Este trabajo fue financiado por la Fundación de ciencia de Israel, beca # 281/14.

1. sección de prueba para la medición de la temperatura instantánea
<ol><li>Fabricación de sección de la prueba (figura 2)
	<ol>
<li>Cortar un segmento de un tubo por lo menos 70 cm largo. Nota: El diámetro y espesor de pared de la sección de prueba debe ser idéntico a la de la tubería utilizada en la instalación experimental.</li>
		<li>Utilizar una fresadora para cortar 4 ventanas estrechas adyacentes a lo largo de la tubería en la sección de prueba, cada ventana es de 6 mm de ancho y 80 mm de largo con una separación de 25 mm entre ventanas consecutivas.</li>
		<li>De una 12 hoja de acero inoxidable fina μm, cortar cmlong y 12 mm 40-60 tiras de ancho. Nota: La hoja se utilizará para sellar las ventanas en el tubo de prueba. El acero inoxidable debe recubrirse con dos rayas de oro que marcan una pequeña distancia de los extremos de la hoja y se utilizan para soldar los cables de suministro de energía para calentar la hoja, véase la figura 2.</li>
		<li>Medir la resistencia eléctrica de la hoja usando un óhmetro.</li>
		<li>Coloque la hoja dentro de la tubería siguiendo los pasos descritos a continuación.<ol>
<li>Crear una base para insertar la hoja en la sección de prueba de hecho de un tubo rígido con un diámetro externo igual a la del diámetro interno del tubo de prueba. Para ello, cortar un 20 mm de ancho y unos 80 cm de largo forma parte de la pared del tubo</li>
			<li>Cubrir la base con grasa antes de colocar la lámina en él, para permitir la desconexión de la base de la lámina en una etapa posterior.</li>
			<li>Coloque la lámina en la base y aplanarla. Un paño con alcohol y limpiar la lámina de exceso de grasa.</li>
			<li>Aplicar el adhesivo en la periferia de la hoja y en los tres segmentos de la hoja correspondiente a la ubicación de los puentes entre las ventanas consecutivas. Nota: El adhesivo tiene que ser fuerte con un periodo de endurecimiento inicial de al menos 20 minutos con el fin de garantizar suficiente tiempo para el proceso de fijación de la hoja; se utiliza el epoxi DP 460.</li>
			<li>Introduzca con cuidado la base con la lámina en la sección de prueba con la hoja hacia arriba hacia las ventanas. Nota: Este proceso debe ser realizado por dos personas.</li>
			<li>Asegúrese de que la hoja quede alineada con las ventanas, las rayas del oro deben estar en el borde de las dos ventanas exteriores. Una vez que la hoja esté bien colocada y cubre las ventanas, vincular la base al tubo de prueba en cada extremo mediante una abrazadera.</li>
			<li>Con cuidado, inserte un neumático interno de plegado de la bicicleta en el tubo en la base, el neumático de grasa si es necesario. Infle el neumático. Durante la inflación observar el adhesivo que se separa a través de la lámina y llegar a la base. Nota: La presión ejercida por el neumático inflado debe garantizar que el adhesivo atará la pared interior del tubo y la lámina. También se forma la lámina a la curvatura de la tubería y reducir cualquier posible interferencia al flujo debido a la hoja o el adhesivo.</li>
			<li>Con un paño, claro cualquier exceso de adhesivo que ha llegado a las aberturas de la ventana.</li>
			<li>Deje que el adhesivo seco para 24 h. desinflar el neumático, lo extraen y abra las abrazaderas.</li>
			<li>Desconecte la base de la lámina y tubo en los siguientes pasos:<ol>
<li>Toque suavemente cada extremo de la base para sentir cual es más fácil desconectar y comenzar a desconectando de ello.</li>
				<li>Utilice un rodillo largo o un objeto similar para desconectar la base original poco a poco, mover lentamente en el tubo hasta que se desconecta la base toda la hoja con seguridad sin daños en la tubería. Nota: Este proceso debe hacerse con cuidado para proteger el sello; Si el sello se arruina una nueva unidad de tubo de prueba de transferencia de calor debe hacerse.</li>
				<li>Compruebe que la tubería está sellada por cerrar un extremo de la tubería y el tubo de llenado con agua.</li>
			</ol>
</li>
		</ol>
</li>
		<li>Limpie el exceso de grasa de la cara interna de la tubería con agua y jabón.</li>
		<li>Conecte los cables de calefacción eléctrica por soldadura a las rayas doradas de la lámina. Nota: Para proteger la lámina en estos puntos, se sugiere primero un chip pequeño cooper a la hoja y luego soldar el cable a él.</li>
		<li>Con un adhesivo térmico conectar un termopar tipo T en la parte inferior de cada ventana. Estos termopares se utilizará más adelante en el proceso de calibración de cámara IR. Nota: Las lecturas de temperatura de los termopares se registran y grabadas por un PC utilizando un convertidor A/d.</li>
		<li>Pintura de aerosol la cara externa de la lámina con un spray negro mate con el fin de maximizar la capacidad de emisión.</li>
	</ol></li>
	<li>Aplicación de flujo de calor a la hoja
	<ol>
<li>Conecte los cables de calefacción eléctrica del borde de la lámina a una fuente de alimentación.</li>
