авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ  БИБЛИОТЕКА

АВТОРЕФЕРАТЫ КАНДИДАТСКИХ, ДОКТОРСКИХ ДИССЕРТАЦИЙ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ

Pages:   || 2 |

Повышение энергетической эффективности пучков гладких труб и профилированных каналов для газо-жидкостных теплообменных аппаратов энергетических установок

-- [ Страница 1 ] --

На правах рукописи

АНИСИН Андрей Александрович ПОВЫШЕНИЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ ПУЧКОВ ГЛАДКИХ ТРУБ И ПРОФИЛИРОВАННЫХ КАНАЛОВ ДЛЯ ГАЗО-ЖИДКОСТНЫХ ТЕПЛООБМЕННЫХ АППАРАТОВ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ УСТАНОВОК Специальность 05.14.04 – Промышленная теплоэнергетика

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

САНКТ-ПЕТЕРБУРГ – 2009

Работа выполнена в Государственном образовательном учреждении высшего профессионального образования "Санкт-Петербургский государственный поли технический университет" на кафедре "Теоретические основы теплотехники" Научный консультант – доктор техн. наук, профессор Сапожников Сергей Захарович

Официальные оппоненты:

– доктор техн. наук, профессор Зысин Леонид Владимирович – доктор техн. наук Готовский Михаил Абрамович – доктор техн. наук, доцент Бойков Лев Михайлович Ведущая организация – ЗАО "Управляющая компания "Брянский машинострои тельный завод".

Защита диссертации состоится 27 октября 2009 г. в 16-00 на заседании диссер тационного совета Д 212.229.04 в ГОУ ВПО "Санкт-Петербургский государст венный политехнический университет" по адресу:

195251, Санкт-Петербург, ул. Политехническая, в аудитории 411 ПГК

С диссертацией можно ознакомиться в фундаментальной библиотеке ГОУ ВПО "Санкт-Петербургский государственный политехнический университет" Автореферат разослан "25" сентября 2009 г.

Отзыв на автореферат, заверенный печатью учреждения, в двух экземплярах просим направить по вышеуказанному адресу на имя ученого секретаря диссер тационного совета.

Факс: (812)-552- E-mail: kg1210@mail.ru

Ученый секретарь диссертационного совета К. А. Григорьев

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Обеспечение надёжной и эффективной работы энергетических установок и систем, включающих конвективные теплооб менные аппараты, представляется перспективным в условиях растущего дефицита топливно-энергетических и сырьевых ресурсов.

Значительные металлоёмкость, затраты энергии на перемещение теп лоносителей и обслуживание, а также проектно-конструкторские и произ водственные расходы требуют повышения эффективности теплообменных аппаратов.

Повышение эффективности теплоотдачи для широко применяемых поперечно обтекаемых трубчатых, а также компактных профильных плас тинчатых поверхностей и создание на их основе современных и экономич ных газо-газовых и газо-жидкостных теплообменных аппаратов является актуальной задачей.

Цель и задачи работы. Целью работы является повышение энергети ческой эффективности гладкотрубных и пластинчатых теплообменных ап паратов, работающих в условиях отрывных явлений в поперечном потоке газа. Она достигается как путём искусственной турбулизации потока за счёт введения стержневых, внутриканальных и поверхностных интенсифи каторов, так и улучшением условий обтекания пучков труб и профильных элементов рельефа пластин с различной конфигурацией. В результате предложены уравнения подобия теплоотдачи и сопротивления для различ ных компоновок опытных конвективных поверхностей теплообмена.

Основными задачами

при этом являются:

- исследование влияния на эффективность пучков гладких и шероховатых труб одинакового и различных диаметров угла их ориентации относитель но потока теплоносителя и определение его оптимального значения, соот ветствующего максимальному теплосъёму;

- исследование влияния на эффективность симметричного коридорного пучка труб постоянного диаметра турбулизирующих цилиндрических стержней с разными схемами их размещения в межтрубных ячейках;

- исследование и анализ влияния на эффективность симметричных коридорных пучков формы, геометрии и плотности компоновки труб переменного сечения;

- исследование местной теплоотдачи и распределения коэффициента давле ния на поверхности пучков труб постоянного и переменного сечения и вы явление особенностей механизма интенсификации теплообмена в условиях отрывных течений;

- исследование и анализ влияния на эффективность пластинчатой поверхнос ти с двухсторонними сфероидальными выступами и впадинами угла её ори ентации относительно потока и обеспечение максимального теплосъёма;

- исследование эффективности “нестандартных” компоновок профильной пластинчатой поверхности теплообмена (с промежуточными пластинами турбулизаторами, с плоско-профильными теплоотдающими элементами, с профильными вставками-турбулизаторами в плоском гладком канале и др.);

- сопоставление и анализ энергетической эффективности исследованных пучков и профилированных каналов.

