacht. Die Autoren erklären die Verbesserung der
kritischen Wärmestromdichte durch die Kapillarkraft in porösen Schichten. Sie verstärkt den
KAPITEL 2. STAND DER FORSCHUNG 31
Flüssigkeitstransport zur Heizfläche und führt somit zu einer besseren Benetzung der
Heizfläche. CHF-Untersuchungen mit verdrilltem Band ergaben dagegen nur eine
Verbesserung um den Faktor 1,5.
KOTOV ET AL. [30] führten Untersuchungen der kritischen Wärmestromdichte an innen
porös beschichteten Rohren beim Strömungssieden durch. Die Autoren stellten eine
Abhängigkeit des Einflusses poröser Schichten von der Massenstromdichte und dem Druck
fest. So zeigen die Daten z.B. bei einer Massenstromdichte von m
= 1500 kg/m2s für Drücke
p > 12 MPa eine Verbesserung und für Drücke p < 12 MPa eine Verschlechterung der
kritischen Wärmestromdichte.
KUZMA-KICHTA ET AL. [34], [35] verwendeten eine poröse Kupfer-Beschichtung für die
Untersuchungen des Einflusses poröser Schichten auf die kritische Wärmestromdichte. Die
CHF-Messungen erfolgten an einem horizontalen ungleichförmig beheizten Rohr im Bereich
negativer thermodynamischer Dampfgehalte am Eintritt der Rohrstrecke bei Variation der
Massenstromdichte und des Druckes. Für eine Massenstromdichte von m
= 200 kg/m2s
beobachten KUZMA-KICHTA ET AL. [34], [35] eine 3,5-fache Verbesserung infolge
poröser Beschichtung, die sich bei großen Massenströmen (m
= 3000–10.000 kg/m2s) auf
eine Verdopplung reduziert.
Im Bereich des Blasensiedens untersuchten KUZMA-KICHTA ET AL. [34] den Einfluß des
thermischen Widerstandes verschiedener poröser Beschichtungen auf das
Verbesserungpotential bei der Wärmeübertragung. Die ermittelten Daten belegen, daß bei
einer Abnahme des thermischen Widerstandes poröser Schichten eine Zunahme der
Verbesserung der Wärmeübertragung infolge poröser Beschichtungen erfolgt.
ZUEV ET AL. [70] untersuchten die CHF an senkrechten aufwärts durchströmten Rohren mit
und ohne poröser Beschichtung bei homogener Beheizung. Die Autoren berichten von einer
Reduzierung der kritischen Wärmestromdichte für Massenstromdichten m
< 1500 kg/m2s
und einer Verbesserung der kritischen Wärmestromdichte für Massenstromdichten
m
> 1500 kg/m2s gegenüber dem glatten Rohr. Die Autoren beschreiben, daß beim Erreichen
der Siedekrise der zeitliche Temperaturanstieg bei poröser Beschichtung langsamer erfolgt als
beim glatten Rohr.
32
Untersuchungen am Institut für Energietechnik der TU Berlin YILDIZ [68], YILDIZ ET
AL. [67] belegen bei bestimmten Randbedingungen eine Steigerung der kritischen
Wärmestromdichte bei innen porös beschichteten Rohren um maximal 41 % gegenüber
glatten Heizflächen. Diese experimentellen Untersuchungen wurden am Versuchsstand mit
lotrechter Kreisrohrmeßstrecke bei niedrigen Massenstromdichten (0 bis 400 kg/m² s) und
mäßig hohen Drücken (0,1 bis 0,7 MPa) durchgeführt. Es wurden vier Rohrstrecken
untersucht von denen zwei glatt und zwei innen porös beschichtet waren. Zwei Teststrecken
waren aus Inconel 600 mit einer Länge von 170 mm, glatt und innen porös beschichtet
(Schichtdicke 350 µm, Korngröße 80-100 µm und Porosität 60-70 %). Die übrigen zwei
Rohre bestanden aus Stahl 1X18H9T mit einer Länge von 310 mm, glatt und innen porös
beschichtet (Schichtdicke 180 µm, Korngröße 100-140 µm und Porosität 50 %). Die
Messungen fanden zum größten Teil im Übergangsbereich zwischen scheinbarem DNB und
Grenzdampfgebiet sowie im Übergangsbereich zwischen Grenzdampfgebiet und Microfilm-
Dryout statt. Erste Anfänge einer physikalischen Interpretation erklärten die Intensivierung
der kritischen Wärmestromdichte mit einem Wechsel der Entstehungsmechanismen der
Siedekrise, ausgelöst durch die poröse Beschichtung bei sonst gleichen Bedingungen. Die
Erkenntnisse für den untersuchten Parameterbereich wurden in Form einer neu entwickelten
Strömungskarte festgehalten. Aufgrund der unterschiedlichen Beschichtungsparameter und
der unterschiedlichen Materialien bei den verschiedenen Längen lassen die Daten keine
systematischen Untersuchungen des Einflusses der porösen Schicht zu. Da nur wenige Daten
im Bereich des scheinbaren DNB sowie im Bereich des Microfilm-Dryouts gewonnen werden
konnten, die jedoch für eine Abgrenzung der Übergänge zwischen den Strömungszuständen
nötig sind, besteht hier noch Untersuchungsbedarf.
KUZMA-KICHTA ET AL. [37] untersuchten den Einfluß poröser Nickel-Beschichtungen auf
die Verbesserung der kritischen Wärmestromdichte beim unterkühlten Blasensieden. Die
Experimente erfolgten in senkrechten einseitig beheizten Rechteckkanälen mit
unterschiedlichen Beschichtungsparametern unter Atmosphärendruck. Die Ergebnisse zeigten
eine Verbesserung des Wärmeübergangs im Bereich der kritischen Wärmestromdichte um
den Faktor 1,7. Für den Vergleich glatt/porös stand jedoch nur eine vollständig
funktionierende Teststrecke zur Verfügung, so daß der Einfluß der Beschichtungsparameter
besonders im kritischen und postkritischen Bereich nicht ausreichend untersucht werden
konnte.
KAPITEL 2. STAND DER FORSCHUNG 33
Tabelle 2-3: Experimente zum Einfluß poröser Beschichtungen auf die CHF gegenüber glatt
Datenquelle Beschichtung
p
, MPa m
,
kg/m2ssub
T
∆
, K e
xDL
MEL`NIKOV
ET AL.
[47]
• senkrechtes Rohr
• 7 – 35 % Ver-
schlechterung
Poröse Eisenoxid-
schicht
p
d= 1; 2; 55 µm
72500 –
3000
Keine
Angabe
(-0,2) –
0,15 29,16
LEONT`EV
ET AL.
[38]
• horizontales Rohr
• Verbesserung bei
großem m
und
c
r
x> 0.
• Verschlechterung
bei kleinem m
und
c
r
x< 0.
Poröse Innenaus-
kleidung in Form
von Filtergaze No.
120
6,8 –
13,73
1000 –
2000
Keine
Angabe
(-0,85) –
1,0
57,14;
81,42
KOVALEV
ET AL.
[31]
• horizontaler Recht-
eckkanal
• 3 bis 4-fache
Verbesserung
Bronze
δ
= 1; 2 mm
p
d= 63 – 100;
215 – 300;
300 – 400;
400 – 500 µm
ε
≈ 15; 35; 64 %
0,1 90 40 Keine
Angabe
Heiz-
fläche:
90 x 100
mm
KOMANDANTOV
ET AL.
[29]
• horizontales Rohr
• 3-fache
Verbesserung
Kupfer
δ
= 150 µm
p
d= 40 – 60 µm
ε
≈ 60 %
0,1 – 1,0 200 –
3000 25 – 98 Keine
Angabe 6,25
KOTOV ET AL.
[30]
• senkrechtes Rohr
• Verbesserung bei
p > 12 MPa und
m
= 1500 kg/m²s.
• Verschlechterung
bei p < 12 MPa und
m
= 1500 kg/m²s.
δ
= 180 – 300 µm
p
d= 50 – 63 µm
ε
≈ 60 %
δ
= 150 – 200 µm
6,9 – 17,6 500 –
2500
Keine
Angabe
Keine
Angabe
32,7;
65,62
34
Tabelle 2-3: Fortsetzung
Datenquelle Beschichtung
p
, MPa m
,
kg/m2ssub
T
∆
, K e
xDL
KUZMA-KICHTA
ET AL.
[35]
• horizontales Rohr
• 2 bis 3,5-fache
Verbesserung
Bronze
δ
= 120 µm
p
d= 40 µm
ε
≈ 60 %
0,1 – 1,0 200 –
10.000
Keine
Angabe
(-0,2) –
0,0 6,25
ZUEV ET AL.
[70]
• senkrechtes Rohr
• Verbesserung bei
m
> 1500 kg/m²s.
• Verschlechterung
bei
m
< 1500 kg/m²s.
δ
= 200 µm
p
d= 63 – 100 µm
ε
≈ 40 – 50 %
0,1 – 0,7 50 – 400 Keine
Angabe 0,1 – 1,0 125
YILDIZ
[68]
• senkrechtes Rohr
• 41% Verbesserung
• Für p > 0,1 MPa
Verschlechterung
Inconel 600
δ
= 350 µm
p
d= 80 – 100 µm
ε
≈ 60 – 70 %
sowie:
Stahl 1X18H9T
δ
= 180 µm
p
d= 100–140 µm
ε
≈ 50 %
0,1 – 0,7
0,1 – 0,7
50 – 400
50 – 200
3,4 – 72,8
5,3 – 71,3
0,0 – 0,87
0,5 – 0,93
28,33;
38,75
KUZMA-KICHTA
ET AL.
[33]
• senkrechter Recht-
eckkanal
• 1,7 bis 2-fache
Verbesserung
Nickel
δ
= 320 µm
p
d= 100 µm
ε
≈ 40 %
sowie:
Nickel
δ
= 150 µm
p
d= 40 µm
ε
≈ 60 %
0,1 10 – 200 3 – 20 < 0,0 Heiz-
fläche:
8 x 50
mm
KAPITEL 2. STAND DER FORSCHUNG 35
Die Tabelle 2-3 gibt einen Überblick über die Untersuchungen zum Einfluß poröser
Beschichtungen auf die CHF gegenüber glatten Heizflächen bei sonst gleichen
Versuchsbedingungen. In der Tabelle werden auch Untersuchungen an Rechteckkanälen und
waagerechten Rohren mit eingeschlossen.
Aus der Tabelle wird deutlich, daß Messungen des Wärmeübergangs einschließlich der
kritischen Wärmestromdichte beim Strömungssieden an porösen Beschichtungen in nur
unzureichendem Umfang vorliegen. Die Datenlage nimmt noch mehr ab, wenn die
Untersuchungen für Rechteckkanäle und horizontale Kreisrohre weggelassen werden.
Zusätzlich erfolgten die meisten CHF-Untersuchungen entweder bei sehr hohen Drücken oder
bei sehr hohen Massenstromdichten.
Korrelationen für die Vorausberechnung der kritischen Wärmestromdichte beim
Strömungssieden mit poröser Oberflächenbeschichtung sind kaum vorhanden. Die Tabelle
2-4 enthält eine Zusammenstellung aller dem Autor zum jetzigen Zeitpunkt bekannten
Korrelationen bei poröser Beschichtung in senkrechten Kreisrohren.
36
Tabelle 2-4: CHF-Korrelationen verschiedener Autoren für porös beschichtete Kreisrohre
Autor: Korrelation für niedrige Drücke und niedrige Massenstromdichten:
YILDIZ
[68]
Gültigkeitsbereich:
p = 0,18–0,76 MPa
sub
T
∆
= 3–70 K
m
= 200–400 kg/m²s
D = 0,006 m
L/D = 28,33
≈
δ
350 µm
≈
P
d 80–100 µm
≈
ε
= 60–70 %
Für DNB gilt (beschichtet):
191,0
2
l
269,0
l
g
v
cr
Dm
04,0
hm
q
=
σρ
ρ
ρ
∆
(2-27)
Für die kritische Wärmestromdichte im Grenzdampfgebiet erfolgt die
Verwendung der gleichen Korrelation wie beim glatten Rohr
Gleichung (2-21) und (2-22) (siehe Tabelle 2-2).
Für die kritische Wärmestromdichte im Microfilm-Dryout erfolgt die
Verwendung der Korrelation von WEBER [65] oder CHANG ET AL. [14]
(glattes Rohr, siehe Tabelle 2-2).
KUZMA-KICHTA
ET AL.
[34]
Gültigkeitsbereich:
p = 0,5 MPa
m
= 200–10000
kg/m²s
D = 8 mm
≈
δ
120 µm
≈
P
d 40 µm
≈
ε
= 60 %
Für DNB gilt (beschichtet):
PCSUB
26,0
S
25,0
g
l
5,0
g
v
3
cr
Dm
D
h101,9q
ΨΨ
µρ
ρ
σρ
∆
×= −
(2-28)
mit
()
25,0
Sp
v
v
piS
25,0
g
l
SUB Tc
h
h
cTT
65,11
−
+=
∆
∆ρ
ρ
Ψ
−+=
1,0
S
1,0
PC
Dm
25,01N44.01
µ
Ψ
und
()
m
S
iSgvmaxP
T4
TThD
N
−
=
σ
ρ∆
41630m
ef
+−=
λ
δ
()()
1
g
g
l
l
CM
2
31
2
31
CMef
1
111
−
++
−
−−+−=
λ
ε
λ
ε
λ
ε
εελλ
Für den Grenzdampfgehalt im Grenzdampfgebiet erfolgt die Verwendung der
gleichen Korrelation wie beim glatten Rohr Gleichung (2-24) (Tabelle 2-2).
Für die kritische Wärmestromdichte im Microfilm-Dryout erfolgt die
Verwendung der gleichen Korrelation wie beim glatten Rohr Gleichung
(2-25) und (2-26) (siehe Tabelle 2-2).
KAPITEL 2. STAND DER FORSCHUNG 37
2.5 Schlußfolgerung für die eigene Aufgabenstellung
Die Übersicht über die bisher durchgeführten Arbeiten zeigt einen deutlichen Bedarf an
Untersuchungen zum Einfluß poröser Beschichtungen auf die kritische Wärmestromdichte
beim Strömungssieden im Bereich mäßig hoher Drücke und niedriger Massenstromdichten.
Bislang erfolgten noch keine systematischen Untersuchungen zu diesem Thema, entweder
wurden die Strömungsparameter nur bei einer einzigen vorgegebenen porösen Beschichtung
und Geometrie variiert, oder es wurde der Effekt einer Variation der Sinterschicht bei festen
Strömungsparametern analysiert.
Erste Anfänge einer physikalischen Interpretation über den Einfluß poröser Beschichtungen
erklären die Intensivierung der kritischen Wärmestromdichte mit einem Wechsel der
Entstehungsmechanismen der Siedekrise vom Grenzdampfgebiet (Dryout) zum DNB,
ausgelöst durch die poröse Beschichtung bei sonst gleichen Versuchsbedingungen
(YILDIZ [68]). Die Frage, ob auch bei einem Wechsel des Mechanismus der Siedekrise vom
Microfilm-Dryout zum Grenzdampfgebiet infolge poröser Beschichtung eine Intensivierung
erfolgt oder wie sich der Einfluß poröser Beschichtungen mit variierten Parametern auf die
Siedemechanismen verhält, konnte bislang noch nicht geklärt werden. Grund dafür waren
mangelnde CHF-Daten bei glatten und porös beschichteten Rohren für den Bereich des DNB,
den Bereich des Microfilm-Dryouts sowie den Übergangsbereich zwischen Grenzdampfgebiet
und Microfilm-Dryout.
Die Aufgabe der vorliegenden Arbeit ist es, erstmalig den Einfluß definierter poröser
Beschichtungen auf die kritische Wärmestromdichte und deren Entstehungsmechanismen
beim Strömungssieden systematisch zu untersuchen. Zu diesem Zweck werden neben der
Korngröße der porösen Schicht auch die Eintrittsbedingungen (Massenstromdichte,
Eintrittsunterkühlung, Druck) variiert, so daß für ausgewählte Oberflächenbeschichtungen
CHF-Messungen bei gleichen Eintrittsbedingungen erfolgen. Angestrebt sind CHF-
Messungen für thermodynamische Dampfgehalte von 0 < cr
x < 1. Durch die Veränderung der
Rohrlänge bei festem Rohrinnendurchmesser D und durch geeignete Variation der
Strömungsparameter sollen die dabei auftretenden Entstehungsmechanismen der Siedekrise,
DNB, Grenzdampfgebiet und Microfilm-Dryout sowie deren Übergangsbereiche, realisiert
werden.
38
Die Datenlage für die kritische Wärmestromdichte am glattem Rohr ist bei kleinem Verhältnis
DL für den Bereich niedriger Massenstromdichte und mäßig hoher Drücke lückenhaft. Für
einen systematischen Vergleich des Einflusses poröser Beschichtungen auf die CHF bei
unterschiedlichen Strömungsregimen (0 < cr
x < 1, Abbildung 1-6) ist es daher notwendig, die
eigenen CHF-Messungen nicht nur an porös beschichteten Rohren, sondern auch für das
glatte Rohr unter gleichen Versuchsbedingungen durchzuführen.
Die im Rahmen dieser Forschungsarbeit ermittelten experimentellen Ergebnisse sollen sowohl
zur Entwicklung von Korrelationen für die speziellen Siedephänomene (DNB,
Grenzdampfgebiet und Microfilm-Dryout) als auch zur Weiterentwicklung theoretischer
Ansätze bzw. physikalischer Erklärungen zur Verbesserung der CHF beim Strömungssieden
infolge porös beschichteter Heizflächen dienen. Außerdem sollen mit den durchgeführten
Messungen die Datenbanken für kritische Siedezustände (z.B. Look-up Tabelle von
GROENEVELD ET AL. [21]) erweitert werden.
KAPITEL 3. EXPERIMENTELLES VERFAHREN 39
3 EXPERIMENTELLES VERFAHREN
Für die systematischen Untersuchungen der kritischen Wärmestromdichte stand eine
Versuchsanlage für Siedeexperimente unter Druck (VASEUD) zur Verfügung. Sie wurde im
Rahmen eines TU Berlin - EURATOM Forschungsprogramms (1986 – 1989) konzipiert und
errichtet. Der Versuchsstand diente neben der Ermittlung der kritischen Wärmestromdichte
(RUAN [52], YILDIZ [68]) auch zur Bestimmung kompletter Siedekurven (WEBER [65]).
Zur Anpassung an die vorliegende eigene Fragestellung wurde die Versuchsanlage umgebaut
und gleichzeitig ertüchtigt.
Ziel der Untersuchung ist die experimentelle Ermittlung der kritischen Wärmestromdichte in
kreisrunden, lotrechten und direkt beheizten Rohrstrecken in Abhängigkeit von der
Oberflächenbeschaffenheit der Heizfläche bei unterschiedlichen Strömungsmechanismen
(DNB, Dryout, Microfilm-Dryout und deren Übergangsbereiche). Die Versuchsanlage
arbeitet als ein System mit aufgeprägter Wärmestromdichte. Beim Überschreiten der
kritischen Wärmestromdichte steigt die Heizflächentemperatur mehr oder minder stark an.
Um eine thermische Zerstörung der Teststrecke zu vermeiden (Burnout), erfolgt eine
rechtzeitige Abschaltung der Heizleistung.
Die Versuchsanlage ermöglicht einen sicheren und automatischen Betrieb im folgenden
Parameterbereich:
• Systemdruck von 0,11 bis 0,7 MPa
• Massenstromdichte von 25 bis 300 kg/m2s
• Eintrittsunterkühlung von 15 bis 50 K
Der Systemdruck sowie die Eintrittstemperatur an der Testsektion werden automatisch
geregelt. Die Massenstromdichte wird manuell eingestellt. Als Arbeitsmedium dient
hochreines, entgastes Wasser.
40
Die Versuchsanlage besteht aus vier Hauptkomponenten: Einem Wasserkreislauf, einer direkt
beheizten Inconel 600 Kreisrohrmeßstrecke, einem Stromversorgungssystem für die
Teststrecke sowie einem Meßdatenerfassungssystem.
3.1 Der Wasserkreislauf
Die Hauptkomponenten des Wasserkreislaufs sind Förderpumpe, Druckhalter, Kondensator,
Vorwärmer, Nachkühler, drei Durchflußmeßgeber, einige Filter, ein Ionenaustauscher und
eine Testsektion.
Die Abbildung 3-1 zeigt den schematischen Aufbau der Versuchsanlage. Alle Komponenten,
Armaturen und Rohrleitungen, die mit dem Versuchsmedium „Reinstwasser“ Kontakt haben,
sind aus austenitischem Edelstahl (V4A, 1.4571) oder gleichwertigen Materialien (Inconel,
Edelstahlguß) gefertigt.
Die Pumpe (1) fördert das Kreislaufwasser durch die Turbinendurchflußmeßgeber (2) und (3)
oder deren Bypass in den Vorwärmer (4). Die Funktionalität des Vorwärmers (4) ist nur bei
großen Massenstromdichten gewährleistet. Kleine Massenstromdichten lassen sich nur über
den zwischen dem Vorwärmer (4) und Turbinendurchflußmeßgeber (5) liegenden Bypass
realisieren. Die Massenstromdichte wird mit Hilfe eines Kugelhahns direkt vor der
Testsektion (7) eingestellt. Ein kleinerer Vorwärmer (6) kompensiert die Wärmeverluste
zwischen dem Austritt aus dem Vorwärmer (4) und dem Eintritt in die Testsektion (7).
Oberhalb der Testsektion (7) wird die Rohrleitung auf NW 100 erweitert, der erzeugte Dampf
steigt störungsfrei auf und trennt sich von dem horizontal weggeführten Wasser. Über den
Nachkühler (11) und die Filterstrecke (12) wird der Kreislauf geschlossen. Der in der
Testsektion (7) erzeugte Dampf strömt über den Druckhalter (9) und wird im Kondensator
(10) kondensiert.
KAPITEL 3. EXPERIMENTELLES VERFAHREN 41
1234
5
6
7
8
9
10
11
12
13
1 Pumpe
2 Durchflußmeßgeber
3 Durchflußmeßgeber
4 Vorwärmer
5 Durchflußmeßgeber
6 Vorwärmer
7 Testsektion
8 Abblasventil
9 Druckhalter
10 Kondensator
11 Nachkühler
12 Filterstrecke
13 Leitfähigkeitsmeßzelle
Abbildung 3-1: Schemaskizze der Versuchsanlage
42
Die Verwendung von doppelt destilliertem Wasser, Filtern und Ionenaustauscher im Kreislauf
garantieren eine sehr hohe Wasserqualität (Leitfähigkeitswert < 0,1 µS/cm). Das Kühlwasser
(Stadtwasser) für Kondensator, Nachkühler und Pumpe wird filtriert. Zusätzlich wird das
Kühlwasser für den Kondensator enthärtet, um Ablagerungen auf der Kondensationsfläche zu
verhindern.
Ein komplettes Anlagenschutzsystem gewährleistet den sicheren Betrieb der Versuchsanlage.
Dazu gehören am Druckhalter und am Vorwärmer installierte elektronische Druckbegrenzer,
Sicherheitsventile, Temperaturbegrenzer und Füllstandswächter sowie weitere interne
Abschaltsysteme.
3.1.1 Regelung und Messung des Druckes
Die Regelung des Systemdrucks erfolgt über das Zusammenspiel von Druckhalter,
Kondensator und einem Regelsystem. Der Druckhalter (9) ist mit drei Heizgruppen versehen,
die jeweils eine Leistung von 5 kW, 7,5 kW und 15 kW haben. Der hier kontinuierlich
erzeugte Dampf und der Dampf aus der Testsektion werden im Kondensator (10) kondensiert
und gelangen als Flüssigkeit in den Druckhalter zurück. Durch Einstellung der
Kondensatorleistung, über den Massendurchfluß des Kühlwassers geregelt, wird der
Systemdruck automatisch bei einem vorgegebenen Wert festgehalten. Ein pneumatisches
Regelventil im Kühlwasserstrom des Kondensators, das durch ein PID-Reglerausgangssignal
gesteuert wird, ermöglicht eine schnelle Änderung der Kondensatorleistung. Der
Anlagendruck kann so während der Messungen mit einer Abweichung von ± 2 kPa geregelt
werden.
KAPITEL 3. EXPERIMENTELLES VERFAHREN 43
Die Messung des Druckes erfolgt mit Hilfe von drei Druckaufnehmern:
• Druckaufnehmer 1; Messung des Systemdrucks (im Druckhalter) Maximaldruck:
16 bar, Meßfehler: 1%
• Druckaufnehmer 2; Messung des Druckes am Eintritt der Testsektion
Maximaldruck: 10 bar, Meßfehler: 0,5%
• Druckaufnehmer 3; Messung des Druckes am Austritt der Testsektion
Maximaldruck: 10 bar, Meßfehler: 0,5%
Die Druckaufnehmer wurden mit Hilfe eines Feinmeßmanometers mit der Genauigkeit 0,1 %
vom Meßbereichsendwert kalibriert und der Zusammenhang Druck/Ausgangssignal durch
lineare Regression ermittelt.
Schwierigkeiten bei der Druckregelung treten bei mäßig hohem Druck (
p
= 0,7 MPa) und
gleichzeitig höheren Massenstromdichten der Testsektion D/L = 50 auf. In diesem Fall wird
im Bereich der kritischen Wärmestromdichte so viel Dampf in der Testsektion produziert, daß
die Kondensatorleistung sogar beim Ausschalten aller Heizelemente im Druckerzeuger nicht
mehr ausreicht. In der vorliegenden Arbeit kann dieses Problem mittels einer per Hand
einstellbaren zusätzlichen Kühlwasserströmung gelöst werden.
3.1.2 Regelung und Messung der Eintrittstemperatur
Im Vorwärmer (4) sind drei Heizgruppen installiert. Mit ihnen wird die Eintrittstemperatur
der Testsektion auf ca. ± 1 K konstant gehalten. Zwei der Heizgruppen werden manuell über
Drehstromtransformatoren eingestellt. Die dritte wird in einem geschlossenen Regelkreis
mittels Thyristorstellgliedern so eingestellt, daß die Austrittstemperatur aus dem Vorwärmer
bei einem vorgegebenen Wert festgehalten werden kann. Da bei kleinen Massenstromdichten
die automatische Regelung nicht stabil wird, ist ein Bypass nach dem Vorwärmer vorgesehen.
Er gewährleistet, daß der Durchfluß durch den Vorwärmer einen Minimalwert nicht
unterschreitet.
44
Eintritts- und Austrittstemperatur der Testsektion werden mit einem Pt-100
Widerstandsthermometer der Genauigkeitsklasse A in 4-Leitertechnik gemessen.
Die Eintrittsunterkühlung errechnet sich aus der Differenz der Sättigungstemperatur bei
Eintrittsdruck und der Eintrittstemperatur.
3.1.3 Messung und Einstellung des Massenstroms
Für die Messung des Volumenstroms stehen drei Durchflußmeßgeber der Firma Küppers
(zwei Turbinen, ein Peltonrad) mit folgenden Meßbereichen zur Verfügung:
• Durchflußmeßgeber A: von 1,0 bis 10,0 l/min
• Durchflußmeßgeber B: von 0,33 bis 1,48 l/min
• Durchflußmeßgeber C: von 0,05 bis 0,75 l/min
Der Meßfehler liegt bei 1-2 % vom Endwert des jeweiligen Meßbereiches. Zur Kontrolle
können die Volumendurchflußmesser gegeneinander verglichen werden. Die zur
Massenstrombestimmung benötigte Wassertemperatur wird mit einem NiCr-Ni
Thermoelement an der jeweiligen Meßstelle bestimmt.
Die Einstellung des Massenstroms erfolgt manuell mit einem Kugelhahn nahe dem Eintritt
der Testsektion.
3.1.4 Reinhaltung, Entgasung und Entlüftung des Wasserkreislaufes
Bei Untersuchungen des Wärmeübergangs beim Strömungssieden ist eine hohe Reinheit des
Wassers von großer Wichtigkeit. Das Kreislaufwasser stammt aus einem
Duo-Destillierautomaten und wird kontinuierlich mikro- und sterilfiltriert. Die Filter
ermöglichen eine nominelle Rückhaltung von Partikeln bis 0,2 µm. Die Qualität des Wassers
wird mit Hilfe einer Leitfähigkeitsmeßzelle ständig kontrolliert. Bei Überschreitung eines
KAPITEL 3. EXPERIMENTELLES VERFAHREN 45
Leitwertes von 0,1 µS/cm wird das Kreislaufwasser zusätzlich durch einen Ionenaustauscher
geleitet.
Die Entgasung des Kreislaufwassers erfolgt thermisch über den Druckhalter (9). Hier wird das
Wasser stets auf Sättigungstemperatur gehalten. Über einen Bypass wird ein Teil des
umgewälzten Wassers direkt in den Druckhalter von oben eingesprüht und so zum Sieden
gebracht. Freigesetzte Gase werden über ein elektromagnetisches Ventil in die Atmosphäre
geblasen. Ein niedriger elektrischer Leitwert des Wassers ist ein Hinweis für eine vollständige
Entgasung.
Für die Stabilität der Strömung ist eine gute Entlüftung des Kreislaufs von großer Bedeutung.
Diese geschieht an den dafür vorgesehenen Entlüftungsschrauben und Entlüftungsventilen.
3.2 Die Teststrecken
Für die experimentellen Untersuchungen stehen zwei glatte und vier innen porös beschichtete
Kreisrohrmeßstrecken zur Verfügung. Die Herstellung der porösen Beschichtung erfolgte am
Fraunhofer-Institut für Angewandte Materialforschung in Dresden durch Sintern. Alle Rohre
und Beschichtungen sind aus Inconel-600 gefertigt. Jeweils drei der sechs Teststrecken
besitzen die gleiche Länge, unterscheiden sich aber in den Parametern der Beschichtung. Dies
ermöglicht einen direkten Vergleich der experimentell ermittelten Daten.
Laut YILDIZ [67], [68] erfolgt eine Verbesserung der CHF durch einen Wechsel des
Strömungsregimes infolge poröser Beschichtung bei sonst gleichen Strömungsbedingungen.
Die Korrelation von KATTO ET AL. [26] enthält eine Angabe über die Strömungsform. Mit
Hilfe dieser Korrelation und der aus Vorversuchen gewonnenen Erkenntnisse (YILDIZ [68])
wurden die Längen der Testsektionen so gewählt, daß Messungen der kritischen
Wärmestromdichte im Bereich des scheinbaren DNB und Dryout (kurze Teststrecken) sowie
Messungen im Bereich des Dryout und Microfilm-Dryout (lange Teststrecken) und deren
Übergangsbereich zu erwarten sind.
46
Die Tabelle 3-1 gibt einen Überblick über die Längen der Testsektionen und deren
Beschichtungsparameter.
Tabelle 3-1: Eigenschaften der Testsektionen
Testsektion
Innendurch-
messer
D
, mm
Länge
L, mm
Partikeldurch-
messer
p
d, µm
Schichtdicke
δ
, µm
Porosität
ε
, %
Unbeschichtet 9450 Keine Keine Keine
Beschichtung 1 9450 30 – 40 300 60 – 75
Beschichtung 2 9450 60 – 80 300 60 – 75
Unbeschichtet 9127 Keine Keine Keine
Beschichtung 1 9127 30 – 40 300 60 – 75
Beschichtung 2 9127 60 – 80 300 60 – 75
An den Enden der Rohre wurden jeweils zwei Flansche angeschweißt. Die
Stromversorgungseinheiten der Gleichstromversorgung der Testsektion wurde an den
Flanschen montiert, so daß die Testsektion elektrisch direkt und homogen beheizt werden
kann. Die Testsektion ist von der Anlage elektrisch isoliert. Die Spannung wird direkt an der
Testsektion und der Strom direkt am Ausgang des Netzgerätes gemessen.
Zum Messen des mehr oder minder starken Anstiegs der Wandtemperatur beim Erreichen
oder Überschreiten der kritischen Wärmestromdichte werden Thermoelemente der Firma
Thermocoax Typ LKI 05/25 (Durchmesser: 0,5 mm, Länge: 250 mm) verwendet.
Von besonderer Bedeutung für die Genauigkeit der aus der Temperaturmessung berechneten
Verteilungen der Heizflächentemperatur und der Wärmestromdichten ist die Kalibrierung der
Thermoelemente. Zur Kalibrierung wurde ein vom Eichamt München geeichtes
Pt-100 Widerstandsthermometer in 4-Leitertechnik benutzt. Die Kalibrierung der
Thermoelemente fand unter betriebsähnlichen Bedingungen statt. Die sonst an der
KAPITEL 3. EXPERIMENTELLES VERFAHREN 47
Außenwand der Teststrecke befestigten Thermoelemente wurden in einem Kalibrierofen
direkt neben der laufenden Versuchsanlage auf 500° C erwärmt. Nach der Abschaltung des
Kalibrierofens konnte bei sehr langsam abfallender Temperatur der systematische Fehler
bestimmt werden. Die gemessenen systematischen Fehler der Thermoelemente waren
reproduzierbar und wurden bei der Datenauswertung mittels Approximationspolynomen
individuell korrigiert (siehe Abbildung 3-2).
Temperatur T, °C
System. Thermoelementfehler, K
Messung
Ausgleichskurve
-1,0
0,0
1,0
2,0
3,0
100 200 300 400 500
Abbildung 3-2: Beispiel für den gemessenen systematischen Thermoelementfehler, Vergleich
mit geeichtem PT-100
Es wurden 16 Thermoelemente für die langen und zunächst 8 Thermoelemente für die kurzen
Teststrecken an der Außenwand des Rohres fixiert. Die Befestigung der Thermoelemente
erfolgte durch Laserschweißen ohne zusätzlichen Materialauftrag, ausgeführt durch die
Laser- und Medizin-Technologie GmbH Berlin.
Bei Vorversuchen mit den kurzen Teststrecken zeigte sich, daß 8 Thermoelemente zur
sicheren Abschaltung der Stromversorgung nicht ausreichten. Es wurde um 180° versetzt eine
weitere Reihe von 8 Thermoelementen mittels Laser angebracht. Zur größeren Sicherheit
wurden die 16 Thermoelemente um 6 weitere ergänzt, diese wurden aber nur für die
Sicherheitsabschaltung verwendet und daher nur mit hochtemperaturfestem Keramikzement
fixiert.
48
Die porösen Beschichtungen wurden mit Hilfe eines Elektronenrastermikroskops am Institut
für Metallkunde der TU-Berlin untersucht. Korngröße, Schichtdicke und Porosität der
Beschichtungsparameter 1 und 2 wurden mit Hilfe von Schliffbildern und
Oberflächenaufnahmen der porösen Schicht an verschiedenen Stellen der Testsektionen
ermittelt. Abbildung 3-4 und Abbildung 3-5 zeigen die Oberflächenaufnahmen und
Schliffbilder der porösen Schicht mit den Beschichtungsparametern 1 und 2 nach Betrieb der
Teststrecken. Die Schliffbilder wurden an dem Ort gemacht, an dem die Siedekrise in den
meisten Fällen auftrat. Trotz der hohen Betriebszeiten von ca. 350 Betriebsstunden der
einzelnen Teststrecken, lassen sich hier keine Ablagerungen erkennen. Die Abbildung 3-3
zeigt die Korngrößenverteilung der Beschichtungen beider Beschichtungsparameter.
Zur Erhöhung der Sicherheit, d.h. zur Vermeidung einer thermischen Zerstörung der
Heizfläche (Burnout), werden die Signale von zehn Thermoelementen zu digitalen
Komparatoren geleitet. Die Komparatoren sind mit der Gleichstromversorgung der
Testsektion verbunden und bilden ein sogenanntes Burnout-Schutzsystem. Überschreitet eines
der Thermoelementsignale den am Komparator eingestellten Wert, so führt dies zu einer
Abschaltung der Stromversorgung. Abbildung 3-6 zeigt den schematischen Aufbau einer
Teststrecke und des Burnout-Schutzsystems. Als Isolierung gegen die Wärmeverluste der
Testsektion werden Mineralwolle und Rohrhalbschalen aus Steinwolle verwendet.
Die thermischen Eigenschaften von Inconel 600 wurden von der Herstellerfirma (Fa. Ethen)
bestimmt und sind im Anhang A1 angegeben.
Korndurchmesser dp, µm
Relative Häufigkeitsverteilung
0
0,2
0,4
0,6
10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
Beschichtungsparameter 1
Beschichtungsparameter 2
Abbildung 3-3: Korngrößenverteilung in der porösen Schicht
KAPITEL 3. EXPERIMENTELLES VERFAHREN 49
Abbildung 3-4: REM-Aufnahmen von Schnitt und Oberfläche der porösen Schicht mit den
Beschichtungsparametern 1 (100-fache Vergrößerung)
Abbildung 3-5: REM-Aufnahmen von Schnitt und Oberfläche der porösen Schicht mit den
Beschichtungsparametern 2 (100-fache Vergrößerung)
50
T16
.
T2
.
T1
.
T15
T14
T3
Thermoelemente
Komparator
Spannung U < 15V
DC Stromversorgung
Strom I < 2500A
Burnoutschutzsystem
oben
unten
Abbildung 3-6: Schema der Testsektion
KAPITEL 3. EXPERIMENTELLES VERFAHREN 51
3.3 Stromversorgung der Testsektion
Die Stromversorgung der Testsektion erfolgt mit Gleichstrom. Das Stromversorgungssystem
ist für eine Stromstärke von 2500 A bei einer Ansteuerung von max. 15 V ausgelegt. Sie kann
sowohl durch eine interne manuelle Einstellung als auch durch ein externes Signal gesteuert
werden. Die externe Steuerung ermöglicht eine lineare Erhöhung der aufgeprägten
Heizleistung mit der Zeit, siehe Abbildung 3-7.
P
U
τ
()
τ
UU =
() UUU
∆τ
+= R
U
P
2
=
U
τ
() UUU
∆τ
+=
Funktionsgenerator Analogrechner
U
τ
Signalformtransformator
() UUU
∆τ
+=
U
τ
DC Stromversorgung
τ
Teststrecke
Abbildung 3-7: Schaltbild des Regelsystems der Stromversorgung
Ein Funktionsgenerator erzeugt ein linear mit der Zeit ansteigendes Spannungssignal. Mit
einem Analogrechner wird dieses Signal verstärkt und nach Bedarf eine Offset-Spannung
hinzu addiert. Das Ausgangssignal des Analogrechners wird mit einem Signaltransformator in
ein parabolisch mit der Zeit ansteigendes Signal umgewandelt, so daß die Spannung des
Transistor-Netzgerätes auch parabolisch mit der Zeit ansteigt. Mit diesem Verfahren wird eine
lineare Steigerung der Heizleistung bzw. der Wärmestromdichte der Teststrecke erreicht.
52
Die zeitliche Veränderung der Heizleistung läßt sich über die Periode des Funktionsgenerators
bei vorgegebener Amplitude einstellen.
3.4 Die Meßwerterfassung
Alle Prozeßgrößen der Versuchsanlage liegen im Spannungsbereich von wenigen mV bis
maximal 15 V. Durch eine PC-gestützte Datenerfassungseinheit werden sie verstärkt,
digitalisiert, zeitlich gemittelt und umgerechnet.