		<li>Establecer la corriente eléctrica por lo que la hoja llega a una temperatura deseada. Nota: No llegan a una temperatura que puedan afectar la tubería. Para plexiglás el límite es de unos 45 ° C. Sin embargo, asegúrese de la hoja lo suficiente para garantizar la temperatura de la lámina por lo menos unos cuantos grados sobre la temperatura de entrada de agua, incluso durante el estado de enfriamiento debido a los cambios transitorios en el flujo de calor.</li>
		<li>Calcular el flujo de calor aplicado Q = I2R donde I es la corriente aplicada y R es la resistencia eléctrica de la lámina. Nota: La transferencia de calor desde la cara externa de la lámina que está abierto al aire es insignificante en comparación con la transferencia de calor al agua dentro de la tubería2.</li>
		<li>Conectar un interruptor controlable de PC a uno de los cables de flujo de calor para controlar el calor flujo impulsivo Inicio y apagado.</li>
	</ol></li>
	<li>Cámara de infrarrojos Nota: especificaciones detalladas de la cámara de IR utilizado en el laboratorio pueden verse en Ferhstman3,4. La cámara es conectada a un PC y controlada por un ordenador.<ol>
<li>Si es posible, conecte la cámara IR a un sistema de rieles que permite el movimiento tridimensional de la cámara para introducir fácilmente en diversas posiciones a lo largo de la sección de prueba.</li>
		<li>Encienda la cámara IR unos minutos antes de realizar cualquier medición, los sensores internos tardan en enfriarse a la temperatura requerida.</li>
		<li>Coloque la cámara IR unos pocos centímetros de la superficie dentro de la distancia focal de la cámara para activar el enfoque. Nota: Dependiendo de la resolución de la cámara Asegúrese de que el área medida no es más pequeño que un píxel. Es preferible que la superficie medida compuesta por un número de píxeles.</li>
		<li>Establecer el foco de la cámara IR.</li>
		<li>Proceso de calibración de la cámara de IR:<ol>
<li>Flujo de calor se aplican como se indica en 1.2 y esperar hasta alcanzar un estado estacionario, es decir, una vez que los termopares colocan en la hoja registro de la temperatura constante. Medir la temperatura ambiente en las proximidades de la instalación experimental con un termopar. Nota: Esta temperatura se utilizará como la temperatura reflejada de la superficie. Un alto valor de emisividad superficial, este parámetro es casi insignificante.</li>
			<li>Introduzca la temperatura como parámetro de la cámara de infrarrojos de la temperatura reflejada.</li>
			<li>Para cada ventana de la hoja, comparar la temperatura registrada por la cámara de IR a la grabación de la termocupla de esa ventana. Ajustar la propiedad de la emisividad de la cámara de IR hasta el registro de la temperatura de la cámara IR es igual a la temperatura registrada por el termopar. Nota: Esto se puede hacer para varios valores de flujo de calor; sin embargo, la emisividad no es sensible a esta temperatura relativamente baja. En las grabaciones experimentales, el valor promedio de emisividad fue 0.98.</li>
		</ol>
</li>
	</ol></li>
</ol>2. mediciones de velocidad traslacional de la burbuja de Taylor y su longitud
<ol><li>
Sonda óptica Nota: la sonda óptica incluye una fuente de luz láser y un fotodiodo. Cuando la sección transversal completa de la tubería contiene agua, el rayo láser es apuntado en el fotodiodo causando el circuito para ser cerrada. Cuando el láser golpea la burbuja de aire, es empujado desde el fotodiodo y abre el circuito. Así, se obtiene una señal binaria, que indica si la sonda óptica está frente a una burbuja de aire o de un slug de líquido.<ol>
<li>Para conectar el sensor a la tarjeta de A/d, construya el siguiente circuito (figura 3).</li>
		<li>Activar el láser, punto en el diodo. Compruebe la entrada digital del circuito A/D software. Si el láser choca con el diodo, el circuito está cerrado y debe aparecer una señal positiva. Nota: Asegúrese de que el diodo es sensible a la salida de longitud de onda del láser. Datos de los sensores ópticos se graban a una velocidad de 1 kHz.</li>
	</ol>
</li>
</ol>3. experimental procedimiento
<ol><li>Conecte la sección de prueba para la instalación experimental, bridas o registros de tubería.</li>
	<li>Conecte los cables de calefacción eléctrica a la fuente de alimentación y los termopares a cualquier registrador de temperatura computarizado.</li>
	<li>Coloque la cámara IR frente a la sección de prueba en el lugar deseado.</li>
	<li>Asegúrese de que la cámara se centra en el papel; Esto es más fácil hacerlo con el flujo de calor en.</li>
	<li>Flujo de calor (1.2) se aplica y realiza el proceso de calibración de cámara IR (1.3.5).</li>
	<li>Colocar las dos ópticas sondas a lo largo de la tubería de prueba Nota: Si es posible, colocar una sonda óptica en la ubicación de la cámara del IR; Esto permitirá la sincronización entre la medición de la temperatura y la ubicación de la burbuja, como la burbuja no es visible a la cámara IR. Si no es posible, asegúrese de cambiar los resultados en el tiempo por consiguiente a la velocidad de la burbuja y la distancia entre la cámara de infrarrojos y la punta de prueba óptica.<ol>