Общая методика исследований. Решение поставленных задач основано на экспериментальных исследованиях конвективных поверхностей различ ной геометрии методом полного и локального (с использованием гради ентных датчиков теплового потока) теплового моделирования и обобщении результатов в форме уравнений подобия.

Научная новизна.

В работе впервые исследованы:

- теплоаэродинамические характеристики поперечно обтекаемых пучков гладких и шероховатых труб одинакового диаметра и комбинированных пучков труб с разными диаметрами с различной ориентацией относительно потока, соответствующей постепенному переходу от коридорной к шах матной геометрии, наличие оптимальной ориентации поверхности;

- особенности теплообмена и аэродинамики поперечно обтекаемых пучков гладких труб переменного сечения с различной конфигурацией (цилиндри ческой, конической, коническо-цилиндрической);



- характеристики местной теплоотдачи в пучках гладких цилиндрических труб постоянного и переменного сечения с помощью градиентных датчи ков теплового потока, а также распределение коэффициента давления;

- влияние различных схем размещения турбулизирующих цилиндрических стержней в межтрубных ячейках симметричного коридорного пучка на теп лоотдачу и аэродинамическое сопротивление;

- теплоаэродинамические характеристики профилированных каналов плас тинчатых теплообменников при различном расположении контактирую щих сфероидальных выступов и впадин в зависимости от угла обтекания потоком теплоносителя;

- теплоотдача и аэродинамическое сопротивление “нестандартных” компо новок профильной пластинчатой поверхности теплообмена (с промежу точными профильными пластинами-турбулизаторами, с плоско профильными теплоотдающими элементами, с профильными вставками турбулизаторами в плоском гладком канале и др.).

Основные положения, выносимые на защиту:

1. Зависимость энергетической эффективности поперечно обтекаемых пуч ков гладких и шероховатых труб одинакового диаметра и комбинирован ных пучков гладких труб разных диаметров от угла ориентации относительно потока;

условия максимального теплосъёма при заданных затратах мощности на перемещение теплоносителя.

2. Результаты исследования энергетической эффективности поперечно об текаемых симметричных коридорных трубных пучков с различными схе мами размещения цилиндрических турбулизирующих стержней в межтрубных ячейках.

3. Результаты исследования энергетической эффективности поперечно об текаемых симметричных коридорных пучков труб переменного сечения с различной конфигурацией (цилиндрической, конической, коническо цилиндрической).

4. Зависимость энергетической эффективности профилированных каналов пластинчатых теплообменников с различным расположением контакти рующих сфероидальных выступов и впадин от угла их ориентации относи тельно потока;

условия максимального теплосъёма при заданных затратах мощности на перемещение теплоносителя.

5. Результаты исследования энергетической эффективности “нестандарт ных” компоновок профильной поверхности теплообмена (с промежуточ ными профильными пластинами-турбулизаторами, с плоско-профильными теплоотдающими элементами, с профильными вставками-турбулизаторами в плоском гладком канале и др.).

Достоверность результатов исследований обеспечивается использо ванием общепринятых методов теории подобия, сопоставлением получен ных уравнений подобия с известными аналогами для тестовых условий, сопоставлением полученных зависимостей с результатами теоретических и экспериментальных исследований различных авторов и материалами спе циальной и справочной литературы;

cоответствием полученных результа тов исследований существующим физическим представлениям о механизме переноса и путях интенсификации конвективного теплообмена.

Личный вклад автора заключается в постановке цели и задач иссле дований, выработке методологии;

в изготовлении экспериментального стенда и опытных теплообменников, проведении экспериментальных ис следований;

в обработке, формулировке и обобщении опытных данных, а также в анализе и обсуждении полученных результатов.

Практическая значимость. Приведенные в работе результаты иссле дований и выведенные на их основе уравнения подобия для теплоотдачи и сопротивления трубчатой и пластинчатой поверхностей могут быть ис пользованы при создании теплообменных аппаратов повышенной эффек тивности, позволят сэкономить металл и снизить энергозатраты.

Материалы и рекомендации работы используются при проектирова нии, производстве и модернизации трубчато-пластинчатых холодильников наддувочного воздуха и охладителей масла и воды для малооборотных су довых дизелей.