Die Meßwerterfassung erfolgt mit einem Keithley Series 500 Measurement and Control
System zusammen mit einem IBM-PC AT 03. Ein SOFT 500 Softwarepaket steuert die
Erfassung der Daten, die Umwandlung in SI-Einheiten und das Abspeichern der Ergebnisse.
Alle Signale der Versuchsanlage laufen in eine modular aufgebaute Meßbox, die über eine
parallele Interfacekarte mit dem IBM AT 03 verbunden ist, siehe Abbildung 3-8. Die Daten
werden im ASCII-Code auf der Festplatte gespeichert und können mittels einer Diskette zur
weiteren Verarbeitung übertragen werden.
Das Meßwerterfassungsprogramm ermöglicht eine kontinuierliche Aufnahme und
Speicherung aller Parameter mit einer Abfragefrequenz von 10 Hz.
KAPITEL 3. EXPERIMENTELLES VERFAHREN 53
Meßsignale der Versuchsanlage
16 Thermoelemente
Temperatur
- am Durchflußmesser
- der Umgebung
- des Dampfes
Druck am
- Austritt der Teststrecke
- Eintritt der Teststrecke
- Durchflußmesser
- Systemdruck
- Strom der Teststrecke
- Spannung der Teststrecke
- Eintrittsttemperatur
Teststrecke
- Austrittstemperatur
Teststrecke
KEITHLEY SERIES 500 MEASUREMENT AND CONTROL SYSTEM
A/D Wandler
Meßkarte
AIM 7
Meßkarte
AIM 1
Meßkarte
AIM 3
Interface zum Rechner
IBM AT/03
Drucker Floppy Harddisk
Monitor
Abbildung 3-8: Aufbau der Meßwerterfassung
54
3.5 Berechnung der kritischen Wärmestromdichte
Bei Messungen mit gleichmäßiger und stationärer Wärmezufuhr ändert sich der Verlauf der
Wandtemperatur längs der Testsektion im Bereich des Blasensiedens nur geringfügig.
Vernachlässigt man die Wärmeverluste, dann ist die lokale Wärmestromdichte längs der
Teststrecke näherungsweise gleich der über die Heizfläche gemittelten Wärmestromdichte,
wobei U
L die Länge zwischen den Meßstellen der Spannung über die Teststrecke ist. Die
mittlere Wärmestromdichte berechnet sich aus:
U
DL
IU
q
π
=
. (3-1)
mit q
: Wärmestromdichte,
I
: Stromstärke,
U : Spannung,
U
L : Länge zwischen den Meßstellen der Spannung der Testsektion,
D : Innendurchmesser der Testsektion.
Die kritische Wärmestromdichte cr
q
ist dann die Wärmestromdichte q
, bei der die Siedekrise
auftritt.
Die Spannung Uund der Strom
I
wurden mit einer Genauigkeit von ± 0,5 % gemessen.
Berücksichtigt man einen zusätzlichen Fehler durch Wärmeverluste (eine Abschätzung ergab
± 1 %) so bekommt man eine Meßungenauigkeit, mit der die kritische Wärmestromdichte
bestimmt wird von ± 4 %.
Stimmt der Ort der Siedekrise mit dem Ort der oberen Meßstelle für den Spannungsabfall
überein, d.h. der Spannungsabfall im Rohr bis zum Ort der Siedekrise ist bekannt, so kann die
KAPITEL 3. EXPERIMENTELLES VERFAHREN 55
Berechnung der kritischen Wärmestromdichte nach der Formel (3-1) erfolgen (siehe
Abbildung 3-6). Bei den Messungen für Dryout ist dies immer der Fall. Anders bei den
Messungen für DNB, hier wird auf die Lösung des zweidimensionalen inversen
Wärmeleitproblems zurückgegriffen.
Das zweidimensionale inverse Wärmeleitproblem wurde von WILMS [66] gelöst und in
Mathematica 3.0 programmiert. Der Lösungsweg wird im folgenden nur kurz dargestellt.
..
..
.
.
.
.
.
.
dVqu
ζ
r
z
()
dz
z
dAq
dAqzz
zz
δ
δ
+
rr dAq
ζζ
dAq
zzdAq
()
ζ
δζ
δ
ζζ
ζζ
d
dAq
dAq+
()
dr
r
dAq
dAqrr
rr
δ
δ
+
drdzdA =
ζ
drdz2dAr
π
=
rdr2dAz
π
=
rdrdz2dV
π
=
Abbildung 3-9: Differentieller Bilanzraum innerhalb der Rohrwand
56
Aus dem differentiellen Bilanzraum innerhalb der Rohrwand (Abbildung 3-9) ergibt sich
unter Vernachlässigung der Wärmeleitung in
ζ
-Richtung die folgende Differentialgleichung
dVqdr
r
)Aq(
dz
z
)Aq(
0u
rrzz
+
∂
−
∂
−=
δδ
. (3-2)
Unter der Annahme, daß das Rohrmaterial homogen ist, gilt das Fouriersche Gesetz der
Wärmeleitung für homogene isotrope Kontinua in r- und z-Richtung,
()
r
T
Tqr∂
∂
−=
λ
(3-3)
und
()
z
T
Tqz∂
∂
−=
λ
. (3-4)
Die Temperaturabhängigkeit der Wärmeleitfähigkeit wird vernachlässigt (
()
Tf≠
λ
). Bei der
Berechnung des Temperaturfeldes in der Rohrwand wird die poröse Beschichtung
vernachlässigt.
Weiterhin gilt die Annahme der idealen Isolierung der Testsektion an sich und die Annahme
der idealen Isolierung der Testsektion an den Enden der Rohrstrecke (Anfang und Ende in z-
Richtung), d.h. es treten keine Wärmeverluste in z-Richtung auf. Die Genauigkeit der
Berechnung nimmt mit größerer Entfernung von den Randwerten zu.
Die direkte Beheizung der Teststrecke liefert die homogene Wärmeproduktionsdichte
Rohr
uV
IU
q⋅
=
. (3-5)
KAPITEL 3. EXPERIMENTELLES VERFAHREN 57
Für den stationären Fall ergibt sich nun mit den oben festgelegten Annahmen die
zweidimensionale Wärmeleitgleichung für den Zylinder
Inconel
u
2
2
2
2q
r
)z,r(T
r
1
r
)z,r(T
z
)z,r(T
0
λ
+
∂
∂
+
∂
∂
+
∂
∂
=(3-6)
mit den Randbedingungen der 1. Art
)z(T)z,Rr(T Raa == , (3-7)
)(),( LzTLzrT Ra === , (3-8)
)0z(T)0z,r(T Ra === (3-9)
und den Randbedingungen der 2.Art
0
r
)z,Rr(T a=
∂
=∂ , (3-10)
0
r
)0z,r(T =
∂
=∂ , (3-11)
0
r
)Lz,r(T =
∂
=∂ . (3-12)
58
Nach Anwendung des Produktansatzes
() ()()
rRzZz,rG = mit anschließender Trennung der
Variablen und Lösung der Besseldifferentialgleichung für
()
rR erhält man die analytische
Lösung mit modifizierter Besselfunktion
)zcos())rR((IAE
R
r
ln
2
Rq
4
rq
4
Rq
T)z,r(T nan
k
2n
nn
aInconel
2
au
Inconel
2
u
Inconel
2
au
Ra ⋅−⋅+
+−+= ∑
=
χχ
λλλ
(3-13)
mit
)
L
z
cos(
)z(T
ERa ⋅
=
π
,
)zcos(E
)zcos(AE)z(T
A
n
1n
i
iiRa
n
χ
χ
∑
−
−
=
und
L
n
n
π
χ
⋅
=.
Das daraus resultierende zweidimensionale Temperaturfeld in der Rohrwand ermöglicht die
Berechnung der örtlichen Wärmestromdichte an der Innenseite des Rohres (Heizfläche). Die
kritische Wärmestromdichte ist die Wärmestromdichte an dem Ort cr
z, an dem die Siedekrise
auftritt (identifiziert durch den nahezu sprunghaften Anstieg der gemessenen
Wandtemperatur):
() () ()( )
r
z,rRTz,RT
r
z,RrT
z,Rrq cricri
Inconel
cri
Inconelcricr
∆
∆
λ
δ
δ
λ
−−
−≈
=
−==
. (3-14)
KAPITEL 3. EXPERIMENTELLES VERFAHREN 59
3.6 Der Versuchsablauf
Vor jedem Versuch wird das Kreislaufwasser mindestens drei Stunden filtriert, entsalzt und
entgast. Für alle Messungen der kritischen Wärmestromdichte wird die Anlage von der
Atmosphäre getrennt. Bei manueller Steuerung der Kühlleistung des Kondensators wird der
Systemdruck langsam gesteigert. Ist der vorgesehene Systemdruck erreicht, wird von
manueller Steuerung auf automatische Regelung umgestellt. Der Druck wird jetzt auf ± 2 kPa
geregelt. Nun werden die Massenstromdichte sowie die Eintrittstemperatur der Testsektion
eingestellt.
Ist das System stabil, d.h. zeigt das Meßwerterfassungsprogramm eine Änderung der
relevanten Parameter (Druck, Unterkühlung und Massenstromdichte) kleiner ± 0,5 %
innerhalb einer Minute an, wird mit der Dauermessung begonnen. Mit dem
Funktionsgenerator wird die Wärmestromdichte linear mit der Zeit erhöht. Die
Steigerungsrate beträgt 0,024–0,048 W/cm2 pro Sekunde. Kommt es während der
Annäherung an die Siedekrise zu einer Temperaturerhöhung, wird der Funktionsgenerator
gestoppt. Daraus ergeben sich zwei Möglichkeiten:
• Die Temperatur steigt bei konstanter Heizleistung mehr oder minder stark mit der
Zeit an: Die Siedekrise ist erreicht bzw. überschritten. Der Komparator schaltet
bei einer vorgegebenen Temperatur (700°C) die Heizleistung ab.
• Die Temperatur steigt nicht weiter an: Die Siedekrise ist noch nicht erreicht, so
daß weiterhin Heizleistung aufgeprägt werden muß.
60
4 EXPERIMENTELLE ERGEBNISSE
4.1 Versuchsergebnisse
Insgesamt wurden 1125 Messungen der kritischen Wärmestromdichte bei mäßig hohen
Drücken in lotrechten, mit Wasser durchströmten und homogen beheizten Kreisrohren
durchgeführt. Es erfolgten 383 CHF-Messungen an glatten Rohren und 742 CHF-Messungen
an Kreisrohren mit ausgewählten porösen Beschichtungen. Die Eigenschaften der
verwendeten Testsektionen sind im Kapitel 3 in der Tabelle 3-1 dargestellt.
Bei der vorliegenden experimentellen Untersuchung der kritischen Wärmestromdichte
wurden zum Erreichen der unterschiedlichen Strömungsformen wie DNB, Grenzdampfgehalt,
oder Microfilm-Dryout neben der Geometrie der Teststrecken auch die Strömungsparameter
wie z.B. Massenstromdichte m
, Eintrittsunterkühlung sub
T
∆
und Druck
p
variiert. Einen
Überblick über den Versuchsparameterbereich der durchgeführten CHF-Messungen gibt die
Tabelle 4-1. Mit jeder Teststrecke der gleichen Geometrie wurden die gleichen
Parameterpaarungen angefahren, so daß hier ein direkter Vergleich zwischen den glatten und
den porös beschichteten Rohren erfolgen kann. Zur Überprüfung der Reproduzierbarkeit der
Ergebnisse wurde jede dieser Messungen für einen Parameterbereich drei bis viermal
wiederholt. Die Reproduzierbarkeit der gewonnenen Meßdaten lag im Bereich der
Meßungenauigkeit der kritischen Wärmestromdichte von ± 4 %.
Für die in diesem Kapitel nachfolgenden Diagramme wurde der arithmetische Mittelwert der
kritischen Wärmestromdichte gebildet.
Die Eingrenzung des Parameterbereichs der durchgeführten CHF-Messungen erfolgte zum
einen durch die Obergrenze der maximal zur Verfügung stehenden Heizleistung für die
Testsektion und zum anderen durch die Stabilitätsgrenze der Strömung.
So führt zum Beispiel der Einsatz von Zusatzheizungen zum Erreichen von Unterkühlungen
sub
T
∆
< 15 K bei mäßig hohen Drücken zu starken Schwankungen des Massenstroms und bei
niedrigen Drücken kommt es bei Messungen mit Eintrittsunterkühlungen sub
T
∆
> 50 K zu gut
hörbaren Kondensationsschlägen in der Testsektion.
KAPITEL 4. EXPERIMENTELLE ERGEBNISSE 61
Tabelle 4-1: Parameterbereiche der durchgeführten CHF-Messungen
Parameter Testsektionen der Geometrie
DL = 14,1
Testsektionen der Geometrie
DL = 50
Systemdruck
p
, MPa 0,12 / 0,4 / 0,7 0,12 / 0,4 / 0,7
Massenstromdichte
m
, kg/m2s25 / 50 / 100 / 200* / 300* 25 / 50 / 75 / 100 / 125 / 150 / 175
Eintrittsunterkühlung
sub
T
∆
, K 15 / 30 / 50 15 / 30 / 50
* keine CHF-Messung für das Rohr mit den Beschichtungsparametern 1 aufgrund zu geringer
zur Verfügung stehender Heizleistung
Grenzen des Versuchsparameterbereichs durch die maximal zur Verfügung stehenden
Heizleistung der Testsektion ergaben sich beim glatten Rohr bei mäßig hohem Druck von
p
= 0,7 MPa. Hier wurde für die kurzen Teststrecken ( DL = 14,1) ab einer
Massenstromdichte m
> 300 kg/m2s und bei den langen Testsektionen ( DL = 50) für
Massenstromdichten ab m
> 175 kg/m2s die CHF für das glatte Rohr nicht mehr erreicht.
Messungen der kritischen Wärmestromdichte für die Rohre mit poröser Beschichtungen
erfolgten hier nicht mehr, da keine CHF-Messungen für das unbeschichtete Rohr zum
Vergleich zur Verfügung standen. Für die beschichtete Teststrecke mit den
Beschichtungsparametern 1 und der Rohrgeometrie DL = 14,1 konnten bei einem Druck
von 0,7 MPa und einer Massenstromdichte von m
= 200 kg/m2s sowie 300 kg/m2s keine
Messungen der kritischen Wärmestromdichte erfolgen. Die maximal zur Verfügung stehende
Heizleistung von 490 W/cm2 war auch hier zu gering (Tabelle 4-1).
62
4.2 Messung der kritischen Wärmestromdichte
Bei DNB-Phänomenen wird das Auftreten der Siedekrise im mittleren Bereich der Teststrecke
erwartet. Bei Dryout-Phänomenen tritt dagegen die Siedekrise nahe dem Austritt der
Teststrecken auf. Der Dampfvolumenanteil in der Testsektion nimmt hier infolge der
homogenen Beheizung in Strömungsrichtung monoton zu, am Austritt ist der Dampfgehalt
am größten.
1
0
100
200
300
400
500
600
700
800
Temperatur, °C
Zeit, s * 10-1
1189
qcr = 468,13 W/cm2
q = 466,40 W/cm2
T6
p = 0,7 MPa
m = 300 kg/m2s
∆Tsub = 30 K
.
.
.
Strömungsrichtung
Zeit t, s
Abbildung 4-1: Zeitlicher Verlauf der Wandtemperatur längs der glatten Teststrecke beim
Auftreten der Siedekrise bei erhöhter Massenstromdichte und erhöhtem
Druck
Die Abbildung 4-1, Abbildung 4-2 und die Abbildung 4-3 zeigen den zeitlichen Verlauf der
Wandtemperatur längs der Teststrecken (technisch glatt) beim Auftreten der Siedekrise.
Zusätzlich sind die zu einem bestimmten Zeitpunkt aufgeprägten Wärmestromdichten
eingezeichnet. Jedem Temperaturverlauf ist ein Thermoelement auf der Rohraußenwand
zugeordnet.
KAPITEL 4. EXPERIMENTELLE ERGEBNISSE 63
1
0
100
200
300
400
500
600
700
800
Temperatur, °C
Zeit, s * 10-1
1164
q = 166,68 W/cm2
qcr = 168,37 W/cm2
T1
p = 0,7 MPa
m = 175 kg/m2s
∆Tsub = 30 K
.
.
.
Strömungsrichtung
Zeit t, s
Abbildung 4-2: Zeitlicher Verlauf der Wandtemperatur längs der glatten Teststrecke beim
Auftreten der Siedekrise bei mittlerer Massenstromdichte und erhöhtem
Druck
1
0
100
200
300
400
500
600
700
800
Temperatur, °C
Zeit, s * 10-1
1241
Strömungsrichtung
qcr = 24,82 W/cm2
q = 23,86 W/cm2
T1
T2
T3
p = 0,7 MPa
m = 25 kg/m2s
∆Tsub = 30 K
.
.
.
Zeit t, s
Abbildung 4-3: Zeitlicher Verlauf der Wandtemperatur längs der glatten Teststrecke beim
Auftreten der Siedekrise bei niedriger Massenstromdichte und erhöhtem
Druck
64
Maßgebend für das Auftreten der Siedekrise ist der zeitliche Verlauf der Temperatur an einem
der Thermoelemente bei festgehaltenem q
. Die Stromversorgung wird abgeschaltet, wenn die
an diesem Ort gemessene Temperatur 700 °C erreicht hat. Die zugehörige Wärmestromdichte
ist cr
q
. In Abbildung 4-1 trat die Siedekrise im Bereich nahe des Eintritts der Testsektion auf.
Bei Abbildung 4-2 und Abbildung 4-3 trat die kritische Wärmestromdichte am Austritt der
Testsektion auf.
Die folgenden Punkte fassen die wesentlichen Zusammenhänge der Abbildung 4-3,
Abbildung 4-2 und Abbildung 4-1 zusammen:
• Ab der kritischen Wärmestromdichte cr
q
ist der zeitliche Temperaturgradient für
eine erhöhte Massenstromdichte (Abbildung 4-1) steiler als der Gradient bei
mittlerer und geringer Massenstromdichte (Abbildung 4-2 und Abbildung 4-3).
Die Ursache für den flacheren Anstieg bei kleinerer Massenstromdichte ist auf
den Dryout zurückzuführen.
• Im Bereich der Heizleistungszufuhr zeigen sich in Abbildung 4-3 und Abbildung
4-2 hochfrequente Temperaturschwankungen. Auf Grund der kleinen
Zeitkonstante der Testsektion (eine Abschätzung ergab 2 ms) und einer
Ansprechzeit der Thermoelemente von 25 ms wird der Wechsel zwischen
Wiederbenetzung und Austrocknung der Heizfläche sichtbar. Ab der kritischen
Wärmestromdichte cr
q
erscheint der entscheidende Temperaturverlauf geglättet.
Der die Heizfläche benetzende Flüssigkeitsfilm ist an diesem Ort ausgetrocknet.
Die zeitlichen Temperaturverläufe für die Teststrecken glatt und porös beschichtet
unterscheiden sich in den Werten von cr
q
. Die folgende Tabelle zeigt eine Auswahl der
verschiedenen kritischen Wärmestromdichten für die Rohre glatt und beschichtet bei
L/D = 50 (m
= 25, 175 kg/m2s) sowie L/D = 14,1 ( m
= 300 kg/m2s) bei sonst gleichen
Versuchsparametern.
KAPITEL 4. EXPERIMENTELLE ERGEBNISSE 65
Für cr
q
wurde der arithmetische Mittelwert der Wiederholungsmessungen eingesetzt. Man
erkennt, daß poröse Beschichtungen in Abhängigkeit von den Beschichtungsparametern, der
Rohrgeometrie und der Strömungsparameter die Werte von cr
q
negativ oder positiv
beeinflussen können. Diese Beobachtung wird in den folgenden Kapiteln genauer untersucht.
Tabelle 4-2: Auswahl verschiedener kritischer Wärmestromdichten für die Rohre glatt und
beschichtet bei sonst gleichen Versuchsparametern ( DL = 50)
p
, MPa m
, kg/m2ssub
T
∆
, K cr
q
, W/cm² P1 cr
q
, W/cm² P2 cr
q
, W/cm²
0,7 300 30 468,13 Keine CHF 450,24
0,7 175 30 168,37 165,67 159,58
0,7 25 30 24,82 24,26 24,46
0,12 300 30 208,41 367,07 308,75
0,12 175 30 142,22 108,05 94,01
0,12 25 30 24,46 24,82 24,05
p
: Systemdruck m
: Massenstromdichte
sub
T
∆
: Eintrittsunterkühlung q
cr :q
CHF für glattes Rohr
q
crP1 :q
CHF für Beschichtungsparameter 1 q
crP2 :q
CHF für Beschichtungsparameter 2
4.3 Einfluß poröser Beschichtungen und Strömungsparameter
Die folgenden Kapitel, Kapitel 4.3.1 bis Kapitel 4.3.3, sollen den Einfluß der porösen
Beschichtung gegenüber dem unbeschichteten Rohr auf die kritische Wärmestromdichte in
Abhängigkeit von der Massenstromdichte, vom Druck und von der Eintrittsunterkühlung
verdeutlichen. Für eine bessere Übersicht wurde in den nachfolgenden Diagrammen der
arithmetische Mittelwert der Wiederholungsmessungen in jedem Parameterpaar abgebildet.
Die Daten werden mit den Korrelationen von MACBETH [42], KATTO ET AL. [26],
WEBER [65] und YILDIZ [68] (glattes Rohr) verglichen.
66
Zusätzlich wurde ein direkter Vergleich der ermittelten CHF-Daten zwischen glatter und
porös beschichteter Oberfläche erstellt. Die Werte der kritischen Wärmestromdichte bei
jedem Parameterpaar für die Messungen bei porös beschichteter Heizfläche ( 1crP
q
oder 2crP
q
)
und bei unbeschichteter Heizfläche ( cr
q
) wurden zueinander ins Verhältnis gesetzt
(cr1crP qq oder cr2crP qq ). 1crP
q
steht für die gemessene kritische Wärmestromdichte für die
Rohre mit den Beschichtungsparametern 1 und 2crP
q
steht für die gemessene kritische
Wärmestromdichte für die Rohre mit den Beschichtungsparametern 2.
4.3.1 Einfluß der Massenstromdichte
Die Abbildung 4-4 bis Abbildung 4-9 verdeutlichen den Einfluß der porösen Beschichtung
gegenüber dem unbeschichteten Rohr auf die kritische Wärmestromdichte in Abhängigkeit
von der Massenstromdichte bei einer festen Eintrittsunterkühlung von sub
T
∆
= 50 K. Die
Darstellungen erfolgen für einen Druck von
p
= 0,12; 0,4 und 0,7 MPa sowie für die
Geometrien DL = 50 (Abbildung 4-4) und DL = 14,1 (Abbildung 4-5).
Die Abbildung 4-4 und die Abbildung 4-5 zeigen im Bereich niedriger Massenstromdichten
einen annähernd linearen Anstieg der kritischen Wärmestromdichte mit zunehmender
Massenstromdichte sowohl bei den porös beschichteten Rohren als auch bei glatten Rohren.
Im Bereich hoher Massenstromdichten flacht der Anstieg für beschichtet und unbeschichtet
ab.
Für die CHF-Messungen mit den Rohren der Geometrie DL = 50 (Abbildung 4-4) nimmt
die kritische Wärmestromdichte mit steigender Massenstromdichte infolge poröser
Beschichtung ab. Bei einem Druck von
p
= 0,12 MPa zeigt sich bei poröser Beschichtungen
eine deutliche Verringerung der kritischen Wärmestromdichte oberhalb einer
Massenstromdichte von m
= 50 kg/m2s (Abbildung 4-4 (a)). Mit steigendem Druck nimmt
dieser Einfluß ab, so daß sich bei einen Druck von 0,7 MPa ein nur noch geringer negativer
Einfluß der porösen Beschichtung auf die kritische Wärmestromdichte ab einer
Massenstromdichte von m
> 125 kg/m2s bemerkbar macht (Abbildung 4-4 (c)). Weiterhin
fällt auf, daß die Verringerung der kritischen Wärmestromdichte bei der porösen Schicht mit
KAPITEL 4. EXPERIMENTELLE ERGEBNISSE 67
den Beschichtungsparametern 2 gegenüber dem glatten Rohr am größten ist (Abbildung
4-4 (a) und (b)). Die Korrelation von MACBETH [42] zeigt hier die beste Übereinstimmung
mit den gemessenen CHF-Daten. Die Gleichung von YILDIZ [68] (glattes Rohr) unterschätzt
die Daten (Abbildung 4-4). Für einen Druck von 0,12 MPa stimmt die Vorhersage von
YILDIZ [68] (glattes Rohr) zufälligerweise mit den Daten für das beschichtete Rohr überein
(Abbildung 4-4 (a)).
Für eine Rohrgeometrie von DL = 14,1 führen poröse Beschichtungen zu einer Erhöhung
der kritischen Wärmestromdichte gegenüber dem glatten Rohr bei sonst gleichen
Bedingungen (Abbildung 4-5). Eine eindeutige Erhöhung der kritischen Wärmestromdichte
erfolgt bei einem Druck von 0,12 MPa oberhalb einer Massenstromdichte von 25 kg/m2s für
die Beschichtung mit den Beschichtungsparametern 2 und für die poröse Beschichtung mit
den Beschichtungsparametern 1 ab einer Massenstromdichte von m
> 50 kg/m2s. Die
Korrelation von WEBER [65] zeigt bis zu einer Massenstromdichte von 100 kg/m2s die beste
Übereinstimmung für das glatte Rohr (Abbildung 4-5 (a)).
Bei mäßig hohen Drücken (Abbildung 4-5 (b) und (c)) ergibt sich bei der porösen
Beschichtung mit den Beschichtungsparametern 1 weiterhin ein positiver Effekt oberhalb
einer Massenstromdichte von m
= 100 kg/m2s. Hier konnte die kritische Wärmestromdichte
nicht immer erreicht werden, siehe Abbildung 4-5 (b) m
= 300 kg/m2s sowie Abbildung
4-5 (c) m
= 200 kg/m2s und 300 kg/m2s. Die vorhandene Gleichstromversorgung (15 V,
2500 A) der Testsektion reichte nicht aus. Für eine Rohrgeometrie von DL = 14,1 kann mit
der vorhandenen Gleichstromversorgung eine Wärmestromdichte von maximal 490 W/cm2
aufgeprägt werden. Die Beschichtung mit den Beschichtungsparametern 1 führte hier also zu
einer Verbesserung der CHF. Für die Beschichtung mit den Beschichtungsparametern 2 zeigt
sich bei mäßig hohen Drücken nur bei einem Druck von 0,7 MPa und einer
Massenstromdichte von 100 kg/m2s eine deutliche Erhöhung der kritischen
Wärmestromdichte (Abbildung 4-5 (c)).
Mit Zunahme des Druckes nimmt auch die Vorhersagegenauigkeit der Korrelationen von
KATTO ET AL. [26] und WEBER [65] zu. Die Korrelation von YILDIZ [68] (glattes Rohr)
dagegen überschätzt ab einer Massenstromdichte von 100 kg/m2s für alle Drücke die in dieser
Arbeit ermittelten CHF-Daten. Die Korrelation von MACBETH [42] unterschätzt die
kritische Wärmestromdichte. Sie liegt außerhalb ihres Gültigkeitsbereichs (Abbildung 4-5).
68
Technisch glatt
Beschichtungsparameter 1
Beschichtungsparameter 2
Kritische Wärmestromdichte q
cr
, W/cm
2
Massenstromdichte m, kg/m2s
L/D = 50
p = 0,7 MPa
∆Tsub = 50 K
Technisch glatt
Beschichtungsparameter 1
Beschichtungsparameter 2
Kritische Wärmestromdichte q
cr
, W/cm
2
Massenstromdichte m, kg/m2s
L/D = 50
p = 0,12 MPa
∆Tsub = 50 K
Technisch glatt
Beschichtungsparameter 1
Beschichtungsparameter 2
Kritische Wärmestromdichte q
cr
, W/cm
2
Massenstromdichte m, kg/m2s
L/D = 50
p = 0,4 MPa
∆Tsub = 50 K
(a)
(b)
(c)
0
60
120
180
0 25 50 75 100 125 150 175 200
MACBETH
KATTO ET AL.
WEBER
YILDIZ
0
60
120
180
0 25 50 75 100 125 150 175 200
MACBETH
KATTO ET AL.
WEBER
YILDIZ
0
60
120
180
0 25 50 75 100 125 150 175 200
MACBETH
KATTO ET AL.
WEBER
YILDIZ
Abbildung 4-4: Einfluß der porösen Beschichtung auf die kritische Wärmestromdichte bei
variierter Massenstromdichte (L/D = 50)
KAPITEL 4. EXPERIMENTELLE ERGEBNISSE 69
Technisch glatt
Beschichtungsparameter 1
Beschichtungsparameter 2
Kritische Wärmestromdichte q
cr
, W/cm
2
L/D = 14,1
p = 0,7 MPa
∆Tsub = 50 K
Technisch glatt
Beschichtungsparameter 1
Beschichtungsparameter 2
Kritische Wärmestromdichte q
cr
, W/cm
2
L/D = 14,1
p = 0,12 MPa
∆Tsub = 50 K
Technisch glatt
Beschichtungsparameter 1
Beschichtungsparameter 2
Kritische Wärmestromdichte q
cr
, W/cm
2
L/D = 14,1
p = 0,4 MPa
∆Tsub = 50 K
Massenstromdichte m, kg/m2s
Massenstromdichte m, kg/m2s
(a)
(b)
(c)
0
200
400
600
0 100 200 300 400
MACBETH
KATTO ET AL.
WEBER
YILDIZ
0
200
400
600
0 100 200 300 400
MACBETH
KATTO ET AL.
WEBER
YILDIZ
0
200
400
600
0 100 200 300 400
MACBETH
KATTO ET AL.
WEBER
YILDIZ
Obergrenze der Heizleistung
Massenstromdichte m, kg/m2s
Obergrenze der Heizleistung
Obergrenze der Heizleistung
Abbildung 4-5: Einfluß der porösen Beschichtung auf die kritische Wärmestromdichte bei
variierter Massenstromdichte (L/D = 14,1)
70
Einen direkten Vergleich der experimentell ermittelten CHF-Daten bei glatter und porös
beschichteter Heizfläche liefern die Abbildung 4-6 bis Abbildung 4-9.
Es werden die Abbildungen für einen Druck von
p
= 0,12 MPa dargestellt, da hier der größte
Einfluß der porösen Beschichtungen auf die kritische Wärmestromdichte gegenüber dem
glatten Rohr besteht. Die Darstellungen erfolgen für DL = 14,1 und DL = 50.
Aus der Abbildung 4-6 bis Abbildung 4-9 läßt sich erkennen, daß der Einfluß poröser
Beschichtungen auf die CHF nicht nur von der Massenstromdichte und dem Druck, sondern
auch von der Eintrittsunterkühlung abhängt. Der Einfluß poröser Beschichtungen auf die
kritische Wärmestromdichte kann positiv oder negativ sein.
Eine maximale Verringerung der kritischen Wärmestromdichte von 40 % wurde bei der
porösen Beschichtung mit den Beschichtungsparametern 2 und der Rohrgeometrie DL = 50
beobachtet (m
= 150 kg/m2s, sub
T
∆
= 15 K). Für die poröse Beschichtung mit den
Beschichtungsparametern 1 ergibt sich eine maximale Verschlechterung der CHF von 28 %
(m
= 175 kg/m2s, sub
T
∆
= 15 K).
Im Gegensatz dazu zeigt sich bei der Geometrie von DL = 14,1 ein positiver Effekt auf die
CHF infolge poröser Beschichtung. Eine maximale Verbesserung der kritischen Wärmestrom-
dichte erfolgt bei der porösen Beschichtung mit den Beschichtungsparametern 1 (Abbildung
4-8). Hier wurde gegenüber dem glatten Rohr eine maximale Steigerung von 80 % bei sonst
gleichen Versuchsbedingungen gemessen (m
= 200 kg/m2s, sub
T
∆
= 50 K). Bei der porösen
Schicht mit den Beschichtungsparametern 2 beträgt die maximale Verbesserung 58 %
(m
= 50 kg/m2s, sub
T
∆
= 50 K).
KAPITEL 4. EXPERIMENTELLE ERGEBNISSE 71
∆Tsub = 15 K
∆Tsub = 50 K
Massenstromdichte m, kg/m2s
q
crP1
/q
cr
0,5
0,8
1,0
1,3
1,5
0 50 100 150 200
Abbildung 4-6: Einfluß der Massenstromdichte auf die Abnahme der kritischen
Wärmestromdichte mit ( 1crP
q
) und ohne ( cr
q
) poröse Beschichtung
(DL = 50,
p
= 0,12 MPa, Beschichtungsparameter 1)
Massenstromdichte m, kg/m2s
q
crP2
/q
cr
∆Tsub = 15 K
∆Tsub = 50 K
0,5
0,8
1,0
1,3
1,5
0 50 100 150 200
Abbildung 4-7: Einfluß der Massenstromdichte auf die Abnahme der kritischen
Wärmestromdichte mit ( 2crP
q
) und ohne ( cr
q
) poröse Beschichtung
(DL = 50,
p
= 0,12 MPa, Beschichtungsparameter 2)
72
∆Tsub = 15 K
∆Tsub = 50 K
Massenstromdichte m, kg/m2s
q
crP1
/q
cr
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 100 200 300 400
Abbildung 4-8: Einfluß der Massenstromdichte auf die Intensivierung der kritischen
Wärmestromdichte mit ( 1crP
q
) und ohne ( cr
q
) poröse Beschichtung
(DL = 14,1,
p
= 0,12 MPa, Beschichtungsparameter 1)
∆Tsub = 15 K
∆Tsub = 50 K
Massenstromdichte m, kg/m2s
q
crP2
/q
cr
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 100 200 300 400
Abbildung 4-9: Einfluß der Massenstromdichte auf die Intensivierung der kritischen
Wärmestromdichte mit ( 2crP
q
) und ohne ( cr
q
) poröse Beschichtung
(DL = 14,1,
p
= 0,12 MPa, Beschichtungsparameter 2)
KAPITEL 4. EXPERIMENTELLE ERGEBNISSE 73
Wie die Abbildung 4-6 bis Abbildung 4-9 zeigen, nimmt der Einfluß der Eintrittsunter-
kühlung und der Einfluß der porösen Beschichtung auf die kritischen Wärmestromdichte im
Bereich niedriger Massenstromdichte mit steigender Massenstromdichte bis zu einem
Maximum zu. Bei weiter steigender Massenstromdichte nimmt der Einfluß der
Eintrittsunterkühlung ganz ab (Abbildung 4-8). Bei der porösen Beschichtung mit den
Beschichtungsparametern 2 zeigt sich dieser Effekt schon ab einer Massenstromdichte von
m
> 50 kg/m2s (Abbildung 4-9).
Bei weiterer Zunahme der Massenstromdichte erfolgt eine geringe Abnahme des positiven
Einflusses der porösen Beschichtung auf die kritischen Wärmestromdichte (Abbildung 4-9).
Das deckt sich im Prinzip mit den Messungen von KUZMA-KICHTA ET AL. [34], die im
Bereich niedriger Massenstromdichten eine 3,5-fache Verbesserung beobachteten, die mit
Zunahme der Massenstromdichte auf eine 2-fache Verbesserung abnahm.
4.3.2 Einfluß des Druckes
Der Einfluß poröser Beschichtungen auf die CHF gegenüber dem glatten Rohr in
Abhängigkeit vom Druck ist in Abbildung 4-10 bis Abbildung 4-15 wiedergegeben.
Die Visualisierung erfolgt bei einer Massenstromdichte von 50; 100 und 175 kg/m2s für die
Rohrgeometrie von L/D = 50 (Abbildung 4-10) sowie bei einer Massenstromdichte von 50,
200 und 300 kg/m2s bei einer Geometrie von L/D = 14,1 (Abbildung 4-11) unter Variation des
Druckes bei fester Eintrittsunterkühlung von 50 K.
Generell zeigen die Abbildung 4-10 und Abbildung 4-11 für alle Teststrecken eine Zunahme
der kritischen Wärmestromdichte mit steigendem Druck. Dieser Anstieg erfolgt im Bereich
niedriger Drücke relativ stark und flacht bis zu einem Druck von 0,7 MPa ab und ist mit
Zunahme der Massenstromdichte ausgeprägter. Für alle Teststrecken ( DL = 50 und
DL = 14,1) läßt sich eine deutliche Abhängigkeit des Einflusses poröser Beschichtungen auf
die kritische Wärmestromdichte vom Druck erkennen, ausgenommen die Teststrecke mit der
Länge 127 mm und den Beschichtungsparameter 1 (Abbildung 4-11 (b) und (c)).
74
Technisch glatt
Beschichtungsparameter 1
Beschichtungsparameter 2
Kritische Wärmestromdichte q
cr
, W/cm
2
Technisch glatt
Beschichtungsparameter 1
Beschichtungsparameter 2
Kritische Wärmestromdichte q
cr
, W/cm
2
Technisch glatt
Beschichtungsparameter 1
Beschichtungsparameter 2
Kritische Wärmestromdichte q
cr
, W/cm
2
Druck p, MPa
(a)
(b)
(c)
L/D = 50
m = 50 kg/m2s
∆Tsub = 50 K
Druck p, MPa
Druck p, MPa
L/D = 50
m = 100 kg/m2s
∆Tsub = 50 K
0
30
60
90
0,00,20,40,60,8
MACBETH
KATTO ET AL.
WEBER
YILDIZ
30
60
90
120
0,00,20,40,60,8
MACBETH
KATTO ET AL.
WEBER
YILDIZ
90
120
150
180
0,00,20,40,60,8
MACBETH
KATTO ET AL.
WEBER
YILDIZ
L/D = 50
m = 175 kg/m2s
∆Tsub = 50 K
Abbildung 4-10: Einfluß der porösen Beschichtung auf die kritische Wärmestromdichte bei
variiertem Druck (L/D = 50)
KAPITEL 4. EXPERIMENTELLE ERGEBNISSE 75
150
300
450
600
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8
MACBETH
KATTO ET AL.
WEBER
YILDIZ
Technisch glatt
Beschichtungsparameter 1
Beschichtungsparameter 2
Kritische Wärmestromdichte q
cr
, W/cm
2
Technisch glatt
Beschichtungsparameter 1
Beschichtungsparameter 2
Kritische Wärmestromdichte q
cr
, W/cm
2
Technisch glatt
Beschichtungsparameter 1
Beschichtungsparameter 2
Kritische Wärmestromdichte q
cr
, W/cm
2
Druck p, MPa
(a)
(b)
(c)
L/D = 14,1
m = 50 kg/m2s
∆Tsub = 50 K
Druck p, MPa
Druck p, MPa
L/D = 14,1
m = 200 kg/m2s
∆Tsub = 50 K
L/D = 14,1
m = 300 kg/m2s
∆Tsub = 50 K
0
150
300
450
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8
MACBETH
KATTO ET AL.
WEBER
YILDIZ
150
300
450
600
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8
MACBETH
KATTO ET AL.
WEBER
YILDIZ
Obergrenze der Heizleistung
Obergrenze der Heizleistung
Abbildung 4-11: Einfluß der porösen Beschichtung auf die kritische Wärmestromdichte bei
variiertem Druck (L/D = 14,1)
76
Die in Abbildung 4-10 ersichtliche Abnahme der CHF infolge poröser Beschichtung bei den
Teststrecken der Geometrie DL = 50 nimmt mit einer Steigerung des Druckes ab. Bei einem
Druck von
p
= 0,7 MPa ist kaum noch ein Einfluß poröser Beschichtungen zu erkennen.