<li>Compruebe que el rayo láser hecho golpea el diodo produce una lectura positiva.</li>
	</ol>
</li>
	<li>Encienda la bomba de agua y fijar el caudal deseado. Aplicar el flujo de calor mediante el ajuste de la corriente de la fuente de alimentación.</li>
	<li>Espere hasta que se alcanza una temperatura de estado estacionario. Ejecutar el programa de computadora para registrar la temperatura de la pared de un flujo de tubería monofásicas. Nota: Con el fin de aislar el efecto de la burbuja de Taylor sobre el coeficiente de transferencia de calor por convección, es esencial medir primero el coeficiente de transferencia de calor por convección en flujo monofásico a un flujo flujo idéntico ritmo y calor como en los experimentos de dos fases. Se recomienda hacer esto antes de cada evento individual.</li>
	<li>Ejecute el programa de ordenador que controla la inyección de burbuja. Nota: Este programa debe primero inyecta una burbuja de Taylor solo y simultáneamente medir la temperatura de la pared usando la cámara IR y grabar las señales binarias de las dos sondas ópticas. Estas dos medidas deben estar sincronizadas para evitar cambios más tiempo entre las grabaciones.</li>
	<li>Entre las carreras, sistema de retraso de tiempo suficiente para asegurar que el sistema es volver a las condiciones iniciales, es decir, la temperatura de la pared vuelve al valor inicial de estado estacionario monofásico. Nota: Es posible que aumente la temperatura de la pared del flujo monofásico de estado estacionario en casos donde un flujo de calor es continuamente. Esto debe evitarse cerrando el flujo de calor y tomar un descanso en los experimentos.</li>
</ol>4. procesamiento de datos
<ol><li>Calcular el coeficiente de transferencia de calor para condiciones de estado estacionario monofásico basado en la ecuación 1. Nota: Este coeficiente es independiente del tiempo. Se utilizará como factor de normalización en la secuela.<ol>
<li>Para cada evento individual grabado bajo condiciones, calcular la longitud de las burbujas de la Taylor y velocidad traslacional dividiendo la distancia entre la óptica sondas, L, por el intervalo de período de tiempo de la llegada de la punta de tiempo a cada sensor óptico:  <img alt="Equation 2" src="/files/ftp_upload/57437/57437eq2.jpg"> </img>, donde tL1 y tL2 son los tiempos de la llegada de la punta de burbuja en la parte inferior y superiores sensores ópticos, respectivamente.</li>
		<li>Usar velocidad traslacional de la burbuja de Taylor para calcular el largo burbuja multiplicándolo por la duración del circuito abierto de una de las puntas de prueba ópticas.</li>
	</ol>
</li>
	<li>Calcular el coeficiente de transferencia de calor local instantáneo para dos fases de flujo puede hacerse como sigue: Nota: Aunque todo el proceso experimental es computarizado, la longitud y la velocidad de traslación de las burbujas de Taylor sigue siendo exactamente constantes en cada funcionamiento experimental. Por lo tanto, varía el instante en que la burbuja alcanza el punto de medición. Las puntas de prueba ópticas y la cámara IR tienen marco de diferentes tipos, 30 y 1000 Hz respectivamente.<ol>
<li>Uso de la sonda óptica situada en las proximidades de la cámara de infrarrojos, registro el instante de la llegada de la punta de la burbuja.</li>
		<li>Esta señal de disparo proporciona la referencia de tiempo para la grabación de la cámara IR. Nota: Proceso promedio conjunto es necesaria para obtener el coeficiente de transferencia de calor por convección en función de la distancia desde la parte inferior de la burbuja hasta el punto de medición, z, donde z= 0 corresponde a la parte inferior de la burbuja. Este parámetro debe ser normalizado por el diámetro del tubo D.</li>
		<li>Establecer una resolución para z/D. Todos los valores de los datos registrados para cada evento individual (correspondiente a condiciones idénticas) caen dentro de la gama prescrita de resolución espacial y deben promediarse para obtener un único valor representativo de la temperatura de la pared en eso distancia de la burbuja parte inferior. Nota: Esta resolución espacial debe ser decidida basándose en la frecuencia de grabación de la cámara IR y en la velocidad de traslación de la burbuja de Taylor. En este estudio, fue tomada entre 0.15-0.3.</li>
		<li>Calcular el coeficiente de transferencia de calor en función de la distancia desde la punta de burbuja/parte inferior usando EQ. 1.</li>
		<li>Normalizar el coeficiente de transferencia de calor instantánea local dos fases por el coeficiente constante monofásico. Nota: Este cociente representa una mejora en la velocidad de transferencia de calor por convección por el paso de burbujas en comparación con flujo monofásico.</li>
	</ol>
</li>
</ol>