Апробация работы. Полученные результаты исследований и работа в целом докладывались и обсуждались на 3-й Международной научно технической конференции “Проблемы повышения качества промышленной продукции» (г. Брянск, 1998 г.);

Международной научно-технической кон ференции “Повышение эффективности теплообменных процессов и систем” (г. Вологда, 1998 г.);

XIII Школе-семинаре молодых учёных и специалистов под рук. акад. РАН А.И.Леонтьева “Физические основы экспериментально го и математического моделирования процессов газодинамики и тепломас сообмена в энергетических установках” (г. Санкт-Петербург, 2001 г.);

4-ой Международной научно-технической конференции “Качество машин” (г. Брянск, 2001 г.);

III Российской национальной конференции по теплооб мену (г. Москва, 2002 г.);

5 Минском международном форуме по тепло - и массообмену (г. Минск, 2004 г.);

XV Школе-семинаре молодых учёных и спе циалистов под рук. акад. РАН А.И.Леонтьева “Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках” (г. Калуга, 2005 г.);

IV Рос сийской национальной конференции по теплообмену (г. Москва, 2006 г.);

XVI Школе-семинаре молодых учёных и специалистов под рук. акад. РАН А.И.Леонтьева “Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергети ческих установках” (г. Cанкт-Петербург, 2007 г.);

6 Минском международ ном форуме по тепло - и массообмену (г. Минск, 2008 г.);

XVII Школе семинаре молодых учёных и специалистов под рук. акад. РАН А.И.Леонтьева “Проблемы газодинамики и тепломассообмена в аэрокосми ческих технологиях” (г. Жуковский, 2009 г.);

научных семинарах кафедры “Теоретические основы теплотехники” ГОУ ВПО “СПбГПУ”, 2000, 2006, 2007, 2008 г г., научном семинаре кафедр “Теоретические основы теплотех ники” и “Промышленная теплоэнергетика” ГОУ ВПО “СПбГПУ”, 2009 г..

Публикации. По материалам диссертации опубликовано 28 печатных работ, в том числе 1 монография, 7 статей в центральных научных журна лах (из перечня ВАК), 4 патента РФ на изобретение, 5 статей в сборниках научных трудов, 2 тезисов и 9 докладов в трудах российских и междуна родных конференций.

Структура и объём работы. Диссертация состоит из введения, списка обозначений, пяти глав, заключения и списка использованной литературы из 212 наименований. Объём диссертации составляет 380 с., включая рисунка и 18 таблиц.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении показана актуальность проблемы, дана общая характерис тика работы. Формулируются цель и основные задачи исследования. Кратко изложено содержание диссертации.

В первой главе приведен обзор теоретических и экспериментальных ра бот по исследованию теплоаэродинамических характеристик трубчатых и пластинчатых конвективных поверхностей теплообмена, работающих в усло виях отрывных течений. Большой вклад в изучение процессов теплообмена в пучках гладких труб внесен В.М. Антуфьевым, Г.С. Белецким, М.А. Михее вым, Н.В. Кузнецовым, Г.Н. Кружилиным, В.А. Швабом, Г.А. Михайловым, В.А. Локшиным, О.П. Бергелиным, В.П. Исаченко, В.М. Боришанским, А.А.

Жукаускасом, В. Кэйсом и А. Лондоном и многими другими исследователя ми. Обширные результаты изучения эффективности теплоотдачи различных типов профильных пластинчатых поверхностей и особенности теплообмена в профилированных каналах пластинчатых теплообменных аппаратов приве дены в работах Э. Ватсона, Ф. Лориша, И. Бёма, В. Кэйса и А. Лондона, В.М.

Антуфьева, С.С. Бермана, Ю.В. Петровского, В.Г. Фастовского, И.Г. Фёдо рова, Н.В. Барановского, Л.М. Коваленко и др.. Анализ рассмотренной ин формации показывает, что проблема создания современных теплообменных аппаратов в значительной степени связана с использованием пассивных ме тодов интенсификации конвективного теплообмена в области переходного или турбулентного режимов течения ( 10 2 Re 2 10 5 ) при условии допус тимых гидродинамических сопротивлений и энергетических затрат.

