Le conclusioni sono state elaborate sulla base dei risultati ottenuti nella fase 5 della campagna sperimentale. Le caratteristiche osservate sono riassunte ed esaminate a partire dalle fig. 8.1 e 8.2 che mostrano il comportamento del coefficiente di scambio termico in funzione della tensione imposta tra gli elettrodi ed in funzione del sottoraffreddamento. Nel grafico seguente viene riportato il coefficiente di scambio termico in funzione della differenza tra la temperatura della lastra e quella media del fluido, indicata con .
163 Fig. 8.2 Andamento del coefficiente di scambio ai vari sottoraffreddamenti
Si osserva che a flussi più bassi di quello di onset dell’ebollizione il getto è in grado di migliorare nettamente il coefficiente di scambio termico. Inoltre lo migliora in misura maggiore all’aumentare della tensione tra gli elettrodi. Ciò è dovuto al fatto che si passa da una condizione di convezione naturale ad una di convezione forzata quando viene attivato il getto. Nel caso saturo il miglioramento dello scambio nel regime di ebollizione nucleata non è apprezzabile poiché la superficie del riscaldatore viene invasa completamente dalla formazione di bolle, come osservabile nelle precedenti visualizzazioni. Nei casi sottoraffreddati il coefficiente di scambio è sempre maggiore che nel caso di pool boiling, anche quando l’ebollizione è ben sviluppata, infatti la zona di ristagno del getto non è mai interessata del tutto dall’ebollizione. Quando l’ebollizione inizia sulla periferia della zona d’influenza del getto, si nota un netto aumento del coefficiente di scambio e la pendenza della curva in funzione di aumenta come accade in pool boiling. Una possibile spiegazione per questo tipo di andamento è un effetto sinergico della fluidodinamica indotta dal getto e dell’ebollizione. A flussi inferiori all’inizio dell’ebollizione il coefficiente di scambio dovuto al getto dipende grosso modo solo dalla sua velocità ed è la costante di
164 proporzionalità tra e , quindi non varia al variare di queste due grandezze. Il coefficiente di scambio dovuto al getto è massimo nella zona di ristagno e decresce nella zona del flusso parallelo alla parete (wall jet). Il valore misurato sulla lastra sarà una media tra questi coefficienti di scambio locale. Quando l’ebollizione inizia ad interessare la zona periferica del getto, il coefficiente di scambio medio aumenta perché viene modificata la zona meno efficiente dal punto di vista dello scambio termico, quella di wall jet, invasa dall’ebollizione che è più efficace. All’aumentare del flusso termico questo effetto si mantiene e l’ebollizione invade le zone meno efficienti del getto, spostandosi verso il punto di ristagno. L’avanzare del fronte di ebollizione può aumentare anche localmente lo scambio termico perché forza il getto che colpisce la parete a deviare verso l’alto invece di scorrere su di essa. Il risultato globale è ancora un aumento del coefficiente di scambio all’aumentare del flusso. Ciò rispecchia il fatto che l’ebollizione stessa è sempre più efficiente nello scambiare calore all’aumentare del flusso termico restando al disotto di quello critico.
Quando l’ebollizione prende il sopravvento, come avviene nel caso saturo, l’andamento della curva è quello del pool boiling, il getto non influisce più. Le curve già viste si possono confrontare in un unico grafico che riporta il flusso termico in ascissa ed il coefficiente di scambio in ordinata (fig. 8.3). Si notano due effetti principali sul regime di ebollizione nucleata:
A parità di flusso termico, il coefficiente di scambio peggiora all’aumentare del sottoraffreddamento. Ciò è logico se si pensa che, per un certo flusso termico, il aumenta.
Nei casi sottoraffreddati, fissato il , il getto EHD è in grado di migliorare a tal
punto il coefficiente di scambio da raggiungere valori che si avevano a sottoraffreddamenti più bassi.
165 Fig. 8.3 Confronto tra effetto del sottoraffreddamento e influenza del getto
Considerazioni analoghe si possono fare sul grafico 8.4 che riporta l’andamento del flusso termico in funzione del salto termico tra fluido e parete.