<ol>
	<li>Hetsroni, G., Rozenblit, R., Yarin, L. P. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=A+hot-foil+infrared+technique+for+studying+the+temperature+field+of+a+wall.">A hot-foil infrared technique for studying the temperature field of a wall.</a> Meas. Sci. Tech. 7, 1418 (1996).</li><li>Babin, V. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=.">.</a> Experimental investigation of the local heat transfer in gas-liquid slug flow. , (2015).</li><li>Babin, V., Shemer, L., Barnea, D. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=Local+instantaneous+heat+transfer+around+a+raising+single+Taylor+bubble.">Local instantaneous heat transfer around a raising single Taylor bubble.</a> Int. J. Heat Mass Transfer. 89 (9), 884-893 (2015).</li><li>Fershtman, A., Shemer, L., Barnea, <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=Instantaneous+heat+transfer+rate+around+consecutive+Taylor+bubbles.">Instantaneous heat transfer rate around consecutive Taylor bubbles.</a> Int. J. Heat Mass Transfer. 95, 865-873 (2016).</li><li>Fershtman, A., Shemer, L., Barnea, D. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=Transient+convective+heat+transfer+in+a+pipe+due+to+impulsively+initiated+downward+flow+and/or+heat+flux.">Transient convective heat transfer in a pipe due to impulsively initiated downward flow and/or heat flux.</a> Int. J. Heat Mass Transf. 111, 1181-1191 (2017).</li><li>Hetsroni, G., Hu, B. G., Yi, B. G., Mosyak, A., Yarin, L. P., Ziskind, G. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=Heat+Transfer+in+Intermittent+Air-Water+Flow-Part+I:+Horizontal+Tube.">Heat Transfer in Intermittent Air-Water Flow-Part I: Horizontal Tube.</a> Int. J. Multiphase Flow. 24, 165 (1998).</li><li>Hetsroni, G., Hu, B. G., Yi, B. G., Mosyak, A., Yarin, L. P., Ziskind, G. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=Heat+Transfer+in+Intermittent+Air-Water+Flow-Part+II:+Upward+Inclined+Tube.">Heat Transfer in Intermittent Air-Water Flow-Part II: Upward Inclined Tube.</a> Int. J. Multiphase Flow. 24, 188 (1998).</li><li>Hetsroni, G., Mewes, D., Enke, C., Gurevich, M., Mosyak, A., Rozenblit, R. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=Heat+transfer+to+two-phase+flow+in+inclined+tubes.">Heat transfer to two-phase flow in inclined tubes.</a> Int. J. Multiphase Flow. 29, 173-194 (2003).</li><li>Ghajar, A. J., Tang, C. C. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=Heat+Transfer+Measurements,+Flow+pattern+maps+and+flow+visualization+for+non-boiling+two-phase+flow+in+horizontal+and+slightly+inclined+pipe.">Heat Transfer Measurements, Flow pattern maps and flow visualization for non-boiling two-phase flow in horizontal and slightly inclined pipe.</a> Heat Transfer Eng. 28, 525 (2007).</li><li>Franca, F. A., Banneart, A. C., Camargo, R. M. T., Goncalves, M. A. L. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=Mechanistic+modelling+of+the+convective+heat+transfer+coefficient+in+gas-liquid+intermittent+flows.">Mechanistic modelling of the convective heat transfer coefficient in gas-liquid intermittent flows.</a> Heat Transfer Eng. 29, 984-998 (2008).</li><li>Kim, D., Ghajar, A. J., Dougherty, R. L., Ryali, V. K. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=Comparison+of+20+two+phase+heat+transfer+correlations+with+seven+Sets+of+experimental+data,+including+flow+pattern+and+tube+inclination+effects.">Comparison of 20 two phase heat transfer correlations with seven Sets of experimental data, including flow pattern and tube inclination effects.</a> Heat Transfer Eng. 20, 15 (1999).</li><li>Nicklin, D. J., Wilkes, J. O., Davidson, J. F. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=Two-phase+flow+in+vertical+tubes.">Two-phase flow in vertical tubes.</a> Trans. Inst. Chem. Eng. 40, 61 (1962).</li><li>Donnelly, B., O'Reilly Meehan, R., Nolan, K., Murray, D. B. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=The+dynamics+of+sliding+air+bubbles+and+the+effects+on+surface+heat+transfer.">The dynamics of sliding air bubbles and the effects on surface heat transfer.</a> Int. J. Heat Mass Transfer. 91, 532-542 (2015).</li><li>Liu, T., Pan, C. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=Infrared+thermography+measurement+of+two-phase+boiling+flow+heat+transfer+in+a+microchannel.">Infrared thermography measurement of two-phase boiling flow heat transfer in a microchannel.</a> Applied thermal engineering. 94, 568-578 (2016).</li><li>Dumitrescu, D. T. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=Stromung+an+einer+Luftblase+im+senkrechten+Rohr.">Stromung an einer Luftblase im senkrechten Rohr.</a> Z. Ang. Math. Mech. 23, 139 (1943).</li><li>Davies, R. M., Taylor, G. I. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=The+mechanics+of+large+bubbles+rising+through+extended+liquids+and+trough+liquid+in+tubes.">The mechanics of large bubbles rising through extended liquids and trough liquid in tubes.</a> Proc. R. Soc. London, Ser. A. 200, 375 (1949).</li></ol>