Основными направлениями здесь являются развитие теплообменной по верхности и создание высококомпактных теплообменников (пластинчатых, пластинчато-ребристых, матричных), повышение теплоотдачи путём турбули зации потока с помощью пристенных и внутриканальных интенсификаторов теплообмена, а также улучшение условий обтекания отрывным потоком эле ментов поверхности со сложной формой. Для однофазных теплоносителей при определённых условиях интенсификации теплообмена наблюдается нарушение в пользу теплообмена аналогии Рейнольдса. Однако указанное обстоятельство представляет собой “особый резерв”, связанный с опережающим ростом теп лоотдачи по сравнению с сопротивлением. Как правило, этот резерв удаётся использовать только в частных случаях, в узком интервале изменения соответ ствующих геометрических и гидродинамических параметров.

Наряду с высококомпактными поверхностями теплообмена, отличаю щимися значительным развитием и сложностью рельефа, широко применя ются (и в ряде случаев являются единственно приемлемыми) традиционные гладкие трубчатые поверхности. Особенно актуальна задача интенсифика ции конвективного теплообмена в поперечно обтекаемых пучках гладких цилиндрических труб с шахматной и коридорной компоновкой при исполь зовании высокотемпературных или загрязнённых газовых потоков, когда нерационально или невозможно оребрение поверхности или применение пристенных и внутритрубных интенсификаторов теплоотдачи.

Одним из направлений в совершенствовании теплообменных аппаратов является использование высокотехнологичных пластинчатых поверхностей теплообмена, воздействующих на поток профильными элементами рельефа с образованием отрывного течения и вихревых структур. В пластинчатых теп лообменниках используется не только эффект турбулизации потока профиль ными элементами, но и дополнительное увеличение теплоотдающей поверхности за счёт деформации пластин, а также повышение теплосъёма вследствие теплопроводности в местах контактов профильных элементов.

Совершенствование трубчатых и пластинчатых теплообменных аппара тов связано с поиском эффективных поверхностей с удачными схемами распо ложения в потоке и наиболее энергетически выгодными условиями обтекания их элементов, обеспечивающими высокую интенсивность теплоотдачи.

Практическое применение известной поверхности теплообмена сетча то-поточного типа с двухсторонними сфероидальными выступами и впа динами связано также с реализацией “нестандартных” компоновок, позволяющих при использовании промежуточных профильных пластин турбулизаторов варьировать массовыми расходами, либо при использова нии комбинированных теплоотдающих элементов из плоской и профиль ной пластин, повысить компактность матрицы теплообменника (рис. 1, 2).

Рис. 1. Варианты компоновки опытных теплообменников из плоских и профильных пластин с шахматным (I) и коридорным (II) расположением cфероидальных элемен тов рельефа (выступов и впадин): а) - обычная «традиционная»;

б) - с одним проме жуточным профильным листом;

в) - с двумя промежуточными профильными лис тами ;

г) - с промежуточным плоским листом;

д) - в виде комбинированных водяных элементов из плоских и профильных листов;

е) - с турбулизирующей профильной вставкой в плоском гладком канале;

ж) - в виде элемента из профильных пластин между теплоотдающими гладкими стенками;

з) - в виде водяного элемента из про фильных пластин между теплоизолирующими стенками В работе показано, что для интенсификации теплоотдачи и повышения эффективности гладкотрубных теплообменных аппаратов возможно при менение комбинированной поверхности теплообмена в виде поперечно об текаемого пучка труб разных диаметров (большего d 1 и меньшего d 2 ) с различными схемами их расположения (рис. 3 а). Дальнейшую трансфор мацию этого варианта представляют поперечно обтекаемые пучки гладких труб переменного сечения с различной конфигурацией: с цилиндрическими участками разных диаметров d 1 d 2 (б), с конической поверхностью ( d 1 d 2 ) (в), с коническо-цилиндрической (г). Эти варианты позволят по высить эффективность пучка вследствие более благоприятных условий об текания и активизации течения и теплообмена в рециркуляционных зонах межтрубного пространства.

В главе сформулированы цель и основные задачи исследования теплоаэродинамических характеристик новых вариантов трубчатой и Рис.2. Проходные сечения каналов опытных пластинчатых теплообменников с шахматной (I) и коридорной (II) схемами расположения элементов рельефа по верхности: а) - равновеликие сечения смежных каналов;

б), в) - разновеликие сече ния смежных каналов;

III - геометрия профилирующих элементов: а) - при равновеликой штамповке;

б), в) - при разновеликой штамповке пластинчатой поверхностей, используемых для создания теплообменных ап паратов с улучшенными энергетическими и массогабаритными параметрами.

Во второй главе предложена методика исследований и обсуждаются особенности моделирования теплообмена в экспериментальных моделях.