166 Fig. 8.4 Confronto tra effetto del sottoraffreddamento e influenza del getto
A conclusione di quanto detto si osserva che la campagna sperimentale intrapresa rappresenta l’inizio di quello che potrebbe essere un lavoro più ampio. I dati raccolti sono al momento pochi e, dal punto di vista statistico, sarebbe opportuno ripetere più volte le esperienze già fatte. Inoltre, nella configurazione attuale, l’apparato presenta dei limiti operativi, quali ad esempio il verificarsi del CHF a partire dall’estrema periferia della lastra. Questo limita il flusso termico massimo a cui ci si può spingere anche in presenza del getto EHD. Negli sviluppi futuri si potrebbe quindi pensare di modificare l’elemento scaldante per approfondire le indagini. Un altro fattore che limita il flusso termico massimo raggiungibile è la capacità del bagno termostatico utilizzato di mantenere il livello di sottoraffreddamento desiderato, ma questo limite appare solo nel caso di .
Infine gli stessi dati raccolti finora potrebbero essere analizzati più a fondo ricavando eventuali correlazioni di scambio termico, ad esempio per il flusso in funzione della e
167
APPENDICE A - Proprietà del fluido di lavoro HFE-7100
Nome commerciale HFE-7100
Formula chimica C4OF9CH3
Formula di struttura
Fig. A1 Struttura chimica degli isomeri di HFE-7100
Proprietà fisiche della fase liquida a T=25°C e p=1atm salvo diversamente indicato
Proprietà Simbolo Unità Valore
Punto di ebollizione 61
Punto di congelamento -135
Densità fase liquida 1482
Densità fase vapore (T=61°C) 8,3
Calore latente di vaporizzazione 1,113∙105
Coefficiente di dilatazione termica 1,53∙10–3
Viscosità cinematica 3,8∙10–7
Costante dielettrica relativa - 7,39
Rigidità dielettrica 1,1∙107
Tensione superficiale 0,0136
Conducibilità elettrica 3∙10–8
Calore specifico 1183
168 Correlazioni per alcune proprietà fisiche del liquido al variare della temperatura
Dove l’espressione per la viscosità cinematica è l’approssimazione al secondo ordine della seguente curva.
Fig. A2
Dove la viscosità cinematica è espressa in centistokes (cSt). L’equivalenza tra Stokes e m2/s è:
169
APPENDICE B – Accuratezze degli strumenti di misura
L’errore assoluto di misura, nota l’accuratezza dello strumento è:
Accuratezze del calibratore MicroCal 200+ nei range di interesse. Valide ad 1 anno dalla taratura con una temperatura ambiente fra 18°C e 28°C.
MicroCal 200+ - Misure di tensione
Range [V] Errore percentuale sulla lettura Errore percentuale sul range
0,2 0,01 0,001
2 0,01 0,0005
20 0,01 0,0004
MicroCal 200+ - Misure di resistenza
Range [Ω] Errore percentuale sulla lettura Errore percentuale sul range
500 0,01 0,0024
Tab. B1 Accuratezza MicroCal 200+
Accuratezze del multimetro Keithley nei range di interesse. Valide ad 1 anno dalla taratura con una temperatura ambiente fra 18°C e 28°C.
Keithley 2700 - Misure di tensione
Range [V] Errore percentuale sulla lettura Errore percentuale sul range
0,1 0,003 0,0035
1 0,003 0,0007
10 0,003 0,0005
Keithley 2700 - Misure di resistenza
Range [Ω] Errore percentuale sulla lettura Errore percentuale sul range
100 0,01 0,002
1000 0,01 0,0006
170 Accuratezze dei multimetri METEX 4650 nei range di interesse. Valide ad 1 anno dalla taratura con una temperatura ambiente fra 18°C e 28°C.
METEX 4650 - Misure di tensione
Range [V] Errore percentuale sulla lettura Errore percentuale sul range
0,2 0,05 0,015
2 0,05 0,015
Tab. B3 Accuratezza METEX 4650
APPENDICE C – Curva di taratura della termoresistenza campione
Per
Dove i sono coefficienti della curva di taratura e è:
è il valore della resistenza a 0°C.
Coefficiente
Valore
439,932854 472,41802 37,684494 7,472018 2,920828 0,005184 -0,963864 -0,188732 0,191203 0,049025171
APPENDICE D – Valutazione del transitorio termico delle lastre in
taratura
Il problema è stato risolto semplificando la geometria della lastra, immaginandola infinita in tutte le direzione esclusa quella parallela allo spessore. In questo modo si ottiene un problema monodimensionale transitorio.
Fig. D1
Dove è la conducibilità termica della lastra, è la generazione interna di calore e la diffusività termica della lastra:
Le condizioni al contorno e iniziali del problema sono:
172 Ovvero la temperatura iniziale della lastra è uguale a quella dell’aria all’interno del forno, la superficie in è adiabatica grazie all’isolante e sulla superficie in si ha scambio convettivo.