Investigación experimental de transferencia de calor local en el flujo de la pipa transitoria es una tarea complicada que requiere instrumentos de medición de alta calidad y métodos, así como un centro experimental a la medida, en particular, una sección de prueba especialmente diseñados. El presente Protocolo muestra una técnica de termografía que es capaz de medir fielmente rápido temporales cambios en la temperatura de la pared y en velocidad de transferencia de calor debido a variaciones en la hidrodinámica...

Numerosos estudios experimentales de transferencia de calor por convección, usando diferentes técnicas para medir la pared o la temperatura del fluido en una variedad de configuraciones de flujo, se han realizado durante las últimas décadas. Uno de los factores que limita la precisión de las mediciones de temperatura en procesos inestables es la lentitud de la respuesta de los sensores. Para registrar temperatura de pared instantánea local, el equipo de medición tiene que responder rápido, mientras que la superficie en que se registra la temperatura debe estar en equilibrio térmico con el flujo dependiente del tiempo. Así, la inercia térmica de la superficie tiene que ser lo suficientemente pequeñas. Las escalas de tiempo relevantes son determinadas por los fenómenos hidrodinámicos que causan el cambio en la transferencia de calor por convección. Rápido tiempo de respuesta es crucial para la grabación de la temperatura dependiente del tiempo de flujo transitorio.
Para cumplir estos requisitos, una cámara de infrarrojos se utiliza para grabar una sección de pruebas especiales de producción propia que permite una respuesta rápida de la temperatura a cualquier cambio en el flujo. Una parte de la pared del tubo es cortada y substituida por una hoja fina de acero inoxidable. Un acercamiento similar fue utilizado por Hetsroni et al. 1, sin embargo, la lámina que utiliza era demasiado gruesa para medir con precisión los cambios de temperatura instantánea y temperaturas promedio de tiempo sólo se presentaron. Disminuye el grosor de la hoja mejora considerablemente el tiempo de respuesta. 2 se aplicó este método en el laboratorio para medir coeficientes de transferencia de calor por convección en flujo bifásico3,4 y fenómenos transitorios en monofásico tubería flujo5.
Un diseño esquemático de la instalación del flujo bifásico se da en la figura 1, puede encontrarse información adicional en el dispositivo de entrada de aire única en Babin et al. 3
Investigación de la transferencia de calor por convección en flujo bifásico es muy compleja debido al comportamiento del flujo transitorio y el efecto de la fracción de vacío en la sección transversal de la tubería. Por lo tanto, muchos estudios solamente han presentado un coeficiente de transferencia de calor por convección promedio para un régimen de flujo dada como una función de flujo condiciones6,7,8,9,10 , 11. sin embargo, los papeles por Donnelly et al. 12 y Liu et al. 13 representan ejemplos de estudios de transferencia de calor por convección local dos fases.
El presente estudio se ocupa de las mediciones de transferencia de calor alrededor una burbuja alargada (Taylor) solo inyecta en estancamiento o fluido en una tubería. La burbuja de Taylor se propaga en una velocidad de traslación constante14,15,16. La velocidad de propagación de burbuja se determina usando el método de sondas ópticas que consisten en una fuente de luz láser y un fotodiodo3,4.
La combinación de la cámara de infrarrojos y de las sondas ópticas permite realizar mediciones de la transferencia de calor convectivo instantánea local en función de la distancia desde la parte superior de la burbuja de Taylor o inferior.
La temperatura instantánea de la pared puede utilizarse para calcular el coeficiente de transferencia de calor por convección, hy el número de Nusselt:
<img alt="Equation 1" src="/files/ftp_upload/57437/57437eq1.jpg">, (1)
donde q es el flujo de calor a la lámina, Tw y T∞ son la temperatura de la pared y la temperatura del agua de entrada respectivamente, k es la conductividad del líquido y D es el diámetro de la tubería. No se midió la temperatura a granel que se utiliza comúnmente para determinar los coeficientes de transferencia de calor con el fin de evitar la introducción de cualquier interferencia al flujo.

<table><tbody><tr><td>Infra red camera</td><td>Optris</td><td>PI-1450</td><td></td></tr><tr><td>Thermocouples A/D card&amp;nbsp;</td><td>National Instruments</td><td>NI cDAQ-9714.</td><td></td></tr><tr><td>Labview program</td><td>National Instruments</td><td></td><td></td></tr><tr><td>Epoxy DP-460</td><td>3M Scotch-weld</td><td></td><td></td></tr></tbody></table>

measurements of local instantaneous convective heat transfer in a pipe - single and two-phase flow

Este manuscrito ofrece descripción paso a paso el proceso de fabricación de una sección de prueba diseñada para medir el coeficiente de transferencia de calor instantánea local en función de la tasa de flujo de líquido en un tubo transparente. Con algunas modificaciones, el enfoque se extiende a los flujos de gas y líquido, con particular énfasis en el efecto de una sola burbuja de aire alargada (Taylor) en mejora de la transferencia de calor. Una técnica no invasiva de la termografía se aplica para medir la temperatura instantánea de una delgada hoja de metal calentada eléctricamente. La lámina se pega para cubrir una ranura angosta en el tubo. La inercia térmica de la hoja es lo suficientemente pequeña como para detectar la variación de la temperatura instantánea de la hoja. La sección de prueba se puede mover a lo largo de la tubería y es suficiente para cubrir una parte considerable de la capa de límite termal creciente.
Al comienzo de cada corrida experimental, un estado estacionario con un flujo constante del agua flujo ritmo y calor a la lámina es alcanzado y sirve como referencia. La burbuja de Taylor entonces se inyecta en el tubo. Las variaciones de coeficiente de transferencia de calor por el paso de una burbuja de Taylor propagar en un tubo vertical se mide como función de la distancia del punto que mide desde la parte inferior de la burbuja móvil de Taylor. Así, los resultados representan los coeficientes de transferencia de calor local. Múltiples carreras independientes realizados en condiciones idénticas permiten acumulados datos suficientes para calcular los resultados promedio de conjunto fiables sobre la transferencia de calor por convección transitoria. Para llevar a cabo esto en un marco de referencia en movimiento con la burbuja, la localización de la burbuja a lo largo de la tubería debe conocerse en todo momento. Se presenta la descripción detallada de las medidas de la longitud y la velocidad de traslación de las burbujas de Taylor por sondas ópticas.

Un ejemplo de los sensores ópticos de salida de registros se presenta en la figura 4 para una sola burbuja de Taylor en un tubo vertical lleno de agua estancada. La gota grande inicial representa la apertura del circuito debido a la punta de la burbuja de Taylor, mientras que el más adelante mucho más corta gotas tras el aumento en el valor inicial por el paso de la cola de burbujas alargadas, representan las burbujas dispersas en la estela de líquido det...

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Measurements of Local Instantaneous Convective Heat Transfer in a Pipe - Single and Two-phase Flow

Este manuscrito describe métodos para medir coeficientes de transferencia de calor convectivo instantánea local en un flujo de tubería simple o dos fases. También se presenta un sencillo método óptico para determinar la longitud y la velocidad de propagación de una burbuja de aire (Taylor) alargada moviéndose a una velocidad constante.

Mediciones de transferencia de calor convectivo instantánea Local en una pipa - flujo bifásico y solo

This manuscript provides step by step description of the manufacturing process of a test section designed to measure the local instantaneous heat transfer ...

measurements-local-instantaneous-convective-heat-transfer-pipe-single

Universidad de Cartagena UDEC

Research

JoVE Journal

Engineering

7.1K vistas.  Tel-Aviv University. Este manuscrito describe métodos para medir coeficientes de transferencia de calor convectivo instantánea local en un flujo de tubería simple o dos fases. También se presenta un sencillo método óptico para determinar la longitud y la velocidad de propagación de una burbuja de aire (Taylor) alargada moviéndose a una velocidad constante.