Сложность исследуемых тепловых и гидродинамических процессов не позволяет получить надёжные аналитические решения задач теплообмена и, тем более, указать методы его интенсификации. Приоритетное значение приобретают методы физического моделирования и экспериментальные исследования на основе теории подобия, приводящие к уравнениям подо бия для теплоотдачи и гидродинамического сопротивления.

Для исследования теплоаэродинамических характеристик разных ва риантов пластинчатой (рис. 1,2) и трубчатой (рис. 3) поверхностей исполь зовалась аэродинамическая труба, на рабочем участке которой размещались модели;

результаты обрабатывались в виде общепринятых безразмерных комплексов.

Исследования теплоаэродинамических характеристик для пластинча той поверхности теплообмена с двухсторонними сфероидальными элемен тами, выступами и впадинами (рис. 1, 2, 4), проводились путём испытаний Рис. 3. Конструктивные варианты поперечно обтекаемых пучков труб переменного сечения с различной конфигурацией: а) - пучок цилиндрических труб с разными диаметрами d1 и d 2 ( d 1 d 2 );

б) - пучок труб с чередующимися по длине трубы одинаковыми цилиндрическими участками с разными диаметрами d1 и d 2 ( d 1 d 2 );

в) - пучок труб конической формы с разными концевыми диаметрами d1 и d ( d 1 d 2 );





г) - пучок труб с коническо – цилиндрическими участками ( d 1 d 2 );

д) схемы квадратных ячеек труб с разными шагами s = var модельных теплообменников в потоке воздуха. Средняя скорость менялась в пределах 1,0... 60,0 м с, что соответствовало диапазону чисел Рейнольд са Re h = ( 0,158... 12,6 ) 10 3. Были изготовлены пластины с профильной час тью длиной 210 мм и шириной 100 мм с различными глубиной штамповки h, шагом t и схемами расположения, определяемыми, в частности, углом ориентации 0 1,0 сфероидальных выступов и впадин (здесь = i o, где o - угол ориентации поверхности, соответствующий шахматной раз бивке элементов рельефа).

В гл. 3 и 4 работы данные испытаний более 50 модельных пластинчатых теплообменников приведены в виде зависимостей Nu f, h = f (Re f, h ) и Eu f = f (Ref, h ). При обработке опытных данных за определяющую темпе ратуру принималась средняя температура потока воздуха t f, за опреде ляющий размер - глубина выштамповки (высота) сфероидальных элемен тов h, за определяющую скорость - средняя скорость w в узком (живом) фронтальном сечении теплообменника. Граничные условия на поверхности Рис. 4. Конструкция опытных пластинчатых теплообменников: I - схема экспери ментального пластинчатого теплообменника;

II – теплоотдающий элемент из про фильных пластин;

III – образцы поверхности с равновеликой (а) и разновеликой (б, в) штамповкой;

IV – фрагмент пластинчатой поверхности с различными схема ми расположения профильных элементов рельефа ( = var ) (площадь проекции профильной части Н L = ( 100 210 ) мм 2 ) стенки соответствовали t = t w ( x ) = const. Плотность теплового потока рас считывалась по площади проекции профильной части пластины.

Влияние ориентации трубчатой поверхности относительно потока на теп лоотдачу и аэродинамическое сопротивление изучалось в потоке воздуха на опытных теплообменниках с различными схемами расположения труб. Ос новные конструктивные параметры моделей для базовых теплообменников (в виде коридорных и шахматных пучков гладких латунных труб ДКРНМ 11 НД Л63 ГОСТ 494 – 90) определялись условиями теплогидродинамического подобия и возможностью обеспечения рабочих скоростей потока wуз = 0,7...60 м с, что соответствало числам Рейнольдса Red = ( 0,4...40 )10 3.

В одном случае за основу была принята квадратная схема расположе ния гладких труб одинакового диаметра d = 11 мм с межтрубными рас стояниями s = 16 мм в условиях изменения относительного угла ориен тации = i к относительно потока ( 0 1,0 ). Это позволяет реализо вать различные варианты компоновки труб и обеспечить соответствую щую обстановку при взаимодействии потока с поверхностью: шахматной ( 1ш = 2,06 ;

2ш = 1,03 ) с = 0 ( = 0 о ), оптимальной коридорной (линей ной) ( 1к = 2к = 1,45 ) с = 1,0 ( = 45 о ), а также промежуточных между шахматной и коридорной, определяемых углами = 0,33 ( = 15 о ) и = 0,66 ( = 30 о ) внутри интервала 0 1,0 (рис.5а, в).