Diese Beobachtung ist unabhängig von der Massenstromdichte und den in dieser Arbeit
verwendeten Beschichtungsparametern.
Bei niedriger Massenstromdichte treffen alle Korrelationen eine gute Vorhersage der
kritischen Wärmestromdichte für das glatte Rohr. Mit steigender Massenstromdichte nimmt
die Genauigkeit der Korrelationen von MACBETH [42], KATTO ET AL. [26] und
YILDIZ [68] (glattes Rohr) ab. Die beste Vorhersage über den gesamten Druckbereich macht
die Korrelation von WEBER [65] (Abbildung 4-10).
Bei den Testsektionen der Länge L= 127 mm ist auch die Abnahme des Effektes der porösen
Beschichtung mit steigendem Druck zu beobachten (Abbildung 4-11 (a)). Die Erhöhung der
kritischen Wärmestromdichte durch poröse Oberflächenbeschichtung nimmt ab. Diese
Aussage trifft jedoch nicht für alle Testsektionen zu (siehe Abbildung 4-11 (b) und (c)).
Während für die Teststrecken mit den Beschichtungsparametern 2 der positive Einfluß mit
steigendem Druck abnimmt und ab 0,4 MPa kein Einfluß mehr zu erkennen ist, bleibt der
positive Effekt auf die CHF durch poröse Beschichtung mit den Beschichtungsparametern 1
gegenüber glatt erhalten. Teilweise reicht hier die maximal mögliche erreichbare Heizleistung
von 490 W/cm2 nicht aus um die kritische Wärmestromdichte zu erreichen (Abbildung
4-11 (b) bei 0,7 MPa und Abbildung 4-11 (c) bei 0,4 sowie 0,7 MPa). Eine mögliche
Erklärung für diese Abweichungen bietet hier der Ort der Siedekrise. Im Gegensatz zu den
Teststrecken mit der Länge von 450 mm tritt bei den kurzen Testsektionen die Siedekrise
nicht immer am Austritt der Teststrecke auf. Die Parameterbereiche, bei denen der Ort der
Siedekrise vom Austritt der Teststrecke abweicht, sind für die glatte Testsektion und der mit
den Beschichtungsparametern 2 nahezu identisch. Für die Testsektion mit den
Beschichtungsparametern 1 trat die Siedekrise fast immer am Austritt der Teststrecke auf. Die
Korrelation von WEBER [65] zeigt wiederum die größte Vorhersagegenauigkeit (Abbildung
4-11).
KAPITEL 4. EXPERIMENTELLE ERGEBNISSE 77
In Abbildung 4-12 bis Abbildung 4-15 wird wie bereits in Kapitel 4.3.1 ein direkter Vergleich
zwischen den experimentell ermittelten CHF-Daten der Teststrecken mit und ohne poröser
Beschichtung durchgeführt, allerdings in Abhängigkeit des variierten Druckes.
∆Tsub = 15 K
∆Tsub = 50 K
Druck p, MPa
q
crP1
/q
cr
0,5
0,8
1,0
1,3
1,5
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8
Abbildung 4-12: Einfluß des Druckes auf die Abnahme der kritischen Wärmestromdichte
mit ( 1crP
q
) und ohne ( cr
q
) poröse Beschichtung
(DL = 50, m
= 175 kg/m2s, Beschichtungsparameter 1)
∆Tsub = 15 K
∆Tsub = 50 K
Druck p, MPa
q
crP2
/q
cr
0,5
0,8
1,0
1,3
1,5
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8
Abbildung 4-13: Einfluß des Druckes auf die Abnahme der kritischen Wärmestromdichte
mit ( 2crP
q
) und ohne ( cr
q
) poröse Beschichtung
(DL = 50, m
= 175 kg/m2s, Beschichtungsparameter 2)
78
∆Tsub = 15 K
∆Tsub = 50 K
Druck p, MPa
q
crP1
/q
cr
Obergrenze
der
Heizleistung
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8
Abbildung 4-14: Einfluß des Druckes auf die Zunahme der kritischen Wärmestromdichte
mit ( 1crP
q
) und ohne ( cr
q
) poröse Beschichtung
(DL = 14,1, m
= 200 kg/m2s, Beschichtungsparameter 1)
∆Tsub = 15 K
∆Tsub = 50 K
Druck p, MPa
q
crP2
/q
cr
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8
Abbildung 4-15: Einfluß des Druckes auf die Zunahme der kritischen Wärmestromdichte
mit ( 2crP
q
) und ohne ( cr
q
) poröse Beschichtung
(DL = 14,1, m
= 200 kg/m2s, Beschichtungsparameter 2)
KAPITEL 4. EXPERIMENTELLE ERGEBNISSE 79
Für die Teststrecken der Geometrie DL = 50 wurde eine Massenstromdichte von 175 kg/m2s
gewählt (siehe Abbildung 4-12 und Abbildung 4-13). Für die Testsektionen der Länge von
127 mm erfolgt die Darstellung bei einer Massenstromdichte von 200 kg/m2s (Abbildung
4-14 und Abbildung 4-15). Bei den gewählten Massenströmen zeigte sich jeweils der
maximale Einfluß der porösen Beschichtungen auf die CHF gegenüber dem glatten Rohr.
Die Abbildung 4-12 bis Abbildung 4-15 belegen eine Abnahme des negativen bzw. positiven
Effektes poröser Beschichtungen gegenüber glatt mit einem steigenden Druck bis 0,7 MPa.
Bei den Teststrecken der Geometrie DL = 50 (Abbildung 4-12 und Abbildung 4-13) läßt
sich neben der Abnahme des negativen Einflusses der porösen Beschichtung bei steigendem
Druck zusätzlich eine leichte Abnahme des Einflusses der Eintrittsunterkühlung auf die
kritische Wärmestromdichte erkennen.
Für die Teststrecken der Geometrie DL = 14,1 konnte nicht in allen Fällen die kritische
Wärmestromdichte gemessen werden. Für die Teststrecke mit den Beschichtungsparametern 1
reichte für einen Druck von 0,7 MPa die maximal zur Verfügung stehende Heizleistung nicht
aus (siehe Abbildung 4-14). Auch hier zeigt sich mit Abnahme des Effektes der porösen
Schicht auf die CHF eine leichte Abnahme des Einflusses der Eintrittsunterkühlung mit
zunehmenden Druck.
Bei einem Vergleich der CHF-Daten zwischen dem Rohr mit den Beschichtungsparametern 2
und dem glatten Rohr zeigt sich wiederum eine Abnahme des Einflusses, jedoch läßt sich kein
Einfluß der Eintrittsunterkühlung feststellen (Abbildung 4-15). Ab einem Druck von 0,4 MPa
zeigt sich hier auch kein Einfluß poröser Beschichtung auf die CHF gegenüber glatt.
80
4.3.3 Einfluß der Eintrittsunterkühlung
Der als letzter noch zu untersuchende Einflußparameter auf die kritische Wärmestromdichte
ist die Eintrittsunterkühlung. Die Abbildung 4-16 bis Abbildung 4-21 zeigen den Einfluß
poröser Oberflächenbeschichtungen gegenüber glatter Oberfläche auf die CHF in
Abhängigkeit von der Eintrittsunterkühlung bei einem festen Druck von 0,12 MPa. In
Abbildung 4-16 erfolgt die Darstellung für eine Rohrgeometrie von DL = 50 und einer
Massenstromdichte von m
= 25; 100 und 175 kg/m2s. Für die Geometrie von DL = 14,1
wurden Massenstromdichten von m
= 25; 200 und 300 kg/m2s gewählt (Abbildung 4-17).
Für einen gegebenen Druck, einer festen Massenstromdichte und fester Rohrgeometrie steigt
die kritische Wärmestromdichte annähernd linear mit steigender Eintrittsunterkühlung und
steigender Massenstromdichte (Abbildung 4-16 (b) und (c)). Dieser Effekt ist bei den
Teststrecken mit poröser Beschichtung stärker ausgeprägt als bei den Rohren ohne
Beschichtung. Diese Aussage gilt nur, wenn die Siedekrise am Austritt der Testsektion
auftritt.
Die Abhängigkeit von der Eintrittsunterkühlung wird von keiner der Korrelationen
berücksichtigt. Für eine niedrige Massenstromdichte haben auch hier alle Korrelationen eine
hohe Genauigkeit. Mit Zunahme der Massenstromdichte nimmt die Genauigkeit der
Vorhersage der CHF bei allen Korrelationen ab. Die Korrelation von KATTO ET AL. [26]
und WEBER [65] zeigen die größte Genauigkeit in der Vorhersage. Die Korrelation von
YILDIZ [68] (glattes Rohr) hat zufälligerweise eine gute Übereinstimmung mit den Daten für
das Rohr mit der porösen Beschichtung mit den Beschichtungsparametern 1 (Abbildung
4-16).
Erfolgt für die Rohre mit poröser Beschichtung immer ein Anstieg der CHF mit steigender
Eintrittsunterkühlung, so zeigt sich in Abbildung 4-16 (b) und (c) bei einen Druck von
0,12 MPa eine Abnahme der kritischen Wärmestromdichte beim glatten Rohr mit
zunehmender Unterkühlung bis sub
T
∆
= 50 K. Auch BERGLES [10] und YILDIZ [68]
KAPITEL 4. EXPERIMENTELLE ERGEBNISSE 81
berichten bei CHF-Messungen für
p
< 0,2 MPa und erhöhter Massenstromdichte von einem
Minimum im Kurvenverlauf cr
q
über sub
T
∆
beim glatten Rohr. Die Autoren erklären die
höheren kritischen Wärmestromdichten im Bereich kleinerer Eintrittsunterkühlung mit der
Zunahme der mittleren Geschwindigkeit, bedingt durch die Erhöhung des
Dampfvolumenanteils.
82
Technisch glatt
Beschichtungsparameter 1
Beschichtungsparameter 2
Kritische Wärmestromdichte q
cr
, W/cm
2
Technisch glatt
Beschichtungsparameter 1
Beschichtungsparameter 2
Kritische Wärmestromdichte q
cr
, W/cm
2
Technisch glatt
Beschichtungsparameter 1
Beschichtungsparameter 2
Kritische Wärmestromdichte q
cr
, W/cm
2
Eintrittsunterkühlung ∆Tsub, K
(a)
(b)
(c)
L/D = 50
m = 25 kg/m2s
p = 0,12 MPa
L/D = 50
m = 100 kg/m2s
p = 0,12 MPa
L/D = 50
m = 175 kg/m2s
p = 0,12 MPa
Eintrittsunterkühlung ∆Tsub, K
Eintrittsunterkühlung ∆Tsub, K
0
30
60
90
0 15304560
MACBETH
KATTO ET AL.
WEBER
YILDIZ
30
60
90
120
015304560
MACBETH
KATTO ET AL.
WEBER
YILDIZ
60
100
140
180
0 15304560
MACBETH
KATTO ET AL.
WEBER
YILDIZ
Abbildung 4-16: Einfluß der porösen Beschichtung auf die kritische Wärmestromdichte bei
variierter Eintrittsunterkühlung (L/D = 50)
KAPITEL 4. EXPERIMENTELLE ERGEBNISSE 83
180
280
380
480
0 15304560
MACBETH
KATTO ET AL.
WEBER
YILDIZ
130
230
330
430
0 15304560
MACBETH
KATTO ET AL.
WEBER
YILDIZ
Technisch glatt
Beschichtungsparameter 1
Beschichtungsparameter 2
Kritische Wärmestromdichte q
cr
, W/cm
2
Technisch glatt
Beschichtungsparameter 1
Beschichtungsparameter 2
Kritische Wärmestromdichte q
cr
, W/cm
2
Technisch glatt
Beschichtungsparameter 1
Beschichtungsparameter 2
Kritische Wärmestromdichte q
cr
, W/cm
2
Eintrittsunterkühlung ∆Tsub, K
(a)
(b)
(c)
L/D = 14,1
m = 25 kg/m2s
p = 0,12 MPa
L/D = 14,1
m = 200 kg/m2s
p = 0,12 MPa
L/D = 14,1
m = 300 kg/m2s
p = 0,12 MPa
Eintrittsunterkühlung ∆Tsub, K
Eintrittsunterkühlung ∆Tsub, K
CHF trat in der Mitte
der Testsektion auf
CHF trat in der Mitte
der Testsektion auf
0
100
200
300
015304560
MACBETH
KATTO ET AL.
WEBER
YILDIZ
Abbildung 4-17: Einfluß der porösen Beschichtung auf die kritische Wärmestromdichte bei
variierter Eintrittsunterkühlung (L/D = 14,1)
84
Ist die Massenstromdichte sehr gering (Abbildung 4-16 (a) und Abbildung 4-17 (a)) oder tritt
die Siedekrise im mittleren Bereich der Testsektion auf (Abbildung 4-17 (b) und (c)), läßt sich
kein wesentlicher Einfluß der Eintrittsunterkühlung auf die kritische Wärmestromdichte für
die Testsektionen mit und ohne poröser Beschichtung erkennen.
Bei der beschichteten Teststrecke mit den Beschichtungsparameter 1 trat in Abbildung
4-17 (b) die Siedekrise am Austritt des Rohres auf. Hier nimmt mit steigender
Eintrittsunterkühlung die kritische Wärmestromdichte zu.
Die nachfolgenden Abbildungen (Abbildung 4-18 bis Abbildung 4-21) zeigen wieder den
direkten Vergleich zwischen porös beschichteter und glatter Heizfläche, diesmal in
Abhängigkeit von der Eintrittsunterkühlung.
Die Darstellungen erfolgen für einen Druck von 0,12 MPa und mit den gleichen
Massenstromdichten wie bei den vorherigen Abbildungen.
Wie die Abbildung 4-18 bis Abbildung 4-21 zeigen, hat die Eintrittsunterkühlung einen
Einfluß auf den Effekt der porösen Beschichtung. Der Einfluß ist abhängig von den
Strömungsparametern.
In Abbildung 4-18 und in Abbildung 4-19 erfolgt für eine Rohrgeometrie von DL = 50 und
m
= 100 und 175 kg/m2s eine Abnahme des negativen Einflusses poröser Beschichtungen mit
zunehmender Eintrittsunterkühlung. Bei einer Massenstromdichte von 25 kg/m2s zeigt sich
kein wesentlicher Einfluß auf den Effekt poröser Beschichtungen.
Bei den kurzen Rohren (L = 127 mm) zeigt sich in einem direkten Vergleich zwischen dem
glatten Rohr und den Rohren mit Oberflächenbeschichtung bei bestimmten
Versuchsparametern eine Verstärkung des positiven Effektes poröser Beschichtungen auf die
CHF.
In Abbildung 4-20 trifft dies für eine Massenstromdichte von 200 kg/m2s zu (Vergleich glatt
und poröse Beschichtung mit den Beschichtungsparametern 1). Der Ort der Siedekrise bei der
beschichteten Teststrecke war der Austritt. Beim glatten Rohr trat die Siedekrise in der Mitte
des Rohres auf.
KAPITEL 4. EXPERIMENTELLE ERGEBNISSE 85
Eine leichte Zunahme des Einflusses poröser Beschichtungen mit steigender
Eintrittsunterkühlung läßt sich bei einem Vergleich glatt mit poröser Beschichtung 2 schon
bei einer Massenstromdichte von 25 kg/m2s erkennen, siehe Abbildung 4-21.
Eintrittsunterkühlung ∆Tsub, K
q
crP1
/q
cr
m = 25 kg/m2s
m = 100 kg/m2s
m = 175 kg/m2s
0,5
0,8
1,0
1,3
1,5
0 15304560
Abbildung 4-18: Einfluß der Eintrittsunterkühlung auf die Abnahme der kritischen
Wärmestromdichte mit ( 1crP
q
) und ohne ( cr
q
) poröse Beschichtung
(DL = 50,
p
= 0,12 MPa, Beschichtungsparameter 1)
Eintrittsunterkühlung ∆Tsub, K
q
crP2
/q
cr
m = 25 kg/m2s
m = 100 kg/m2s
m = 175 kg/m2s
0,5
0,8
1,0
1,3
1,5
015304560
Abbildung 4-19: Einfluß der Eintrittsunterkühlung auf die Abnahme der kritischen
Wärmestromdichte mit ( 2crP
q
) und ohne ( cr
q
) poröse Beschichtung
(DL = 50,
p
= 0,12 MPa, Beschichtungsparameter 2)
86
q
crP1
/q
cr
m = 25 kg/m2s
m = 200 kg/m2s
m = 300 kg/m2s
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 15304560
Eintrittsunterkühlung ∆Tsub, K
Abbildung 4-20: Einfluß der Eintrittsunterkühlung auf die Zunahme der kritischen
Wärmestromdichte mit ( 1crP
q
) und ohne ( cr
q
) poröse Beschichtung
(DL = 14,1,
p
= 0,12 MPa, Beschichtungsparameter 1)
q
crP2
/q
cr
m = 25 kg/m2s
m = 200 kg/m2s
m = 300 kg/m2s
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
015304560
Eintrittsunterkühlung ∆Tsub, K
Abbildung 4-21: Einfluß der Eintrittsunterkühlung auf die Zunahme der kritischen
Wärmestromdichte mit ( 2crP
q
) und ohne ( cr
q
) poröse Beschichtung
(DL = 14,1,
p
= 0,12 MPa, Beschichtungsparameter 2)
KAPITEL 4. EXPERIMENTELLE ERGEBNISSE 87
Tritt die Siedekrise im mittleren Bereich der Teststrecke auf, zeigt sich kein wesentlicher
Einfluß der Eintrittsunterkühlung auf den Effekt der porösen Schicht (m
= 300 kg/m2s in
Abbildung 4-20 sowie m
= 200 und 300 kg/m2s in Abbildung 4-21).
Zusammenfassend läßt sich sagen, daß der Einfluß poröser Beschichtungen auf die kritische
Wärmestromdichte abhängig von den Strömungsparametern wie Massenstromdichte, Druck
und Eintrittsunterkühlung sowie der Rohrlänge und der Art der porösen Beschichtung
verschlechternd als auch verbessernd ist.
In Abhängigkeit vom Parameterbereich nimmt in dieser Arbeit mit steigendem Druck der
Einfluß poröser Beschichtungen ab und mit steigender Massenstromdichte zu. Die
Eintrittsunterkühlung hat nur in bestimmten Parameterbereichen einen Einfluß auf die CHF.
Tritt die Siedekrise am Austritt der Testsektion auf und ist die Massenstromdichte groß
genug, steigt mit zunehmender Eintrittsunterkühlung auch die kritische Wärmestromdichte.
Dieser Effekt ist bei poröser Oberflächenbeschichtung bei sonst gleichen Bedingungen stärker
ausgeprägt. Daraus ergibt sich bei den Rohren der Länge 450 mm eine Abnahme des
negativen Einflusses poröser Beschichtungen und bei den Rohren der Länge 127 mm eine
Steigerung des positiven Einflusses poröser Beschichtungen.
Die poröse Beschichtung mit den Beschichtungsparametern 2 bei einer Rohrgeometrie von
L/D = 50 zeigt den stärksten die CHF verringernden Einfluß gegenüber glatt. Dagegen hat die
poröse Beschichtung mit den Beschichtungsparametern 1 bei einer Geometrie von L/D = 14,1
die größte Steigerung der kritischen Wärmestromdichte gegenüber dem glatten Rohr.
Wie sich zeigt, führt die alleinige Betrachtung dieser 3 Einflußparameter (m
,
p
, sub
T∆) zu
keiner zufriedenstellenden Aussage über den Einfluß poröser Beschichtungen auf die kritische
Wärmestromdichte. Wie beobachtet, hängt der Effekt poröser Beschichtungen auch vom Ort
der Siedekrise ab. Die im Rohr jeweils vorherrschende Strömungsform ist somit ein weiterer
Einflußparameter und wird im folgenden Kapitel 5 genauer untersucht.
88
5 DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE
Für eine systematische Untersuchung des Einflusses porös beschichteter Oberflächen auf die
CHF erfolgt in diesem Kapitel zuerst eine Einteilung der CHF-Daten in die zugehörige
Strömungsform (DNB, Grenzdampfgebiet oder Microfilm-Dryout) im jeweiligen
Parameterbereich. Weiter erfolgt eine Analyse des Zusammenhanges zwischen dem
auftretenden Strömungsmechanismus der Siedekrise und dem Einfluß poröser
Beschichtungen auf die kritische Wärmestromdichte.
5.1 Erkennen der Strömungsform
Um die Mechanismen der Siedekrise besser beschreiben zu können, ist es notwendig, den
dabei vorliegenden Strömungszustand zu berücksichtigen. In der Literatur werden
verschiedene Möglichkeiten zur Bestimmung der Strömungsform erwähnt:
• Die Anwendung von Strömungskarten,
• die Regimeunterscheidung nach KATTO ET AL. [26],
• die Analyse der Heizflächentemperatur und
• die Darstellung der kritischen Wärmestromdichte cr
q
über dem kritischen
Dampfgehalt cr
x (siehe Kapitel 1).
YILDIZ [68] führte in ihrer Arbeit einen Vergleich dieser vier Möglichkeiten durch. Die
Darstellung cr
q
über cr
x zeigte sich im vorliegenden Parameterbereich als geeignet; sie wird
im folgenden verwendet.
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 89
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
c
r
wahres DNB
Grenzdampfgebiet
scheinbares DNB
Microfilm - Dryout
(mit Sprühkühlung)
01
Blasensieden
Ringströmung
Ringströmung mit sehr dünnem
Flüssigkeitsfilm an der Wand
Bereich eigener
CHF-Messungen
Bereich der
Messungen Yildiz
= Grenzdampfgehalt
xb
Abbildung 5-1: Prinzipieller Verlauf der kritischen Wärmestromdichte in Abhängigkeit vom
thermodynamischen Dampfgehalt mit b
x = Grenzdampfgehalt
Die Abbildung 5-1 zeigt den typischen Verlauf der kritischen Wärmestromdichte in
Abhängigkeit vom zugehörigen thermodynamischen Dampfgehalt für Wasser. Für den
Bereich cr
x < b
x liegt DNB als Mechanismus der Siedekrise vor. YILDIZ [68] spricht vom
wahren DNB für cr
x ≤ 0 und vom scheinbaren DNB für 0 <
cr
x< b
x. Der
VDI-Wärmeatlas [64] macht keine Unterscheidung. Bei cr
x = b
x (Phänomen des
Grenzdampfgehaltes) ist die kritische Wärmestromdichte nahezu unabhängig vom
thermodynamischen Dampfgehalt. In diesem Bereich liegt Ringströmung vor und Dryout
führt zur Siedekrise. Dampfgehalte von b
x< cr
x< 1 werden mit Microfilm-Dryout (auch
Deposition Controlled Burnout) bezeichnet. Charakterisiert wird dieser Bereich durch eine
Ringströmung mit sehr dünnem Flüssigkeitsfilm an der Rohrwand und einer Sprühströmung
im Kern (VDI-Wärmeatlas [64]).
90
YILDIZ [68] beobachtete im Bereich niedriger Dampfgehalte eine Verbesserung der
kritischen Wärmestromdichte in Verbindung mit einem Wechsel des Strömungsregimes vom
Grenzdampfgebiet zu scheinbarem DNB infolge poröser Beschichtung bei sonst gleichen
Versuchsbedingungen (siehe Abbildung 5-1). Ob eine Intensivierung der CHF durch poröse
Beschichtung auch ohne einen Wechsel des Strömungsregime bei Dampfgehalten cr
x> 0
auftritt, konnte bislang nicht geklärt werden.
Die eigenen Messungen der kritischen Wärmestromdichte wurden daher in einem breiten
Bereich niedriger und hoher Dampfgehalte (0 < cr
x< 1) durchgeführt.
Der in der Darstellung cr
q
über cr
x verwendete kritische Dampfgehalt ist der
thermodynamische Dampfgehalt am Ort der Siedekrise. Er wird mit Hilfe einer Energiebilanz
bestimmt:
V
E
'
V
cr
cr h
hh
Dh m
L q 4
x
∆∆
−
−=
(5-1)
mit cr
x: kritischer Dampfgehalt
cr
q
: kritische Wärmestromdichte
m
: Massenstromdichte
V
h
∆
: Verdampfungsenthalpie bei Sättigungsdruck und Sättigungstemperatur
'
h: Eintrittsenthalpie der gesättigten Flüssigkeit
E
h: Eintrittsenthalpie der Flüssigkeit bei Eintrittstemperatur
L: Länge der Testsektion
D: Innendurchmesser der Testsektion
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 91
Die Kurvenverlauf cr
q
über cr
x kann sowohl durch eine variierte Rohrlänge als auch durch
eine variierte Unterkühlung dargestellt werden. In dieser Arbeit erfolgt die Darstellung des
Kurvenverlaufs cr
q
über cr
x bei fester Rohrlänge. Der variierte Parameter ist die
Eintrittsunterkühlung. Die Abbildung 5-2 zeigt den typischen Kurvenverlauf für die drei
unterschiedlichen Strömungsregime scheinbares DNB, Grenzdampfgebiet und Microfilm-
Dryout bei variierter Eintrittsunterkühlung am Beispiel des glatten Rohrs. In den weiter
folgenden Abbildungen werden zum Vergleich auch die Daten für die Rohre mit
Beschichtung dargestellt. Hier wird die Variation der Eintrittsunterkühlung von Werten
kleiner sub
T
∆
zu Werten großer sub
T
∆
zur besseren Übersicht nur mit einem Pfeil
gekennzeichnet (Abbildung 5-3 bis Abbildung 5-15).
∆Tsub = 50 K
∆Tsub = 30 K
∆Tsub = 15 K
scheinbares DNB Grenzdampfgebiet Microfilm-Dryout
∆Tsub
∆Tsub ∆Tsub
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
(a) (b) (c)
p = 0,7 MPa
m = 200 kg/m²s
L/D = 14,1
.p = 0,7 MPa
m = 25 kg/m²s
L/D = 50
.
p = 0,7 MPa
m = 125 kg/m²s
L/D = 50
.
90
105
120
135
150
0,50 0,67 0,83 1,00
0
15
30
45
60
0,82 0,87 0,92 0,97
200
300
400
500
600
-0,10 0,00 0,10 0,20
Abbildung 5-2: Typischer Verlauf der CHF-Daten bei variierter Eintrittsunterkühlung bei
unterschiedlichen Strömungsregimen: scheinbares DNB (a),
Grenzdampfgebiet (b) und Microfilm-Dryout (c) (glattes Rohr)
In den folgenden cr
q
über cr
x-Diagrammen (Abbildung 5-3 bis Abbildung 5-15) werden die
Messungen der kritischen Wärmestromdichte für Rohre mit und ohne poröser Beschichtung in
den für diese Arbeit interessanten Parameterpaaren ( m p, ) dargestellt. Die Darstellung aller
Parameterbereiche ( m p, ) erfolgt im Anhang.
92
5.1.1 Erkennen der Strömungsform für die Rohre mit der Geometrie
L/D = 50
In diesem Kapitel erfolgt die Zuordnung der Strömungsform für die Rohre glatt und
beschichtet für die Geometrie L/D = 50. Die Darstellung erfolgt für die Drücke von 0,1 MPa
und 0,7 MPa bei ausgewählten Massenstromdichten.
Die Strömungsparameter für die Abbildung 5-3, Abbildung 5-4 und Abbildung 5-5 lauten:
• Druck
p
= 0,7 MPa,
• Massenstromdichte m
= 25, 75, und 150 kg/m²s,
• Eintrittsunterkühlung sub
T
∆
= variiert (15, 30 und 50 K).
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
L/D = 50
m = 150 kg/m2s
p = 0,7 MPa
∆Tsub = variiert
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
∆Tsub
120
135
150
165
180
0,50 0,67 0,83 1,00
Abbildung 5-3: Verlauf der kritischen Wärmestromdichte in Abhängigkeit vom kritischen
Dampfgehalt bei glattem und porös beschichteten Rohren und erhöhtem
Druck (Grenzdampfgebiet, DL = 50)
Die Meßergebnisse bei glattem und porös beschichteten Rohr zeigen einen nahezu vertikalen
Anstieg im Verlauf cr
q
über cr
x (Abbildung 5-3). Sie liegen im Bereich des
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 93
Grenzdampfphänomens, einem Bereich in dem Entrainment und Deposition vorliegen. Es
kommt bei der Ausbildung der Ringströmung im unteren Bereich des Rohres zu einem Abriß
von größeren Flüssigkeitstropfen, die sich am Rohrende teilweise wieder ablagern. Variiert
man die Eintrittsunterkühlung, so macht sich dieser Effekt verstärkt bemerkbar. Bei großer
Eintrittsunterkühlung wird die Heizfläche durch die Ablagerung kälterer Flüssigkeitstropfen
stärker abgekühlt und die kritische Wärmestromdichte wird zu höheren Werten bei nahezu
gleichbleibendem Dampfgehalt verschoben.
Die Ergebnisse für die beschichteten Rohre zeigen in Abbildung 5-3 verringerte Werte für die
kritische Wärmestromdichte und eine größere Spreizung der Daten für unterschiedliche
Unterkühlungen. Dies läßt sich durch die Zunahme des Entrainment bei poröser Beschichtung
erklären. Hier zeigt sich der größte Einfluß bei der porösen Schicht mit den
Beschichtungsparametern 2 (Abbildung 5-3).
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
L/D = 50
m = 75 kg/m2s
p = 0,7 MPa
∆Tsub = variiert
∆Tsub
60
75
90
105
120
0,80 0,90 1,00
Abbildung 5-4: Verlauf der kritischen Wärmestromdichte in Abhängigkeit vom kritischen
Dampfgehalt bei glattem und porös beschichteten Rohren und erhöhtem
Druck (Übergang zum Microfilm-Dryout, DL = 50)
94
Für eine Massenstromdichte von m
= 75 kg/m²s liegen alle Daten im Übergang vom
Grenzdampfgebiet zum Microfilm-Dryout (siehe Abbildung 5-4). Es zeigt sich kein
wesentlicher Unterschied der Daten zwischen den Rohren mit und ohne Beschichtung. Der
Dampfvolumenanteil ist bei poröser Schicht leicht erhöht.
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
L/D = 50
m = 25 kg/m2s
p = 0,7 MPa
∆Tsub = variiert
Kritischer Dampfgehalt xcr
∆Tsub
0
15
30
45
60
0,82 0,87 0,92 0,97
Abbildung 5-5: Verlauf der kritischen Wärmestromdichte in Abhängigkeit vom kritischen
Dampfgehalt bei glattem und porös beschichteten Rohren und erhöhtem
Druck (Microfilm-Dryout, DL = 50)
In der Abbildung 5-5 haben die Kurvenverläufe für glatt und beschichtet einen nahezu
horizontalen Verlauf. Sie sind dem Mechanismus des Microfilm-Dryout zuzuordnen. Die
Ablagerung feinster Flüssigkeitstropfen an der Rohrwand verlagern den Kurvenverlauf bei
niedriger kritischer Wärmestromdichte zu höherem Dampfvolumenanteil (Deposition
Controlled Burnout).
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 95
Die porösen Schichten zeigen bei einer Massenstromdichte von m
= 25 kg/m²s keinen
Einfluß auf die kritische Wärmestromdichte. Hier ergibt sich bei der porösen Beschichtung
mit den Beschichtungsparametern 2 eine Erhöhung des Dampfvolumenanteils gegenüber dem
glatten Rohr. Die Verdampfung der Flüssigkeit erfolgt nicht nur auf der Oberfläche, sondern
auch in der porösen Schicht. Die wärmeübertragende Oberfläche ist größer.
In den nachfolgenden Diagrammen (Abbildung 5-6 bis Abbildung 5-8) wird der Verlauf cr
q
über cr
x für eine Rohrgeometrie von DL = 50 und einen Druck von
p
= 0,12 MPa
dargestellt.
Die Strömungsparameter für die Abbildung 5-6, Abbildung 5-7 und Abbildung 5-8 lauten:
• Druck
p
= 0,12 MPa,
• Massenstromdichte m
= 25, 75, und 150 kg/m²s,
• Eintrittsunterkühlung sub
T
∆
= variiert (15, 30 und 50 K).
YILDIZ [68] berichtet bei Umgebungsdruck und erhöhter Massenstromdichte von einem
Minimum im Kurvenverlauf cr
q
über cr
x für das glatte Rohr bei einer Eintrittsunterkühlung
von sub
T
∆
= 40 K. Die Autorin erklärt dieses Phänomen mit der Zunahme der mittleren
Geschwindigkeit, bedingt durch die Erhöhung des Dampfvolumenanteils bei kleinerer
Eintrittsunterkühlung. Bei poröser Beschichtung beobachtet YILDIZ [68] diesen Effekt nicht,
bei kleiner Eintrittsunterkühlung ergibt sich hier eine kleinere kritische Wärmestromdichte.
In Abbildung 5-6 zeigen die Daten beim glatten Rohr bei kleiner Eintrittsunterkühlung eine
höhere kritische Wärmestromdichte als bei großen Unterkühlungen, analog zu YILDIZ [68].
Die mittlere Geschwindigkeit im Rohrquerschnitt ist bei einer Eintrittsunterkühlung von
sub
T
∆
= 15 K größer als bei einer Eintrittsunterkühlung von sub
T
∆
= 50 K, dies führt zu einer
Erhöhung der kritischen Wärmestromdichte bei kleinerer Eintrittsunterkühlung. Aufgrund von
Kondensationsschlägen in der Testsektion können bei Umgebungsdruck keine Versuche mit
Unterkühlungen sub
T
∆
> 50 K durchgeführt werden, so daß ein Anstieg der kritischen
Wärmestromdichte bei größeren Unterkühlungen nicht beobachtet werden kann.
96
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
L/D = 50
m = 150 kg/m2s
p = 0,12 MPa
∆Tsub = variiert
∆Tsub
∆Tsub
75
90
105
120
135
0,30 0,50 0,70 0,90
Abbildung 5-6: Verlauf der kritischen Wärmestromdichte in Abhängigkeit vom kritischen
Dampfgehalt bei glattem und porös beschichteten Rohren und
Umgebungsdruck (Grenzdampfgebiet, DL = 50)
Die Regimeunterscheidung nach KATTO ET AL. [26] ergab, daß die Daten im Bereich des
L-Regimes liegen, welches die Strömungsform des Dryout beschreibt. Die Daten werden dem
Bereich des Grenzdampfgehaltes zugeordnet.
Die Meßergebnisse bei poröser Beschichtung Abbildung 5-6 zeigen einen nahezu senkrechten
Verlauf. Im Gegensatz zum glatten Rohr ist die mittlere Geschwindigkeit bei kleinen
Eintrittsunterkühlungen nicht größer, als bei großen Unterkühlungen. Durch die Verstärkung
des Entrainment bei poröser Beschichtung kommt es zu einer Reduzierung der Filmdicke. Da
die Filmdicke bei niedrigen Drücken dünner ist als bei höheren Drücken, führt ein
zusätzlicher Austrag von Flüssigkeit zu einem früheren Eintritt der Siedekrise. Besonders
deutlich wird dies bei der Beschichtung mit den Beschichtungsparametern 2, hier zeigt sich
der maximal vermindernde Einfluß auf die CHF von 40 % gegenüber glatt. Generell ergeben
sich bei poröser Beschichtung stark verringerte Werte für die kritische Wärmestromdichte.
Die Daten liegen im Bereich des Grenzdampfphänomens (Abbildung 5-6).
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 97
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
L/D = 50
m = 75 kg/m2s
p = 0,12 MPa
∆Tsub = variiert
∆Tsub
∆Tsub
30
45
60
75
90
0,50 0,63 0,77 0,90
Abbildung 5-7: Verlauf der kritischen Wärmestromdichte in Abhängigkeit vom kritischen
Dampfgehalt bei glattem und porös beschichteten Rohren und
Umgebungsdruck (Übergang zum Microfilm-Dryout, DL = 50)
In Abbildung 5-7 liegen die Daten für die Rohre mit poröser Beschichtung im Übergang vom
Grenzdampfgebiet zum Microfilm-Dryout. Die Daten für poröse Beschichtung zeigen
verringerte Werte für die kritische Wärmestromdichte. Man erkennt wieder den größeren
Einfluß der porösen Schicht mit den Beschichtungsparametern 2, hier scheinen Entrainment
und Deposition verstärkt aufzutreten.
Beim glatten Rohr haben die Daten bei einer Massenstromdichte von m
= 75 kg/m²s
(Abbildung 5-7) einen nahezu horizontalen Verlauf, liegen aber dichter zusammen als bei
kleinen Massenstromdichten (Abbildung 5-8). Sie werden dem Übergang vom
Grenzdampfgebiet zum Microfilm-Dryout zugeordnet. Möglicherweise hat hier die mittlere
Geschwindigkeit schon einen leichten Einfluß auf das Austrocknungsverhalten der
Heizfläche. Hier sollten noch weitere Untersuchungen erfolgen.
98
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
L/D = 50
m = 25 kg/m2s
p = 0,12 MPa
∆Tsub = variiert
∆Tsub
0
15
30
45
60
0,75 0,80 0,85 0,90
Abbildung 5-8: Verlauf der kritischen Wärmestromdichte in Abhängigkeit vom kritischen
Dampfgehalt bei glattem und porös beschichteten Rohren und
Umgebungsdruck (Microfilm-Dryout, DL = 50)
Abbildung 5-8 liefert einen nahezu horizontalen Verlauf der Meßergebnisse für beschichtet
und glatt. Sie werden dem Mechanismus des Microfilm-Dryout zugeordnet. Die Ablagerung
feinster Flüssigkeitstropfen an der Rohrwand verlagern den Kurvenverlauf bei niedriger
kritischer Wärmestromdichte zu höheren Dampfvolumenanteilen (Deposition Controlled
Burnout).
Die porösen Schichten zeigen bei einer Massenstromdichte von m
= 25 kg/m²s keinen
Einfluß auf die kritische Wärmestromdichte. Hier ergibt sich bei den porösen Schichten eine
Erhöhung des Dampfvolumenanteils gegenüber dem glatten Rohr.
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 99
5.1.2 Erkennen der Strömungsform für die Rohre mit der Geometrie
L/D = 14,1
In den weiteren Diagrammen (Abbildung 5-9 bis Abbildung 5-12) wird der Verlauf cr
q
über
cr
x für die Rohrgeometrie von DL = 14,1 dargestellt. Auch hier erfolgt die Darstellung nur
für die Drücke von 0,1 MPa und 0,7 MPa bei ausgewählten Massenstromdichten. Eine
Darstellung aller Parameterbereiche (
p
,m
) erfolgt im Anhang.
Die Strömungsparameter für die Abbildung 5-9 bis Abbildung 5-12 lauten:
• Druck
p
= 0,7 MPa,
• Massenstromdichte m
= 50, 100, 200 und 300 kg/m²s,
• Eintrittsunterkühlung sub
T
∆
= variiert (15, 30 und 50 K).