Video: Measurements of Local Instantaneous Convective Heat Transfer in a Pipe - Single and Two-phase Flow

Echo Particle Image Velocimetry

The transport of mass, momentum, and energy in fluid flows is ultimately determined by spatiotemporal distributions of the fluid velocity field.1 Consequently, a prerequisite for understanding, predicting, and controlling fluid flows is the capability to measure the velocity field with adequate spatial and temporal resolution.2 For velocity measurements in optically opaque fluids or through optically opaque geometries, echo particle image velocimetry (EPIV) is an attractive diagnostic technique to generate "instantaneous" two-dimensional fields of velocity.3,4,5,6 In this paper, the operating protocol for an EPIV system built by integrating a commercial medical ultrasound machine7 with a PC running commercial particle image velocimetry (PIV) software8 is described, and validation measurements in Hagen-Poiseuille (i.e., laminar pipe) flow are reported.
For the EPIV measurements, a phased array probe connected to the medical ultrasound machine is used to generate a two-dimensional ultrasound image by pulsing the piezoelectric probe elements at different times. Each probe element transmits an ultrasound pulse into the fluid, and tracer particles in the fluid (either naturally occurring or seeded) reflect ultrasound echoes back to the probe where they are recorded. The amplitude of the reflected ultrasound waves and their time delay relative to transmission are used to create what is known as B-mode (brightness mode) two-dimensional ultrasound images. Specifically, the time delay is used to determine the position of the scatterer in the fluid and the amplitude is used to assign intensity to the scatterer. The time required to obtain a single B-mode image, t, is determined by the time it take to pulse all the elements of the phased array probe. For acquiring multiple B-mode images, the frame rate of the system in frames per second (fps) = 1/&delta;t. (See 9 for a review of ultrasound imaging.)
For a typical EPIV experiment, the frame rate is between 20-60 fps, depending on flow conditions, and 100-1000 B-mode images of the spatial distribution of the tracer particles in the flow are acquired. Once acquired, the B-mode ultrasound images are transmitted via an ethernet connection to the PC running the PIV commercial software. Using the PIV software, tracer particle displacement fields, D(x,y)[pixels], (where x and y denote horizontal and vertical spatial position in the ultrasound image, respectively) are acquired by applying cross correlation algorithms to successive ultrasound B-mode images.10 The velocity fields, u(x,y)[m/s], are determined from the displacements fields, knowing the time step between image pairs, &Delta;T[s], and the image magnification, M[meter/pixel], i.e., u(x,y) = MD(x,y)/&Delta;T. The time step between images &Delta;T = 1/fps + D(x,y)/B, where B[pixels/s] is the time it takes for the ultrasound probe to sweep across the image width. In the present study, M = 77[&mu;m/pixel], fps = 49.5[1/s], and B = 25,047[pixels/s]. Once acquired, the velocity fields can be analyzed to compute flow quantities of interest.

An echo particle image velocimetry (EPIV) system capable of acquiring two-dimensional fields of velocity in optically opaque fluids or through optically opaque geometries is described, and validation measurements in pipe flow are reported.

Echo velocimetría por imágenes de partículas

The transport of mass, momentum, and energy in fluid flows is ultimately determined by spatiotemporal distributions of the fluid velocity field.1 ...

Investigación

Ingeniería

Experimental Methodology for Estimation of Local Heat Fluxes and Burning Rates in Steady Laminar Boundary Layer Diffusion Flames

Modeling the realistic burning behavior of condensed-phase fuels has remained out of reach, in part because of an inability to resolve the complex interactions occurring at the interface between gas-phase flames and condensed-phase fuels. The current research provides a technique to explore the dynamic relationship between a combustible condensed fuel surface and gas-phase flames in laminar boundary layers. Experiments have previously been conducted in both forced and free convective environments over both solid and liquid fuels. A unique methodology, based on the Reynolds Analogy, was used to estimate local mass burning rates and flame heat fluxes for these laminar boundary layer diffusion flames utilizing local temperature gradients at the fuel surface. Local mass burning rates and convective and radiative heat feedback from the flames were measured in both the pyrolysis and plume regions by using temperature gradients mapped near the wall by a two-axis traverse system. These experiments are time-consuming and can be challenging to design as the condensed fuel surface burns steadily for only a limited period of time following ignition. The temperature profiles near the fuel surface need to be mapped during steady burning of a condensed fuel surface at a very high spatial resolution in order to capture reasonable estimates of local temperature gradients. Careful corrections for radiative heat losses from the thermocouples are also essential for accurate measurements. For these reasons, the whole experimental setup needs to be automated with a computer-controlled traverse mechanism, eliminating most errors due to positioning of a micro-thermocouple. An outline of steps to reproducibly capture near-wall temperature gradients and use them to assess local burning rates and heat fluxes is provided.

We describe the use of micro-thermocouples to estimate local temperature gradients in steady laminar boundary layer diffusion flames. By extension of the Reynolds Analogy, local temperature gradients can be further used to estimate the local mass burning rates and heat fluxes in such flames with high accuracy.

Metodología experimental para la estimación de los flujos de calor local y de la quema Tarifas en Steady laminar límite de una capa de difusión de las llamas

Modeling the realistic burning behavior of condensed-phase fuels has remained out of reach, in part because of an inability to resolve the complex ...