В другом случае за основу взята треугольная схема расположения труб с d = 11 мм и s1 = s2 = 16 мм. Это не только позволяет объективно сравнить энергетическую эффективность шахматного и коридорного пучков с оди наковой компактностью ( 1ш = 2ш = 1к = 2к = 1,45 ), но и дополняет сведе ния, касающиеся условий обтекания, определяемых величиной угла ориентации = i д. При этом угол д = 26 о 34 ( = 1,0 ) соответствует об теканию диагонального расположения труб шахматного пучка ( 1ш = 2ш = = 1,45) с = 0 ( = 0 о ). Промежуточным (между шахматной и диагональной) схемам соответствуют углы = 0,33 ( = 9 о ) и = 0,66 ( = 18 о ) (рис. 5б).

Наряду с пучками гладких труб были испытаны пучки шероховатых труб. Элементы их рельефа представляли собой продольные короткие тре угольные рёбра-шлицы высотой k = 0,39 мм с шагом расположения t = 0,96 мм. Шаг равнялся длине дуги на поверхности трубы диаметром 11 мм, соответствующей углу = 10 о (рис.5г). При этом, как и в пучках гладких труб, геометрия пучков шероховатых труб ( d = 11 мм, s = 16 мм ) была представлена как шахматной схемой ( 1ш = 2,06 ;

2ш = 1,03 с = ( = 0 о )), так и промежуточной ( = 0,66 ( = 30 о )).

Изучение турбулизирующего влияния труб меньшего диаметра d 2 на теплоотдачу в симметричном коридорном пучке труб большего диаметра d (патент RU 2006780 C1, рис. 3а) было связано с испытаниями базового ко ридорного пучка 1,45 1,45 (рис. 5а, в). В нём на пересечении диагоналей квадратных ячеек труб с d 1 = 11 мм (и со смещением = 2,6 мм ) распола Рис. 5. Геометрия опытной поверхности пучков труб с оптимальной квадратной ( s1к = s2к = 16 мм ) (а) и треугольной ( s1ш = s2ш = 16 мм ) (б) схемами расположения и одинаковой компактностью f = 135 м2 м3 в условиях изменения угла её ориентации = i к(д) относительно направления потока теплоносителя (в);

г) - сечение шеро ховатой трубки гались круглые цилиндрические стержни с наружным диаметром d 2 = 1,2 ;

1,6;

2,0;

3,0 и 4,5 мм, имитирующие трубы меньшего диаметра в пучках с ком бинированной теплопередающей поверхностью (рис.6). В дальнейшем вмес то стержней использовались трубы меньшего диаметра, через которые про качивался теплоноситель.

Были изготовлены опытные модели теплообменников в виде пучков труб разных диаметров d 1 и d 2 с треугольной (шахматной) и линейной (ко ридорной) схемами рас положения. Один из вари антов поверхности пред ставлял собой пучок труб с d 1 = 11 мм и d 2 = 6 мм с треугольной схемой раз мещения труб меньшего диаметра в центрах квад ратных ячеек базового пучка ( d 2 d 1 = 0,545 ). Дру гим был пучок труб с d 1 = 11 мм и d 2 = 8 мм с линейной (коридорной) схемой расположения и не равномерными шагами (трапецеидальная разбив- Рис. 6. Геометрия и различные схемы размещения турбулизирующих стержней в трубных ячейках ко ка) (рис. 7 а, б).

Исследование влияния ридорного пучка 1,45 1, (а): б) - последова тельное размещение в центрах ячеек;

в) - с продоль угла ориентации на эф- ным смещением вверх по потоку;

г) - с продольным фективность теплоотдачи смещением вниз по потоку;

д) - в центрах нечётных проводилось на опытных ячеек;

е) - в центрах чётных ячеек;

ж) - в центрах моделях различной ком- смешанных ячеек поновки. За основу была принята поверхность представленного выше пучка труб с d 1 = 11 мм и d 2 = 6 мм. Угол ориентации менялся в пределах 0 1,0, соответствуя при крайних значениях шахматной с = 0 ( = 0 о ) и коридорной с = 1, ( = 45 о ) схемам расположения труб основного диаметра d 1, а также про межуточным схемам при = 0,33 ( = 15 о ) и = 0,66 ( = 30 о ) (рис. 7 в).