7800 4800 15 4,0064∙10–7 40∙10–6 20 98,4375∙103
Tab. D1 Dati in ingresso al problema di conduzione termica
Il valore scelto per il coefficiente di scambio è plausibile, come sarà mostrato in seguito. È stato scelto un valore probabilmente sottostimato, ma ciò è cautelativo dal punto di vista del transitorio, poiché lo rende più lungo.
La generazione interna di calore è calcolata come:
Con:
Ovvero nella lastra scorre la corrente di misura, mentre per la resistenza si è preso un valore medio tipico in quanto il calcolo deve fornire un’indicazione generalmente, non specifica per ogni singolo caso. è la lunghezza del lato dell’area di misura della lastra.
Passiamo alla risoluzione del problema definendo la temperatura differenziale rispetto a quella dell’ambiente:
Il problema resta il medesimo:
173 Con le condizioni al contorno:
Immaginiamo di poter scindere la temperatura in una componente stazionaria, dipendente solo dallo spazio e in una transitoria, dipendente anche dal tempo:
Per la componente stazionaria si ha il problema:
La cui soluzione è:
Per la componente transitoria si ha il problema:
174 Dove:
Risolviamo questo problema con la separazione delle variabili, immaginando che possa essere scritta come prodotto di una componente che dipende solo dallo spazio e di una che dipende solo dal tempo:
Vogliamo riscrivere il problema transitorio esprimendo come appena visto:
Poiché il primo membro dipende solo dal tempo ed il secondo solo dallo spazio allora devono essere entrambi uguali ad una costante affinché sia soddisfatta l’uguaglianza precedente:
Il problema dipendente dallo spazio è un problema di Sturm-Liouville:
Con le condizioni al contorno:
Questo problema ammette soluzione solo per valori definiti del parametro di separazione detti autovalori. Le soluzioni che si trovano per valori fissati di si dicono autofunzioni e con queste condizioni al contorno risultano:
175 Sempre dalle condizioni al contorno si ottiene l’equazione trascendente dalla quale si ricavano gli autovalori:
Tale equazione è stata risolta numericamente nella forma:
Con:
Dove è il numero di Biot. I primi sei valori di che soddisfano l’equazione sono:
0,0073 3,1416 6,2832 9,4248 12,5664 15,7080
Tab. D2
Corrispondenti ai punti di intersezione delle due curve nel seguente grafico:
176 Essi sono coerenti con i valori che si trovano in letteratura [46]:
Fig. D3 Dove che nel nostro caso è:
Il problema dipendente dal tempo è invece:
Le cui soluzioni sono, fissati gli autovalori:
Da cui si nota che la costante è stata presa con il segno meno nella () consistentemente con il fatto che la componente transitoria della temperatura deve decrescere nel tempo. In conclusione la si può scrivere come serie delle autofunzioni:
177 Dove:
Mentre le condizioni iniziali sono comprese nel termine:
La soluzione transitoria risulta:
Dove, ricordando l’espressione per :
Lo sviluppo della serie è stato arrestato al sesto termine, poiché essa converge molto rapidamente.
La temperatura nella lastra è dunque la somma di tutte le componenti viste:
Per avere una stima della durata del transitorio basta studiare l’andamento di . Questa componente della temperatura sarà negativa e andrà diminuendo nel tempo, in modo da rappresentare il fatto che la lastra si riscalda ed il profilo di temperatura tende a quello del caso stazionario con generazione interna, ovvero .
178 Nel seguente grafico è rappresentato l’andamento del modulo di in , dove è saldata la termocoppia.
Fig. D4
Si nota che nel punto evidenziato, ovvero dopo un tempo di 240s, la componente transitoria della temperatura è inferiore al decimo di grado, nello specifico:
Sebbene il modello sia semplificato, la durata del transitorio può essere approssimativamente stimata attorno ai quattro minuti.
APPENDICE E – Valutazione del coefficiente di scambio delle lastre
nel forno di taratura
Grazie ad un anemometro a filo caldo sono state misurate le velocità dell’aria messa in moto dalla ventola del forno in corrispondenza delle piastre.
È stata registrata una velocità dell’aria di 0,6m/s per le due piastre più vicine alla ventola e di 0,3m/s per quelle più lontane. Vista la disposizione nel forno, la dimensione delle lastre che risulta parallela alla corrente d’aria è la loro larghezza. Poiché lo studio è stato effettuato in rifermento all’area di misura la larghezza corrisponde al suo lato, lungo 20mm come visto.