Pool-Boiling Heat-Transfer Enhancement on Cylindrical Surfaces with Hybrid Wettable Patterns

In this study, pool-boiling heat-transfer experiments were performed to investigate the effect of the number of interlines and the orientation of the hybrid wettable pattern. Hybrid wettable patterns were produced by coating superhydrophilic SiO2 on a masked, hydrophobic, cylindrical copper surface. Using de-ionized (DI) water as the working fluid, pool-boiling heat-transfer studies were conducted on the different surface-treated copper cylinders of a 25-mm diameter and a 40-mm length. The experimental results showed that the number of interlines and the orientation of the hybrid wettable pattern influenced the wall superheat and the HTC. By increasing the number of interlines, the HTC was enhanced when compared to the plain surface. Images obtained from the charge-coupled device (CCD) camera indicated that more bubbles formed on the interlines as compared to other parts. The hybrid wettable pattern with the lowermost section being hydrophobic gave the best heat-transfer coefficient (HTC). The experimental results indicated that the bubble dynamics of the surface is an important factor that determines the nucleate boiling.

Pool-boiling heat-transfer experiments were carried out to observe the effects of hybrid wettable patterns on the heat-transfer coefficient (HTC). The parameters of investigation are the number of interlines and the pattern orientation of the modified wettable surface.

Mejora de la piscina de ebullición de transferencia de calor en superficies cilíndricas con los patrones de humectables Híbridos

In this study, pool-boiling heat-transfer experiments were performed to investigate the effect of the number of interlines and the orientation of the ...

Uncoupling Coriolis Force and Rotating Buoyancy Effects on Full-Field Heat Transfer Properties of a Rotating Channel

An experimental method for exploring the heat transfer characteristics of an axially rotating channel is proposed. The governing flow parameters that characterize the transport phenomena in a rotating channel are identified via the parametric analysis of the momentum and energy equations referring to a rotating frame of reference. Based on these dimensionless flow equations, an experimental strategy that links the design of the test module, the experimental program and the data analysis is formulated with the attempt to reveal the isolated Coriolis-force and buoyancy effects on heat transfer performances. The effects of Coriolis force and rotating buoyancy are illustrated using the selective results measured from rotating channels with various geometries. While the Coriolis-force and rotating-buoyancy impacts share several common features among the various rotating channels, the unique heat transfer signatures are found in association with the flow direction, the channel shape and the arrangement of heat transfer enhancement devices. Regardless of the flow configurations of the rotating channels, the presented experimental method enables the development of physically consistent heat transfer correlations that permit the evaluation of isolated and interdependent Coriolis-force and rotating-buoyancy effects on the heat transfer properties of rotating channels.

Here, we present an experimental method for decoupling the interdependent Coriolis-force and rotating-buoyancy effects on full-field heat transfer distributions of a rotating channel.

Fuerza de Coriolis desacoplar y rotación efectos de flotabilidad en el calor de campo completo transferencia de propiedades de un canal de rotación

An experimental method for exploring the heat transfer characteristics of an axially rotating channel is proposed. The governing flow parameters that ...

Testing the Heat Transfer Efficiency of a Finned-tube Heat Exchanger

Source: Michael G. Benton and Kerry M. Dooley, Department of Chemical Engineering, Louisiana State University, Baton Rouge, LA
Heat exchangers transfer heat from one fluid to another fluid. Multiple classes of heat exchangers exist to fill different needs. Some of the most common types are shell and tube exchangers and plate exchangers1. Shell and tube heat exchangers use a system of tubes through which fluid flows1. One set of tubes contains the liquid to be cooled or heated, while the second set contains the liquid that will either absorb heat or transmit it1. Plate heat exchangers use a similar concept, in which plates are closely joined together with a small gap between each for liquid to flow1. The fluid flowing between the plates alternates between hot and cold so that heat will move into or out of the necessary streams1. These exchangers have large surface areas, so they are usually more efficient1.
The goal for this experiment is to test the heat transfer efficiency of a finned-tube heat exchanger (Figure 1) and compare it to the theoretical efficiency of a heat exchanger without fins. The experimental data will be measured for three different flow rates of monoethylene glycol (MEG). Two different water flow rates for each MEG flow rate will be used. Using the Wilson plot method the heat transfer coefficients will be determined from the experimental data. Additionally, the Reynold&#39;s number and the amount of heat transferred will be compared for flow with and without the fins to evaluate heat transfer efficiency.
<img alt="Figure 1" src="/files/ftp_upload/10437/10437fig1.jpg" /> 
Figure 1: Finned-tube Heat Exchanger. 1) MEG outlet temperature 2) water inlet temperature 3) MEG inlet temperature 4) water outlet temperature 5) water meter 6) MEG accumulation sight glass/cylinder.

Heat Transfer Efficiency Test of a Finned-tube Heat Exchanger

Prueba de la eficiencia de transferencia de calor de un intercambiador de calor de tubos con aletas

Source: Michael G. Benton and Kerry M. Dooley, Department of Chemical Engineering, Louisiana State University, Baton Rouge, LA
Heat exchangers transfer ...

Educación

JoVE Science Education

Ingeniería química

Piping Networks and Pressure Losses

Source: Alexander S Rattner, Department of Mechanical and Nuclear Engineering, The Pennsylvania State University, University Park, PA
This experiment introduces the measurement and modeling of pressure losses in piping networks and internal flow systems. In such systems, frictional flow resistance from channel walls, fittings, and obstructions causes mechanical energy in the form of fluid pressure to be converted to heat. Engineering analyses are needed to size flow hardware to ensure acceptable frictional pressure losses and select pumps that meet pressure drop requirements.
In this experiment, a piping network is constructed with common flow features: straight lengths of tubing, helical tube coils, and elbow fittings (sharp 90&#176; bends). Pressure loss measurements are collected across each set of components using manometers - simple devices that measure fluid pressure by the liquid level in an open vertical column. Resulting pressure loss curves are compared with predictions from internal flow models.