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 2
L/D = 14,1
m = 300 kg/m2s
p = 0,7 MPa
∆Tsub = variiert
Obergrenze der Heizleistung
∆Tsub
250
325
400
475
550
-0,20 0,00 0,20 0,40
Abbildung 5-9: Verlauf der kritischen Wärmestromdichte in Abhängigkeit vom kritischen
Dampfgehalt bei glattem und porös beschichteten Rohren und erhöhtem
Druck (wahres DNB und scheinbares DNB, DL = 14,1)
100
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 2
L/D = 14,1
m = 200 kg/m2s
p = 0,7 MPa
∆Tsub = variiert
Obergrenze der Heizleistung
∆Tsub
250
325
400
475
550
-0,20 0,00 0,20 0,40
Abbildung 5-10: Verlauf der kritischen Wärmestromdichte in Abhängigkeit vom kritischen
Dampfgehalt bei glattem und porös beschichteten Rohren und erhöhtem
Druck (wahres DNB und scheinbares DNB, DL = 14,1)
Die experimentell ermittelten CHF-Daten zeigen in Abbildung 5-9 und Abbildung 5-10 für
das unbeschichtete Rohr einen steilen Anstieg im Verlauf cr
q
über cr
x mit zunehmender
Eintrittsunterkühlung. Für das porös beschichtete Rohr mit den Beschichtungsparametern 2 ist
der Verlauf nahezu waagerecht. Die Siedekrise trat hier nicht mehr wie bei den Rohren mit
der Rohrgeometrie DL = 50 am Austritt der Testsektionen auf. Die Daten für das glatte
Rohr werden dem wahren DNB zugeordnet. Die Daten für das Rohr mit den
Beschichtungsparametern 2 werden dem scheinbaren DNB zugeordnet (siehe Abbildung 5-1).
Die Siedekrise trat bei glatt und porös beschichtet im mittleren Bereich der Testsektionen auf.
Der thermodynamische Dampfgehalt ist bei poröser Beschichtung zu leicht höheren Werten
verschoben. Für das porös beschichtete Rohr mit den Beschichtungsparametern 1 konnte bei
einer Massenstromdichte von 300 kg/m2s und 200 kg/m2s bei
p
= 0,7 MPa die kritische
Wärmestromdichte nicht erreicht werden, sie lag oberhalb der maximal zur Verfügung
stehenden Heizleistung. In Abbildung 5-9 und in Abbildung 5-10 fehlt daher die Darstellung
der Daten.
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 101
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
L/D = 14,1
m = 100 kg/m2s
p = 0,7 MPa
∆Tsub = variiert
∆Tsub
∆Tsub
180
255
330
405
480
0,20 0,47 0,73 1,00
Abbildung 5-11: Verlauf der kritischen Wärmestromdichte in Abhängigkeit vom kritischen
Dampfgehalt bei glattem und porös beschichteten Rohren und erhöhtem
Druck (scheinbares DNB und Grenzdampfgebiet, DL = 14,1)
In Abbildung 5-11 haben die Daten für das glatte Rohr und das porös beschichtete Rohr mit
den Beschichtungsparametern 1 einen senkrechten Anstieg im Kurvenverlauf cr
q
über cr
x.
Die Siedekrise trat am Austritt der Testsektionen auf. Die Daten werden dem
Grenzdampfgebiet zugeordnet. Bei den Daten für das Rohr mit den
Beschichtungsparametern 2 trat die Siedekrise bis zu einer Eintrittsunterkühlung von 30 K in
der Mitte der Teststrecke und bei einer Unterkühlung von 50 K am Austritt der Testsektion
auf. Die Einteilung der Daten erfolgt für eine Unterkühlung bis 30 K in scheinbares DNB und
bei einer Unterkühlung von 50 K in Dryout (Grenzdampfgehalt). Unter sonst gleichen
Versuchsbedingungen erfolgt allein durch die Variation der Eintrittsunterkühlung ein Wechsel
des Strömungsregimes von DNB zu Dryout. Die Werte für die CHF liegen bei poröser
Beschichtung höher, für die Daten bei poröser Beschichtung im Grenzdampfgehalt ist auch
der kritische Dampfgehalt zu größeren Werten verschoben.
102
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
L/D = 14,1
m = 50 kg/m2s
p = 0,7 MPa
∆Tsub = variiert
∆Tsub
∆Tsub
150
175
200
225
250
0,65 0,82 0,98 1,15
Abbildung 5-12: Verlauf der kritischen Wärmestromdichte in Abhängigkeit vom kritischen
Dampfgehalt bei glattem und porös beschichteten Rohren und erhöhtem
Druck (Grenzdampfgebiet und Microfilm-Dryout, DL = 14,1)
In Abbildung 5-12 haben die Meßergebnisse für porös einen senkrechten Verlauf. Hier ergibt
sich eine Verbesserung der kritischen Wärmestromdichte und des kritischen Dampfgehaltes
infolge poröser Beschichtung. Die Daten für das Rohr mit den Beschichtungsparametern 2
haben die höheren Werte. Die Daten für die Rohre mit poröser Beschichtung liegen im
Grenzdampfgebiet, die Daten für das unbeschichtete Rohr liegen dagegen noch im Microfilm-
Dryout (waagerechter Verlauf), d.h. es erfolgt eine Intensivierung der CHF durch einen
Wechsel des Strömungsregimes infolge poröser Beschichtung bei sonst gleichen
Strömungsbedingungen (analog YILDIZ [68]).
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 103
Für die nachfolgenden Abbildungen (Abbildung 5-13 bis Abbildung 5-15) erfolgt die
Darstellung der Verläufe cr
q
über cr
x für die Rohrgeometrie DL = 14,1 und einen Druck
von
p
= 0,12 MPa.
Die Strömungsparameter für die Abbildung 5-13 bis Abbildung 5-15 lauten:
• Druck
p
= 0,12 MPa,
• Massenstromdichte m
= 50, 200 und 300 kg/m²s,
• Eintrittsunterkühlung sub
T
∆
= variiert (15, 30 und 50 K).
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
L/D = 14,1
m = 300 kg/m2s
p = 0,12 MPa
∆Tsub = variiert
∆Tsub
150
225
300
375
450
-0,10 0,07 0,23 0,40
Abbildung 5-13: Verlauf der kritischen Wärmestromdichte in Abhängigkeit vom kritischen
Dampfgehalt bei glattem und porös beschichteten Rohren und
Umgebungsdruck (scheinbares DNB, DL = 14,1)
Die Meßergebnisse für das glatte Rohr und den Rohren mit poröser Beschichtung
(Beschichtungsparameter 1 und Beschichtungsparametern 2) zeigen einen flachen Anstieg im
Kurvenverlauf cr
q
über cr
x mit steigender Eintrittsunterkühlung. Die Siedekrise trat bei allen
Teststrecken im mittleren Bereich der Testsektionen auf. Die Daten werden dem scheinbaren
104
DNB zugeordnet. Obwohl alle Daten im Bereich des scheinbaren DNB liegen, erfolgt eine
Intensivierung der kritischen Wärmestromdichte infolge poröser Beschichtung. Die
Testsektion mit den Beschichtungsparametern 1 zeigt die höchsten Werte für die CHF, die
Verbesserung beträgt 72 %. Für die Testsektion mit den Beschichtungsparametern 2 beträgt
die Verbesserung 55 % (Abbildung 5-13). YILDIZ [68] beobachtete eine Intensivierung nur
in Zusammenhang mit einem Wechsel der Strömungsform vom Grenzdampfgebiet zum
scheinbaren DNB infolge poröser Beschichtung.
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
L/D = 14,1
m = 200 kg/m2s
p = 0,12 MPa
∆Tsub = variiert
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
∆Tsub
∆Tsub
100
175
250
325
400
-0,10 0,10 0,30 0,50
Abbildung 5-14: Verlauf der kritischen Wärmestromdichte in Abhängigkeit vom kritischen
Dampfgehalt bei glattem und porös beschichteten Rohren und Umgebungs-
druck (scheinbares DNB und Grenzdampfgebiet, DL = 14,1)
Für das glatte und porös beschichte Rohr (Beschichtungsparameter 2) trat die Siedekrise im
mittleren Bereich der Testsektion auf (Abbildung 5-14) und die Meßergebnisse zeigen einen
waagerechten Verlauf. Sie werden dem scheinbaren DNB zugeordnet. Im Gegensatz dazu,
trat bei der Teststrecke mit den Beschichtungsparametern 1 die Siedekrise am Austritt der
Teststrecke auf. Die Daten zeigen hier einen senkrechten Anstieg im Verlauf für cr
q
über cr
x,
zusätzlich sind die Werte für die kritische Wärmestromdichte höher als bei den anderen
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 105
Teststrecken. Es erfolgt also eine Intensivierung, obwohl hier anscheinend ein Wechseln der
Strömungsform von Dryout (Grenzdampfgebiet) zu DNB infolge einer bestimmten porösen
Beschichtung bei sonst gleichen Strömungsbedingungen verhindert wird
(Beschichtungsparameter 1). In diesem Parameterbereich erfolgt die maximale Verbesserung
der kritischen Wärmestromdichte für die Beschichtung mit den Beschichtungsparametern 1
von 80 %. Die Verbesserung mit den Beschichtungsparametern 2 beträgt 35 %. YILDIZ [68]
beobachtete das Gegenteilige, bei einer maximalen Verbesserung der CHF erfolgte ein
Wechseln vom Grenzdampfgebiet zum DNB infolge poröser Beschichtung.
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
L/D = 14,1
m = 50 kg/m2s
p = 0,12 MPa
∆Tsub = variiert
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
∆Tsub
∆Tsub
80
105
130
155
180
0,40 0,57 0,73 0,90
Abbildung 5-15: Verlauf der kritischen Wärmestromdichte in Abhängigkeit vom kritischen
Dampfgehalt bei glattem und porös beschichteten Rohren und Umgebungs-
druck (Grenzdampfgebiet und Übergang zum Microfilm-Dryout,
DL = 14,1)
In Abbildung 5-15 zeigen die Daten für das Rohr ohne Beschichtung ein Abnehmen der
kritischen Wärmestromdichte mit zunehmenden sub
T
∆
(analog Abbildung 5-6 beim glatten
Rohr für DL = 50 und p = 0,12 MPa sowie YILDIZ [68]). Die Daten für die beschichteten
Rohre zeigen einen senkrechten Verlauf. In diesem Parameterbereich erfolgt die maximale
106
Intensivierung der CHF gegenüber glatt bei der Beschichtung mit den
Beschichtungsparametern 2 von 58 %. Bei allen in Abbildung 5-15 dargestellten Daten trat
die Siedekrise am Austritt der Teststrecke auf, sie werden alle dem Grenzdampfgebiet
zugeordnet.
5.1.3 Zusammenhang zwischen poröser Beschichtung und der
Strömungsform
Zur Klärung der Fragestellung, ob ein signifikanter Einfluß poröser Beschichtungen auf die
CHF mit einem Wechsel des Strömungsregimes bei sonst gleichen Bedingungen
zusammenhängt (YILDIZ [68]), müssen die Ergebnisse der Messungen für hohe
Dampfgehalte sowie die Messungen für niedrige Dampfgehalte in den Werten für cr
q
und der
dabei auftretenden Strömungsform miteinander verglichen werden.
Einen Überblick über den Zusammenhang zwischen Druck, Massenstromdichte und
Strömungsform für alle gemessenen CHF-Daten bei den glatten Rohren und bei den Rohren
mit poröser Beschichtung zeigen die Tabelle 5-1 bis Tabelle 5-3 für DL = 50 sowie die
Tabelle 5-4 bis Tabelle 5-6 für DL = 14,1. Hierbei steht MFD für Microfilm-Dryout, GD für
Grenzdampfgebiet und DNB für Departure from Nucleate Boiling. Zusätzlich ist der Einfluß
der porösen Beschichtung auf die kritische Wärmestromdichte bei sonst gleichen
Versuchsbedingungen (Abnahme oder Zunahme der CHF) farbig markiert. Hier wurde nur
eine Veränderung cr
q
bei poröser Beschichtung gegenüber glatt von > 10 % berücksichtigt.
Dunkel markierte Bereiche in den Tabellen zeigen einen Einfluß poröser Beschichtung auf die
CHF bei gleichzeitiger Veränderung der Strömungsform bei sonst gleichen Bedingungen. Je
nach Massenstromdichte und Druck zeigt sich in den Tabellen sowohl der gleiche
Mechanismus als auch ein Wechsel zu einer anderen Strömungsform infolge poröser
Beschichtung in Abhängigkeit der Beschichtungsparameter.
Für das glatte Rohr mit der Länge von 450 mm wechselt bei einer Massenstromdichte von
100 kg/m2s das Strömungsregime von Dryout (Grenzdampfgebiet) zu Microfilm-Dryout mit
abnehmenden m
unabhängig vom Druck (Tabelle 5-1). DNB wurde mit dieser Teststrecke
nicht untersucht ( DL = 50, b
x<cr
x<1).
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 107
Durch poröse Oberflächenbeschichtung (Beschichtungsparameter 1) wechselt die
Strömungsform bereits bei m
= 75 kg/m2s und den Drücken p = 0,12 MPa sowie p = 0,4 MPa
in den Übergang von Grenzdampfgebiet zu Microfilm-Dryout (siehe Tabelle 5-2). Ein Einfluß
auf die kritische Wärmestromdichte erfolgt ab einer Massenstromdichte von 75 kg/m2s bis
175 kg/m2s bei einem Druck von 0,12 MPa sowie bei einer Massenstromdichte von
175 kg/m2s bei 0,4 MPa. Es zeigt sich eine Abnahme der kritischen Wärmestromdichte. Nur
bei m
= 75 kg/m2s und p = 0,12 MPa zeigt sich eine Veränderung der Strömungsform mit
Einfluß poröser Beschichtung auf die CHF.
Für das Rohr mit den Beschichtungsparametern 2 zeigt sich schon bei kleinerer
Massenstromdichte (m
= 50 kg/m2s, p = 0,12 MPa) ein Wechsel in den Übergang von
Grenzdampfgebiet zu Microfilm-Dryout. Eine signifikante Abnahme der kritischen
Wärmestromdichte läßt sich hier ab m
= 50 kg/m2s bei p = 0,12 MPa, ab m
= 75 kg/m2s bei
p = 0,4 MPa und ab m
= 175 kg/m2s bei p = 0,7 MPa beobachten. Eine Veränderung der
Strömungsform mit einem Einfluß auf die CHF zeigt sich bei dem Rohr mit den
Beschichtungsparametern 2 in drei Fällen (m
= 50, 75 kg/m2s und p = 0,12 MPa sowie
m
= 75 kg/m2s und p = 0,4 MPa).
Bei poröser Beschichtung verschiebt sich mit zunehmenden Druck das Strömungsregime vom
Übergang Grenzdampfgebiet / Microfilm-Dryout zum Mechanismus des Microfilm-Dryout.
Zusätzlich tritt der Bereich des Grenzdampfgebietes infolge poröser Beschichtung schon bei
kleineren Massenstromdichten auf. Alle poröse Beschichtungen führen bei dieser
Rohrgeometrie ( DL = 50) zu einer Abnahme der kritischen Wärmestromdichte.
108
Tabelle 5-1: Mechanismen der Siedekrise an der glatten Testsektion ( DL = 50)
m
,
kg/m2s
p, MPa
25 50 75 100 125 150 175
0,12 MFD MFD MFD GD GD GD GD
0,4 MFD MFD MFD GD GD GD GD
0,7 MFD MFD MFD GD GD GD GD
Tabelle 5-2: Mechanismen der Siedekrise an der porös beschichteten Testsektion
(Beschichtungsparameter 1, DL = 50)
m
,
kg/m2s
p, MPa
25 50 75 100 125 150 175
0,12 MFD MFD MFD/GD GD GD GD GD
0,4 MFD MFD MFD/GD GD GD GD GD
0,7 MFD MFD MFD GD GD GD GD
Bereich einer Verschlechterung von qcr gegenüber glatt
.
Bereich einer Verschlechterung von qcr gegenüber glatt mit Wechsel der Strömungsform
.
Tabelle 5-3: Mechanismen der Siedekrise an der porös beschichteten Testsektion
(Beschichtungsparameter 2, DL = 50)
m
,
kg/m2s
p, MPa
25 50 75 100 125 150 175
0,12 MFD MFD/GD GD GD GD GD GD
0,4 MFD MFD MFD/GD GD GD GD GD
0,7 MFD MFD MFD MFD/GD GD GD GD
Bereich einer Verschlechterung von qcr gegenüber glatt
.
Bereich einer Verschlechterung von qcr gegenüber glatt mit Wechsel der Strömungsform
.
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 109
Tabelle 5-4: Mechanismen der Siedekrise an der glatten Testsektion ( DL = 14,1)
m
,
kg/m2s
p, MPa
25 50 100 200 300
0,12 MFD GD DNB DNB DNB
0,4 MFD MFD GD DNB DNB
0,7 MFD MFD GD DNB DNB
Tabelle 5-5: Mechanismen der Siedekrise an der porös beschichteten Testsektion
(Beschichtungsparameter 1, DL = 14,1)
m
,
kg/m2s
p, MPa
25 50 100 200 300
0,12 MFD GD GD GD DNB
0,4 MFD GD GD GD DNB
0,7 MFD GD GD kein CHF kein CHF
Bereich einer Verbesserung von qcr gegenüber glatt
.
Bereich einer Verbesserung von qcr gegenüber glatt mit Wechsel der Strömungsform
.
Tabelle 5-6: Mechanismen der Siedekrise an der porös beschichteten Testsektion
(Beschichtungsparameter 2, DL = 14,1)
m
,
kg/m2s
p, MPa
25 50 100 200 300
0,12 MFD/GD GD DNB DNB DNB
0,4 MFD GD DNB DNB DNB
0,7 MFD GD GD/DNB DNB DNB
Bereich einer Verbesserung von qcr gegenüber glatt
.
Bereich einer Verbesserung von qcr gegenüber glatt mit Wechsel der Strömungsform
.
110
Für die kurzen Testsektionen (Länge 127 mm) ist der Zusammenhang zwischen Druck,
Massenstromdichte und Strömungsform für alle gemessenen CHF-Daten in Tabelle 5-4 bis
Tabelle 5-6 dargestellt ( DL = 14,1). Alle poröse Beschichtungen führen hier zu einer
Erhöhung der CHF gegenüber glatt.
Für das glatte Rohr erfolgten Messungen für DNB, Grenzdampfgebiet und Microfilm-Dryout
(DL = 14,1, 0< cr
x<1). Aus der Tabelle 5-4 läßt sich erkennen, daß der Mechanismus der
Siedekrise mit zunehmenden Druck vom DNB zum Grenzdampfgebiet bei m
= 100 kg/m2s
und vom Grenzdampfgebiet zum Microfilm-Dryout bei m
= 50 kg/m2s wechselt (ähnlich wie
YILDIZ [68] bei glatt).
Die Tabelle 5-5 zeigt einen Wechsel der Strömungsform zum Grenzdampfgebiet infolge
poröser Beschichtung (Beschichtungsparameter 1) bei einer Massenstromdichte von 100 und
200 kg/m2s bei p = 0,12 MPa, einer Massenstromdichte von 50 und 200 kg/m2s bei
p = 0,4 MPa sowie einer Massenstromdichte von 50 kg/m2s bei p = 0,7 MPa. Der
Parameterbereich, bei dem das Phänomen des Grenzdampfgebietes auftritt, ist gegenüber glatt
wesentlich vergrößert. Eine Verbesserung der kritischen Wärmestromdichte erfolgt ab
m
= 50 kg/m2s für p = 0,12 MPa und ab m
= 100 kg/m2s für p = 0,4, und 0,7 MPa. Ein
Wechsel der Strömungsform mit einer Verbesserung der kritischen Wärmestromdichte erfolgt
nur bei einer Massenstromdichte von 100 und 200 kg/m2s bei einem Druck von 0,12 MPa
sowie bei einer Massenstromdichte von 200 kg/m2s und einem Druck von 0,4 MPa. Für
m
= 200, 300 kg/m2s kann bei einem Druck von 0,7 MPa keine Aussage über die
Strömungsform gemacht werden. Obwohl bei diesen Strömungsparametern die CHF bei glatt
erreicht wurde, konnte die kritische Wärmestromdichte beim Rohr mit den
Beschichtungsparametern 1 wegen zu geringer zur Verfügung stehender Heizleistung nicht
erreicht werden (Verbesserung gegenüber glatt).
Bei der Beschichtung mit den Beschichtungsparametern 2 zeigt die Tabelle 5-6 einen
Wechsel zum Übergang Grenzdampfgebiet / Microfilm-Dryout bei einer Massenstromdichte
von 25 kg/m2s und einem Druck von 0,12 MPa. Für m
= 50 kg/m2s wechselt bei einem Druck
von 0,4 und 0,7 MPa das Strömungsregime von Microfilm-Dryout bei glattem Rohr zum
Grenzdampfgebiet infolge poröser Beschichtung (Beschichtungsparametern 2). Bei
100 kg/m2s erfolgt ein Wechsel zu DNB bei p = 0,4 MPa sowie ein Wechsel zu DNB
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 111
(sub
T
∆
= 15, 30 K) und Grenzdampfgehalt ( sub
T
∆
= 50K) bei p = 0,7 MPa. Eine Verbesserung
von cr
q
erfolgte ab einer Massenstromdichte von 25 kg/m2s bei p = 0,12 MPa und für
m
= 50 kg/m2s bei p = 0,4 MPa sowie für m
= 100 kg/m2s bei p = 0,7 MPa. Beim Rohr mit
poröser Beschichtung mit den Beschichtungsparametern 2 gibt es drei Parameterbereiche bei
denen eine signifikante Verbesserung der CHF und ein Wechsel des Strömungsregimes
auftreten.
Zusammenfassend läßt sich sagen, daß ein Einfluß poröser Beschichtungen auf die kritische
Wärmestromdichte nicht zwingend mit einem Wechsel der Strömungsform gekoppelt ist. Bei
den untersuchten Beschichtungen und Parametereinstellungen zeigte sich:
• In 36 Fällen kam es zu einem signifikanten Einfluß von > 10 % auf die CHF
infolge poröser Beschichtung.
• Bei 10 Parametereinstellungen erfolgte neben einem Einfluß auf die CHF auch
gleichzeitig ein Wechsel der Strömungsform.
• Ein Einfluß auf die CHF erfolgt in dieser Arbeit hauptsächlich im Bereich
niedriger Drücke.
• Der Bereich maximalen Einflusses auf die CHF infolge poröser Beschichtung ist
nur bei Beschichtung 1 mit einem Wechsel der Strömungsform gekoppelt.
• Poröse Beschichtungen führen zu einem früheren Wechsel in das Gebiet des
Grenzdampfgehaltes gegenüber glatt.
• Der Bereich des Grenzdampfgebietes ist in Abhängigkeit von der porösen Schicht
unterschiedlich groß ausgebildet (bei gleicher Rohrgeometrie).
• Jede poröse Schicht hat anscheinend ihren eigenen charakteristischen Verlauf im
Diagramm cr
q
über cr
x
112
5.2 Vergleich der eigenen Ergebnisse mit denen anderer Autoren
In diesem Kapitel soll ein Vergleich der in dieser Arbeit experimentell gewonnenen Daten für
die kritische Wärmestromdichte mit den CHF-Daten anderer Autoren stattfinden. Die
einzigen CHF-Daten von porös beschichteten Rohren findet man in der Literatur bei
YILDIZ [68]. Die von YILDIZ [68] verwendeten Beschichtungsparameter unterscheiden sich
jedoch von denen in dieser Arbeit, somit erfolgt auch hier ein Vergleich der CHF-Daten nur
für das glatte Rohr.
In der Abbildung 5-16 ist der Verlauf der kritischen Wärmestromdichte über der
Massenstromdichte für die Daten verschiedener Autoren (YILDIZ [68], KUZMA-KICHTA
ET AL. [34]) für das glatte Rohr mit unterschiedlichem DL dargestellt.
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Massenstromdichte m, kg/m2s
L/D = 14,1 (eigene Messungen)
L/D = 28,33 (YILDIZ)
L/D = 38,75 (YILDIZ)
L/D = 250 (KUZMA-KICHTA ET AL.)
L/D = 50 (eigene Messungen)
0
200
400
600
0 100 200 300 400
Abbildung 5-16: Vergleich des Einflusses von DL auf die CHF beim glatten Rohr
Mit steigendem DL fällt die kritische Wärmestromdichte bei konstantem Druck, konstanter
Massenstromdichte und konstanter Eintrittsunterkühlung. Die Daten der eigenen CHF-
Messungen fügen sich gut in die Verläufe der Daten der anderen Autoren ein und scheinen in
der Tendenz plausibel.
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 113
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
GROENEVELD ET AL. 1996
(a)
0
100
200
300
400
500
-0,2 0,2 0,6 1
0
80
160
240
320
-0,2 0,2 0,6 1
Kritischer Dampfgehalt xcr
(b)
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
GROENEVELD AT AL. 1986
eigene Messung (L/D = 14,1)
eigene Messung (L/D = 50)
YILDIZ (L/D = 28,33)
YILDIZ (L/D = 38,75)
Kritischer Dampfgehalt xcr
p = 0,12 MPa
m = 100 kg/m²s
p = 0,7 MPa
m = 100 kg/m²s
RUAN (L/D = 44,33)
Abbildung 5-17: Kurvenverlauf von cr
q
über cr
x nach GROENEVELD ET AL. [20], [21]
mit eigenen Meßergebnissen und denen anderer Autoren für das glatte Rohr
Die 1986 und 1996 von GROENEVELD ET AL. [20], [21] erstellten Datenbanken liefern
einen quantitativen Verlauf der Kurve cr
q
über cr
x. Die Abbildung 5-17 zieht einen Vergleich
zwischen der alten und neu überarbeiteten Datenbank von GROENEVELD ET AL. [20], [21],
den eigenen Meßdaten, sowie den Meßdaten von YILDIZ [68] und RUAN [52] bei einer
Massenstromdichte von 100 kg/m2s und einem Druck von 0,7 MPa sowie 0,12 MPa. Dabei
mußten die eigenen Daten, die Daten von YILDIZ [68] und RUAN [52] auf einen
Rohrinnendurchmesser von 8 mm umgerechnet werden, wie es GROENEVELD ET AL. [20],
[21] vorschlagen. Einige Meßdaten für DL = 14,1 (Abbildung 5-17 (b)) und von YILDIZ
DL = 38,75 (Abbildung 5-17 (a) und (b)) liegen auf den Kurven von GROENEVELD ET
AL. [20], [21]. Sie zeigen aber eine unterschiedliche Tendenz gegenüber der Datenbank von
GROENEVELD ET AL. [20], [21] (Abbildung 5-17 (a) und (b)).
114
Kritische Wärmestromdichte q
cr
(W/cm
2
)
(a)
Kritischer Dampfgehalt xcr
(b)
Kritische Wärmestromdichte q
cr
(W/cm
2
)
eigene Messung (L/D = 14,1)
eigene Messung (L/D = 50)
Kritischer Dampfgehalt xcr
p = 0,12 MPa
m = 100 kg/m²s
.
p = 0,7 MPa
m = 100 kg/m²s
.
0
200
400
600
800
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
KATTO ET AL. ∆Tsub = 50K
KATTO ET AL. ∆Tsub = 15K
L-Regime L-Regime
H-Regime
H-Regime
N-Regime
0
200
400
600
800
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Abbildung 5-18: Vergleich berechneter Kurvenverlauf von cr
q
über cr
x nach KATTO ET
AL. [26] mit eigenen Meßergebnissen für das glatte Rohr
Die Abbildung 5-18 zeigt den berechneten Kurvenverlauf cr
q
über cr
x nach der Korrelation
von KATTO ET AL. [26] für eine Massenstromdichte von 100 kg/m2s bei variierter
Rohrlänge. Die Korrelation enthält eine Angabe über die Strömungsform, hierbei stehen das
N-Regime und H-Regime für DNB und das L-Regime für Dryout (Grenzdampfgebiet und
Microfilm-Dryout). Die Kurvenverläufe sind in Abbildung 5-18 für die Drücke
p
= 0,7 MPa
und
p
= 0,12 MPa dargestellt. Zusätzlich wurden die Ergebnisse der eigenen CHF-
Messungen eingetragen um Lage und Kurvenverlauf der Daten miteinander zu vergleichen.
Für einen Druck von 0,7 MPa (Abbildung 5-18 (a)) erkennt man eine relativ gute Vorhersage
der Lage der Daten sowie eine gute Vorhersage über das vorherrschende Strömungsregime,
Grenzdampfgebiet und Microfilm-Dryout. Für einen niedrigeren Druck (Abbildung 5-18 (b))
trifft die Vorhersage von KATTO ET AL. [26] nicht mehr zu. Die Korrelation überschätzt die
Werte der kritischen Wärmestromdichte um ein weites.
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 115
5.3 Bedeutung der Ergebnisse
Die Abhängigkeit der CHF von Strömungsparametern und Oberflächenbeschaffenheit wurde
in dieser Arbeit erstmalig systematisch untersucht. Es erfolgten CHF-Untersuchungen für
einen großen Bereich des Dampfgehaltes (0 < cr
x< 1) bei mäßig hohen Drücken und
niedrigen Massenstromdichten. Die dabei zu erwartenden Strömungsbereiche wahres DNB,
scheinbares DNB, Grenzdampfgebiet und Microfilm-Dryout wurden erreicht. Die Abbildung
5-19 gibt einen Überblick über die Anzahl der in dieser Arbeit erfolgten CHF-Messungen in
den unterschiedlichen Bereichen der Strömungsregime.
Kritische Wärmestromdichte q
cr
wahres DNB
Grenzdampfgebiet
scheinbares DNB
Microfilm - Dryout
(mit Sprühkühlung)
0x
b1
= Grenzdampfgehalt
Abnahme oder Erhöhung von qcr durch
poröse Beschichtungen
kein Einfluß
poröser Beschichtungen
Erhöhung von qcr durch
poröse Beschichtungen
.
.
Kritischer Dampfgehalt xcr
Erhöhung von qcr durch
poröse Beschichtungen
.
562 CHF- Messungen
396 CHF- Messungen
167 CHF- Messungen
Abbildung 5-19: Einfluß poröser Beschichtungen gegenüber glatter Heizfläche
Der Einfluß poröser Beschichtungen gegenüber glatt auf die CHF kann positiv oder negativ
sein in Abhängigkeit von Strömungsregime, Art der Beschichtung und Geometrie des Rohres.
Der maximale verringernde Einfluß poröser Beschichtungen trat für die Rohre mit der
Geometrie DL = 50 auf. Im Bereich des Grenzdampfgebietes erfolgte eine maximale
Abnahme der kritischen Wärmestromdichte von 40 % bei den Beschichtungsparameter 2
116
(Abbildung 5-6 und Abbildung 5-21) sowie von 28 % bei den Beschichtungsparameter 1
(Abbildung 5-6 und Abbildung 5-20).
Bei den Teststrecken der Geometrie von DL = 14,1 wurde die CHF infolge poröser
Beschichtungen bei sonst gleichen Bedingungen erhöht. Erfolgten die CHF-Messungen für
glatt und porös beschichtet im gleichen Strömungsregime des scheinbaren DNB, zeigte sich
eine Verbesserung der kritischen Wärmestromdichte von 72 % bei der porösen Beschichtung
mit den Beschichtungsparametern 1 (Abbildung 5-13 sowie Abbildung 5-22) und von 55 %
bei der porösen Beschichtung mit den Beschichtungsparametern 2 (Abbildung 5-13 sowie
Abbildung 5-23). Wurde ein Wechseln vom Strömungsregime des Grenzdampfgebietes in den
DNB infolge der porösen Beschichtung verhindert, zeigte sich die maximale in dieser Arbeit
gemessene Intensivierung der CHF von 80 % (Beschichtungsparameter 1, Abbildung 5-14
und Abbildung 5-22). Das größte Potential der Verbesserung für die Beschichtung mit den
Beschichtungsparametern 2 lag bei 58 %, die CHF-Messungen erfolgten im
Grenzdampfgebiet für glatt und porös beschichtet ( DL = 14,1, Abbildung 5-15 sowie
Abbildung 5-23).
Im Bereich des Microfilm-Dryout wurde in dieser Arbeit kein Effekt poröser Beschichtungen
auf die kritische Wärmestromdichte beobachtet. Dies gilt für die Rohre der Geometrie
DL = 50 und DL = 14,1 (Abbildung 5-5, Abbildung 5-8, sowie Abbildung 5-20 bis
Abbildung 5-23).
Die Frage, ob eine signifikante Verbesserung der kritischen Wärmestromdichte bei poröser
Beschichtung immer mit einem Wechsel der Strömungsform zusammen hängt (YILDIZ [68]),
konnte in dieser Arbeit geklärt werden. Es zeigte sich, daß ein signifikanter Einfluß auf die
CHF (Abnahme oder Zunahme) infolge poröser Beschichtung für die Bereiche hoher und
niedriger Dampfgehalte nicht zwingend mit einem Wechsel des Strömungsregime
zusammenhängt. Das gilt auch für die Bereiche mit maximalem Einfluß auf die CHF infolge
poröser Beschichtung. Nur in einem Fall (von vier untersuchten Rohrstrecken) war die
maximalem Erhöhung der kritischen Wärmestromdichte mit einem Wechsel des
Strömungsregimes verknüpft.
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 117
In der vorliegenden Arbeit wurden poröse Oberflächenbeschichtungen mit nahezu gleicher
Schichtdicke und Porosität bei verschiedenen Partikeldurchmessern verwendet. Es zeigte sich
in dieser Arbeit, daß:
• der Bereich des Grenzdampfgebietes infolge poröser Beschichtung bei kleineren
Massenstromdichten auftritt als beim glatten Rohr. Bei großen Korndurchmessern
zeigt sich dieser Effekt früher als bei kleinen Korndurchmessern.
• poröse Beschichtungen mit großen Korndurchmessern den Bereich des
Grenzdampfgebietes gegenüber glatt verkleinern und poröse Beschichtungen mit
kleinen Korndurchmessern den Bereich des Grenzdampfgebietes zu höheren
Massenstromdichten ausdehnen.
• poröse Beschichtungen in Abhängigkeit der Beschichtungsparameter ihren
eigenen charakteristischen Kurvenverlauf im Diagramm cr
q
über cr
x haben.
Die Abbildung 5-20 bis Abbildung 5-23 visualisieren den Einfluß poröser Beschichtungen auf
die CHF in Abhängigkeit von den Beschichtungsparametern, dargestellt im Kurvenverlauf
cr
q
über cr
x und dem Druck. Die schematische Darstellung erfolgt für die Rohrgeometrien
DL = 50 (Abbildung 5-20 und Abbildung 5-21) und DL = 14,1 (Abbildung 5-22 und
Abbildung 5-23) mit und ohne poröser Beschichtung.
118
0
50
100
150
200
0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmetromdichte qcr, W/cm2
Verlauf für Rohr mit
Beschichtungsparameter 1
Verlauf für Rohr
ohne Beschichtung
Druck p, MPa
L/D = 50
Grenzdampfgebiet
Microfilm-Dryout
p = 0,7 MPa
p = 0,1 MPa
p = 0,4 MPa
Abbildung 5-20: Einfluß poröser Beschichtung auf den Kurvenverlauf cr
q
über cr
x in
Abhängigkeit vom Druck (Beschichtungsparameter 1, Dryout, DL = 50)
0
50
100
150
200
0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmetromdichte qcr, W/cm2
Verlauf für Rohr mit
Beschichtungsparameter 2
Verlauf für Rohr
ohne Beschichtung
Druck p, MPa
L/D = 50
Grenzdampfgebiet
Microfilm-Dryout
p = 0,7 MPa
p = 0,4 MPa
p = 0,1 MPa
Abbildung 5-21: Einfluß poröser Beschichtung auf den Kurvenverlauf cr
q
über cr
x in
Abhängigkeit vom Druck (Beschichtungsparameter 2, Dryout, DL = 50)
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 119
0
100
200
300
400
500
0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmetromdichte qcr, W/cm2
Druck p, MPa
Verlauf für Rohr
ohne Beschichtung
Verlauf für Rohr mit
Beschichtungsparameter 1
L/D = 14,1
Grenzdampfgebiet
Microfilm-Dryout
wahres DNB
scheinbares DNB
p = 0,4 MPa
p = 0,1 MPa
p = 0,7 MPa
Abbildung 5-22: Einfluß poröser Beschichtung auf den Kurvenverlauf cr
q
über cr
x in
Abhängigkeit vom Druck (Beschichtungsparameter 1, DNB und Dryout,
DL = 14,1)
0
100
200
300
400
500
0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmetromdichte qcr, W/cm2
Druck p, MPa
L/D = 14,1
Verlauf für Rohr mit
Beschichtungsparameter 2
Verlauf für Rohr
ohne Beschichtung
Grenzdampfgebiet
Microfilm-Dryout
scheinbares DNB
wahres DNB
p = 0,1 MPa
p = 0,7 MPa
p = 0,4 MPa
Abbildung 5-23: Einfluß poröser Beschichtung auf den Kurvenverlauf cr
q
über cr
x in
Abhängigkeit vom Druck (Beschichtungsparameter 2, DNB und Dryout,
DL = 14,1)
120
Für einen ersten Ansatz physikalischer Erklärungen, die den Einfluß poröser Beschichtungen
auf die Siedekrise und den dabei auftretenden Strömungsregimen beschreiben, muß ein
direkter Vergleich der CHF-Messungen zwischen glatt und poröser Beschichtung bei gleichen
Strömungszuständen erfolgen. Zur Klärung des Einflusses poröser Beschichtung auf die
kritischen Wärmestromdichten werden daher im folgenden nur Daten aus gleichen
Strömungsregimen (DNB, Grenzdampfgebiet oder Microfilm-Dryout) miteinander
verglichen. Die Abbildung 5-24 zeigt den schematischen Verlauf der kritischen
Wärmestromdichte in Abhängigkeit vom thermodynamischen Dampfgehalt mit Zuordnung
der Strömungsform.
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr
wahres DNB
Grenzdampfgebiet
Microfilm - Dryout
(mit Sprühkühlung)
01
Blasensieden
Ringströmung
Ringströmung mit sehr dünnem
Flüssigkeitsfilm an der Wand
= Grenzdampfgehalt
xb
scheinbares DNB
Bereich eigener
CHF-Messungen
Kolbenströmung
Schaumströmung
Strähnen- Ringströmung
mit dickem Wandfilm
Abbildung 5-24: Prinzipieller Verlauf der kritischen Wärmestromdichte in Abhängigkeit vom
thermodynamischen Dampfgehalt mit Strömungsform
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 121
5.3.1 Einfluß poröser Beschichtungen bei DNB
In diesem Strömungsregime (wahres und scheinbares DNB) entsteht die Siedekrise direkt aus
der Strömungsform des Blasensiedens bei hohen Massenstromdichten und kleinen
Dampfgehalten, d.h. Austrocknung der Heizfläche z.B. unter einer wachsenden Blase, bei der
Austrocknung der dünnen Flüssigkeitsschicht zwischen der Heizfläche und einer Kolbenblase
oder bei der Behinderung von sich ablösenden Blasen bei zu großer Blasendichte.
In dem Bereich des wahren und scheinbaren DNB führen in dieser Arbeit poröse
Beschichtungen zu einer Verbesserung der kritischen Wärmestromdichte oder haben, in
Abhängigkeit von den Strömungsparametern, keinen Effekt.