179 La dimensione caratteristica utilizzata è dunque il lato dell’area di misura, mentre la piastra è considerata infinita nella direzione trasversale al flusso d’aria incidente.
Fig. E1
Per la convezione forzata su una lastra piana finita solo nella direzione del flusso, nell’ipotesi di temperatura uniforme della superficie della lastra e schematizzando lo strato limite come bidimensionale e incomprimibile, il numero di Nusselt medio risulta:
Con:
Dove la velocità e le proprietà termo fisiche che compaiono sono riferite all’aria all’interno del forno.
Il coefficiente in questo caso è dato da:
I coefficienti di scambio trovati con questo modello sono riassunti nella tabella seguente:
Lastre 1 e 2 0,3 15
180 Tuttavia si deve ricordare che le ipotesi semplificative utilizzate sono piuttosto forti, inoltre la stessa teoria dello strato limite non è rigorosamente applicabile date la dimensione caratteristica della lastra, le proprietà del fluido e la velocità del flusso.
Infatti la teoria dello strato limite nel caso bidimensionale ha come approssimazione di base quella che la componente ( ) della velocità in direzione perpendicolare alla superficie del corpo solido sia trascurabile rispetto alla componente ( ) ad essa parallela.
Se questa ipotesi è valida lo strato limite è schiacciato sulla superficie del corpo ed il suo spessore è molto ridotto. Tuttavia in prossimità dello spigolo della lastra, dove il fluido la incontra, lo strato limite è piuttosto spesso e questa ipotesi decade [9]. Inoltre, per soddisfare la condizione di non scorrimento sul bordo d’attacco sarebbe richiesto in quel punto un coefficiente d’attrito superficiale infinito, cosa non fisicamente ammissibile. Perciò la teoria dello strato limite si può applicare quando la distanza dallo spigolo della lastra è almeno circa cinque volte lo spessore dello strato limite [9]:
Lo spessore dello strato limite ad una certa distanza ( ) dal bordo d’attacco si può stimare come segue secondo la teoria di Blasius [9]:
È evidente che più la velocità del flusso è bassa più lo spessore dello strato limite aumenta. Ponendo si ha che il valore minimo del numero di Reynolds locale è:
Quindi la lunghezza oltre la quale la teoria dello strato limite è applicabile è:
181 Nel nostro caso e e il numero di Reynolds varia tra:
Quindi la distanza minima dal bordo d’attacco è:
Si nota che è paragonabile se non maggiore della lunghezza caratteristica della lastra
( ) quindi la teoria dello strato limite non è rigorosamente valida per il presente caso. La stima del coefficiente di scambio così ottenuta è quindi solo un’indicazione approssimativa, leggermente migliore per le lastre vicine alla ventola per le quali la velocità dell’aria incidente è 0,6m/s.
APPENDICE F – Parametri tipici della campagna sperimentale
Raggio delle cavità di nucleazione attive
Utilizzando le proprietà dell’HFE-7100 riportate in appendice A e ipotizzando che in ebollizione satura l’onset ci sia a come riscontrato in alcune esperienze:
Diametro delle bolle al distacco
Si richiama la formula di Fritz, con l’angolo di contatto espresso in gradi sessagesimali [7]:
Prendiamo il valore di per l’acqua [7]: .
L’angolo di contatto dovrebbe invece essere minore per l’HFE-7100 che per l’acqua. Prendendo ad esempio , in condizioni sature il diametro al distacco risulterebbe:
182
Velocità del getto
Per applicazioni di questo tipo si hanno velocità del getto nella zona del nucleo potenziale pari a [34]:
Diametro del getto
Dai valori più frequenti della campagna sperimentale:
Ponendo [33]: Si ha:
È un valore eccessivo rispetto a quanto osservato nella pratica.
Regime di CHF e numero di Weber
Nel caso di massimo sottoraffreddamento si ha che la potenza termica ceduta al fluido dalla lastra è:
Le dimensioni sono quelle viste durante la descrizione della lastra.
Mentre quella asportabile dal getto per calore latente sarebbe, ipotizzando il valore plausibile all’impatto:
Ci si trova fuori dal regime “L” del CHF.
Il numero di Weber risulta:
Con: . È un valore inferiore a quello indicato da Katto e Shimizu [30] come limite oltre il quale un aumento di velocità del getto non porta più ad un aumento del CHF.