Pressure Losses in Piping Networks and Internal Flow Systems

Redes de tuberías y pérdidas de presión

Source: Alexander S Rattner, Department of Mechanical and Nuclear Engineering, The Pennsylvania State University, University Park, PA
This experiment ...

Ingeniería mecánica

Quenching and Boiling

Source: Alexander S Rattner, Sanjay Adhikari, and Mahdi Nabil; Department of Mechanical and Nuclear Engineering, The Pennsylvania State University, University Park, PA
Controlled heating followed by rapid cooling is an important element of many materials processing applications. This heat-treating procedure can increase material hardness, which is important for cutting tools or surfaces in high wear environments. The rapid cooling stage is called quenching, and is often performed by immersing materials in a fluid bath (often water or oil). Quenching heat transfer can occur due to forced convection - when the action of rapidly moving material through coolant drives the heat transfer process, and due to free convection - when the reduced density of hot fluid near the material surface causes buoyancy-driven circulation and heat transfer. At high material temperatures, the coolant can boil, leading to increased heat transfer effectiveness. However, when extremely hot materials are quenched, they can be blanketed in relatively low thermal conductivity coolant vapor, leading to poor heat transfer.
In this experiment, quenching heat transfer will be measured for a heated copper cylinder, which is representative of small heat-treated parts. The transient sample temperature profile will be measured during quenching and compared with theoretical results for free convection heat transfer. Boiling phenomena will also be investigated qualitatively.

Quenching, Boiling, Convection and Nusselt Number

Enfriamiento y ebullición

Source: Alexander S Rattner, Sanjay Adhikari, and Mahdi Nabil; Department of Mechanical and Nuclear Engineering, The Pennsylvania State University, ...

Heat Exchanger Analysis

Source: Alexander S Rattner and Christopher J Greer; Department of Mechanical and Nuclear Engineering, The Pennsylvania State University, University Park, PA
Heat exchangers transfer thermal energy between two fluid streams, and are ubiquitous in energy systems. Common applications include car radiators (heat transfer from hot engine coolant to surrounding air), refrigerator evaporators (air inside refrigerator compartment to evaporating refrigerant), and cooling towers in power plants (condensing steam to evaporating water and ambient air). The objective of this experiment is to introduce experimental measurement (rating) and modeling procedures for heat exchangers.
In this experiment, a water-to-water tube-in-tube heat exchanger will be constructed, and evaluated. Temperature and flow rate measurements will be employed to determine the heat transfer rate (Q) and overall conductance (UA). The measured heat exchanger UA will be compared with predicted values for the geometry and operating conditions.

Rating and Modeling Procedures for Heat Exchangers

Análisis del intercambiador de calor

Source: Alexander S Rattner and Christopher J Greer; Department of Mechanical and Nuclear Engineering, The Pennsylvania State University, University Park, ...

Measuring Turbulent Flows

Source: Ricardo Mejia-Alvarez and Hussam Hikmat Jabbar, Department of Mechanical Engineering, Michigan State University, East Lansing, MI
Turbulent flows exhibit very high frequency fluctuations that require instruments with high time-resolution for their appropriate characterization. Hot-wire anemometers have a short enough time-response to fulfill this requirement. The purpose of this experiment is to demonstrate the use of hot-wire anemometry to characterize a turbulent jet.
In this experiment, a previously calibrated hot-wire probe will be used to obtain velocity measurements at different positions within the jet. Finally, we will demonstrate a basic statistical analysis of the data to characterize the turbulent field.

Measuring Turbulent Flows Using Hot-Wire Anemometers

Medición de flujos turbulentos

Source: Ricardo Mejia-Alvarez and Hussam Hikmat Jabbar, Department of Mechanical Engineering, Michigan State University, East Lansing, MI
Turbulent flows ...

Mass Conservation and Flow Rate Measurements

Source: Ricardo Mejia-Alvarez and Hussam Hikmat Jabbar, Department of Mechanical Engineering, Michigan State University, East Lansing, MI
The purpose of this experiment is to demonstrate the calibration of a flow passage as a flowmeter using a control volume (CV) formulation [1, 2]. The CV analysis focuses on the macroscopic effect of flow on engineering systems, rather than the detailed description that could be achieved with a detailed differential analysis. These two techniques should be considered complementary approaches, as the CV analysis will give the engineer an initial basis on which route to pursue when designing a flow system. Broadly speaking, a CV analysis will give the engineer an idea of the dominant mass exchange in a system, and should ideally be the initial step to take before pursuing any detailed design or analysis via differential formulation.
The main principle behind the CV formulation for mass conservation is to replace the details of a flow system by a simplified volume enclosed in what is known as the control surface (CS). This concept is imaginary and can be defined freely to cleverly simplify the analysis. For instance, the CS should &#39;cut&#39; inlet and outlet ports in a direction perpendicular to the dominant velocity. Then, the analysis would consist of finding the balance between the net mass flux through the CS and the rate of change of mass inside the CV. This technique will be demonstrated with the calibration of a smooth contraction as a flowmeter.

Control Volume Analysis for Mass Conservation and Calibration of a Flow Passage

Conservación de masa y mediciones de tasa de flujo

Source: Ricardo Mejia-Alvarez and Hussam Hikmat Jabbar, Department of Mechanical Engineering, Michigan State University, East Lansing, MI
The purpose of ...