Die Verbesserung infolge poröser Beschichtung in diesem Strömungsregime ist
wahrscheinlich auf die Erhöhung der Keimstellendichte bei poröser Schicht sowie auf die
gute Versorgung der Heizfläche mit Flüssigkeit in der porösen Schicht durch Kapillarkräfte
zurückzuführen. Durch die vermehrte Anzahl der Keimstellen erfolgt eine Erhöhung der
Blasenanzahl pro Oberfläche (Dampfbildung auch in der porösen Schicht). Zusätzlich ist der
Blasendurchmesser sich ablösender Blasen bei poröser Beschichtung im Gegensatz zu glatter
Heizfläche bei sonst gleichen Bedingungen kleiner. Anscheinend führt dies zu einer Erhöhung
der Blasenfrequenz und somit zu einer Steigerung der Turbulenz in der Strömung. Die Effekte
begünstigen dann den schnelleren Abtransport der Wärme von der Oberfläche der porösen
Schicht und führen zu einem Verschieben der CHF zu höheren Werten bei DNB gegenüber
glatt.
Diese Effekte sind bei Beschichtungen mit kleinen Korngrößen (Beschichtungsparameter 1)
verstärkt. Die Anzahl der Keimstellen und der Poren ist größer (siehe Oberflächenaufnahmen
der Beschichtungsparameter 1 und 2, Abbildung 3-4 und Abbildung 3-5). Dies führt durch
vermehrte Blasenbildung bei kleineren Blasen zu größerer Turbulenz in der Strömung und
somit so höheren Wärmestromdichten. Auch können sich kleinere Körner in der porösen
Schicht dichter anordnen und es bilden sich Porenkanäle mit kleinerem Durchmesser (siehe
Schliffbilder der porösen Beschichtung 1 und 2, Abbildung 3-4 und Abbildung 3-5). Mit
abnehmenden Porendurchmesser steigt wiederum die Kapillarkraft und führt somit zu einer
besseren Versorgung der Heizfläche am Fuße der porösen Schicht mit Flüssigkeit.
122
(a) glatt (c) porös 2(b) porös 1
p = konstant
m = konstant
∆Tsub = konstant
L = 127 mm
xcr < xb
DNB
m
.
m
.
m
.
Abbildung 5-25: Mögliches Bild der Strömungsform im Rohr bei DNB mit und ohne poröser
Beschichtung (hohe Massenstromdichte und kleiner Dampfgehalt;
1porös,cr2porös,crglatt,cr qqq << )
Bei niedrigen Drücken sind diese Effekte stärker ausgeprägt. Mit zunehmenden Druck nimmt
die Oberflächenspannung ab. Der Blasendurchmesser bei glatter Heizfläche ist somit kleiner
und die Kapillarkraft in der porösen Schicht verkleinert sich. Der Effekt poröser
Beschichtungen nimmt ab.
5.3.2 Einfluß poröser Beschichtungen im Grenzdampfgebiet
Im Bereich des Grenzdampfgebietes tritt die Siedekrise in Form von Dryout (Austrocknung)
auf. Dieser Mechanismus erfolgt bei niedriger Massenstromdichte und hohen Dampfgehalten.
Das Strömungsbild im Rohr wechselt vom Blasensieden zur Ringströmung. An der Rohrwand
bildet sich ein Flüssigkeitsfilm mit Dampf als kontinuierlicher Phase im Strömungskern aus.
Der Dampfgehalt steigt kontinuierlich in Strömungsrichtung an. Bei Ausbildung der
Ringströmung kommt es im unteren Bereich des Rohres zu einem Abriß von größeren
Flüssigkeitstropfen (Entrainment), die sich am Rohrende teilweise wieder ablagern
(Deposition). Dabei kommt es bei großer Eintrittsunterkühlung durch die Ablagerung kälterer
Flüssigkeitstropfen an der Heizfläche zu einer stärkeren Abkühlung und die kritische
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 123
Wärmestromdichte wird zu höheren Werten bei nahezu gleichbleibendem Dampfgehalt
verschoben (nahezu senkrechter Verlauf im cr
q
über cr
xDiagramm). Die Siedekrise tritt am
Austritt der Teststrecken auf, der Flüssigkeitsfilm trocknet hier aus.
Der Einfluß poröser Schichten auf die CHF in diesem Regime ist abhängig von den
Strömungsparametern und der Länge der Testsektionen.
Es scheint hier zwei Effekte der poröser Beschichtungen auf die kritische Wärmestromdichte
gegenüber glatt zu geben. Zum einen den positiven Effekt, wie er bei reiner Blasenströmung
beobachtet wurde (vor der Ausbildung der Ringströmung herrscht Blasensieden im Rohr) und
zum anderen den negativen Effekt einer Verstärkung des Entrainment bei poröser
Oberflächenbeschichtung. Je nach Länge des Rohres verschiebt sich das Gleichgewicht dieser
beiden Einflüsse und der Effekt poröser Beschichtungen auf die CHF kann positiv oder
negativ oder auch ohne Einfluß sein.
Bei den Teststrecken der Geometrie DL = 50 wurde in dieser Arbeit eine Abnahme der CHF
infolge poröser Beschichtung beobachtet. Es wird angenommen, daß bei dieser Rohrlänge
(L = 450 mm) der Einfluß des Entrainment überwiegt. Die Zunahme des Entrainment infolge
poröser Beschichtung, begünstigt durch die höhere Oberflächenrauhigkeit, führt zu einer
Abnahme des Flüssigkeitsfilms an der Wand (Abbildung 5-26) und damit zu einem früheren
Austrocknen der Heizfläche. Die kritische Wärmestromdichte gegenüber glatt verschiebt sich
zu kleineren Werten bei sonst gleichen Bedingungen. Die Beschichtung mit den
Beschichtungsparametern 2 hat bedingt durch den größeren Partikeldurchmesser in der
porösen Schicht eine erhöhte Oberflächenrauhigkeit. Wahrscheinlich ist hier das Entrainment
größer als bei den Beschichtungsparametern 1, mit der Folge der niedrigeren Werte für die
kritische Wärmestromdichte.
124
(a) glatt (c) porös 2
(b) porös 1
p = konstant
m = konstant
∆Tsub = konstant
L = 450 mm
xcr = xb
Dryout
m
.m
.
m
.
Abbildung 5-26: Mögliches Bild der Strömungsform im Rohr bei Grenzdampfgehalt mit und
ohne poröser Beschichtung für L/D = 50 (kleine Massenstromdichte und
hoher Dampfgehalt; 2porös,cr1porös,crglatt,cr qqq >> )
Bei einer Zunahme des Druckes wird der Flüssigkeitsfilm an der Rohrwand dicker, der
Tropfeneintrag aus dem Flüssigkeitsfilm an der Wand nimmt ab und der Einfluß poröser
Beschichtungen auf die CHF gegenüber glatt verliert an Wirkung.
Anders ist der Einfluß poröser Beschichtungen auf die CHF bei den Teststrecken der Länge
von 127 mm (L/D = 14,1). Bei dieser Geometrie wurde eine eindeutige Verbesserung der
CHF infolge poröser Beschichtung beobachtet. Hier ist der Flüssigkeitsfilm an der Rohrwand
bei sonst gleichen Strömungsparametern gegenüber den langen Rohren dicker. Anscheinend
spielt hier das Entrainment eine untergeordnete Rolle und der positive Einfluß poröser
Beschichtungen läßt sich durch die Effekte, ähnlich wie bei DNB erklären (Abbildung 5-27).
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 125
(a) glatt (c) porös 2
(b) porös 1
Dryout
p = konstant
m = konstant
∆Tsub = konstant
L = 127 mm
xcr = xb
m
.
m
.
m
.
Abbildung 5-27: Mögliches Bild der Strömungsform im Rohr bei Grenzdampfgehalt mit und
ohne poröser Beschichtung für L/D = 14,1 (mittlere Massenstromdichte und
hoher Dampfgehalt; 2porös,cr1porös,crglatt,cr qqq << )
Bei gleichen Bedingungen ist die kritische Wärmestromdichte bei der Beschichtung mit den
Beschichtungsparametern 1 kleiner als mit den Beschichtungsparametern 2. Anscheinend
platzt der Flüssigkeitsfilm an der Wand bei kleinen Massenstromdichten (dünner
Flüssigkeitsfilm an der Wand) durch vermehrte Blasenbildung und durch kleinere Blasen bei
der Beschichtung 1 früher auf und es kommt dadurch zum Austrocknen der Heizfläche.
Dieser Effekt nimmt mit Zunahme der Massenstromdichte sowie mit Zunahme des Druckes
ab. Der Flüssigkeitsfilm an der Wand nimmt zu. Die Werte der kritischen Wärmestromdichte
für das Rohr mit den Beschichtungsparametern 1 gleichen sich denen des Rohres mit den
Beschichtungsparametern 2 an.
126
5.3.3 Einfluß poröser Beschichtungen bei Microfilm-Dryout
Der Bereich des Microfilm-Dryout ist ein Sonderfall des Dryout und tritt bei sehr kleiner
Massenstromdichte und hohem Dampfgehalt in der Strömung auf. Unter diesen
Strömungsbedingungen bildet sich eine Ringströmung mit sehr dünnem Flüssigkeitsfilm an
der Rohrwand mit feinsten Tröpfchen im Dampfkern aus. Aufgrund von Ablagerung dieser
Tröpfchen aus dem Dampfkern an der Heizfläche spricht man auch von sogenannter
Sprühkühlung. Diese Art der Siedekrise wird daher auch Deposition Controlled Burnout
genannt und tritt wie beim Dryout am Rohrende der Teststrecke durch Austrocknen des
Flüssigkeitsfilms an der Wand auf.
Wie die Untersuchungen dieser Arbeit belegen, haben poröse Beschichtungen im
Strömungsregime des Microfilm-Dryouts keinen Einfluß auf die kritische Wärmestromdichte.
Diese Beobachtung gilt für die Rohre beider Geometrien (L/D = 50 und L/D = 14,1) und ist
unabhängig von der Art der porösen Beschichtung.
Sollten poröse Beschichtungen bei der Ausbildung dieser Strömungsform zu einem
vermehrten Tropfeneintrag in den Dampfkern führen, was anzunehmen ist, so lagern sich
diese aufgrund der niedrigen Strömungsgeschwindigkeiten wieder vermehrt ab, so daß in der
Summe der Flüssigkeitsfilm nicht ausdünnt und hier kein Einfluß poröser Beschichtungen auf
die CHF besteht.
5.3.4 Weiterführende Erklärungen zum Einfluß poröser Beschichtungen
Die folgenden Abbildungen geben eine Übersicht über die in dieser Arbeit identifizierten
Strömungsformen. Analog zu YILDIZ [68] werden die experimentell gewonnenen Ergebnisse
dieser Arbeit in neuen Strömungskarten festgehalten. Die Abbildung 5-28 und Abbildung
5-29 zeigen den Wechsel der Strömungsregime sowohl durch Änderung des Druckes als auch
infolge poröser Beschichtung. Die in den Kapiteln 5.3.1 bis 5.3.3 gemachten Annahmen
helfen, den Wechsel von Strömungsregimen bei bestimmten Parametereinstellungen infolge
poröser Beschichtung zu erklären.
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 127
Wie die Strömungskarten für die Rohre der Geometrie DL = 50 zeigen, konnten in dieser
Arbeit ausreichend viele Punkte im Bereich des Grenzdampfgebietes und Microfilm-Dryout
(Abbildung 5-28) erfaßt werden. Die Bereiche des DNB, Grenzdampfgebietes und Microfilm-
Dryout wurden mit den Rohren der Geometrie DL = 14,1 abgedeckt (Abbildung 5-29).
Bei den Teststrecken der Geometrie L/D = 50 sowie der Geometrie L/D = 14,1 wurde ein
Wechseln des Strömungsregimes vom Microfilm-Dryout zum Grenzdampfgebiet infolge
poröser Beschichtung bei kleineren Massenstromdichten als bei glatt beobachtet (Abbildung
5-28 und Abbildung 5-29). Allgemein gilt, daß durch eine Erhöhung der Massenstromdichte
eine Erhöhung des Entrainment erfolgt, hervorgerufen durch die höheren
Strömungsgeschwindigkeiten im Rohr. Das Regime des Microfilm-Dryout wechselt zum
Grenzdampfgebiet. Rauhe Oberflächen führen ebenfalls zu einer Erhöhung des Entrainment.
Somit kann sich auf Grund der Zunahme des Entrainment bei poröser Beschichtung
gegenüber glatt schon bei kleineren Massenstromdichten der Bereich des Grenzdampfgebietes
ausbilden. Die Oberflächenrauhigkeit bei der porösen Beschichtung mit den
Beschichtungsparametern 2 ist größer als bei der Beschichtung mit den
Beschichtungsparametern 1. Bei allen Teststrecken mit poröser Beschichtung 2 tritt das
Phänomen des Grenzdampfgebietes früher auf als bei Beschichtung 1 und glatt (Abbildung
5-28 (c) und Abbildung 5-29 (c)).
Wie in Kapitel 5.3.1 angenommen, führen poröse Beschichtungen bei den Rohren der
Geometrie L/D = 14,1 in Abhängigkeit von den Beschichtungsparametern zu einer Erhöhung
der Blasenanzahl und Blasenfrequenz bei kleinerem Blasendurchmesser und zu einer besseren
Versorgung der Heizfläche mit Flüssigkeit in der porösen Schicht durch Kapillarkräfte. Bei
den Beschichtungsparametern 1 sind diese Effekte am stärksten ausgeprägt. Die
wahrscheinlich größere Kapillarkraft in der porösen Schicht 1 verhindert bei sonst gleichen
Bedingungen ein Austrocknen der Heizfläche in der Beschichtung und erlaubt somit bei
Zunahme des Dampfgehaltes den Zusammenschluß der einzelnen Blasen im Strömungskern.
Anscheinend führt dies zu der Ausbildung einer Ringströmung mit dickem Wandfilm bei
hohen Wärmestromdichten mit der Folge des Grenzdampfphänomens als Strömungsregime
(Abbildung 5-29 (b)), während die Daten für die Beschichtung 2 und das glatte Rohr im
Regime des DNB liegen (Abbildung 5-29 (a) und (b)).
128
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0 100 200 300 400
Druck p, MPa
L/D = 50
technisch glatt
Microfilm-
Dryout
Massenstromdichte m, kg/m2s
Druck p, MPa
L/D = 50
Beschichtungs-
parameter 1
Microfilm-
Dryout
Massenstromdichte m, kg/m2s
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0 100 200 300 400
Druck p, MPa
L/D = 50
Beschichtungs-
parameter 2
Grenzdampfgebiet
(gemessen)
Microfilm-
Dryout
Massenstromdichte m, kg/m2s
Grenzdampfgebiet
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0 100 200 300 400
Grenzdampfgebiet
(gemessen)
Grenzdampfgebiet
Grenzdampfgebiet
(gemessen)
Grenzdampfgebiet
(a)
(b)
(c)
Abbildung 5-28: Strömungskarten für die Rohrgeometrie DL = 50 mit qualitativer
Übergangsgrenze zwischen den Strömungsformen Microfilm-Dryout und
Grenzdampfgebiet für glatt, Beschichtungsparameter 1 und 2
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 129
Druck p, MPa
L/D = 14,1
technisch glatt
Grenzdampf-
gebiet
Microfilm-
Dryout
Massenstromdichte m, kg/m2s
DNB
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0 100 200 300 400
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0 100 200 300 400
Druck p, MPa
L/D = 14,1
Beschichtungs-
parameter 1
Grenzdampfgebiet
Microfilm-
Dryout
Massenstromdichte m, kg/m2s
DNB
Obergrenze der Heizleistung
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0 100 200 300 400
Druck p, MPa
L/D = 14,1
Beschichtungs-
parameter 2
Grenzdampf-
gebiet
Microfilm-
Dryout
Massenstromdichte m, kg/m2s
DNB
(a)
(b)
(c)
keine CHF-Messung
Abbildung 5-29: Strömungskarten für die Rohrgeometrie DL = 14,1 mit qualitativer
Übergangsgrenze zwischen den Strömungsformen Microfilm-Dryout,
Grenzdampfgebiet und DNB für glatt, Beschichtungsparameter 1 und 2
130
Die Beobachtung des DNB-Verhaltens bei dem Rohr mit der Beschichtung 2 bei mäßig
hohem Druck ( DL = 14,1, Abbildung 5-29 (c)) läßt sich durch die Annahme der Ausbildung
einer geschlossenen Dampfschicht in der porösen Schicht erklären. Die Daten für die
Beschichtung 1 und glatt liegen hier im Grenzdampfgebiet ((Abbildung 5-29 (a) und (b)).
Anscheinend kann bei der porösen Beschichtung mit den Beschichtungsparametern 2 der
Dampf ab einer gewissen Dampfproduktionsrate nicht mehr schnell genug abgeführt werden.
Eine Versorgung der Heizfläche mit Flüssigkeit an dieser Stelle ist nicht mehr gewährleistet
und die Heizfläche trocknet vollständig aus. Es kommt für die poröse Beschichtung mit den
Beschichtungsparametern 2 zum DNB bei Werten höherer kritischer Wärmestromdichte
gegenüber glatt.
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0 100 200 300 400
Druck p, MPa
L/D = 28,33
technisch glatt
Grenzdampf-
gebiet
Microfilm-
Dryout
Massenstromdichte m, kg/m2s
DNB
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0 100 200 300 400
Druck p, MPa
L/D = 28,33
porös beschichtet
Beschichtungs-
parameter:
δ = 350 µm
dp = 80 - 100 µm
ε = 60 - 70 %
Grenzdampfgebiet
Microfilm-
Dryout
Massenstromdichte m, kg/m2s
DNB
(a)
(b)
Abbildung 5-30: Strömungskarten nach YILDIZ [68] für die Rohrgeometrie DL = 28,33
mit qualitativer Übergangsgrenze zwischen den Strömungsformen
Microfilm-Dryout, Grenzdampfgebiet und DNB für glatt und porös
beschichtet
KAPITEL 5. DISKUSSION DER EXPERIMENTELLEN ERGEBNISSE 131
YILDIZ [68] entwickelte Strömungskarten für eine Rohrgeometrie von DL = 28,33
(D = 6 mm, L = 170 mm). Die Strömungskarten gelten für das unbeschichtete Rohr und für
ein Rohr mit poröser Beschichtung (Schichtdicke p
d= 350 µm, Korndurchmesser
δ
= 80-
100 µm, Porosität
ε
= 60-70 %), siehe Abbildung 5-30 (a) und (b).
Zieht man die Strömungskarten von YILDIZ [68] zu einem Vergleich heran, dann läßt sich
ein ähnlicher Verlauf der qualitativen Grenzen der Strömungsregime beim glatten Rohr
erkennen. Für den Microfilm-Dryout gibt es im Bereich hoher Drücke und kleiner
Massenstromdichten eine Ausbuchtung im qualitativen Grenzverlauf (Abbildung 5-30 (a)).
Diese zeigt sich auch bei den Strömungskarten für die Geometrien DL = 50 und
DL = 14,1. Auch für den Bereich des DNB lassen sich analoge Zusammenhänge für das
glatte Rohr erkennen. Die qualitative Übergangsgrenze zwischen Grenzdampfgebiet und
DNB bei YILDIZ [68] zeigt im Vergleich mit dieser Arbeit einen ähnlichen Verlauf
(niedriger Druck, hohe Massenstromdichte, DL = 14,1).
Anders sind die Tendenzen bei der von YILDIZ [68] entwickelten Strömungskarte für das
porös beschichtete Rohr (Abbildung 5-30 (b)). Der qualitative Grenzverlauf zwischen
Grenzdampfgebiet und DNB unterscheidet sich von denen bei glatt und porös in dieser Arbeit
sowie bei glatt in der Arbeit von YILDIZ [68]. Im Gegensatz zu den anderen untersuchten
Rohren tritt hier das Regime des DNB vornehmlich im Bereich erhöhter Drücke auf, was in
dieser Arbeit bei keiner der porös beschichteten Testsektionen beobachtet wurde.
132
6 KORRELATION DER ERGEBNISSE
Nachdem in den vorangegangenen Kapiteln der Einfluß poröser Beschichtungen auf die
kritische Wärmestromdichte und deren Entstehungsmechanismus analysiert wurde sowie eine
Analyse des zugehörigen Strömungszustandes erfolgte, werden in diesem Kapitel die
experimentell ermittelten Daten für die kritische Wärmestromdichte in Abhängigkeit von
Strömungsmechanismus und Oberflächenbeschaffenheit (beschichtet oder unbeschichtet)
korreliert. Eine Aufteilung der Korrelation in die unterschiedlichen Entstehungsmechanismen
der Siedekrise (DNB und Dryout) ist notwendig, da es sich hier um unterschiedliche
physikalische Phänomene handelt.
Zuerst erfolgt ein Vergleich der ermittelten CHF-Daten mit den in der Literatur vorhandenen
Korrelationen anderer Autoren. Danach werden die Daten mit der vom Autor dieser Arbeit
entwickelten Korrelationen verglichen. Der Vergleich erfolgt für lotrechte, direkt beheizte
Kreisrohre mit und ohne poröser Innenrohrbeschichtung.
6.1 Vergleich der Ergebnisse mit der Korrelation anderer Autoren
6.1.1 Korrelation anderer Autoren für glatte Rohre
Die Korrelation von MACBETH [42] zeigt im gültigen Parameterbereich (siehe Tabelle 2-2)
eine gute Übereinstimmung mit den eigenen ermittelten CHF-Daten (Abbildung 6-1).
Abweichungen in der Vorhersage der CHF treten im Bereich des Grenzdampfphänomen auf.
Hier werden die CHF-Daten nach MACBETH [42] unterschätzt. Für die kurze Testsektion
ergeben sich größere Abweichungen. Die Testsektion mit der Rohrgeometrie von DL = 14,1
liegt außerhalb des Gültigkeitsbereiches der Korrelation.
KATTO ET AL. [26] sind die ersten Autoren, die bei ihrer Korrelation der CHF die
Strömungsform bei der Entstehung der Siedekrise berücksichtigen. Obwohl die verglichenen
Daten für das glatte Rohr im Anwendungsbereich der Korrelation liegen, ist sie für einige
Parameterbereiche der eigenen Untersuchung dennoch nicht plausibel. Aus der Abbildung 6-2
läßt sich eine große Abweichung von den eigenen gemessenen Daten erkennen. Für die kurze
KAPITEL 6. KORRELATION DER ERGEBNISSE 133
Testsektion ( DL = 14,1) bei einem Druck von p = 0,12 MPa werden die Meßdaten
überschätzt.
Obwohl die Korrelation von WEBER [65] nur eine Gleichung beinhaltet und die einzelnen
Strömungsregime nicht berücksichtigt werden, zeigt sie die beste Übereinstimmung mit allen
in dieser Arbeit experimentell ermittelten CHF-Daten (siehe Abbildung 6-3). Die Korrelation
wurde für Dryout entwickelt. Für dieses Strömungsregime liegen alle Werte im Fehlerband
von ±20%, nur für DNB gibt es größere Abweichungen.
Eine gute Übereinstimmung mit den experimentell ermittelten Daten für die kritische
Wärmestromdichte beim glatten Rohr der Rohrgeometrie von DL = 50 zeigt die Korrelation
von RUAN [52]. Der Anwendungsbereich dieser Korrelation gilt nur für eine Rohrgeometrie
von DL = 44,33. Wie die Abbildung 6-4 zeigt, werden die eigenen CHF-Daten für die
kurzen Rohre von DL = 14,1 von der RUAN-Korrelation [52] unterschätzt.
KUZMA-KICHTA ET AL. [36], [37] berücksichtigen in ihrer Korrelation die
unterschiedlichen Strömungsregime Dryout und DNB. Ein Vergleich der Korrelation mit den
eigenen CHF-Daten ist in Abbildung 6-5 dargestellt. Für das Strömungsregime Dryout ist die
Korrelation im Gültigkeitsbereich stark eingeschränkt. Sie gilt nur für eine Rohrgeometrie
von DL = 250. Bei einem Vergleich mit den experimentell gewonnen CHF-Daten zeigte sich
trotzdem eine gute Vorhersage für das glatte Rohr der Länge von 127 mm. Die Vorhersage
der Daten für DNB bewegt sich im Fehlerband von ±20%. Für die Daten der kritischen
Wärmestromdichte für das Rohr der Geometrie DL = 50 trifft die Korrelation von
KUZMA-KICHTA ET AL. [36], [37] nicht zu. Die Daten werden grob überschätzt und
erscheinen in Abbildung 6-5 nicht.
Auch bei der Korrelation von YILDIZ [68] wird das Strömungsregime bei der Entstehung der
Siedekrise berücksichtigt. Allerdings ist der Anwendungsbereich der Korrelation von
YILDIZ [68] für das Strömungsregime des DNB auf eine Rohrgeometrie von =DL 28,33
begrenzt und für den Bereich des Microfilm-Dryout wurde auf Grund einer zu geringen
Datenbasis keine Korrelation entwickelt. Hier kann ein Vergleich der experimentell
ermittelten Daten beim glatten Rohr nur für das Regime des Grenzdampfgebietes erfolgen.
Man erkennt, daß ein Großteil der eigenen Daten im Fehlerband von ±20% liegt (Abbildung
6-6). Für DNB gibt es keine Übereinstimmung.
134
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
CHF-Experiment qcr, W/cm2
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 100 200 300 400 500
Technisch glatt,
L/D = 50, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, DNB
-20 %
+20 %
Abbildung 6-1: Vergleich der CHF-Daten mit der Korrelation von MACBETH [42]
(glatte Rohre)
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
CHF-Experiment qcr, W/cm2
Technisch glatt,
L/D = 50, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, DNB
-20 %
+20 %
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 100 200 300 400 500
Abbildung 6-2: Vergleich der eigenen CHF-Daten mit der Korrelation von KATTO ET
AL. [26] (glatte Rohre)
KAPITEL 6. KORRELATION DER ERGEBNISSE 135
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
CHF-Experiment qcr, W/cm2
Technisch glatt,
L/D = 50, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, DNB
-20 %
+20 %
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 100 200 300 400 500
Abbildung 6-3: Vergleich der eigenen CHF-Daten mit der Korrelation von WEBER [65]
(glatte Rohre)
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
CHF-Experiment qcr, W/cm2
Technisch glatt,
L/D = 50, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, DNB
-20 %
+20 %
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 100 200 300 400 500
Abbildung 6-4: Vergleich der eigenen CHF-Daten mit der Korrelation von RUAN [52]
(glatte Rohre)
136
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
CHF-Experiment qcr, W/cm2
Technisch glatt,
L/D = 50, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, DNB
-20 %
+20 %
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 100 200 300 400 500
Abbildung 6-5: Vergleich der eigenen CHF-Daten mit der Korrelation von KUZMA-
KICHTA ET AL. [36], [37] (glatte Rohre)
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
CHF-Experiment qcr, W/cm2
Technisch glatt,
L/D = 50, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, DNB
-20 %
+20 %
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 100 200 300 400 500
Abbildung 6-6: Vergleich der CHF-Daten mit der Korrelation von YILDIZ [68]
(glatte Rohre)
KAPITEL 6. KORRELATION DER ERGEBNISSE 137
6.1.2 Korrelation anderer Autoren für porös beschichtete Rohre
Wie in Kapitel 2.4 beschrieben, gibt es nur zwei dem Autor zum jetzigen Zeitpunkt bekannte
Korrelationen für Rohre mit poröser Innenbeschichtung. Die experimentell ermittelten CHF-
Daten für die Rohre mit den Beschichtungsparametern 1 und 2 werden im folgenden mit den
Vorhersagewerten dieser beiden Korrelationen verglichen.
Wie bei der Korrelation für glatte Rohre unterscheiden die Autoren KUZMA-
KICHTA ET AL. [36], [37] für Rohre mit poröser Beschichtung die einzelnen
Entstehungsmechanismen der Siedekrise. Für den Mechanismus des Dryout (Bereich des
Grenzdampfphänomens sowie des Microfilm-Dryout) erfolgt die Verwendung der gleichen
Gleichung wie beim glatten Rohr. Nur für das Regime des DNB erfolgt eine Unterscheidung
von glatt. Die eigenen CHF-Daten für porös beschichtete Rohre mit einer Rohrgeometrie von
DL = 50 liegen nicht im Gültigkeitsbereich der Korrelation. Die Abweichungen sind hier
sehr groß und es erfolgt keine Darstellung in Abbildung 6-7. Obwohl auch die Rohre der
Länge L = 127 mm nicht im Anwendungsbereich der Korrelation liegen, werden sie
dargestellt. Die Daten liegen teilweise im Fehlerband von ±20%, werden aber größtenteils
überschätzt. Auch für DNB überschätzt die Korrelation die eigenen Meßdaten. Allerdings
zeigt sich hier eine Tendenz der Zunahme der Genauigkeit der Vorhersage der CHF mit
steigender Massenstromdichte (Abbildung 6-7).
Eine höhere Genauigkeit in der Vorhersage der kritischen Wärmestromdichte bei porös
beschichteten Rohren zeigt die Korrelation von YILDIZ [68]. Es erfolgt eine Aufteilung in
die unterschiedlichen Strömungsregime DNB, Grenzdampfgebiet und Microfilm-Dryout. Für
die Bereiche des Grenzdampfgebietes und Microfilm-Dryout verwendet YILDIZ [68] bei der
Vorhersage der CHF für porös beschichtete Rohre die gleiche Korrelation wie für glatt. Die
Autorin beobachtete anscheinend keinen Einfluß poröser Beschichtungen in diesem Bereich.
Wie in Abbildung 6-8 ersichtlich, liegen die eigenen CHF-Daten für porös beschichtete Rohre
im Bereich des Dryout größtenteils im Fehlerband von ±20%. Die von YILDIZ [68] für
Rohre mit poröser Beschichtung entwickelte Korrelation für das Strömungsregime DNB gilt
nur für eine feste Beschichtung (
δ
= 350 µm, p
d= 80-100 µm,
ε
= 60-70 %) die nicht mit
denen in dieser Arbeit übereinstimmt. Die Korrelation unterschätzt die in dieser Arbeit
ermittelten Meßdaten für die CHF bei DNB. Die Abweichungen sind größer als 20% (siehe
Abbildung 6-8).
138
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
CHF-Experiment qcr, W/cm2
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 14,1, Dryout
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 14,1, Dryout
-20 %
+20 %
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 100 200 300 400 500
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 14,1, DNB
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 14,1, DNB
Abbildung 6-7: Vergleich der eigenen CHF-Daten mit der Korrelation von KUZMA-
KICHTA ET AL. [36], [37] (porös beschichtete Rohre)
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
CHF-Experiment qcr, W/cm2
-20 %
+20 %
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 50, Dryout
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 50, Dryout
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 14,1, Dryout
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 14,1, Dryout
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 14,1, DNB
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 14,1, DNB
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 100 200 300 400 500
Abbildung 6-8: Vergleich der CHF-Daten mit der Korrelation von YILDIZ [68]
(porös beschichtete Rohre)
KAPITEL 6. KORRELATION DER ERGEBNISSE 139
6.2 Vergleich der Ergebnisse mit der eigenen Korrelation
Wie der Vergleich mit den in der Literatur vorhandenen Korrelationen anderer Autoren zeigt,
werden die in dieser Arbeit durch eine systematische Untersuchung ermittelten Werte für die
kritische Wärmestromdichte sowohl für glatte, als auch für porös beschichtete Rohre nur mit
größeren Abweichungen wiedergegeben. Die meisten vorhandenen Korrelationen
berücksichtigen nicht die Strömungszustände bei der Siedekrise. Das hat zur Folge, daß
Korrelationen mit einer guten Genauigkeit bei der Vorhersage der CHF in einem
Strömungsregime keine gute Vorhersage der CHF in einem anderen Strömungsregime treffen
können.
Wie die Untersuchungen in dieser Arbeit zeigen, verändern poröse Beschichtungen das
Strömungsbild beim Auftreten der Siedekrise. So ist der Bereich des Grenzdampfgebietes bei
gleicher Rohrgeometrie in Abhängigkeit von den Parametern der porösen Schicht
unterschiedlich groß ausgebildet. Jede poröse Schicht hat somit ihren eigenen
charakteristischen Verlauf im Diagramm cr
q
über cr
x. Die Strömungsmechanismen bei
glatten und porös beschichteten Rohren können bei sonst gleichen Versuchsbedingungen
unterschiedlich sein. Es liegen nicht immer vergleichbare Strömungszustände vor. In dieser
Arbeit wird daher eine eigenständige Korrelation für Rohre mit poröser Beschichtung
entwickelt. Der Einfluß poröser Beschichtungen in Abhängigkeit von den
Beschichtungsparametern wird durch die Einführung einer neuen dimensionslosen Kennzahl
Schichtdicke / Partikeldurchmesser, p
d
δ
beschrieben.
Wie die Meßergebnisse belegen, ist die kritische Wärmestromdichte nicht direkt vom lokalen
Dampfgehalt abhängig, sondern es zeigt sich eine Abhängigkeit von den Eintrittsparametern,
wie z.B. der Eintrittsunterkühlung. Es wird konsequent nach der globalen Hypothese
korreliert;
()
D,L,h,m,pfq subcr
∆
=.
140
6.2.1 Eigene Korrelation für glatte Rohre bei DNB
Zur genauen Vorhersage der kritischen Wärmestromdichte für glatte Rohre bei DNB fand
sich in der Literatur keine passende Korrelation anderer Autoren. Eine Einteilung der
Parameterbereiche bei denen DNB als Entstehungsmechanismus der Siedekrise vorlag
erfolgte in Tabelle 5-1 und Tabelle 5-4. Bei den eigenen Messungen wurde ein flacher sowie
ein steiler Anstieg von cr
q
über cr
x beobachtet, es wurden die Bereiche des wahren und des
scheinbaren DNB erreicht.
Der Vorschlag von YILDIZ [68] den Korrelationsansatz von THOM ET AL. [61] unter
Verwendung des Modells zur Bestimmung der Heizflächentemperatur von SCHROEDER-
RICHTER ET AL. [56], [55] zu verwenden, wurde in dieser Arbeit nicht übernommen. Ziel
ist es, die Beschreibung der kritischen Wärmestromdichte mit globalen Parametern
vorzunehmen. Es wurde daher der Ansatz von WEBER [65] übernommen und angepaßt. Für
eine breitere Datenbasis wurden die Daten von YILDIZ [68] für scheinbares DNB mit
berücksichtigt.
Für die kritische Wärmestromdichte bei wahrem DNB und bei scheinbarem DNB ergibt sich
die Gleichung (6-1):
+=
v
sub
1ccr h
h
7,01qq
∆
∆
(6-1)
mit
+
+
=
D
L
65,11
Lm
6,01
Lm
c
hm
q
499,0
2
l
165,0
l
g
515,0
2
l
6,0
l
g
1
v
1c
σρ
ρ
ρ
σρ
ρ
ρ
∆
und
()
DL1,054,3c1+= .
KAPITEL 6. KORRELATION DER ERGEBNISSE 141
Die eigene Korrelation der kritischen Wärmestromdichte nach Gleichung (6-1) liefert eine
gute Übereinstimmung mit den CHF-Daten. Insgesamt wurden 68 Daten aus den eigenen
Messungen und 20 Daten aus den Messungen von YILDIZ [68] zur Erstellung einer
Gleichung für DNB verwendet. Die Daten liegen im Fehlerband von ±10% (siehe Abbildung
6-9). Der relative RMS beträgt 7,25 %. Der mittlere Fehler liegt bei 6,31 %.
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
CHF-Experiment qcr, W/cm2
Technisch glatt,
L/D = 14,1, DNB
-10 %
+10 %
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 100 200 300 400 500
Abbildung 6-9: Vergleich der CHF-Daten mit der eigenen Korrelation nach Gleichung (6-1)
(DNB, glatte Rohre)
Auch aus Abbildung 6-10 als Funktion über der Massenstromdichte und aus Abbildung 6-11
als Funktion über dem Eintrittsdruck läßt sich wiederum eine gute Wiedergabe der Daten
erkennen. Leichte Abweichungen vom Fehlerband ±10% zeigen sich für DNB bei einer
Massenstromdichte von 300 kg/m2s (Abbildung 6-10) und einem Eintrittsdruck von 0,7 MPa
(Abbildung 6-11).
142
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
Technisch glatt,
L/D = 14,1, DNB
-10 %
+10 %
Massenstromdichte m, kg/m2s
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 100 200 300 400
Abbildung 6-10: Vergleich der CHF-Daten mit der eigenen Korrelation nach Gleichung (6-1)
über Massenstromdichte (DNB, glatte Rohre)
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
Technisch glatt,
L/D = 14,1, DNB
-10 %
+10 %
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
02468
Eintrittsdruck pi, MPa
Abbildung 6-11: Vergleich der CHF-Daten mit der eigenen Korrelation nach Gleichung (6-1)
über Eintrittsdruck (DNB, glatte Rohre)
KAPITEL 6. KORRELATION DER ERGEBNISSE 143
6.2.2 Eigene Korrelation für glatte Rohre bei Dryout
Für das Strömungsregime Dryout beim glatten Rohr zeigt der Korrelationsansatz von
WEBER [65], der ausschließlich für Dryout entwickelt wurde, eine gute Wiedergabe der 312
CHF-Daten für Rohre ohne Beschichtung. Für eine höhere Genauigkeit wurde der Ansatz von
WEBER [65] auf die eigenen Daten angepaßt. Die Korrelation gilt für den Bereich des
Grenzdampfphänomens und für Microfilm-Dryout. Die Datenbasis wurde mit CHF-Daten
von RUAN [52] und YILDIZ [68] erweitert. Das Ergebnis ist die folgende Gleichung.
+=
v
sub
2ccr h
h
7,01qq
∆
∆
(6-2)
mit
+
+
=
D
L
65,11
Lm
163,096,0
Lm
c
hm
q
377,0
2
l
065,0
l
g
291,0
2
l
199,0
l
g
2
v
2c
σρ
ρ
ρ
σρ
ρ
ρ
∆
und
() ()
2
2DL00007,0DL00565,0258,0c +−= .
Wie die Abbildung 6-12 belegt, liegen die Daten nahezu ausschließlich im Fehlerband von
±10%. Der relative RMS beträgt 7,93 %. Der mittlere Fehler liegt bei 5,86 %.
Für eine Massenstromdichte von 50 kg/m2s (siehe Abbildung 6-13) und einen Eintrittsdruck
von 0,4 MPa (siehe auch Abbildung 6-14) gibt es geringe Abweichungen. Ansonsten
beschreibt die Gleichung (6-2) die Daten für den Bereich des Dryout (Grenzdampfgebiet und
Microfilm-Dryout) bei glatten Rohren sehr gut (siehe Abbildung 6-13 und Abbildung 6-14).
144
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
CHF-Experiment qcr, W/cm2
Technisch glatt,
L/D = 50, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, Dryout
-10 %
+10 %
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 100 200 300 400 500
Abbildung 6-12: Vergleich der CHF-Daten mit der eigenen Korrelation nach Gleichung (6-2)
(Dryout, glatte Rohre)
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
Technisch glatt,
L/D = 50, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, Dryout
-10 %
+10 %
Massenstromdichte m, kg/m2s
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 100 200 300 400
Abbildung 6-13: Vergleich der CHF-Daten mit der eigenen Korrelation nach Gleichung (6-2)
über Massenstromdichte (Dryout, glatte Rohre)
KAPITEL 6. KORRELATION DER ERGEBNISSE 145
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
Technisch glatt,
L/D = 50, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, Dryout
-10 %
+10 %
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
02468
Eintrittsdruck pi, MPa
Abbildung 6-14: Vergleich der CHF-Daten mit der eigenen Korrelation nach Gleichung (6-2)
über Eintrittsdruck (Dryout, glatte Rohre)
Zur Berechnung des Grenzdampfgehaltes kann die Energiebilanz im Kreisrohr herangezogen
werden (Gleichung ( 5-1 )). Für cr
q
werden die Werte aus der eigenen Korrelation für Dryout
(Gleichung 6-2) eingesetzt. Wie der direkte Vergleich in den Abbildung 6-15 zeigt, werden
auch die Werte für den Grenzdampfgehalt b
x sehr gut wiedergegeben (siehe auch Abbildung
6-16 und Abbildung 6-17).