183
APPENDICE G – Il software di acquisizione dati
clear% Definizione dello strumento e suo indirizzo
obj1 = gpib('ni',0,16)
set(obj1,'InputBufferSize',1000)
set(obj1,'OutputBufferSize',1000)
set(obj1,'Timeout',2)
fopen(obj1)
% Definizione tipo di misura su ogni canale
% Misura tensioni sui canali da 3 a 7 e misura resistenze a 4 fili sui canali 11 e 12
fprintf(obj1,':SENS:FUNC "VOLT", (@103:107)')
fprintf(obj1,':SENS:FUNC "FRES", (@111:112)')
% Definizione range % Termoresistenze
fprintf(obj1,':SENS:FRES:RANG 1000, (@111:112)')
% Termocoppia e resistenza campione
fprintf(obj1,':SENS:VOLT:RANG 0.1, (@103:104)')
% Lastra, trasduttore di pressione e misura corrente alta tensione
fprintf(obj1,':SENS:VOLT:RANG 1, (@105:107)')
% Definizione frequenza acquisizione
fprintf(obj1,':VOLT:NPLC 0.1, (@103:107)')
fprintf(obj1,':FRES:NPLC 0.1, (@111:112)')
% Definizione del buffer
fprintf(obj1,'TRIG:DEL:AUTO OFF')
fprintf(obj1,'INIT:CONT OFF')
fprintf(obj1,'SAMP:COUN 7')
fprintf(obj1,'TRAC:CLE')
fprintf(obj1,'TRAC:TST:FORM ABS')
fprintf(obj1,'TRAC:POIN 14')
fprintf(obj1,'TRAC:FEED SENS')
fprintf(obj1,'TRAC:FEED:CONT ALW')
fprintf(obj1,'SYST:AZER:STAT OFF')
fprintf(obj1,':FORM:ELEM READ,RNUM,TST')
fprintf(obj1,':ROUT:SCAN (@103:107,111:112)')
fprintf(obj1,':ROUT:SCAN:LSEL INT')
fprintf(obj1,':ROUT:SCAN:TSO IMM')
fprintf(obj1,'TRIG:SOUR imm')
fprintf(obj1,':INIT:IMM')
Rc=0.001; Rp=99.71; Rhv=248.18;
% Coefficienti delle curve di taratura
c1=[-0.000520697 2.808804926 -276.9192778]; c2=[-0.001612009 3.162003659 -302.5714853]; c3=[-0.119514305 25.40642671 -0.029841981];
c4=[1.348676752 17.97275859 -660.21496];nc=7; samp=14;
% Preallocazione delle variabili nella memoria
k=0; dim=21000;
emp=0; n1=0; ig1=0; igs1=0;
r=zeros(1,samp); t=zeros(1,samp); t1=zeros(1,samp); a=zeros(1,dim); b=zeros(1,dim);
184 tc=zeros(1,floor(dim/nc)); I=zeros(1,floor(dim/nc)); q=zeros(1,floor(dim/nc)); R=zeros(1,floor(dim/nc)); T=zeros(1,floor(dim/nc)); p_abs=zeros(1,floor(dim/nc)); rtd1=zeros(1,floor(dim/nc)); rtd2=zeros(1,floor(dim/nc)); I_hv=zeros(1,floor(dim/nc)); dv=zeros(1,floor(dim/nc));
% Inizio ciclo acquisizione
while k>=0 k=k+1; if floor(k/35)==k/35; disp('k ='),disp(k) else end if k==1 if emp==0; pause(0.5) elseif emp==1 pause(0.2) end else pause(0.2) end fprintf(obj1,'TRAC:DATA?') % scan=tic; A=scanstr(obj1,',','%s'); % toc(scan) n=floor(size(A,1)/3); if n==0 disp('n(1) ='), disp(n) k=0; emp=1; continue else end if str2double(strcat(A{1,1},'0'))==0 Mp=str2double(A); M=Mp(2:end); else M=str2double(A); end %elaborazione=tic; if n<samp if k==1 t0=M(2); if t0~=0 disp('t0 ='),disp(t0) else end else end r(n1+1:n1+n)=M(1:3:end); t(n1+1:n1+n)=M(2:3:end); k1=k; elseif n==samp if k==1 k1=-1;