Далее были исследованы теплоаэродинамические характеристики и тепловая эффективность симметричных коридорных пучков, состоящих из труб переменного сечения. В этом качестве вначале использовались попе речно обтекаемые пучки с поверхностью в виде чередующихся вдоль оси труб цилиндрических участков длиной l = 15 мм с наружными диаметрами d 1 = 11 мм и d 2 = 8 мм поочерёдно обтекаемых потоком (патент RU 2171439 C1, рис. 3б). Затем исследовались пучки конических труб длиной 100 мм с концевыми диаметрами d 1 = 11 мм и d 2 = 8 мм в условиях попе речного обтекания поочерёдно расположенных и “перевёрнутых” одних относительно других труб (патент RU 2170898 С1, рис. 3в). Исследовались также пучки труб с коническо-цилиндрической поверхностью (рис.3г);

вдоль их оси чередовались цилиндрические участки с наружными диамет рами d 1 = 11 мм и d 2 = 8 мм и соединяющие их конические участки с дли ной l = 8,3 мм ( l d max = 0,76 ) с оптимальными углами раскрытия в 10 о.

Рис. 7. Геометрические параметры опытных вариантов комбинированной трубчатой поверхности с различными схемами расположения труб разных наружных диаметров d1 и d 2 : а) - d 2 d 1 = 6 11 ;

б) - d 2 d 1 = 8 11 ;

в) - d 2 d 1 = 6 11 при = var ;

г) - трубные ячейки и удельная поверхность теплообмена экспериментальных пучков Исследованы локальные теплоаэродинамические характеристики в пучках цилиндрических разновеликих труб и, для сопоставления, в пучке труб одинакового диаметра (рис. 8).

В гл. 5 работы приведены результаты исследований средней теплоот дачи и аэродинамического сопротивления для более чем 40 опытных мно горядных теплообменников с различными вариантами трубчатой поверхности (с использованием метода полного теплового моделирования Рис. 8. Модель пучка профильных цилиндрических труб для исследования локальных характеристик теплообмена и сопротивления при стационарном тепловом режиме), а также результаты исследований местной теплоотдачи и распределения коэффициента давления (по пери метру одиночных и сдвоенных цилиндров, и на поверхности цилиндри ческих труб постоянного и переменного сечения с различными схемами расположения и геометрией) в 8 малорядных пучках.

Опытные данные по средней теплоотдаче и аэродинамическому соп ротивлению различных вариантов трубчатой поверхности были представ лены в виде зависимостей Nu f, d1 = f (Re f,d 1 ) и Eu f = f (Re f, d 1 ) ;

локальные характеристики - в виде зависимостей = f ( ) и C p = f ( ). В качестве оп ределяющих параметров при обработке опытных данных принимались значения средних величин: температуры потока воздуха t f, его скорости в свободном сечении гладкого воздушного канала теплообменника w, на ружного диаметра труб d 1. Граничные условия на поверхности стенки с высокой теплопроводностью соответствовали t = t w ( x ) = const.

Энергетическая эффективность различных вариантов трубчатой и плас тинчатой поверхностей оценивалась путём сопоставления комплексных ха рактеристик (тепловых, массовых и объёмных), представляющих собой со Q Gt = g F = f ( Q Nt ) Q Ft = = f ( Q Nt ), отношения и Q Vt = v F = f ( Q N t ), имеющие смысл теплосъёма с единицы площа ди F, массы G и объёма V поверхности теплообмена соответствующих пуч ков труб и пластинчатых теплообменников в зависимости от энергетичес кого коэффициента Q Nt - количества тепла, приходящегося на единицу затрачиваемой на прокачивание теплоносителя мощности N (при темпера турном напоре в 1 K ).

Для оценки достоверности экспериментальных исследований в работе приведены данные тестовых экспериментов, связанных в одном случае с определением средней теплоотдачи и сопротивления базовых поперечно обтекаемых пучков гладких труб: коридорного 1,45 1,45 и двух шахмат ных 2,06 1,03 и 1,45 1,45, в другом - профильной пластинчатой поверх ности с шахматным расположением элементов рельефа. Тестом для под тверждения достоверности материалов по исследованию локальных харак теристик теплообмена при помощи градиентных датчиков теплового потока послужили результаты исследований распределения местной тепло отдачи по периметру поперечно обтекаемого одиночного цилиндра.

Было установлено хорошее, в целом, согласование результатов наших испытаний с известными обобщёнными зависимостями. Полученные мате риалы подтвердили корректность эксперимента и работоспособность опытной установки. При этом погрешность экспериментального определе ния коэффициентов теплоотдачи в потоке воздуха не превышает около 5%, а величины аэродинамического сопротивления – 1,5... 2 %.