V
E
'
V
cr
bh
hh
Dh m
L q 4
x
∆∆
−
−=
(6-3)
mit cr
q
aus Gleichung (6-2).
146
-10 %
+10 %
xb-Experiment
x
b
-Korrelation / x
b
-Experiment
Technisch glatt,
L/D = 50, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, Dryout
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0,50 0,63 0,75 0,88 1,00
Abbildung 6-15: Vergleich der xb-Daten mit der eigenen Korrelation nach Gleichung (6-3)
(Dryout, glatte Rohre)
x
b
-Korrelation / x
b
-Experiment
Technisch glatt,
L/D = 50, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, Dryout
Massenstromdichte m, kg/m2s
-10 %
+10 %
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 50 100 150 200
Abbildung 6-16: Vergleich der xb-Daten mit der eigenen Korrelation nach Gleichung (6-3)
über Massenstromdichte (Dryout, glatte Rohre)
KAPITEL 6. KORRELATION DER ERGEBNISSE 147
Eintrittsdruck pi, MPa
Technisch glatt,
L/D = 50, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, Dryout
-10 %
+10 %
x
b
-Korrelation / x
b
-Experiment
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
02468
Abbildung 6-17: Vergleich der xb-Daten mit der eigenen Korrelation nach Gleichung (6-3)
über Eintrittsdruck (Dryout, glatte Rohre)
6.2.3 Eigene Korrelation für porös beschichtete Rohre bei DNB
Poröse Beschichtungen führen im Bereich des scheinbaren DNB zu einer Intensivierung der
kritischen Wärmestromdichte gegenüber glatt. Im angewendeten Parameterbereich zeigen die
in der Literatur vorhandenen Korrelationen keine Übereinstimmung mit den eigenen
Meßergebnissen. Die Korrelationen von KUZMA-KICHTA ET AL. [36], [37] und von
YILDIZ [68] überschätzten die eigenen CHF-Daten. Die Korrektur der Korrelation für glatt
um einen multiplikativen oder additiven Faktor, der den Einfluß poröser Beschichtung
beschreibt, wird vom Autor abgelehnt. Poröse Beschichtungen verändern das Strömungsbild
im Rohr, somit sollte hier eine eigenständige Korrelation entwickelt werden. Auch hier wird
der Ansatz von WEBER [65] verwendet und modifiziert. Der Einfluß der Abhängigkeit
poröser Beschichtungen von den Beschichtungsparametern wird durch eine neue
dimensionslose Kennzahl beschrieben. Der Faktor heißt Schichtdicke / Partikeldurchmesser
(p
d
δ
).
148
+=
v
sub
3ccr h
h
7,01qq
∆
∆
(6-4)
mit
+
+
=
D
L
65,11
Lm
6,01
Lmd
c
hm
q
499,0
2
l
165,0
l
g
55,0
2
l
425,0
l
g
315,0
p
3
v
3c
σρ
ρ
ρ
σρ
ρ
ρ
δ
∆
und
()
DL0125,0224,1c3+= .
Für die Entwicklung der Gleichung für porös beschichtete Rohre bei DNB standen 99
Meßwerte zur Verfügung. Die Datenbasis wurde mit Hilfe der Meßwerte von YILDIZ [68]
erweitert. Der relative RMS liegt bei 6,09 %, der mittlere Fehler bei 5,17 %. sämtliche
Meßdaten liegen im Fehlerband von ±10% (Abbildung 6-18 bis Abbildung 6-20).
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
CHF-Experiment qcr, W/cm2
-10 %
+10 %
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 14,1, DNB
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 14,1, DNB
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 100 200 300 400 500
Abbildung 6-18: Vergleich der CHF-Daten mit der eigenen Korrelation nach Gleichung (6-4)
(DNB, porös beschichtete Rohre)
KAPITEL 6. KORRELATION DER ERGEBNISSE 149
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
-10 %
+10 %
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 14,1, DNB
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 14,1, DNB
Massenstromdichte m, kg/m2s
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 50 100 150 200 250 300 350
Abbildung 6-19: Vergleich der CHF-Daten mit der eigenen Korrelation nach Gleichung (6-4)
über Massenstromdichte (DNB, porös beschichtete Rohre)
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
-10 %
+10 %
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 14,1, DNB
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 14,1, DNB
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
02468
Eintrittsdruck pi, MPa
Abbildung 6-20: Vergleich der CHF-Daten mit der eigenen Korrelation nach Gleichung (6-4)
über Eintrittsdruck (DNB, porös beschichtete Rohre)
150
6.2.4 Eigene Korrelation für porös beschichtete Rohre bei Dryout
Wie die Untersuchungen in dieser Arbeit belegen, gibt es im Bereich des Grenzdampfgebietes
einen positiven oder negativen Einfluß poröser Beschichtungen auf die CHF. Der Bereich des
Grenzdampfgebietes ist gegenüber glatt in Abhängigkeit von den Parametern der porösen
Schicht bei gleicher Rohrgeometrie unterschiedlich groß ausgebildet. Für diesen Bereich gibt
es zum jetzigen Zeitpunkt noch keine Korrelation anderer Autoren für porös beschichtete
Rohre. Zur Entwicklung einer Korrelation im Regime des Grenzdampfgebietes wird
wiederum der Ansatz von WEBER [65] verwendet. Die Berücksichtigung der Eigenschaften
der Beschichtungsparameter erfolgt über die Einführung einer neuen dimensionslosen
Kenngröße p
d
δ
(Schichtdicke / Partikeldurchmesser).
+=
v
sub
4ccr h
h
7,01qq
∆
∆
(6-5)
mit
+
+
=
D
L
95,11
Lm
16,06,0
Lmd
c
hm
q
377,0
2
l
255,0
l
g
295,0
2
l
405,0
l
g
095,0
p
4
v
4c
σρ
ρ
ρ
σρ
ρ
ρ
δ
∆
und
() ()
(
)
()
[
]
()
2475,0
p
475,0
p4 DL000176,0DLd00925,00113,0d463,0315,0c ++−+= −−
δδ
.
Für den Bereich des Microfilm-Dryout zeigt sich kein Einfluß poröser Beschichtungen auf die
kritische Wärmestromdichte gegenüber dem unbeschichteten Rohr bei sonst gleichen
Versuchsparametern. Hier wird die eigene Korrelation für das glatte Rohr verwendet (siehe
Gleichung (6-2)).
Für die Entwicklung der Korrelation der CHF standen insgesamt 643 eigene Meßdaten für
Rohre mit poröser Beschichtung bei Dryout zur Verfügung. Auch wurden für eine noch
breitere Datenbasis teilweise Daten von YILDIZ [68] berücksichtigt. Wie die Abbildung 6-21
bis Abbildung 6-23 belegen, liegen auch hier nahezu alle in dieser Arbeit ermittelten Daten im
Fehlerband von ±10%. Der mittlere relative Fehler liegt bei 5,94 % und der RMS beträgt für
diese Korrelation 7,35 %.
KAPITEL 6. KORRELATION DER ERGEBNISSE 151
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
CHF-Experiment qcr, W/cm2
-10 %
+10 %
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 50, Dryout
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 50, Dryout
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 14,1, Dryout
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 14,1, Dryout
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 100 200 300 400 500
Abbildung 6-21: Vergleich der CHF-Daten mit der eigenen Korrelation nach Gleichung (6-5)
(Dryout, porös beschichtete Rohre)
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
-10 %
+10 %
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 50, Dryout
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 50, Dryout
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 14,1, Dryout
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 14,1, Dryout
Massenstromdichte m, kg/m2s
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 50 100 150 200 250 300 350
Abbildung 6-22: Vergleich der CHF-Daten mit der eigenen Korrelation nach Gleichung (6-5)
über Massenstromdichte (Dryout, porös beschichtete Rohre)
152
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
-10 %
+10 %
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 50, Dryout
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 50, Dryout
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 14,1, Dryout
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 14,1, Dryout
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
02468
Eintrittsdruck pi, MPa
Abbildung 6-23: Vergleich der CHF-Daten mit der eigenen Korrelation nach Gleichung (6-5)
über Eintrittsunterkühlung (Dryout, porös beschichtete Rohre)
6.3 Zusammenfassung der eigenen Korrelation
Die systematische und umfangreiche experimentelle Untersuchung in dieser Arbeit hat
gezeigt, daß Rohre mit poröser Beschichtung die Bereiche der Strömungsregime in
Abhängigkeit von den Beschichtungsparametern der porösen Schicht verschieben. Dieser
eigene charakteristische Verlauf einer jeden porösen Schicht führt somit zu einer mehr oder
minder ausgeprägten Veränderung (Vergrößerung oder Verkleinerung) der kritischen
Wärmestromdichte gegenüber dem glatten Rohr.
Für eine gezielte Vorhersage der kritischen Wärmestromdichte ist die Kenntnis der
Strömungsform von hoher Wichtigkeit. Für jede Strömungsform gilt eine speziell entwickelte
Berechnungsgleichung zur Vorhersage der CHF. Um die Anwendung zu vereinfachen, wurde
eine Ablauflogik entwickelt, die es ermöglicht ohne Kenntnis des Verlaufs im Diagramm cr
q
über cr
x die richtige Korrelation zu finden und anzuwenden. Die Anwendung dieser Logik
ermöglicht gleichzeitig die Bestimmung des Strömungszustandes.
KAPITEL 6. KORRELATION DER ERGEBNISSE 153
Tabelle 6-1: Eigene Korrelation für glatte Rohre
Autor: Eigene Korrelation für glatte Rohre:
STEIN
Gültigkeitsbereich:
p = 0,1–0,75 MPa
sub
T
∆
= 10–60 K
m
= 20–400 kg/m²s
D = 0,009 m
L/D = 14-50
Für die kritische Wärmestromdichte gilt:
+=
v
sub
0ccr h
h
7,01qq
∆
∆
(6-6)
Für DNB gilt:
+
+
=
D
L
65,11
Lm
6,01
Lm
c
hm
q
499,0
2
l
165,0
l
g
515,0
2
l
6,0
l
g
1
v
1c
σρ
ρ
ρ
σρ
ρ
ρ
∆
Für Dryout (Grenzdampfgebiet und Microfilm-Dryout) gilt:
+
+
=
D
L
65,11
Lm
163,096,0
Lm
c
hm
q
377,0
2
l
065,0
l
g
291,0
2
l
199,0
l
g
2
v
2c
σρ
ρ
ρ
σρ
ρ
ρ
∆
()
DL1,054,3c1+=
() ()
2
2DL00007,0DL00565,0258,0c +−=
500q 1c +
≤1c0c2c qqq =→ (DNB)
500q 1c +
>2c0c2c qqq =→ (Dryout)
Für den Grenzdampfgehalt gilt:
V
E
'
V
cr
bh
hh
Dh m
L q 4
x
∆∆
−
−=
mit:
+=
v
sub
2ccr h
h
7,01qq
∆
∆
(6-2)
154
Tabelle 6-2: Eigene Korrelation für porös beschichtete Rohre
Autor: Eigene Korrelation für porös beschichtete Rohre:
STEIN
Gültigkeitsbereich:
p = 0,1 – 0,75 MPa
sub
T
∆
= 10 – 60 K
m
= 20 – 400 kg/m²s
D = 0,009 m
L/D = 14 - 50
δ
/P
d= 3,8 – 8,6
≈
ε
= 60 – 70 %
Für die kritische Wärmestromdichte gilt:
+=
v
sub
0ccr h
h
7,01qq
∆
∆
(6-7)
Für DNB gilt:
+
+
=
D
L
65,11
Lm
6,01
Lmd
c
hm
q
499,0
2
l
165,0
l
g
55,0
2
l
425,0
l
g
315,0
p
3
v
3c
σρ
ρ
ρ
σρ
ρ
ρ
δ
∆
Für das Grenzdampfgebiet gilt:
+
+
=
D
L
95,11
Lm
163,06,0
Lmd
c
hm
q
377,0
2
l
255,0
l
g
295,0
2
l
405,0
l
g
095,0
p
4
v
4c
σρ
ρ
ρ
σρ
ρ
ρ
δ
∆
()
DL0125,0224,1c3+=
() ()
(
)
()
[
]
DLd00925,00113,0d463,0315,0c 475,0
p
475,0
p4
−− +−+=
δδ
()
2
DL000176,0+
3c
q
≤3c0c4c qqq =→ (DNB)
3c
q
>4c0c4c qqq =→ (Grenzdampfgebiet)
3c
q
>4c
q
und m
< 30 sm
kg
2 2c0c qq =→ (Microfilm-Dryout)
Für den Grenzdampfgehalt gilt:
V
E
'
V
cr
bh
hh
Dh m
L q 4
x
∆∆
−
−=
mit:
+=
v
sub
4ccr h
h
7,01qq
∆
∆
( 6-5 )
KAPITEL 6. KORRELATION DER ERGEBNISSE 155
6.3.1 Anwendung der eigenen Korrelation für glatte Rohre
Wie die Tabelle 6-1 zeigt, wurde eine neue Korrelation entwickelt, die sich über den
gesamten Bereich 0 < cr
x < 1 erstreckt. Die unterschiedlichen Strömungsformen beim
Auftreten der Siedekrise (DNB und Dryout) wurden dabei berücksichtigt. Eine neu
entwickelte Rechenlogik erlaubt die Erkennung der vorherrschenden Strömungsform und
somit die Anwendung der richtigen Korrelation für DNB oder Dryout. Die Abbildung 6-24
zeigt das Ablaufdiagramm zur Anwendung der eigenen Korrelation bei glatten Rohren.
Berechung der Korrelation für
glatte Rohre
DNB, Grenzdampfgebiet und Microfilm-Dryout
qc1 + 500 < qc2
wahres DNB
und
scheinbares DNB
Ja
Nein
qc1
Grenzdampfgebiet
und
Microfilm-Dryout
qc2
Abbildung 6-24: Ablaufdiagramm zur Anwendung der eigenen Korrelation bei glatten Rohren
Die Abbildung 6-25 bis Abbildung 6-27 zeigen das Ergebnis nach Anwendung der Logik auf
die gesamten in dieser Arbeit ermittelten CHF-Daten in den unterschiedlichen
Strömungsbereichen des wahren DNB, scheinbaren DNB, Grenzdampfgebietes und des
Microfilm-Dryout.
156
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
CHF-Experiment qcr, W/cm2
Technisch glatt,
L/D = 50, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, DNB
-10 %
+10 %
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 100 200 300 400 500
Abbildung 6-25: Vergleich der CHF-Daten mit der eigenen Korrelation alle Strömungs-
formen (glatte Rohre)
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
Technisch glatt,
L/D = 50, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, DNB
-10 %
+10 %
Massenstromdichte m, kg/m2s
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 100 200 300 400
Abbildung 6-26: Vergleich der CHF-Daten mit der eigenen Korrelation alle Strömungs-
formen über Massenstromdichte (glatte Rohre)
KAPITEL 6. KORRELATION DER ERGEBNISSE 157
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
Technisch glatt,
L/D = 50, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, Dryout
Technisch glatt,
L/D = 14,1, DNB
-10 %
+10 %
Eintrittsdruck pi, MPa
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
02468
Abbildung 6-27: Vergleich der CHF-Daten mit der eigenen Korrelation alle Strömungs-
formen über Eintrittsdruck (glatte Rohre)
6.3.2 Anwendung der eigenen Korrelation für porös beschichtete Rohre
Im Gegensatz zu den Korrelationen von KUZMA-KICHTA ET AL. [36], [37] und
YILDIZ [68] zeigte sich in dieser Arbeit auch ein Einfluß poröser Beschichtungen auf die
kritische Wärmestromdichte im Bereich des Grenzdampfgebietes. Die Autoren schlagen bei
poröser Beschichtung die Anwendung der Korrelation in diesem Bereich wie für das glatte
Rohr vor. Wie diese Arbeit zeigt ist dies nicht zulässig. Es wurde eine Korrelation entwickelt,
die den Einfluß poröser Beschichtungen auf die CHF in den Strömungsbereichen des wahren
und scheinbaren DNB sowie des Grenzdampfgebietes beschreibt. Für den Bereich des
Microfilm-Dryout zeigen poröse Beschichtungen keinen Einfluß. Hier erfolgt die Berechnung
der CHF nach der Korrelation, wie sie für glatt entwickelt wurde. Für die Anwendung wurde
wie beim glatten Rohr eine Logik entwickelt, die es erlaubt, ohne Kenntnis des Verlaufes der
Daten im cr
q
über cr
x- Diagramm die richtige Korrelation anzuwenden. Die Logik für Rohre
mit poröser Beschichtung ist in Form eines Ablaufdiagramms in Abbildung 6-28 dargestellt.
158
Berechung der Korrelation für
porös beschichtete Rohre
DNB, Grenzdampfgebiet und Microfilm-Dryout
qc3 < qc4
wahres DNB
und
scheinbares DNB
Ja
Nein
qc3
Grenzdampfgebiet
qc4
Ja
Microfilm-Dryout
qc2
qc3 > qc4
m > 30 kg/m2s
Nein
Abbildung 6-28: Ablaufdiagramm zur Anwendung der eigenen Korrelation bei porös
beschichten Rohren
Die Darstellung der Ergebnisse nach Anwendung dieser neuen Berechnungslogik den
gesamten in dieser Arbeit untersuchten Parameterbereich zeigen die Abbildung 6-29 bis
Abbildung 6-31.
KAPITEL 6. KORRELATION DER ERGEBNISSE 159
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 50, Dryout
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 50, Dryout
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 14,1, Dryout
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 14,1, Dryout
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 14,1, DNB
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 14,1, DNB
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
CHF-Experiment qcr, W/cm2
-10 %
+10 %
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 100 200 300 400 500
Abbildung 6-29: Vergleich der CHF-Daten mit der eigenen Korrelation alle Strömungs-
formen (porös beschichtete Rohre)
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 50, Dryout
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 50, Dryout
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 14,1, Dryout
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 14,1, Dryout
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 14,1, DNB
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 14,1, DNB
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
-10 %
+10 %
Massenstromdichte m, kg/m2s
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0 50 100 150 200 250 300 350
Abbildung 6-30: Vergleich der CHF-Daten mit der eigenen Korrelation alle Strömungs-
formen über Massenstromdichte (porös beschichtete Rohre)
160
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 50, Dryout
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 50, Dryout
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 14,1, Dryout
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 14,1, Dryout
Beschichtungsparameter 1,
L/D = 14,1, DNB
Beschichtungsparameter 2,
L/D = 14,1, DNB
CHF-Korrelation / CHF-Experiment
-10 %
+10 %
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
02468
Eintrittsdruck pi, MPa
Abbildung 6-31: Vergleich der CHF-Daten mit der eigenen Korrelation alle Strömungs-
formen über Eintrittsdruck (porös beschichtete Rohre)
KAPITEL 7. ZUSAMMENFASSUNG 161
7 ZUSAMMENFASSUNG
Diese Arbeit basiert auf der seit 1988 existierenden Zusammenarbeit des Instituts für
Energietechnik der TU Berlin mit dem Moscow Power Engineering Institute (MEI). Die
Zusammenarbeit wurde 1994 durch einen Kooperationsvertrag zwischen der TU Berlin und
dem MEI vertieft. Sie führte zu gemeinsamen Veröffentlichungen [33], [67] sowie zu
mehreren Diplomarbeiten und Workshops vor und während der Durchführung dieses Projekts.
Einige Ergebnisse wurden bereits auf der European Heat Transfer Conference 2000 in
Heidelberg präsentiert [34].
Im Rahmen dieser Arbeit wird der Einfluß von gesinterten, porösen Beschichtungen der
Heizfläche auf die kritische Wärmestromdichte beim Sieden von Wasser bei erzwungener
Konvektion untersucht. Bisher veröffentlichte Ergebnisse zu diesem Thema zeigen, daß sich
der Wärmeübergang durch bestimmte Beschichtungen zwar entscheidend intensivieren läßt,
jedoch liegen bisher zu ungenaue Angaben über den Einfluß ausgewählter
Beschichtungsparameter (Korngröße, Schichtdicke) bei gleichen Strömungszuständen vor.
Anwendungen dieser Technologie sind von großem Interesse für die Einsparung von
Wärmeübertragungsflächen wie z.B. bei Verdampfern oder bei Kühlkreisläufen an
elektronischen Bauteilen, die durch das Auftreten von hohen Wärmestromdichten
gekennzeichnet sind.
Erstmalig wurde in dieser Arbeit die Abhängigkeit der kritischen Wärmestromdichte von
Strömungsparametern und Oberflächenbeschaffenheit der Heizfläche systematisch untersucht.
Es erfolgten experimentelle Untersuchungen der kritischen Wärmestromdichte für einen
großen Bereich des kritischen thermodynamischen Dampfgehaltes (0 < cr
x< 1) bei mäßig
hohen Drücken und niedrigen Massenstromdichten. Die zu erwartenden Strömungsbereiche
des wahren DNB, scheinbaren DNB, Grenzdampfgebietes und Microfilm-Dryout wurden
dabei erreicht.
In der vorliegenden Arbeit wurden poröse Oberflächenbeschichtungen mit nahezu gleicher
Schichtdicke und Porosität bei verschiedenen Partikeldurchmessern verwendet. Bei jeder
Variation der Versuchsparameter wurden Messungen der kritischen Wärmestromdichte für
das glatte und porös beschichtete Rohr durchgeführt. Es zeigte sich, daß der Einfluß poröser
162
Beschichtungen auf die CHF positiv als auch negativ in Abhängigkeit von Strömungszustand
und Art der Beschichtung sein kann. Weiter können poröse Beschichtungen den
Strömungszustand beim Auftreten der Siedekrise gegenüber glatt bei sonst gleichen
Bedingungen verändern.
Im Bereich des scheinbaren DNB zeigt sich in dieser Arbeit eine Erhöhung der kritischen
Wärmestromdichte infolge poröser Beschichtung von 72 % bei der porösen Beschichtung mit
den Beschichtungsparametern 1 und von 55 % bei der porösen Beschichtung mit den
Beschichtungsparametern 2 (Abbildung 5-13).
Das größte Potential einer Verbesserung der kritischen Wärmestromdichte zeigte sich bei der
Teststrecke mit den Beschichtungsparametern 1. Hier erfolgte ein Wechsel des
Strömungsregimes vom DNB bei glatten Rohren in den Bereich des Grenzdampfgebietes
infolge der porösen Beschichtung mit einer Erhöhung der kritischen Wärmestromdichte bei
sonst gleichen Strömungsbedingungen (siehe Abbildung 5-14). Die Intensivierung der CHF
gegenüber glatt betrug 80 %. Bei der Beschichtung mit den Beschichtungsparametern 2
konnte dieses Phänomen nicht beobachtet werden.
Für das Strömungsregime des Grenzdampfgebietes führen poröse Beschichtungen in
Abhängigkeit des Verhältnisses von DL zu einer Erhöhung (kleine Verhältnisse von DL )
oder zu einer Abnahme (große Verhältnisse von DL ) der kritischen Wärmestromdichte. So
wurde bei der Testsektion mit den Beschichtungsparametern 2 eine maximale Verbesserung
der kritischen Wärmestromdichte von 58 % ( DL = 14,1, Abbildung 5-15) und eine
maximale Abnahme von 40 % ( DL = 50, Abbildung 5-6) gemessen. Der maximal
verringernde Einfluß poröser Beschichtungen auf die CHF für die Beschichtung mit den
Beschichtungsparameter 1 lag bei 28 %.
Im Bereich des Microfilm-Dryout wurde in dieser Arbeit kein signifikanter Effekt poröser
Beschichtungen auf die kritische Wärmestromdichte beobachtet.
Erstmalig werden weiterführende physikalische Erklärungen zum Einfluß poröser
Beschichtungen auf die CHF gegenüber glatt beim Strömungssieden gegeben. Infolge poröser
Beschichtung kommt es offenbar zu einer Erhöhung der Blasenanzahl bei kleinerem
Blasendurchmesser aufgrund vermehrter Blasenkeimstellen gegenüber glatt. Zusätzlich
KAPITEL 7. ZUSAMMENFASSUNG 163
erfolgt eine verbesserte Versorgung der Heizfläche mit Flüssigkeit innerhalb der porösen
Schicht durch Kapillarkräfte. Beides führt zu einer Erhöhung der kritischen
Wärmestromdichte gegenüber glatt. Dieser Effekt ist stärker ausgeprägt bei Beschichtungen
mit kleinen Korngrößen bei einer Schichtdicke von 5-7 Kornschichten und einer Porosität von
60-70%. Im Bereich des Grenzdampfgebietes (Ringströmung) kommt es anscheinend bei
großen Verhältnissen von DL zu einer Überlagerung des oben genannten positiven Effektes
durch einen zweiten, negativen Effekt. Die erhöhte Wandrauhigkeit infolge poröser
Beschichtung führt anscheinend bei der Ausbildung der Ringströmung zu einem vermehrten
Tropfenaustrag aus dem Flüssigkeitsfilm, die Filmdicke nimmt ab und die Siedekrise tritt
früher auf als beim glatten Rohr. Diese Tendenz ist bei Beschichtungen mit größeren Partikel
stärker ausgeprägt.
Diese Eigenschaften poröser Beschichtungen führen zu einer Beeinflussung des
Strömungszustandes im Rohr gegenüber glatt bei sonst gleichen Bedingungen. Der Bereich
des Grenzdampfgebietes ist in Abhängigkeit von der Art der porösen Beschichtung
unterschiedlich stark ausgeprägt. Jede poröse Beschichtung hat somit ihren eigenen
charakteristischen Kurvenverlauf im Diagramm cr
q
über cr
x. Der Parameterbereich in dem
das Phänomen des Grenzdampfgebietes auftritt, wird in dieser Arbeit durch poröse
Beschichtungen vergrößert. Diese Effekt zeigt sich verstärkt bei Beschichtungen mit kleinen
Korngrößen. Poröse Beschichtungen führen zu einem früheren Wechsel vom Microfilm-
Dryout in das Regime des Grenzdampfgebietes gegenüber glatt. Sie verschieben den Bereich
des Grenzdampfgebietes zu kleineren Massenstromdichten. Diese Tendenz ist bei
Beschichtungen mit größeren Korndurchmessern aufgrund des verstärkten Entrainment
stärker ausgeprägt. Bei den Rohren mit poröser Beschichtung zeigen sich nach ca. 350
Betriebsstunden keine Ablagerungen in oder an der Oberfläche der porösen Beschichtung.
Weiterhin wurde in dieser Arbeit die Frage geklärt, ob der maximale Einfluß poröser
Beschichtungen auf die CHF immer mit einem Wechsel der Strömungsform infolge poröser
Beschichtung gekoppelt ist (YILDIZ [68]). Es stellte sich heraus, daß ein signifikanter
Einfluß auf die CHF (Abnahme oder Zunahme) infolge poröser Beschichtung für die Bereiche
hoher und niedriger Dampfgehalte nicht zwingend mit einem Wechsel des Strömungsregime
verknüpft ist. Das gilt auch für die Bereiche mit maximalem Einfluß auf die CHF infolge
poröser Beschichtung.
164
Für die zuverlässige Vorhersage der CHF wurde in der Literatur keine Korrelation für
unbeschichtete Rohre und für porös beschichtete Rohre gefunden. In dieser Arbeit erfolgte die
Korrelation der CHF-Daten unter Berücksichtigung der Strömungsform. Eine neue
Berechnungslogik erlaubt das Erkennen der vorliegenden Strömungsform ohne die Kenntnis
des Kurvenverlaufes im cr
q
über cr
x- Diagramm. Die entwickelte Korrelation erlaubt eine
sicherere Vorhersage der kritischen Wärmestromdichte in den Bereichen des wahren DNB,
des scheinbaren DNB, des Grenzdampfgebietes und des Microfilm-Dryout innerhalb des
Geltungsbereichs der zugrunde liegenden Korrelation. Aufgrund der Tatsache der
Abhängigkeit der in dieser Arbeit gewonnenen CHF-Daten von den Eintrittsbedingungen
(m
,
p
, sub
T∆, L, D) und der sich damit einstellenden Strömungsform wurde nach der
globalen Hypothese korreliert. Mit Einführung einer neuen dimensionslosen Kenngröße
p
d
δ
(Schichtdicke / Partikeldurchmesser) wurde der Einfluß der Beschichtungsparameter
bei der Korrelation für poröse Beschichtungen berücksichtigt.
Weiterhin wurden die neuen Erkenntnisse für das glatte und porös beschichtete Rohr in sechs
neuen Strömungskarten festgehalten. Sie erlauben die Bestimmung der Strömungsform auf
einen Blick und ermöglichen in Verbindung mit den auch in dieser Arbeit dargestellten
Strömungskarten von YILDIZ [68] eine Abschätzung des Strömungszustandes beim
Auftreten der Siedekrise für Rohre mit anderen Geometrien und Beschichtungen.
KAPITEL 8. DISKUSSION UND AUSBLICK 165
8 DISKUSSION UND AUSBLICK
In dieser Arbeit geht es um die Klärung des Einflusses poröser Beschichtungen auf die
kritische Wärmestromdichte. Wie die systematischen Untersuchungen in dieser Arbeit
belegen, haben poröse Beschichtungen in Abhängigkeit von ihren Beschichtungsparametern
einen mehr oder minder großen Einfluß auf die kritische Wärmestromdichte gegenüber dem
glatten Rohr. Diese Arbeit zeigt auf, in welchen Strömungsbereichen sich ein Einfluß poröser
Beschichtungen auf die CHF ergibt. Auch zeigt sich, daß der Einfluß positiv oder negativ sein
kann.
Der Autor dieser Arbeit gibt weiterführende Ansätze einer physikalischen Erklärung zum
Einfluß poröser Beschichtungen auf die Siedephänomene in den unterschiedlichen
Strömungszuständen. Allerdings können aufgrund der Vielzahl der Einflußparameter und des
Umfanges einer detaillierten Untersuchung des Einflusses der einzelnen Abhängigkeiten (z.B.
Einfluß der Korngröße oder Geometrie auf das Strömungsbild im durchströmten Rohr) nur
Tendenzen angegeben werden. Auf Grund der Besonderheiten des verwendeten
Versuchstandes können vermutete Veränderungen des Strömungsbildes durch poröse
Beschichtungen nicht visuell belegt werden. Hier kann nur durch logische Verknüpfung der
eigenen Erkenntnisse und Beobachtungen mit den Untersuchungen anderer Autoren eine
plausible Erklärung der Ergebnisse gegeben werden.
Für eine eindeutige und fundierte physikalische Erklärung des Einflusses poröser
Beschichtungen auf das Strömungssieden müssen weitere systematische Untersuchungen
erfolgen. Diese Untersuchungen sollten sich speziell auf die folgenden noch offenen Fragen
beziehen:
Eine wichtige Erkenntnis wäre die Klärung des Zusammenhangs zwischen Blasengröße der
entstehenden Blasen und den Beschichtungsparametern der Beschichtung wie z.B. Korngröße
bzw. Porengröße der porösen Schicht. In dieser Arbeit wird behauptet, daß bestimmte
Beschichtungen die Blasengröße verkleinern und die Blasenanzahl, bzw. Blasenfrequenz
erhöhen. Die Frage, ob es z.B. eine minimale Blasengröße in Abhängigkeit von den
Beschichtungsparametern gibt und ob damit auch eine maximale Erhöhung der
Blasenfrequenz erfolgt, und ob diese dann auch eine maximale Verbesserung der kritischen
Wärmestromdichte ergeben ist nicht geklärt. Auch ist die Frage offen, ob eine Beschichtung
166
die eine minimale Blasengröße bewirkt, auch die beste Versorgung der Heizfläche mit
Flüssigkeit durch Kapillarkräfte in der porösen Schicht gewährleistet. Hier könnte eine
Kombination zwischen visuellen Untersuchungen der Blasengröße bei variierten
Beschichtungen (durch Variation von jeweils nur einem Beschichtungsparameter Korngröße,
Schichtdicke oder Porosität) und gleichzeitige Untersuchungen der CHF Aufschluß geben.
Für eine maximale Verbesserung wird die Verwendung folgender Beschichtungsparameter
vom Autor vorgeschlagen:
Korngröße ca. 30µm, Schichtdicke ca. 5-7 Kornlagen, bei einer hohen Porosität von 60-70%.
Interessant wäre weiter, inwieweit dieses veränderte Blasenbild infolge poröser Beschichtung
auch eine Veränderung der Strömungsform (wie in dieser Arbeit behauptet) bewirkt. Mit
diesen neu gewonnenen Erkenntnissen können dann die in dieser Arbeit beobachtete
Veränderung des Bereiches des Grenzdampfgehaltes bei poröser Beschichtung in
Abhängigkeit von den Beschichtungsparametern noch fundierter beschrieben und zur
Erhöhung der kritischen Wärmestromdichte genutzt werden.
Weiterhin empfiehlt der Autor eine Untersuchung des positiven bzw. negativen Effektes
poröser Beschichtungen auf die CHF gegenüber glatt in Abhängigkeit von dem Verhältnis
L/D sowie den Beschichtungsparametern im Bereich des Grenzdampfgebietes. Der Autor
vermutet hier zwei Phänomene poröser Beschichtungen. Erstens den positiven Effekt einer
Erhöhung der Blasenkeimstellendichte infolge poröser Beschichtungen sowie eine verbesserte
Versorgung der Heizfläche mit Flüssigkeit durch Kapillarkräfte in der porösen Schicht. Und
zweitens die Überlagerung des positiven Effektes durch den negativen Effekt der Erhöhung
des Entrainment in Abhängigkeit von den Beschichtungsparametern und der Länge des
Rohres. Die Klärung, ab welcher Rohrgeometrie ( DL ) welcher Effekt überwiegt und ob es
ein DL gibt, bei dem sich beide Effekte ausgleichen, d.h. kein Effekt poröser
Beschichtungen zu beobachten ist, wäre hier von Bedeutung. Der Autor dieser Arbeit schätzt
diesen Umschlagpunkt auf ein DL von ca. 20. Systematische Untersuchungen, z.B.
Variation der Rohrlänge bei gleichbleibenden Rohrdurchmesser für glatte und porös
beschichtete Rohre sollten dies in Zukunft belegen.
KAPITEL 8. DISKUSSION UND AUSBLICK 167
All diese Untersuchungen zielen darauf ab, die physikalischen Vorgänge in Rohren mit
poröser Oberflächenbeschichtung beim Strömungssieden zu verstehen und erklären zu
können. Diese Kenntnis erlaubt eine bestmögliche Kombination von Beschichtungs-
parametern zu finden, die durch gezielte Beeinflussung der physikalischen Vorgänge in und
an der porösen Schicht eine maximale Erhöhung der kritischen Wärmestromdichte in dem
jeweils angewandten Strömungsparameterbereich bewirkt. Für die industrielle Anwendung
bedeutet diese Erhöhung der kritischen Wärmestromdichte eine Verkleinerung der
Wärmeübertragungsfläche und somit eine Reduzierung der Kosten.
168
ANHANG
A1: Thermische Eigenschaften von Inconel 600
Die thermischen Eigenschaften vom Werkstoff Inconel 600 lassen sich mit Hilfe von
Herstellerangaben der Fa. Ethen nach folgenden Polynomen approximieren.