185 t0=M(2); if t0~=0 disp('t0 ='),disp(t0) else end else end r(1:end)=M(1:3:end); t(1:end)=M(2:3:end); end if k==1 if k1==-1 bb=t; aa=r; else bb=t(1:n); aa=r(1:n); end elseif k>1 [bb,nz]=sort(t(t~=t1)); va=r((t~=t1)); aa=va(nz); end t1=t; n1=n1+n;
% Numero di letture (uguale a quello dei tempi) di interesse
ip=size(aa,2); igw=floor(ig1/nc)*nc; igs=floor((ig1+ip)/nc)*nc; a(ig1+1:ig1+ip)=aa; % CH 103 tc(igw/nc+1:igs/nc)=c3(1)*((a(igw+1:nc:igs)*1000).^2)+c3(2)*(a(igw+1:nc:igs )*1000)+c3(3); % CH 104 I(igw/nc+1:igs/nc)=a(igw+2:nc:igs)/Rc; % CH 105 dv(igw/nc+1:igs/nc)=abs(a(igw+3:nc:igs)); R(igw/nc+1:igs/nc)=(abs(a(igw+3:nc:igs)).*((a(igw+2:nc:igs)/Rc).^(- 1)))*1000; q(igw/nc+1:igs/nc)=(abs(a(igw+3:nc:igs)).*(a(igw+2:nc:igs)/Rc))/(0.02*0.02) ; T(igw/nc+1:igs/nc)=c4(1)*(R(igw/nc+1:igs/nc).^2)+c4(2)*R(igw/nc+1:igs/nc)+c 4(3); % CH 106 p_abs(igw/nc+1:igs/nc)=(10/0.016)*((abs(a(igw+4:nc:igs))/Rp)-0.004); % CH 107 I_hv(igw/nc+1:igs/nc)=a(igw+5:nc:igs)/Rhv; % CH 111 rtd1(igw/nc+1:igs/nc)=c1(1)*(a(igw+6:nc:igs).^2)+c1(2)*a(igw+6:nc:igs)+c1(3 ); % CH 112 rtd2(igw/nc+1:igs/nc)=c2(1)*(a(igw+7:nc:igs).^2)+c2(2)*a(igw+7:nc:igs)+c2(3 ); % Tempo b(ig1+1:ig1+ip)=bb;
186
% A fine ciclo si definisce il nuovo indice "ig" ovvero il numero di % letture di interesse cumulate.
if k==1 ig=ip; else ig=ig1+ip; end igp=floor(ig/nc)*nc; %toc(elaborazione)
% Grafici plottaggio di corrente, flusso termico, temperatura media e centrale della lastra
%grafici=tic; if floor(k/70)==k/70 % pulizia=tic; clf subplot(3,1,1), hold on ylabel('I [A]') subplot(3,1,2), hold on ylabel('q [W/m^2]]') subplot(3,1,3), hold on xlabel('t [s]') ylabel('T [°C]') % toc(pulizia) else end if k<=5 p=0; elseif k>5 p=8; end if k==1 subplot(3,1,1), hold on ylabel('I [A]') subplot(3,1,2), hold on ylabel('q [W/m^2]') subplot(3,1,3), hold on xlabel('t [s]') ylabel('T [°C]') else end subplot(3,1,1) plot(b(floor((ig1-p)/nc)*nc+2:nc:igp),I(floor((ig1-p)/nc)+1:igp/nc),'-
or'), hold on, grid on
subplot(3,1,2)
plot(b(floor((ig1-p)/nc)*nc+2:nc:igp),q(floor((ig1-p)/nc)+1:igp/nc),'-
ob'), hold on, grid on
subplot(3,1,3)
plot(b(floor((ig1-p)/nc)*nc+1:nc:igp),tc(floor((ig1-p)/nc)+1:igp/nc),'-
or'), hold on, grid on
plot(b(floor((ig1-p)/nc)*nc+3:nc:igp),T(floor((ig1-p)/nc)+1:igp/nc),'-
ob'), hold on, grid on
% Stampa a schermo delle grandezze di cui si vuole vedere il valore numerico ad ogni ciclo
187 p=p_abs(igs/nc);
T_bulk=(rtd1(igs/nc)+rtd2(igs/nc))/2;
T_wall=T(igs/nc); I_fluid=-I_hv(igs/nc)*(10^6);
disp('I_hv ='),disp(I_fluid)
disp('p ='),disp(p)
disp('T_bulk ='),disp(T_bulk)
disp('T_wall ='),disp(T_wall)
else end ig1=ig; igs1=igs; dv1=dv; end fclose(obj1)
BIBLIOGRAFIA
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Transfer, 23(1), 1-132.
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