Thermische Leitfähigkeit nach Herstellerangaben Fa. Ethen, W/mK:
2
Inconel T00000780T010914 ,,, ++=
λ
Elektrischer Widerstand nach Herstellerangaben Fa. Ethen, Ωmm2/m
2
Inconel T000000170T0002600251 ,,, −+=
ω
Tabelle A1.1: Chemische Zusammensetzung nach Herstellerangaben Fa. Ethen, %
Ni Co Cr Fe Cn Mn Si CPSTi Al Rest
74,5 0,09 15,9 8,35 0,07 0,23 0,29 0,064 0,006 0,002 0,26 0,16 0,078
ANHANG 169
A2: Verlauf der kritischen Wärmestromdichte in Abhängigkeit vom
kritischen Dampfgehalt bei glattem und porös beschichteten Rohren
(L/D = 50, alle Drücke und Massenstromdichten)
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
0
15
30
45
60
0,75 0,80 0,85 0,90
30
45
60
75
90
0,65 0,73 0,82 0,90
L/D = 50
m = 25 kg/m2s
p = 0,12 MPa
∆Tsub = variiert
L/D = 50
m = 50 kg/m2s
p = 0,12 MPa
∆Tsub = variiert
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
L/D = 50
m = 75 kg/m2s
p = 0,12 MPa
∆Tsub = variiert
30
45
60
75
90
0,50 0,63 0,77 0,90
0
15
30
45
60
0,80 0,85 0,90 0,95
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
L/D = 50
m = 25 kg/m2s
p = 0,4 MPa
∆Tsub = variiert
Kritischer Dampfgehalt xcr
30
45
60
75
90
0,80 0,85 0,90 0,95
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
45
60
75
90
105
0,70 0,80 0,90 1,00
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
0
15
30
45
60
0,82 0,87 0,92 0,97
L/D = 50
m = 25 kg/m2s
p = 0,7 MPa
∆Tsub = variiert
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
30
45
60
75
90
0,85 0,90 0,95 1,00
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
L/D = 50
m = 50 kg/m2s
p = 0,7 MPa
∆Tsub = variiert
60
75
90
105
120
0,80 0,90 1,00
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
L/D = 50
m = 75 kg/m2s
p = 0,7 MPa
∆Tsub = variiert
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
L/D = 50
m = 75 kg/m2s
p = 0,4 MPa
∆Tsub = variiert
L/D = 50
m = 50 kg/m2s
p = 0,4 MPa
∆Tsub = variiert
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Abbildung A2.1: Kurvenverlauf cr
q
über cr
x bei glattem und porös beschichteten Rohren
(L/D = 50, alle Drücke und Massenstromdichten von 25, 50 und 75 kg/m2s)
170
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
L/D = 50
m = 125 kg/m2s
p = 0,12 MPa
∆Tsub = variiert
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
L/D = 50
m = 150 kg/m2s
p = 0,12 MPa
∆Tsub = variiert
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
L/D = 50
m = 100 kg/m2s
p = 0,4 MPa
∆Tsub = variiert
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
L/D = 50
m = 100 kg/m2s
p = 0,7 MPa
∆Tsub = variiert
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
L/D = 50
m = 125 kg/m2s
p = 0,7 MPa
∆Tsub = variiert
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
L/D = 50
m = 150 kg/m2s
p = 0,7 MPa
∆Tsub = variiert
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
L/D = 50
m = 150 kg/m2s
p = 0,4 MPa
∆Tsub = variiert
L/D = 50
m = 125 kg/m2s
p = 0,4 MPa
∆Tsub = variiert
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
60
75
90
105
120
0,60 0,80 1,00
Kritischer Dampfgehalt xcr
90
105
120
135
150
0,60 0,80 1,00
120
135
150
165
180
0,60 0,80 1,00
60
75
90
105
120
0,50 0,67 0,83 1,00
90
105
120
135
150
0,40 0,60 0,80 1,00
105
120
135
150
165
0,40 0,60 0,80 1,00
60
75
90
105
120
0,30 0,50 0,70 0,90
75
90
105
120
135
0,30 0,50 0,70 0,90
45
60
75
90
105
0,40 0,57 0,73 0,90
L/D = 50
m = 100 kg/m2s
p = 0,12 MPa
∆Tsub = variiert
Abbildung A2.2: Kurvenverlauf cr
q
über cr
x bei glattem und porös beschichteten Rohren
(L/D = 50, alle Drücke und Massenstromdichten von 100, 125 und 150 kg/m2s)
ANHANG 171
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
L/D = 50
m = 25 kg/m2s
p = 0,12 MPa
∆Tsub = variiert
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
L/D = 50
m = 175 kg/m2s
p = 0,4 MPa
∆Tsub = variiert
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
L/D = 50
m = 175 kg/m2s
p = 0,7 MPa
∆Tsub = variiert
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
Kritischer Dampfgehalt xcr
L/D = 50
m = 175 kg/m2s
p = 0,4 MPa
∆Tsub = variiert
135
150
165
180
195
0,50 0,67 0,83 1,00
80
98
115
133
150
0,20 0,40 0,60 0,80
120
135
150
165
180
0,40 0,60 0,80 1,00
Abbildung A2.2: Kurvenverlauf cr
q
über cr
x bei glattem und porös beschichteten Rohren
(L/D = 50, alle Drücke und einer Massenstromdichte von 175 kg/m2s)
172
A3: Verlauf der kritischen Wärmestromdichte in Abhängigkeit vom
kritischen Dampfgehalt bei glattem und porös beschichteten Rohren
(L/D = 14,1, alle Drücke und Massenstromdichten)
50
75
100
125
150
0,55 0,68 0,82 0,95
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
L/D = 14,1
m = 50 kg/m2s
p = 0,12 MPa
∆Tsub = variiert
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
L/D = 14,1
m = 100 kg/m2s
p = 0,12 MPa
∆Tsub = variiert
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
L/D = 14,1
m = 25 kg/m2s
p = 0,4 MPa
∆Tsub = variiert
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
L/D = 14,1
m = 25 kg/m2s
p = 0,7 MPa
∆Tsub = variiert
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
L/D = 14,1
m = 125 kg/m2s
p = 0,7 MPa
∆Tsub = variiert
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
L/D = 14,1
m = 100 kg/m2s
p = 0,7 MPa
∆Tsub = variiert
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
L/D = 14,1
m = 100 kg/m2s
p = 0,4 MPa
∆Tsub = variiert
L/D = 14,1
m = 50 kg/m2s
p = 0,4 MPa
∆Tsub = variiert
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
L/D = 14,1
m = 25 kg/m2s
p = 0,12 MPa
∆Tsub = variiert
80
105
130
155
180
0,40 0,57 0,73 0,90
150
175
200
225
250
0,50 0,70 0,90 1,10
150
175
200
225
250
0,60 0,77 0,93 1,10
50
75
100
125
150
0,55 0,68 0,82 0,95
120
160
200
240
280
-0,10 0,20 0,50 0,80
50
75
100
125
150
0,60 0,77 0,93 1,10
180
255
330
405
480
0,20 0,47 0,73 1,00
240
280
320
360
400
0,00 0,30 0,60 0,90
Abbildung A3.1: Kurvenverlauf cr
q
über cr
x bei glattem und porös beschichteten Rohren
(L/D = 14,1, alle Drücke und Massenstromdichten von 25, 50 und 100 kg/m2s)
ANHANG 173
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
L/D = 14,1
m = 300 kg/m2s
p = 0,12 MPa
∆Tsub = variiert
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
L/D = 14,1
m = 200 kg/m2s
p = 0,4 MPa
∆Tsub = variiert
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
L/D = 14,1
m = 200 kg/m2s
p = 0,7 MPa
∆Tsub = variiert
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
technisch glatt
Beschichtungs-
parameter 1
Beschichtungs-
parameter 2
L/D = 14,1
m = 300 kg/m2s
p = 0,7 MPa
∆Tsub = variiert
Kritischer Dampfgehalt xcr
L/D = 14,1
m = 300 kg/m2s
p = 0,4 MPa
∆Tsub = variiert
Kritische Wärmestromdichte q
cr,
W/cm
2
Kritischer Dampfgehalt xcr
L/D = 14,1
m = 200 kg/m2s
p = 0,12 MPa
∆Tsub = variiert
250
325
400
475
550
-0,20 0,00 0,20 0,40
250
325
400
475
550
-0,200,000,200,40
250
325
400
475
550
-0,10 0,15 0,40 0,65
150
225
300
375
450
-0,10 0,05 0,20 0,35
250
325
400
475
550
-0,10 0,10 0,30 0,50
150
225
300
375
450
-0,10 0,10 0,30 0,50
Abbildung A3.2: Kurvenverlauf cr
q
über cr
x bei glattem und porös beschichteten Rohren
(L/D = 14,1, alle Drücke und Massenstromdichten von 200 und 300 kg/m2s)
174
A4: Experimentelle Daten der kritischen Wärmestromdichte bei Aufwärts-
strömung (L/D = 50, gleichförmige Beheizung)
Tabelle A4-1: CHF-Daten an der glatten Testsektion L/D = 50
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,15 25,07 15,50 -0,029 0,842 24,53
1,10 24,81 15,00 -0,028 0,867 25,00
1,10 24,69 15,00 -0,028 0,869 24,93
1,10 25,36 15,00 -0,028 0,854 25,19
1,09 24,92 30,10 -0,056 0,817 24,49
1,09 24,84 29,70 -0,055 0,818 24,44
1,14 25,13 30,20 -0,057 0,806 24,36
1,14 24,99 30,20 -0,057 0,818 24,56
1,10 25,23 49,70 -0,093 0,786 24,95
1,15 25,44 49,90 -0,093 0,792 25,33
1,19 25,58 50,70 -0,095 0,784 25,23
1,15 25,45 49,60 -0,093 0,790 25,26
1,14 50,17 15,00 -0,028 0,863 50,27
1,14 49,76 15,00 -0,028 0,877 50,61
1,14 49,84 15,00 -0,028 0,868 50,21
1,14 49,57 15,00 -0,028 0,859 49,41
1,09 50,49 29,60 -0,055 0,839 50,80
1,14 50,37 30,20 -0,057 0,853 51,51
1,14 50,13 29,90 -0,056 0,841 50,54
1,14 49,76 30,20 -0,057 0,847 50,53
1,15 50,34 50,00 -0,093 0,812 51,24
1,15 50,00 49,70 -0,093 0,825 51,55
1,15 50,12 49,70 -0,093 0,813 51,01
ANHANG 175
Tabelle A4-1: CHF-Daten an der glatten Testsektion L/D = 50
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,14 75,24 14,70 -0,028 0,864 75,45
1,19 74,99 15,50 -0,029 0,863 75,13
1,19 74,73 15,20 -0,029 0,865 74,97
1,19 75,29 15,20 -0,029 0,857 74,80
1,14 74,36 29,60 -0,055 0,834 74,36
1,14 75,14 29,90 -0,056 0,824 74,34
1,14 75,02 30,20 -0,057 0,817 73,66
1,14 75,24 29,90 -0,056 0,807 72,98
1,20 75,31 50,20 -0,094 0,787 74,43
1,20 75,36 49,80 -0,094 0,788 74,52
1,15 75,22 49,10 -0,092 0,784 74,06
1,20 75,31 50,50 -0,095 0,791 74,88
1,15 99,91 14,80 -0,028 0,806 93,62
1,15 99,88 14,80 -0,028 0,806 93,54
1,15 100,37 14,50 -0,027 0,800 93,30
1,19 99,80 15,20 -0,029 0,802 93,02
1,14 99,92 30,00 -0,056 0,777 93,57
1,14 100,03 29,70 -0,056 0,783 94,26
1,14 99,95 30,30 -0,057 0,777 93,66
1,14 100,01 29,70 -0,056 0,778 93,75
1,20 100,43 50,50 -0,095 0,737 93,67
1,20 99,83 49,50 -0,093 0,736 92,83
1,20 100,24 49,80 -0,094 0,734 93,07
1,20 100,07 50,20 -0,094 0,739 93,51
1,15 125,00 14,80 -0,028 0,767 111,60
1,19 125,40 14,90 -0,028 0,764 111,49
176
Tabelle A4-1: CHF-Daten an der glatten Testsektion L/D = 50
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,15 125,08 14,80 -0,028 0,767 111,69
1,19 125,19 15,50 -0,029 0,764 111,53
1,14 125,44 30,30 -0,057 0,730 110,94
1,14 125,47 30,30 -0,057 0,731 111,08
1,14 125,47 30,00 -0,056 0,734 111,44
1,14 125,44 30,30 -0,057 0,730 110,94
1,19 124,87 50,10 -0,094 0,690 110,10
1,19 125,46 50,40 -0,094 0,691 110,64
1,15 125,28 49,90 -0,093 0,690 110,35
1,15 125,20 49,90 -0,093 0,694 110,75
1,19 150,39 15,20 -0,029 0,729 127,95
1,19 150,23 15,20 -0,029 0,728 127,66
1,24 150,33 15,40 -0,029 0,728 127,65
1,19 149,58 15,20 -0,029 0,729 127,21
1,14 150,33 30,30 -0,057 0,709 129,35
1,14 150,12 29,70 -0,056 0,706 128,51
1,28 150,39 33,30 -0,063 0,706 129,51
1,19 150,46 30,50 -0,057 0,709 129,41
1,15 150,11 49,60 -0,093 0,649 125,21
1,19 150,19 50,10 -0,094 0,637 123,17
1,15 150,25 49,90 -0,093 0,654 126,27
1,19 150,13 50,40 -0,094 0,645 124,63
1,18 175,28 15,00 -0,028 0,688 140,93
1,18 175,27 15,30 -0,029 0,685 140,38
1,18 175,03 15,30 -0,029 0,685 140,32
1,18 175,03 15,30 -0,029 0,687 140,60
ANHANG 177
Tabelle A4-1: CHF-Daten an der glatten Testsektion L/D = 50
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,17 175,12 29,80 -0,056 0,669 142,51
1,17 174,95 29,80 -0,056 0,667 142,00
1,12 174,80 30,00 -0,056 0,667 142,16
1,17 174,80 30,10 -0,057 0,668 142,22
1,18 175,24 50,30 -0,094 0,602 136,95
1,18 174,85 50,30 -0,094 0,605 137,38
1,18 175,01 50,00 -0,094 0,613 138,83
1,18 175,01 50,30 -0,094 0,601 136,68
3,91 24,50 14,90 -0,026 0,907 24,72
3,91 24,51 15,40 -0,027 0,905 24,68
3,91 24,77 15,40 -0,027 0,909 25,07
3,91 24,57 14,80 -0,026 0,899 24,61
3,90 25,25 29,50 -0,055 0,884 25,62
3,90 25,38 29,90 -0,055 0,880 25,67
3,99 25,17 30,00 -0,055 0,884 25,48
4,09 25,47 30,00 -0,055 0,883 25,77
3,98 24,72 50,50 -0,095 0,851 25,28
3,93 25,08 50,10 -0,095 0,849 25,54
3,93 24,93 50,10 -0,095 0,856 25,59
4,07 25,43 50,30 -0,095 0,852 26,00
3,86 49,77 15,20 -0,027 0,906 50,19
3,91 49,89 15,00 -0,026 0,908 50,38
3,86 49,89 14,60 -0,025 0,908 50,39
3,91 50,13 14,70 -0,026 0,907 50,55
3,99 49,40 30,20 -0,056 0,894 50,63
3,90 49,42 29,70 -0,055 0,881 49,94
178
Tabelle A4-1: CHF-Daten an der glatten Testsektion L/D = 50
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
3,94 49,43 29,60 -0,055 0,876 49,68
3,99 49,48 29,70 -0,055 0,874 49,65
3,93 50,50 49,90 -0,094 0,856 51,82
3,93 50,18 49,90 -0,094 0,853 51,32
4,03 50,46 50,10 -0,095 0,856 51,74
3,93 50,53 49,50 -0,094 0,856 51,84
3,86 74,65 15,20 -0,027 0,906 75,27
3,81 74,36 14,80 -0,026 0,900 74,49
3,86 74,61 14,80 -0,026 0,907 75,31
3,86 75,39 14,90 -0,026 0,921 77,24
3,89 73,71 30,00 -0,056 0,896 75,75
3,99 75,39 30,20 -0,056 0,898 77,53
3,99 74,94 29,70 -0,055 0,898 77,08
4,08 75,10 30,50 -0,056 0,898 77,29
3,88 75,32 49,80 -0,094 0,873 78,73
3,93 75,48 49,90 -0,094 0,867 78,40
3,88 75,16 49,80 -0,094 0,868 78,17
3,98 75,32 50,20 -0,095 0,870 78,37
3,86 99,57 15,00 -0,026 0,890 98,57
3,86 99,57 15,00 -0,026 0,890 98,57
3,86 99,73 15,00 -0,026 0,902 100,08
3,86 99,78 15,00 -0,026 0,906 100,59
3,95 99,65 30,50 -0,057 0,896 102,59
4,00 100,27 30,40 -0,056 0,889 102,32
3,95 100,33 30,10 -0,056 0,890 102,45
4,00 99,60 30,00 -0,055 0,900 102,82
ANHANG 179
Tabelle A4-1: CHF-Daten an der glatten Testsektion L/D = 50
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
3,99 100,05 49,90 -0,094 0,906 108,17
4,04 100,09 50,00 -0,094 0,901 107,60
4,13 99,99 51,80 -0,098 0,909 108,63
4,04 100,11 51,60 -0,098 0,884 106,13
3,91 125,16 15,20 -0,027 0,862 120,28
3,86 125,43 14,90 -0,026 0,868 121,29
3,81 125,44 15,20 -0,027 0,865 121,01
3,86 125,48 15,10 -0,026 0,862 120,39
3,86 125,08 29,90 -0,055 0,856 123,19
3,95 124,88 29,90 -0,055 0,856 123,06
3,86 124,91 30,20 -0,056 0,854 122,92
4,00 124,61 30,00 -0,056 0,854 122,42
4,07 125,17 50,40 -0,096 0,835 125,35
3,83 124,63 49,40 -0,093 0,831 124,61
3,88 124,51 50,00 -0,095 0,833 124,90
3,88 124,54 49,60 -0,094 0,832 124,70
3,86 149,71 14,70 -0,026 0,830 138,39
3,91 149,60 14,90 -0,026 0,833 138,64
3,81 150,07 14,10 -0,024 0,839 140,32
3,91 150,01 15,30 -0,027 0,835 139,58
3,81 149,85 30,40 -0,056 0,826 143,00
3,90 149,97 30,90 -0,057 0,824 142,80
3,95 149,93 30,30 -0,056 0,828 143,12
3,95 150,45 30,00 -0,055 0,825 143,39
4,10 150,21 50,20 -0,095 0,836 150,99
3,99 150,33 49,90 -0,094 0,838 151,49
180
Tabelle A4-1: CHF-Daten an der glatten Testsektion L/D = 50
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
3,89 150,03 48,70 -0,092 0,815 147,28
4,04 150,50 50,00 -0,094 0,836 151,27
3,99 175,08 15,30 -0,027 0,823 160,90
3,99 175,15 15,00 -0,026 0,822 160,63
3,99 175,03 15,00 -0,026 0,823 160,61
4,04 175,00 15,40 -0,027 0,824 160,87
3,98 175,35 29,80 -0,055 0,810 163,92
4,07 174,80 30,00 -0,055 0,811 163,44
3,93 175,00 30,00 -0,056 0,808 163,54
4,07 174,58 30,00 -0,055 0,805 162,19
3,99 175,07 50,20 -0,095 0,815 172,13
4,08 175,29 50,40 -0,095 0,810 171,32
3,89 175,13 50,00 -0,094 0,808 171,01
3,99 175,29 50,20 -0,095 0,807 170,94
7,14 24,76 15,10 -0,030 0,924 24,47
7,05 25,16 15,50 -0,030 0,940 25,34
6,95 24,59 15,60 -0,030 0,910 24,02
7,05 24,50 15,20 -0,030 0,905 23,75
6,95 24,66 30,60 -0,061 0,903 24,68
7,00 24,51 30,60 -0,061 0,892 24,25
7,05 24,77 30,20 -0,060 0,905 24,82
7,05 25,49 30,50 -0,061 0,904 25,52
6,94 25,11 50,30 -0,101 0,894 25,96
6,90 25,08 50,70 -0,102 0,901 26,13
6,99 26,13 50,30 -0,101 0,853 25,89
6,90 25,31 50,70 -0,102 0,883 25,91
ANHANG 181
Tabelle A4-1: CHF-Daten an der glatten Testsektion L/D = 50
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
7,05 50,16 15,50 -0,030 0,946 50,80
6,90 50,12 15,30 -0,030 0,940 50,52
7,00 50,31 15,90 -0,031 0,924 49,90
6,90 50,14 15,30 -0,030 0,932 50,13
7,00 50,01 29,90 -0,060 0,929 51,33
7,05 50,47 29,90 -0,060 0,934 52,04
7,00 50,19 29,90 -0,060 0,938 51,98
7,05 50,37 30,20 -0,060 0,937 52,10
6,90 50,06 50,40 -0,101 0,901 52,15
6,85 50,09 50,40 -0,101 0,903 52,31
7,04 50,32 50,90 -0,103 0,906 52,65
6,94 50,40 50,30 -0,101 0,904 52,61
6,95 75,06 15,00 -0,029 0,947 76,10
6,91 74,74 15,00 -0,029 0,957 76,55
7,00 74,90 15,60 -0,030 0,946 75,90
6,95 75,09 15,30 -0,030 0,940 75,65
7,00 75,11 30,30 -0,060 0,947 78,55
6,91 74,99 29,70 -0,059 0,960 79,38
7,00 74,90 29,90 -0,060 0,960 79,30
6,95 75,09 29,70 -0,059 0,957 79,21
6,94 75,18 50,30 -0,101 0,953 82,29
6,99 74,93 50,30 -0,101 0,955 82,18
6,94 75,21 50,30 -0,101 0,953 82,38
7,04 75,31 50,30 -0,101 0,951 82,22
7,05 100,00 14,90 -0,029 0,935 99,95
6,95 100,00 15,30 -0,030 0,938 100,48
182
Tabelle A4-1: CHF-Daten an der glatten Testsektion L/D = 50
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
7,10 100,32 15,10 -0,030 0,932 100,05
7,00 100,63 29,90 -0,060 0,940 104,38
6,91 99,77 30,30 -0,060 0,926 102,27
7,05 100,95 35,10 -0,070 0,923 104,04
6,90 101,14 50,40 -0,101 0,948 110,24
6,95 100,53 50,40 -0,101 0,953 110,07
6,85 100,85 50,80 -0,102 0,952 110,52
7,00 100,96 49,70 -0,100 0,953 110,32
7,00 125,09 14,90 -0,029 0,913 122,26
7,00 124,87 14,90 -0,029 0,914 122,17
7,00 123,97 15,30 -0,030 0,914 121,48
7,00 125,15 14,60 -0,028 0,903 120,96
6,90 124,68 32,60 -0,065 0,908 126,10
7,00 125,18 32,50 -0,065 0,909 126,58
6,95 124,84 32,50 -0,065 0,898 124,83
6,95 125,01 32,50 -0,065 0,910 126,64
7,04 125,31 50,90 -0,103 0,925 133,56
6,90 125,09 50,10 -0,101 0,924 133,18
6,95 124,68 50,40 -0,101 0,930 133,50
6,95 125,15 50,10 -0,101 0,929 133,88
6,95 150,20 15,30 -0,030 0,892 143,71
6,91 150,05 14,70 -0,028 0,883 142,08
7,05 150,20 14,50 -0,028 0,888 142,82
7,10 150,04 15,10 -0,030 0,883 141,90
7,00 150,16 30,70 -0,062 0,887 148,16
7,00 150,15 33,50 -0,067 0,873 146,55
ANHANG 183
Tabelle A4-1: CHF-Daten an der glatten Testsektion L/D = 50
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
7,00 150,41 49,70 -0,100 0,875 152,27
7,05 150,05 50,30 -0,102 0,879 152,55
6,95 149,89 50,40 -0,101 0,882 153,14
6,95 150,25 50,40 -0,101 0,868 151,32
6,98 175,51 14,80 -0,029 0,876 164,78
6,93 175,40 14,80 -0,029 0,875 164,59
7,03 175,16 14,80 -0,029 0,875 164,22
7,03 175,42 14,80 -0,029 0,872 163,99
6,92 174,98 30,50 -0,061 0,842 164,19
6,92 175,01 29,80 -0,059 0,862 167,50
7,07 175,10 30,30 -0,061 0,866 168,37
7,07 175,26 30,30 -0,061 0,863 167,94
6,70 174,84 49,90 -0,100 0,841 170,95
6,97 174,82 49,60 -0,100 0,837 169,96
6,97 175,28 50,20 -0,101 0,837 170,78
6,65 175,66 49,90 -0,100 0,836 170,88
Tabelle A4-2: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 1
( p
d= 30-40 µm,
δ
= 300 µm,
ε
= 60-75 %)
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,15 24,86 14,90 -0,028 0,861 24,84
1,15 24,82 15,30 -0,028 0,861 24,77
1,10 24,60 15,40 -0,029 0,865 24,75
184
Tabelle A4-2: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 1
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,10 24,73 15,10 -0,028 0,857 24,63
1,14 24,57 30,10 -0,056 0,831 24,51
1,19 25,00 30,20 -0,057 0,838 25,10
1,14 24,69 29,80 -0,056 0,839 24,84
1,14 24,71 29,80 -0,056 0,839 24,84
1,14 24,72 49,80 -0,093 0,793 24,61
1,14 24,71 50,10 -0,094 0,794 24,65
1,14 24,57 50,10 -0,094 0,798 24,63
1,14 24,56 50,10 -0,094 0,811 24,98
1,15 50,06 14,90 -0,028 0,786 45,81
1,15 50,09 14,90 -0,028 0,789 45,97
1,20 50,35 15,40 -0,029 0,800 46,82
1,15 49,82 14,90 -0,028 0,786 45,55
1,19 49,76 30,30 -0,057 0,775 46,45
1,14 50,10 30,10 -0,056 0,773 46,71
1,14 49,73 29,80 -0,056 0,775 46,46
1,14 50,18 30,40 -0,057 0,770 46,63
1,14 50,07 50,10 -0,094 0,751 47,54
1,14 50,17 50,10 -0,094 0,744 47,24
1,14 50,15 49,80 -0,093 0,748 47,40
1,14 50,28 50,10 -0,094 0,745 47,37
1,15 75,09 14,80 -0,028 0,703 61,67
1,15 74,94 14,80 -0,028 0,700 61,25
1,15 75,62 14,50 -0,027 0,700 61,84
1,15 75,03 14,50 -0,027 0,697 61,06
ANHANG 185
Tabelle A4-2: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 1
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,14 75,15 30,40 -0,057 0,690 63,09
1,14 75,00 30,10 -0,056 0,691 62,98
1,14 74,82 30,10 -0,056 0,690 62,75
1,10 74,99 28,90 -0,054 0,691 62,86
1,14 74,89 50,10 -0,094 0,675 64,70
1,14 75,34 50,40 -0,094 0,665 64,27
1,14 75,16 50,10 -0,094 0,663 63,89
1,14 75,04 49,50 -0,092 0,668 64,12
1,15 100,06 15,10 -0,028 0,625 73,45
1,15 100,10 14,80 -0,028 0,625 73,44
1,15 100,35 14,80 -0,028 0,618 72,81
1,15 100,17 14,80 -0,028 0,621 73,00
1,14 100,25 30,10 -0,056 0,616 75,75
1,19 100,26 30,20 -0,057 0,616 75,66
1,14 100,27 30,10 -0,056 0,615 75,68
1,14 100,29 29,80 -0,056 0,615 75,62
1,14 100,37 49,80 -0,093 0,581 76,00
1,14 98,88 50,10 -0,094 0,595 76,49
1,14 99,94 49,80 -0,093 0,584 76,11
1,19 100,30 50,30 -0,094 0,584 76,32
1,15 125,27 15,10 -0,028 0,569 84,09
1,15 124,99 14,80 -0,028 0,567 83,58
1,15 125,30 14,80 -0,028 0,569 84,01
1,15 125,15 14,80 -0,028 0,571 84,22
1,19 125,20 30,20 -0,057 0,557 86,26
186
Tabelle A4-2: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 1
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,19 125,33 30,20 -0,057 0,563 87,14
1,14 125,32 29,70 -0,056 0,563 87,08
1,14 125,10 29,70 -0,056 0,564 87,14
1,19 125,44 50,30 -0,094 0,533 88,30
1,14 125,03 49,80 -0,093 0,536 88,38
1,14 125,30 49,80 -0,093 0,535 88,48
1,14 125,39 50,10 -0,094 0,535 88,66
1,15 150,06 15,10 -0,028 0,520 92,48
1,15 150,22 14,80 -0,028 0,522 92,75
1,15 149,97 14,80 -0,028 0,521 92,43
1,19 150,01 15,20 -0,029 0,519 92,19
1,20 150,43 30,40 -0,057 0,520 97,44
1,15 150,39 30,00 -0,056 0,521 97,59
1,20 150,34 30,40 -0,057 0,521 97,53
1,15 150,21 30,00 -0,056 0,519 97,08
1,19 150,17 50,30 -0,094 0,497 99,62
1,14 149,79 49,90 -0,093 0,500 99,85
1,14 149,84 50,20 -0,094 0,497 99,48
1,14 149,92 50,20 -0,094 0,497 99,57
1,15 175,43 14,80 -0,028 0,488 101,59
1,19 175,37 15,90 -0,030 0,486 101,61
1,19 174,98 15,20 -0,029 0,486 101,04
1,19 174,75 14,90 -0,028 0,488 101,14
1,15 175,22 30,30 -0,057 0,493 108,16
1,20 175,11 30,40 -0,057 0,492 107,87
ANHANG 187
Tabelle A4-2: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 1
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,20 175,46 30,40 -0,057 0,491 108,01
1,20 175,43 30,10 -0,057 0,493 108,16
1,19 175,04 50,40 -0,094 0,476 112,16
1,15 174,50 49,90 -0,093 0,477 111,91
1,15 175,33 50,20 -0,094 0,474 111,92
1,15 175,35 50,20 -0,094 0,473 111,76
3,96 24,60 15,40 -0,027 0,894 24,51
3,91 24,89 15,30 -0,027 0,878 24,37
3,91 25,03 15,30 -0,027 0,872 24,35
3,91 25,12 15,30 -0,027 0,873 24,45
3,95 25,02 29,90 -0,055 0,876 25,21
4,00 25,02 30,00 -0,055 0,863 24,83
4,00 24,79 30,60 -0,057 0,874 24,94
4,05 24,86 30,40 -0,056 0,881 25,16
4,00 25,25 49,70 -0,094 0,842 25,55
4,10 24,98 50,20 -0,095 0,851 25,49
4,00 25,00 50,00 -0,094 0,854 25,63
4,00 25,15 49,70 -0,094 0,861 25,96
3,96 50,11 15,40 -0,027 0,875 48,89
3,96 50,03 15,40 -0,027 0,876 48,87
4,01 50,02 15,50 -0,027 0,884 49,23
4,01 50,37 15,20 -0,026 0,872 48,89
4,00 50,49 30,00 -0,055 0,867 50,37
3,90 50,44 29,50 -0,054 0,864 50,18
4,00 50,19 30,00 -0,055 0,867 50,05
188
Tabelle A4-2: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 1
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
4,00 50,37 30,30 -0,056 0,869 50,38
4,05 50,35 50,10 -0,095 0,843 51,01
4,00 50,29 49,70 -0,094 0,842 50,87
4,05 50,32 49,80 -0,094 0,841 50,81
4,10 50,24 49,90 -0,094 0,837 50,50
3,86 75,51 15,40 -0,027 0,878 74,00
3,90 75,24 15,50 -0,027 0,876 73,53
3,86 75,03 15,40 -0,027 0,873 73,15
3,86 75,40 15,40 -0,027 0,875 73,65
3,95 75,32 30,20 -0,056 0,870 75,42
4,00 75,13 30,60 -0,057 0,874 75,55
3,95 75,06 30,20 -0,056 0,876 75,66
3,95 75,13 30,20 -0,056 0,870 75,25
4,05 75,03 50,10 -0,095 0,854 76,85
4,05 74,94 50,40 -0,095 0,857 77,11
4,00 75,14 49,70 -0,094 0,855 77,08
4,00 75,18 49,70 -0,094 0,852 76,85
4,00 100,82 15,40 -0,027 0,849 95,48
3,95 100,26 15,00 -0,026 0,854 95,41
4,05 100,23 15,20 -0,026 0,855 95,38
4,00 100,13 15,10 -0,026 0,852 95,03
3,95 100,07 29,90 -0,055 0,853 98,27
4,00 100,08 30,30 -0,056 0,850 98,03
4,00 100,06 30,00 -0,055 0,850 97,94
4,00 100,28 30,30 -0,056 0,847 97,84
ANHANG 189
Tabelle A4-2: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 1
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
4,04 100,28 50,40 -0,095 0,839 101,25
4,00 100,21 50,30 -0,095 0,838 101,05
4,00 100,51 49,60 -0,094 0,832 100,58
4,09 100,44 50,10 -0,095 0,829 100,10
3,85 125,29 15,70 -0,028 0,796 111,77
3,85 124,55 15,40 -0,027 0,799 111,41
3,90 126,64 15,50 -0,027 0,784 111,15
3,90 125,14 15,50 -0,027 0,797 111,65
3,95 125,25 30,20 -0,056 0,805 116,57
3,95 125,31 30,20 -0,056 0,805 116,70
3,95 125,16 30,20 -0,056 0,804 116,45
4,00 125,17 30,00 -0,055 0,804 116,34
3,99 125,48 50,60 -0,096 0,798 121,18
3,99 123,50 50,60 -0,096 0,810 120,97
3,95 124,93 49,80 -0,094 0,801 121,01
3,99 124,98 50,20 -0,095 0,801 121,01
3,90 149,92 15,50 -0,027 0,745 125,33
3,85 149,75 15,70 -0,028 0,748 125,75
3,90 150,46 15,50 -0,027 0,743 125,49
3,90 150,10 15,50 -0,027 0,746 125,59
4,00 150,32 30,30 -0,056 0,752 131,34
3,95 150,10 30,50 -0,057 0,752 131,28
3,95 150,19 29,90 -0,055 0,750 130,84
4,05 150,08 30,40 -0,056 0,753 131,12
3,90 150,56 49,70 -0,094 0,757 138,62
190
Tabelle A4-2: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 1
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
4,04 150,05 50,00 -0,095 0,757 138,10
3,90 150,11 50,00 -0,095 0,755 138,04
3,95 149,88 50,10 -0,095 0,757 138,14
3,95 175,31 14,90 -0,026 0,705 138,64
3,99 175,01 15,00 -0,026 0,703 138,02
3,95 175,16 15,30 -0,027 0,703 138,31
3,95 175,35 15,30 -0,027 0,702 138,18
4,05 175,20 30,10 -0,056 0,710 144,85
4,05 175,08 30,10 -0,056 0,709 144,68
4,05 175,22 29,80 -0,055 0,708 144,34
4,00 175,08 30,30 -0,056 0,706 144,26
4,04 175,35 50,00 -0,095 0,716 153,49
4,09 175,02 50,10 -0,095 0,715 152,96
4,04 174,69 50,00 -0,095 0,715 152,72
3,99 175,50 49,60 -0,094 0,716 153,66
6,99 24,60 15,50 -0,030 0,906 23,91
6,90 24,75 15,30 -0,030 0,883 23,47
7,04 24,50 15,20 -0,030 0,900 23,63
7,04 24,55 15,50 -0,030 0,890 23,44
6,94 24,84 29,90 -0,060 0,882 24,30
7,09 24,67 30,10 -0,060 0,896 24,47
7,04 24,51 29,50 -0,059 0,886 24,02
7,09 24,73 50,20 -0,101 0,874 25,01
7,00 25,07 49,70 -0,100 0,869 25,21
6,95 24,86 49,40 -0,099 0,866 24,93
ANHANG 191
Tabelle A4-2: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 1
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
7,04 24,97 50,00 -0,101 0,863 24,97
7,14 49,80 15,40 -0,030 0,933 49,71
6,99 49,57 15,20 -0,030 0,927 49,21
7,04 49,84 14,80 -0,029 0,927 49,41
7,09 49,56 15,40 -0,030 0,931 49,41
6,99 49,76 30,20 -0,060 0,939 51,64
6,99 49,64 29,90 -0,060 0,935 51,24
6,90 49,54 49,80 -0,100 0,929 52,40
6,95 50,38 50,10 -0,101 0,893 52,02
7,09 49,85 49,90 -0,101 0,924 52,96
7,00 50,27 50,00 -0,101 0,912 52,82
6,99 74,56 15,20 -0,030 0,949 75,76
6,95 74,51 15,30 -0,030 0,942 75,23
7,09 74,99 15,10 -0,030 0,961 75,28
6,99 74,66 30,50 -0,061 0,954 78,24
6,94 74,90 29,90 -0,060 0,942 77,93
6,94 74,87 30,20 -0,060 0,940 77,82
7,09 75,19 30,10 -0,060 0,937 77,78
7,04 75,27 50,00 -0,101 0,926 80,15
7,00 75,12 50,00 -0,101 0,925 79,97
6,95 75,00 50,10 -0,101 0,926 79,96
7,04 74,48 50,30 -0,101 0,929 79,63
6,95 100,10 15,30 -0,030 0,966 101,21
6,95 100,33 14,90 -0,029 0,963 101,03
7,04 100,21 15,20 -0,030 0,963 100,89
192
Tabelle A4-2: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 1
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
6,95 100,38 14,90 -0,029 0,971 101,89
6,99 100,09 30,20 -0,060 0,972 104,85
7,09 100,11 30,10 -0,060 0,971 104,65
6,99 100,02 29,90 -0,060 0,970 104,56
7,05 100,20 50,00 -0,101 0,962 108,05
7,14 99,98 50,50 -0,102 0,968 108,38
6,95 100,14 49,70 -0,100 0,960 107,80
6,95 99,87 49,70 -0,100 0,965 108,05
6,99 125,43 15,20 -0,030 0,939 123,27
6,99 125,11 15,20 -0,030 0,936 122,58
6,90 124,97 15,00 -0,029 0,932 122,00
6,95 124,90 15,30 -0,030 0,935 122,42
6,99 125,44 30,20 -0,060 0,945 128,03
6,90 125,32 30,30 -0,060 0,943 127,74
7,04 125,51 30,50 -0,061 0,948 128,45
6,90 125,62 30,00 -0,060 0,945 128,29
6,95 125,26 49,40 -0,099 0,928 130,68
7,05 124,92 49,70 -0,100 0,942 132,09
7,05 124,96 49,70 -0,100 0,941 131,93
6,95 125,05 49,80 -0,100 0,940 132,09
7,14 150,15 15,40 -0,030 0,908 142,71
6,90 150,24 14,30 -0,028 0,902 141,85
6,90 149,97 14,70 -0,028 0,905 142,20
7,14 150,28 30,10 -0,060 0,908 147,47
7,14 150,16 30,40 -0,061 0,909 147,64
ANHANG 193
Tabelle A4-2: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 1
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
6,99 150,38 30,20 -0,060 0,908 147,79
7,04 150,21 29,80 -0,060 0,909 147,59
6,95 150,32 49,80 -0,100 0,901 152,85
7,00 149,66 50,40 -0,102 0,900 152,15
6,95 149,98 49,40 -0,099 0,899 152,03
7,05 149,79 49,30 -0,099 0,901 151,95
7,00 175,13 14,90 -0,029 0,867 159,17
7,09 175,10 15,10 -0,030 0,870 159,70
7,09 175,37 15,40 -0,030 0,867 159,58
6,95 175,09 14,90 -0,029 0,868 159,46
7,04 175,39 29,50 -0,059 0,871 165,49
7,18 174,75 29,70 -0,060 0,877 165,85
7,05 175,38 50,00 -0,101 0,856 170,17
6,95 174,69 49,40 -0,099 0,863 170,66
6,95 175,22 49,40 -0,099 0,864 171,47
7,14 175,31 49,90 -0,101 0,862 170,97
Tabelle A4-3: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 2
( p
d= 60-80 µm,
δ
= 300 µm,
ε
= 60-75 %)
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,10 24,72 15,00 -0,028 0,821 23,62
1,10 24,68 15,00 -0,028 0,813 23,35
1,29 24,14 15,20 -0,029 0,843 23,57
194
Tabelle A4-3: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 2
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,15 24,48 15,20 -0,029 0,823 23,42
1,15 24,85 30,20 -0,057 0,813 24,28
1,15 24,68 30,20 -0,057 0,813 24,12
1,10 24,72 29,70 -0,056 0,804 23,91
1,15 24,75 30,60 -0,057 0,801 23,87
1,04 24,78 50,20 -0,093 0,780 24,39
1,04 24,47 49,90 -0,093 0,773 23,88
1,04 24,54 50,20 -0,093 0,787 24,34
1,04 24,79 49,90 -0,093 0,777 24,31
1,15 50,11 15,20 -0,029 0,688 40,34
1,15 49,95 15,20 -0,029 0,684 40,01
1,15 50,18 15,20 -0,029 0,688 40,43
1,15 50,01 15,20 -0,029 0,675 39,55
1,15 50,36 30,20 -0,057 0,675 41,39
1,15 50,39 30,20 -0,057 0,667 40,98
1,10 50,40 29,70 -0,056 0,666 40,93
0,96 49,72 25,80 -0,047 0,676 40,68
1,09 50,12 50,20 -0,094 0,651 41,98
1,09 50,14 50,20 -0,094 0,656 42,28
1,09 49,54 50,20 -0,094 0,660 42,02
1,09 50,20 50,50 -0,094 0,651 42,08
1,15 75,41 15,20 -0,029 0,574 51,09
1,15 75,16 15,50 -0,029 0,573 50,87
1,15 75,26 15,50 -0,029 0,575 51,13
1,15 75,08 15,20 -0,029 0,574 50,85
ANHANG 195
Tabelle A4-3: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 2
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,14 75,33 30,10 -0,056 0,570 53,00
1,14 75,33 29,80 -0,056 0,569 52,89
1,14 74,93 30,10 -0,056 0,567 52,53
1,14 75,23 30,10 -0,056 0,563 52,41
1,14 75,33 50,40 -0,094 0,561 55,44
1,14 75,47 50,00 -0,094 0,552 54,72
1,09 75,23 49,50 -0,092 0,565 55,62
1,09 75,46 49,90 -0,093 0,552 54,82
1,15 99,98 15,20 -0,029 0,504 59,85
1,15 100,03 15,20 -0,029 0,504 59,85
1,15 99,98 15,20 -0,029 0,504 59,85
1,15 100,15 15,20 -0,029 0,504 59,94
1,09 99,84 29,80 -0,056 0,500 62,45
1,09 100,01 30,10 -0,056 0,500 62,56
1,09 100,05 30,10 -0,056 0,500 62,68
1,14 100,18 30,30 -0,057 0,492 61,76
1,14 99,83 50,10 -0,094 0,493 65,85
1,19 100,36 50,60 -0,095 0,487 65,56
1,19 99,98 50,30 -0,094 0,490 65,61
1,19 100,01 50,30 -0,094 0,491 65,72
1,15 125,30 15,50 -0,029 0,462 69,15
1,15 125,48 15,20 -0,029 0,460 68,92
1,20 124,82 15,30 -0,029 0,460 68,51
1,15 125,31 14,90 -0,028 0,461 68,84
1,09 124,90 29,50 -0,055 0,465 73,14
196
Tabelle A4-3: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 2
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,09 125,00 29,80 -0,056 0,460 72,57
1,09 125,20 29,80 -0,056 0,459 72,48
1,14 125,08 30,00 -0,056 0,461 72,69
1,14 125,03 50,40 -0,094 0,456 77,31
1,14 125,25 50,40 -0,094 0,455 77,34
1,14 124,62 49,80 -0,093 0,458 77,14
1,14 125,22 50,10 -0,094 0,455 77,20
1,15 150,46 14,90 -0,028 0,430 77,47
1,15 150,43 15,20 -0,029 0,429 77,36
1,15 150,15 14,90 -0,028 0,431 77,41
1,20 149,82 15,30 -0,029 0,428 76,80
1,14 149,75 30,30 -0,057 0,434 82,55
1,09 150,02 29,50 -0,055 0,431 82,03
1,14 149,95 30,30 -0,057 0,432 82,43
1,14 149,99 30,00 -0,056 0,431 82,07
1,14 149,97 50,10 -0,094 0,435 89,16
1,14 150,42 50,40 -0,094 0,431 88,80
1,14 150,03 50,10 -0,094 0,427 87,80
1,14 150,26 49,50 -0,092 0,431 88,41
1,15 174,68 14,90 -0,028 0,416 87,21
1,20 174,88 15,30 -0,029 0,411 86,25
1,20 175,04 15,30 -0,029 0,409 85,96
1,15 174,94 14,90 -0,028 0,415 87,11
1,14 175,04 30,30 -0,057 0,420 93,88
1,14 174,96 30,30 -0,057 0,423 94,36
ANHANG 197
Tabelle A4-3: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 2
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,14 175,04 30,30 -0,057 0,421 93,95
1,14 175,01 30,00 -0,056 0,421 93,85
1,14 175,33 49,80 -0,093 0,419 100,86
1,19 175,35 49,90 -0,094 0,421 101,21
1,19 175,09 50,20 -0,094 0,418 100,67
1,19 175,07 50,20 -0,094 0,417 100,49
4,00 24,94 15,10 -0,026 0,858 23,83
4,00 24,96 15,10 -0,026 0,841 23,41
4,05 25,02 14,90 -0,026 0,859 23,90
4,00 25,09 14,80 -0,026 0,845 23,60
4,05 25,27 30,50 -0,056 0,838 24,40
4,05 25,34 30,10 -0,056 0,840 24,51
4,00 25,15 30,00 -0,056 0,840 24,35
4,00 25,46 29,70 -0,055 0,840 24,63
4,04 25,32 50,30 -0,095 0,837 25,49
3,99 25,29 49,90 -0,094 0,833 25,36
4,04 25,41 50,00 -0,095 0,830 25,39
3,99 25,41 50,20 -0,095 0,819 25,10
4,00 50,08 15,50 -0,027 0,882 49,20
4,05 50,13 15,20 -0,026 0,877 48,90
3,96 49,96 15,00 -0,026 0,875 48,67
3,91 50,03 14,90 -0,026 0,874 48,74
4,00 50,00 29,70 -0,055 0,856 49,24
4,05 50,17 30,10 -0,056 0,857 49,44
4,00 50,31 30,00 -0,056 0,858 49,67
198
Tabelle A4-3: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 2
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
4,05 50,30 30,10 -0,056 0,857 49,61
4,04 50,00 50,30 -0,095 0,843 50,69
4,08 50,26 50,40 -0,095 0,832 50,31
3,99 50,37 49,50 -0,094 0,821 49,81
4,08 49,94 50,40 -0,095 0,832 50,00
3,82 74,97 15,40 -0,027 0,814 68,32
3,86 75,10 15,50 -0,028 0,808 67,93
3,82 74,56 16,00 -0,028 0,808 67,55
3,96 75,07 15,00 -0,026 0,816 68,40
4,00 75,09 29,70 -0,055 0,809 70,10
4,10 75,13 30,20 -0,056 0,805 69,79
4,10 75,45 30,20 -0,056 0,807 70,23
4,05 75,74 30,10 -0,056 0,799 69,91
4,04 74,98 50,30 -0,095 0,784 71,22
3,94 75,12 49,80 -0,094 0,782 71,18
3,99 75,21 49,90 -0,094 0,775 70,70
3,99 74,89 49,90 -0,094 0,779 70,73
4,01 100,16 15,10 -0,026 0,762 85,33
4,01 100,31 15,10 -0,026 0,761 85,33
3,96 100,23 15,40 -0,027 0,764 85,78
3,86 100,49 15,10 -0,026 0,757 85,30
3,99 100,30 30,50 -0,056 0,754 87,90
3,94 100,33 30,10 -0,056 0,754 87,92
3,94 100,11 30,40 -0,056 0,755 87,83
3,99 100,11 30,20 -0,056 0,757 88,01
ANHANG 199
Tabelle A4-3: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 2
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
4,04 100,23 50,30 -0,095 0,744 90,84
4,04 99,86 50,00 -0,094 0,740 90,03
4,08 100,57 50,10 -0,095 0,740 90,66
4,08 100,46 50,10 -0,095 0,740 90,52
3,91 125,13 15,30 -0,027 0,722 101,44
3,91 124,32 15,30 -0,027 0,721 100,68
3,86 124,79 15,10 -0,026 0,717 100,53
3,86 124,96 15,10 -0,026 0,714 100,25
3,99 125,16 30,50 -0,056 0,724 105,57
4,03 124,78 30,60 -0,057 0,721 104,84
3,99 124,20 30,50 -0,056 0,720 104,29
3,89 124,50 29,70 -0,055 0,718 104,25
3,94 125,13 50,40 -0,095 0,720 110,42
3,94 125,16 49,80 -0,094 0,721 110,32
3,99 125,23 50,50 -0,095 0,715 109,69
3,89 125,43 50,00 -0,094 0,716 110,13
3,91 150,10 15,20 -0,027 0,669 113,05
3,91 150,19 15,20 -0,027 0,670 113,30
3,91 150,10 15,60 -0,027 0,669 113,19
3,81 150,08 15,30 -0,027 0,670 113,34
3,94 150,41 30,40 -0,056 0,678 119,46
3,89 150,27 30,00 -0,055 0,678 119,37
3,89 150,26 30,30 -0,056 0,677 119,25
4,04 150,01 30,60 -0,057 0,677 118,90
3,99 150,14 50,20 -0,095 0,684 126,39
200
Tabelle A4-3: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 2
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
3,99 150,27 49,90 -0,094 0,684 126,45
4,04 150,40 50,30 -0,095 0,687 127,04
3,94 150,15 49,80 -0,094 0,684 126,39
4,10 174,24 15,30 -0,027 0,654 128,06
3,86 175,53 15,40 -0,027 0,645 127,73
3,91 174,99 14,90 -0,026 0,647 127,37
3,96 175,39 14,70 -0,025 0,645 127,24
3,99 174,94 30,20 -0,056 0,649 133,24
4,04 174,77 30,30 -0,056 0,648 132,86
3,99 175,16 30,50 -0,057 0,650 133,73
3,89 174,81 30,00 -0,056 0,648 133,12
4,03 175,20 50,00 -0,094 0,654 141,63
3,99 175,36 49,90 -0,094 0,654 141,85
4,03 174,92 50,00 -0,094 0,655 141,63
4,03 175,45 50,30 -0,095 0,655 142,19
6,86 24,57 15,70 -0,030 0,918 23,95
7,00 24,43 14,90 -0,029 0,934 24,16
7,00 24,53 14,90 -0,029 0,922 23,67
7,00 24,49 15,30 -0,030 0,904 23,22
6,90 24,63 30,00 -0,060 0,901 24,31
6,95 24,77 30,30 -0,060 0,914 24,78
6,90 24,45 30,30 -0,060 0,908 24,05
7,00 24,64 30,20 -0,060 0,915 24,68
6,96 25,00 50,40 -0,101 0,921 26,24
7,00 24,73 50,00 -0,101 0,900 25,40
ANHANG 201
Tabelle A4-3: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 2
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
7,05 24,80 50,30 -0,102 0,908 25,67
7,05 25,03 50,60 -0,102 0,900 25,74
7,00 49,59 15,30 -0,030 0,937 49,21
6,96 49,61 15,30 -0,030 0,951 49,40
6,96 49,50 15,30 -0,030 0,955 50,06
6,96 49,87 15,60 -0,030 0,949 50,15
7,04 49,43 30,20 -0,060 0,954 51,45
7,00 49,57 30,20 -0,060 0,947 51,23
6,95 49,62 30,00 -0,060 0,957 51,23
7,00 49,60 30,60 -0,061 0,941 51,02
7,00 49,57 49,70 -0,100 0,929 52,34
6,91 49,34 49,50 -0,099 0,935 52,45
7,05 49,75 49,70 -0,100 0,934 52,80
7,05 49,43 50,30 -0,102 0,929 52,24
6,91 75,03 15,00 -0,029 0,982 75,29
7,00 75,03 15,30 -0,030 0,988 75,74
7,00 75,10 15,30 -0,030 0,986 75,69
6,96 75,15 15,00 -0,029 0,978 75,14
7,10 75,11 30,10 -0,060 0,997 78,68
7,00 74,94 29,90 -0,060 0,989 77,92
7,10 75,29 29,80 -0,060 0,985 77,92
6,95 75,26 29,60 -0,059 0,982 77,78
6,90 74,48 50,10 -0,101 0,951 77,77
6,90 75,10 50,40 -0,101 0,964 79,43
6,90 75,41 50,40 -0,101 0,952 78,87
202
Tabelle A4-3: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 2
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
6,86 75,17 50,20 -0,101 0,962 79,34
6,98 100,38 14,80 -0,029 0,996 102,09
7,03 100,31 15,10 -0,029 0,997 102,10
7,03 100,23 15,10 -0,029 0,999 102,25
7,03 99,99 14,80 -0,029 0,999 101,87
6,96 100,33 32,60 -0,065 0,969 102,98
7,00 100,57 33,50 -0,067 0,961 102,53
6,96 100,27 32,60 -0,065 0,966 102,57
6,95 100,39 50,10 -0,101 0,964 106,13
6,90 100,28 49,80 -0,100 0,965 106,07
6,90 100,29 50,10 -0,101 0,965 106,13
6,90 100,30 50,10 -0,101 0,965 106,11
6,95 124,93 15,60 -0,030 0,952 121,78
7,10 124,61 14,80 -0,029 0,953 121,20
6,95 124,96 14,60 -0,028 0,951 121,45
6,96 125,29 15,00 -0,029 0,948 121,47
7,00 125,02 33,20 -0,066 0,935 124,19
7,05 125,43 33,10 -0,066 0,933 124,23
6,91 125,18 32,30 -0,064 0,933 124,01
6,96 125,34 32,60 -0,065 0,927 123,44
7,00 127,25 50,70 -0,102 0,935 130,91
7,00 125,34 50,00 -0,101 0,941 129,50
7,05 125,07 50,00 -0,101 0,943 129,44
7,00 125,14 50,40 -0,101 0,944 129,76
6,95 150,31 15,30 -0,030 0,907 139,66
ANHANG 203
Tabelle A4-3: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 50 mit poröser Beschichtung 2
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
6,95 150,00 15,30 -0,030 0,908 139,59
6,95 150,02 15,00 -0,029 0,906 139,16
6,95 150,00 15,30 -0,030 0,907 139,41
6,48 150,75 29,40 -0,058 0,892 142,86
6,91 149,89 31,30 -0,062 0,899 143,03
6,96 149,83 32,30 -0,064 0,896 142,86
7,00 149,91 33,20 -0,066 0,894 142,78
7,05 150,16 50,30 -0,101 0,896 148,51
6,95 149,75 50,10 -0,101 0,900 148,75
7,14 150,35 49,90 -0,101 0,898 148,68
6,95 150,39 49,40 -0,099 0,896 148,62
7,00 175,14 19,50 -0,038 0,842 152,98
6,81 175,03 18,10 -0,035 0,842 152,63
7,00 175,10 18,50 -0,036 0,845 153,11
7,05 175,27 19,40 -0,038 0,844 153,22
7,00 175,14 32,80 -0,066 0,850 159,06
6,86 175,14 32,30 -0,064 0,853 159,60
6,95 174,84 33,20 -0,066 0,854 159,77
6,95 174,84 33,20 -0,066 0,855 159,89
6,95 175,32 52,30 -0,105 0,856 167,24
7,05 175,29 52,30 -0,105 0,854 166,67
6,91 175,04 52,40 -0,105 0,856 167,03
6,95 175,27 52,30 -0,105 0,854 166,92
204
A5: Experimentelle Daten der kritischen Wärmestromdichte bei Aufwärts-
strömung (L/D = 14,1, gleichförmige Beheizung)
Tabelle A5-1: CHF-Daten an der glatten Testsektion L/D = 14,1
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,28 24,36 17,20 -0,033 0,792 79,65
1,19 24,05 15,10 -0,029 0,809 80,13
1,14 24,87 14,00 -0,026 0,795 81,40
1,23 25,00 30,90 -0,058 0,752 80,44
1,19 24,73 30,10 -0,057 0,751 79,41
1,19 24,14 29,80 -0,056 0,779 80,13
1,43 24,53 49,90 -0,095 0,725 79,42
1,28 25,50 48,20 -0,091 0,694 79,40
1,43 24,93 49,90 -0,095 0,680 79,27
1,43 24,89 49,90 -0,095 0,647 78,90
1,14 50,49 14,40 -0,027 0,609 127,82
1,24 50,02 16,00 -0,030 0,583 121,76
1,19 49,83 14,90 -0,028 0,622 128,93
1,14 49,98 29,80 -0,056 0,560 122,55
1,24 50,39 30,40 -0,057 0,574 126,41
1,19 49,37 29,90 -0,056 0,571 123,25
1,19 49,77 49,70 -0,093 0,453 108,06
1,14 50,58 49,20 -0,092 0,456 110,47
1,19 49,73 50,00 -0,094 0,462 109,83
1,19 51,29 50,30 -0,094 0,448 110,57
1,24 99,22 15,45 -0,029 0,104 162,94
1,19 99,92 14,96 -0,028 0,102 160,30
ANHANG 205
Tabelle A5-1: CHF-Daten an der glatten Testsektion L/D = 14,1
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,28 100,67 15,48 -0,029 0,103 163,71
1,19 100,38 30,50 -0,057 0,121 161,76
1,28 99,46 30,10 -0,057 0,126 163,80
1,19 100,16 29,50 -0,056 0,220 162,21
1,28 100,35 49,50 -0,093 0,123 153,73
1,24 99,97 49,40 -0,093 0,125 154,83
1,28 99,95 48,50 -0,091 0,034 153,61
1,20 201,82 15,20 -0,029 0,047 187,58
1,20 200,18 15,80 -0,030 0,047 189,00
1,24 200,38 16,15 -0,030 0,045 187,21
1,20 199,40 30,40 -0,057 0,047 187,71
1,24 199,13 30,10 -0,057 0,019 185,03
1,24 200,44 30,50 -0,058 0,045 185,39
1,24 198,93 30,50 -0,058 0,047 187,95
1,24 199,54 50,20 -0,094 0,062 183,22
1,19 200,29 50,10 -0,094 0,060 181,30
1,24 198,01 49,60 -0,093 0,036 182,38
1,24 304,48 15,40 -0,029 0,050 217,67
1,29 300,55 16,80 -0,032 0,070 218,19
1,24 301,36 16,40 -0,031 0,047 213,36
1,29 300,58 30,80 -0,058 0,019 208,33
1,15 299,98 27,60 -0,052 0,026 209,61
1,24 298,29 29,80 -0,056 0,021 207,30
1,29 299,76 50,90 -0,096 0,019 202,23
1,29 299,87 50,60 -0,095 0,003 209,74
206
Tabelle A5-1: CHF-Daten an der glatten Testsektion L/D = 14,1
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,24 301,56 49,60 -0,093 0,002 206,03
1,24 300,60 49,90 -0,094 0,004 208,72
3,86 50,78 15,97 -0,028 0,959 192,42
3,77 49,97 14,90 -0,026 1,000 203,41
4,01 50,51 15,50 -0,027 0,978 194,42
3,82 49,62 15,70 -0,028 1,000 196,97
4,05 49,96 29,80 -0,055 0,986 199,03
4,20 50,42 29,80 -0,055 0,985 200,31
4,15 49,94 29,70 -0,055 1,000 201,25
4,10 49,80 29,90 -0,055 1,000 210,57
4,01 50,44 51,94 -0,099 1,000 210,52
4,01 49,43 50,54 -0,094 1,000 209,30
3,86 50,34 50,47 -0,094 1,000 211,78
4,05 49,53 50,60 -0,094 1,000 209,10
3,95 99,46 15,60 -0,027 0,437 316,75
3,86 100,87 14,80 -0,026 0,334 316,26
3,95 99,48 15,60 -0,027 0,440 318,70
3,90 99,37 31,70 -0,059 0,299 309,71
3,76 99,37 30,70 -0,057 0,405 315,34
3,90 99,67 30,80 -0,057 0,399 312,06
3,91 101,34 49,73 -0,092 0,683 301,78
3,91 100,71 49,33 -0,092 0,680 298,57
4,05 100,53 51,00 -0,095 0,665 293,02
3,90 199,20 15,64 -0,025 0,120 348,13
3,95 201,99 16,10 -0,026 0,119 353,69
ANHANG 207
Tabelle A5-1: CHF-Daten an der glatten Testsektion L/D = 14,1
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
3,90 200,15 16,04 -0,026 0,120 352,11
3,86 200,41 29,70 -0,055 0,099 367,16
4,00 200,52 30,30 -0,056 0,100 370,73
3,95 199,93 30,50 -0,057 0,259 357,00
4,00 201,00 49,70 -0,094 -0,001 350,99
4,00 200,87 50,30 -0,095 -0,002 348,53
4,00 199,23 49,70 -0,094 0,170 360,21
4,05 199,40 50,10 -0,095 0,380 361,89
3,90 294,81 17,34 -0,028 0,129 409,15
3,86 299,29 14,97 -0,024 0,090 412,68
4,00 300,39 15,65 -0,025 0,135 423,94
4,10 299,82 30,20 -0,056 0,018 414,93
4,00 301,08 29,70 -0,055 0,100 406,30
4,00 301,18 29,70 -0,055 0,063 420,57
4,05 301,97 50,10 -0,095 0,141 402,19
3,95 300,77 49,50 -0,094 0,149 412,40
4,10 300,56 50,20 -0,095 0,151 417,82
6,86 25,34 15,20 -0,029 0,995 95,59
7,00 24,90 15,00 -0,029 0,999 94,14
7,00 25,40 14,60 -0,028 0,947 91,07
7,00 24,94 29,30 -0,058 0,944 91,99
7,05 25,56 29,60 -0,059 0,952 95,00
6,96 25,13 29,70 -0,059 0,964 94,57
6,91 25,07 50,10 -0,101 0,930 95,17
6,91 25,08 50,10 -0,101 0,924 94,65
208
Tabelle A5-1: CHF-Daten an der glatten Testsektion L/D = 14,1
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
7,00 25,40 50,00 -0,101 0,925 95,78
7,10 50,43 15,50 -0,030 1,000 197,08
7,05 49,79 14,90 -0,029 1,000 196,46
6,90 50,16 15,30 -0,030 1,000 193,36
7,00 50,70 30,60 -0,061 0,965 191,26
7,00 49,96 30,30 -0,060 1,000 196,22
7,00 50,43 30,30 -0,060 0,964 190,03
7,00 50,48 49,40 -0,100 0,910 187,35
7,10 50,30 50,85 -0,100 0,946 193,78
6,96 50,10 50,15 -0,100 0,954 194,53
7,04 100,12 15,61 -0,030 0,722 276,91
6,90 100,11 15,30 -0,030 0,732 280,68
7,00 100,25 15,20 -0,030 0,711 273,13
6,86 99,30 30,10 -0,060 0,767 302,37
6,86 99,89 30,40 -0,060 0,796 315,00
7,05 99,08 30,80 -0,062 0,803 315,01
7,10 100,38 50,30 -0,102 0,731 307,16
6,95 100,81 50,70 -0,102 0,739 312,18
7,05 100,75 50,60 -0,102 0,763 320,39
6,94 199,92 14,60 -0,028 0,084 403,65
6,94 201,21 15,90 -0,031 0,080 401,02
6,90 200,74 15,30 -0,030 0,079 391,58
7,04 199,28 15,50 -0,030 0,081 399,54
6,90 198,72 30,00 -0,060 0,056 414,41
6,99 200,88 30,80 -0,062 0,053 413,50
ANHANG 209
Tabelle A5-1: CHF-Daten an der glatten Testsektion L/D = 14,1
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
7,09 198,33 31,29 -0,062 0,052 406,74
6,94 200,14 45,50 -0,091 0,025 418,92
6,99 201,39 50,30 -0,101 0,015 421,75
7,04 199,62 52,20 -0,105 0,009 410,80
7,13 199,95 52,10 -0,105 0,014 428,62
6,99 299,77 14,50 -0,028 0,095 419,29
7,04 302,73 14,50 -0,028 0,090 406,81
6,90 299,97 14,00 -0,027 0,092 408,26
7,09 298,11 29,10 -0,058 0,080 468,13
6,90 299,90 28,70 -0,057 0,080 470,05
6,94 299,10 29,30 -0,058 0,079 467,16
6,94 299,77 45,50 -0,091 0,043 458,13
6,99 299,97 50,30 -0,101 0,036 469,05
7,04 299,90 52,20 -0,105 0,032 469,07
Tabelle A5-2: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 14,1 mit poröser Beschichtung 1
(p
d= 30-40 µm,
δ
= 300 µm,
ε
= 60-75 %)
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,14 24,10 15,10 -0,028 0,810 80,49
1,19 24,67 15,50 -0,029 0,787 80,08
1,19 25,03 15,50 -0,029 0,778 80,33
1,19 25,15 30,50 -0,057 0,760 81,79
1,14 25,01 29,70 -0,056 0,783 83,50
210
Tabelle A5-2: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 14,1 mit poröser Beschichtung 1
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,14 24,72 29,70 -0,056 0,790 83,26
1,19 24,28 30,80 -0,058 0,827 83,58
1,15 26,02 49,70 -0,093 0,700 82,11
1,20 25,09 50,10 -0,094 0,715 80,65
1,20 24,86 49,50 -0,093 0,759 84,24
1,24 25,27 50,90 -0,096 0,739 83,76
1,19 49,75 15,20 -0,029 0,592 122,73
1,19 49,65 15,20 -0,029 0,593 122,84
1,19 49,75 15,20 -0,029 0,592 122,73
1,29 50,09 30,40 -0,058 0,565 123,74
1,24 49,75 30,00 -0,057 0,575 124,74
1,14 50,75 29,40 -0,055 0,562 124,73
1,24 50,24 29,40 -0,055 0,578 123,64
1,15 49,24 50,00 -0,093 0,554 126,85
1,15 49,69 49,60 -0,093 0,550 127,26
1,24 49,32 51,20 -0,096 0,545 125,64
1,20 48,81 50,70 -0,095 0,576 127,36
1,19 99,44 14,60 -0,028 0,468 196,10
1,24 98,86 15,40 -0,029 0,468 195,34
1,24 99,23 15,40 -0,029 0,469 196,35
1,24 98,10 15,70 -0,030 0,498 195,59
1,09 101,03 30,80 -0,057 0,454 206,29
1,19 99,92 30,20 -0,057 0,455 203,34
1,24 99,98 29,70 -0,056 0,454 202,57
1,19 100,94 50,40 -0,094 0,433 211,75
ANHANG 211
Tabelle A5-2: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 14,1 mit poröser Beschichtung 1
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,19 100,20 49,40 -0,093 0,457 219,01
1,19 100,96 51,00 -0,096 0,451 219,35
1,29 201,10 16,00 -0,031 0,294 258,84
1,10 199,63 11,40 -0,021 0,304 258,70
1,19 201,39 16,20 -0,031 0,301 265,98
1,24 199,23 28,80 -0,054 0,329 303,56
1,33 201,15 31,80 -0,060 0,317 300,59
1,29 200,19 30,80 -0,058 0,323 303,10
1,29 199,15 49,30 -0,093 0,320 326,21
1,29 200,50 49,90 -0,094 0,319 328,32
1,33 200,53 50,00 -0,094 0,323 331,58
1,24 301,77 14,85 -0,028 0,108 369,32
1,29 300,93 16,00 -0,030 0,106 370,16
1,19 298,45 14,96 -0,028 0,147 371,71
1,24 298,60 28,80 -0,054 0,082 368,04
1,24 299,35 29,10 -0,055 0,083 371,32
1,29 300,95 30,50 -0,058 0,076 361,85
1,19 300,42 49,10 -0,092 -0,032 352,51
1,19 300,94 49,10 -0,092 -0,066 356,92
1,24 299,95 49,80 -0,094 -0,032 357,76
3,86 49,95 15,70 -0,028 0,896 176,97
3,90 50,13 15,28 -0,027 0,899 178,06
3,95 50,05 16,25 -0,029 0,906 179,29
3,90 50,33 30,84 -0,057 0,896 183,99
3,86 50,08 30,47 -0,056 0,903 184,41
212
Tabelle A5-2: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 14,1 mit poröser Beschichtung 1
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
4,05 50,06 31,60 -0,058 0,897 183,16
4,00 51,20 50,85 -0,098 0,916 198,44
4,00 49,83 50,75 -0,096 0,939 197,43
3,95 50,94 50,70 -0,096 0,940 202,21
4,00 49,18 51,45 -0,098 0,933 194,13
3,81 99,43 16,30 -0,029 0,752 298,27
4,10 99,94 17,90 -0,032 0,758 302,01
3,90 101,17 16,80 -0,030 0,743 299,98
4,00 99,31 31,90 -0,059 0,757 310,50
4,00 100,84 31,90 -0,059 0,750 312,56
3,95 100,10 30,90 -0,057 0,750 309,86
3,86 101,69 49,60 -0,094 0,777 339,79
3,95 100,06 50,20 -0,095 0,760 327,98
3,90 99,65 50,40 -0,095 0,752 323,95
3,90 99,70 49,80 -0,094 0,759 326,05
3,86 199,04 16,40 -0,029 0,495 399,92
3,95 200,63 16,30 -0,029 0,491 399,38
3,95 199,20 16,60 -0,029 0,487 394,37
3,95 203,33 31,70 -0,059 0,539 465,60
4,10 204,55 31,54 -0,059 0,526 457,16
3,90 200,03 30,54 -0,056 0,537 455,66
3,95 299,81 17,20 -0,031 0,005 465,48
4,00 299,73 16,70 -0,029 0,005 457,76
4,00 299,59 16,40 -0,029 0,006 464,71
6,86 25,42 15,76 -0,030 1,000 102,38
ANHANG 213
Tabelle A5-2: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 14,1 mit poröser Beschichtung 1
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
6,95 25,43 16,60 -0,032 1,000 103,37
6,90 25,66 15,70 -0,030 0,999 102,01
6,90 25,04 32,00 -0,064 0,987 102,46
6,95 25,55 30,30 -0,060 0,988 103,19
7,00 25,78 30,20 -0,060 0,991 104,20
6,90 25,95 51,10 -0,103 0,971 103,83
7,09 25,65 51,20 -0,103 0,975 104,78
6,95 25,68 51,40 -0,103 0,973 104,71
6,95 51,83 13,30 -0,026 1,000 202,71
6,90 49,68 16,30 -0,032 1,000 191,36
6,71 49,33 15,20 -0,029 1,000 190,37
6,95 49,25 29,00 -0,058 1,000 194,74
7,05 50,04 30,80 -0,062 0,999 201,82
6,90 50,48 31,60 -0,063 1,000 201,68
6,86 50,16 51,10 -0,103 1,000 206,18
6,90 49,96 50,40 -0,101 0,990 204,50
6,95 49,80 50,10 -0,101 0,992 202,20
6,66 98,88 16,20 -0,031 0,920 347,15
6,90 98,41 16,60 -0,032 0,924 346,48
6,76 99,30 15,50 -0,030 0,928 350,85
6,52 100,09 29,00 -0,057 0,941 369,43
7,05 99,44 32,50 -0,065 0,931 364,27
6,38 98,21 30,40 -0,059 0,932 360,85
6,95 99,57 51,00 -0,103 0,943 383,03
6,90 99,84 50,80 -0,102 0,938 382,33
214
Tabelle A5-2: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 14,1 mit poröser Beschichtung 1
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
6,95 99,24 50,70 -0,102 0,941 380,76
Tabelle A5-3: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 14,1 mit poröser Beschichtung 2
(p
d= 60-80 µm,
δ
= 300 µm,
ε
= 60-75 %)
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,28 25,11 15,30 -0,029 0,872 89,76
1,28 24,64 14,70 -0,028 0,871 87,86
1,19 25,20 12,30 -0,023 0,853 87,77
1,33 25,18 15,70 -0,030 0,848 87,60
1,28 25,38 30,40 -0,058 0,853 91,62
1,33 24,68 30,80 -0,058 0,860 89,75
1,28 25,44 29,80 -0,056 0,842 90,69
1,19 25,60 49,30 -0,092 0,829 93,80
1,19 24,90 48,70 -0,091 0,828 91,02
1,28 25,35 50,20 -0,095 0,824 92,35
1,30 50,01 15,00 -0,029 0,774 159,18
1,30 50,24 15,00 -0,029 0,777 160,56
1,25 49,99 14,30 -0,027 0,785 161,23
1,35 49,84 30,10 -0,057 0,792 167,67
1,30 50,35 29,80 -0,056 0,779 166,84
1,35 50,06 30,40 -0,058 0,783 166,71
1,30 49,59 49,80 -0,094 0,789 173,58
1,25 50,51 49,40 -0,093 0,782 175,50
ANHANG 215
Tabelle A5-3: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 14,1 mit poröser Beschichtung 2
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,35 49,87 50,90 -0,096 0,779 172,87
1,24 99,86 14,60 -0,028 0,296 229,99
1,33 99,12 14,80 -0,028 0,299 229,99
1,33 99,50 14,80 -0,028 0,294 227,37
1,33 100,01 30,10 -0,057 0,269 231,00
1,14 99,82 28,10 -0,053 0,268 228,07
1,33 99,60 29,50 -0,056 0,270 230,12
1,19 99,82 49,60 -0,093 0,226 226,43
1,19 100,32 49,60 -0,093 0,215 219,65
1,24 100,74 49,40 -0,093 0,218 222,20
1,23 199,03 14,70 -0,028 0,146 246,43
1,28 201,39 15,10 -0,029 0,149 253,75
1,23 199,96 15,10 -0,029 0,110 250,44
1,28 201,01 30,50 -0,058 0,116 247,39
1,18 200,53 30,00 -0,056 0,118 248,40
1,28 200,52 30,50 -0,058 0,113 242,56
1,23 199,92 31,40 -0,059 0,116 249,55
1,28 200,56 50,28 -0,094 0,077 244,72
1,28 200,51 50,28 -0,094 0,079 246,71
1,23 200,79 50,42 -0,094 0,077 244,82
1,28 199,61 49,68 -0,093 0,081 247,73
1,34 301,06 15,30 -0,029 0,089 318,72
1,25 299,30 15,30 -0,029 0,085 306,50
1,34 300,03 15,00 -0,029 0,089 317,24
1,49 300,60 18,20 -0,035 0,083 316,28
216
Tabelle A5-3: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 14,1 mit poröser Beschichtung 2
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
1,24 300,18 30,80 -0,058 0,055 305,84
1,29 299,79 29,90 -0,057 0,057 306,19
1,29 300,62 31,20 -0,059 0,057 314,21
1,29 301,51 51,10 -0,096 0,022 320,62
1,20 301,13 49,70 -0,093 0,023 316,38
1,29 301,87 50,50 -0,095 0,025 325,35
3,86 50,78 15,97 -0,028 0,959 192,42
3,77 49,97 14,90 -0,026 1,000 203,41
4,01 50,51 15,50 -0,027 0,978 194,42
3,82 49,62 15,70 -0,028 1,000 196,97
4,05 49,96 29,80 -0,055 0,986 199,03
4,20 50,42 29,80 -0,055 0,985 200,31
4,15 49,94 29,70 -0,055 1,000 201,25
4,10 49,80 29,90 -0,055 1,000 210,57
4,01 50,44 51,94 -0,099 1,000 214,52
4,01 49,43 50,54 -0,094 1,000 213,30
3,86 50,34 50,47 -0,094 1,000 211,78
4,05 49,53 50,60 -0,094 1,000 209,10
3,95 99,46 15,60 -0,027 0,437 316,75
3,86 100,87 14,80 -0,026 0,334 316,26
3,95 99,48 15,60 -0,027 0,440 318,70
3,90 99,37 31,70 -0,059 0,299 309,71
3,76 99,37 30,70 -0,057 0,405 315,34
3,90 99,67 30,80 -0,057 0,399 312,06
3,76 101,63 51,30 -0,097 0,335 302,08
ANHANG 217
Tabelle A5-3: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 14,1 mit poröser Beschichtung 2
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
4,00 99,09 50,90 -0,096 0,358 308,06
3,95 100,13 50,20 -0,095 0,359 311,63
4,00 201,68 15,80 -0,028 0,218 338,96
3,91 200,53 15,90 -0,028 0,222 343,83
3,96 197,53 16,00 -0,028 0,223 339,80
4,05 200,06 15,20 -0,026 0,221 339,29
4,05 199,92 30,50 -0,056 0,191 338,80
3,91 198,36 30,50 -0,056 0,192 338,64
3,86 200,73 31,60 -0,059 0,186 337,62
3,81 199,88 30,60 -0,057 0,190 338,94
4,00 199,28 50,00 -0,095 0,158 345,18
3,86 199,64 51,30 -0,097 0,150 338,96
3,91 202,85 51,10 -0,097 0,148 340,63
4,05 299,25 15,20 -0,026 0,119 378,21
3,86 299,25 16,40 -0,029 0,119 384,98
3,90 299,18 14,20 -0,025 0,124 386,23
4,00 300,13 29,00 -0,054 0,095 387,10
4,05 301,03 29,80 -0,055 0,098 400,85
3,90 301,01 30,10 -0,056 0,096 395,93
3,96 301,28 50,30 -0,095 0,057 398,85
4,06 301,80 51,40 -0,097 0,055 399,71
4,01 300,12 50,40 -0,095 0,064 416,10
6,99 24,77 14,60 -0,028 1,000 104,58
6,99 24,93 14,20 -0,028 1,000 105,86
7,04 25,04 14,50 -0,028 1,000 105,49
218
Tabelle A5-3: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 14,1 mit poröser Beschichtung 2
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
7,18 25,19 14,70 -0,029 1,000 106,48
6,95 25,10 31,20 -0,062 0,996 106,31
7,04 24,84 31,10 -0,062 0,994 105,22
7,04 25,91 30,50 -0,061 0,995 106,24
7,09 25,94 49,20 -0,099 0,986 108,75
7,04 25,86 49,00 -0,099 0,990 109,02
6,95 25,44 49,70 -0,100 0,991 109,31
6,95 25,58 50,40 -0,101 0,987 108,38
6,95 49,61 15,60 -0,030 1,000 195,46
6,95 49,99 15,00 -0,029 1,000 196,33
7,10 49,52 14,50 -0,028 1,000 193,18
7,05 49,63 29,20 -0,058 1,000 200,20
7,05 50,74 31,50 -0,063 1,000 202,64
6,76 50,56 30,20 -0,060 1,000 201,34
6,91 50,17 50,10 -0,101 1,000 214,36
6,96 50,52 50,40 -0,101 1,000 212,24
7,00 49,84 50,70 -0,102 1,000 211,94
6,94 101,38 14,60 -0,028 0,959 368,38
6,99 98,95 15,20 -0,030 0,983 368,54
7,04 99,75 14,80 -0,029 0,967 365,23
6,80 100,12 30,70 -0,061 0,495 366,79
6,99 100,84 30,20 -0,060 0,493 367,13
6,99 99,84 29,90 -0,060 0,502 368,71
7,08 99,50 48,60 -0,098 0,459 364,53
6,89 100,92 51,40 -0,103 0,453 369,60
ANHANG 219
Tabelle A5-3: CHF-Daten an der Testsektion L/D = 14,1 mit poröser Beschichtung 2
p
, MPa m
, kg/m2sSub
T
∆
, K i
xcr
xcr
q
, W/cm2
7,13 99,19 50,80 -0,103 0,453 362,10
7,37 100,15 49,50 -0,101 0,337 364,20
6,95 200,95 17,90 -0,035 0,274 408,69
6,90 201,94 17,30 -0,034 0,273 408,51
6,81 201,43 15,70 -0,030 0,276 406,82
7,04 200,76 17,80 -0,035 0,273 406,13
6,95 201,25 31,30 -0,062 0,250 413,85
7,00 200,00 31,50 -0,063 0,249 410,70
6,85 200,07 31,00 -0,062 0,250 410,90
6,90 199,45 30,70 -0,061 0,252 410,88
7,00 200,19 52,30 -0,105 0,208 412,17
6,95 199,83 51,70 -0,104 0,210 412,55
7,00 200,64 51,00 -0,103 0,207 408,85
6,95 200,71 51,70 -0,104 0,207 410,88
7,04 299,62 19,40 -0,038 0,139 442,24
6,95 301,42 17,90 -0,035 0,191 448,76
6,95 299,70 17,60 -0,034 0,144 446,29
6,95 301,58 34,39 -0,068 0,108 445,51
7,04 301,41 32,91 -0,065 0,113 450,84
6,90 302,35 32,51 -0,065 0,115 454,36
6,99 299,98 51,42 -0,103 0,080 458,30
6,99 300,06 50,82 -0,102 0,081 458,49
6,94 299,86 51,13 -0,103 0,078 453,69
220
A6: Fotos
Abbildung A6.1: Versuchsanlage
ANHANG 221
Abbildung A6.2: Glatte Teststrecke L/D = 14,1
Abbildung A6.3: Teststrecke nach Burnout
222
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LEBENSLAUF
Michael Stein, geboren am 10.05.1969 in Berlin / Deutschland als Sohn von Peter Stein und
Sabine Stein.
Werdegang:
1975 - 1988 Besuch der Walter- Gropius- Gesamtschule
1988 - 1996 Studium für Energie- und Verfahrenstechnik an der Technischen
Universität Berlin in Berlin
1996 - 1997 Ingenieur für Verfahrenstechnik bei der Kraftwerks- und
Anlagenbau AG in Berlin
1997 - 2000 Wissenschaftlicher Mitarbeiter am Institut für Energietechnik der
Technischen Universität Berlin in Berlin und Beginn der Promotion
am Institut für Energietechnik der Technischen Universität Berlin
unter Betreuung von Prof. Dr.-Ing. Dr. h.c. G. Bartsch
2001 bis jetzt Ingenieur für Applikation und Entwicklung bei der Robert Bosch
GmbH in Schwieberdingen (bei Stuttgart)