В третьей главе приведены результаты исследований средней теплоот дачи и аэродинамического сопротивления и анализ энергетической эффек тивности профилированных каналов пластинчатых теплообменников с “традиционной” компоновкой пластин с контактирующими равновелики ми сфероидальными выступами и впадинами (рис.1а). Дополнительные ис следования пластинчатой поверхности с шахматной схемой ( = 0 ) распо ложения элементов рельефа позволили расширить базу опытных данных, полученных ранее в нашей лаборатории и приведенных в литературе, и уточнить соответствующие уравнения подобия.

Результаты выполненных в работе исследований теплоаэродинамичес ких характеристик описанного выше варианта профильной поверхности в условиях изменения угла ориентации (рис. 4) могут быть представлены уравнениями подобия для теплоотдачи и сопротивления в виде Nu f, h ( ) = a ( )( h t ш ) k ( ) Re n(, ) ;

Eu f ( ) = b( ) L t ш ( h t ш )s( ) Re -m(h ), fh f, где числа Nu и Eu, а также коэффициенты a и b и показатели степени m, n, k и s являются функциями относительного угла ориентации поверхности 0 1,0. В главе приведены значения этих величин и их связь с относи тельным углом ориентации, представленная в виде полиномов третьей степени. При этом h t ш = 0,25... 0,65 ;

s 2 s1 = 1 ;

Re f,h = ( 0,3...12,6 ) 10 3.

Установлено, что отклонение вектора скорости потока от начального направления при поперечном обтекании рельефа с шахматной или кори дорной схемами приводит к повышению как теплоотдачи, так и энергети ческой эффективности поверхности.

Однако, при 1,0 возрастает аэро динамическое сопротивление.

Данные по интенсификации теп лообмена и относительной величине сопротивления в каналах, образо ванных пластинчатой поверхностью с шахматным ( = 0 ) и коридорным ( = 1,0 ) расположением выступов и впадин, согласуются с приведенными в литературе максимальными значе ниями интенсификации теплообмена и относительных потерь давления в плоских каналах с шахматным и ко ридорным расположением на их стенках сферических лунок и дистан ционирующих выступов с близкой по параметрам геометрией. На осно вании комплексных характеристик Q F t = = f ( Q N t ), рассчитанных по результатам исследований опыт ных теплообменников, на рис. представлены значения относитель ных коэффициентов теплоотдачи = i =0o (здесь =0o - коэффи циент теплоотдачи поверхности с шахматной схемой расположения элементов рельефа при = 0 о ) для пластинчатой поверхности с глуби ной штамповки h = 2,5 и 5 мм в зави симости от относительного угла Рис. 9. Зависимость относительных коэф ориентации = i к при различ- фициентов теплоотдачи = i o от = ных значениях энергетического ко- угла ориентации пластинчатой по эффициента Q N t = 50,0 ;

5,0;

1,0 и верхности относительно направления потока теплоносителя = f ( ) : а) 0,158 K -1.

h = 5 мм, б) - h = 2,5 мм, tш = 10 мм ;

Видно, что с увеличением отно сительного угла от = 0 до = 1,0 Q Nt = 50,0 (1), 5,0 (2), 1,0 (3), 0,158 (4) тепловая эффективность опытных K 1 ;

= i гл = f ( ) : h = 5 мм, теплообменников (при заданной ве- tш = 10 мм, d э = 2h, dгл.тр = 10 мм, личине энергетического коэффици Q Nt = 1,0 K - ента Q N t = idem ) в диапазоне Q Nt = 50,0...0,158 K -1 возрастает, достигая максимального значения max при = 0,66 ( = 30 o ). Изменение угла ориентации относительно потока приводит к повышению тепловой эффективности на 15 20 % по сравне нию с шахматной схемой и на 30 50 % - с коридорной. Сравнение тепло вой эффективности пластинчатой поверхности ( h = 5 мм и t ш = 10 мм ) с эффективностью гладкотрубного канала с d э = 2 h = 10 мм длиной l = 1 м при турбулентном режиме и при Q Nt = 1,0 K -1 демонстрирует превосход ство тепловых показателей опытных профилированных каналов над глад ким в 1,6…2,3 раза.

В четвёртой главе приведены результаты исследований теплоаэроди намических характеристик и оценка тепловой эффективности различных “нестандартных” компоновочных вариантов профильной пластинчатой поверхности (рис.1, 2) с шахматным и коридорным расположением сфе роидальных элементов рельефа.

Недостатком пластинчатых теплообменников с традиционной ком поновкой профильных пластин с равновеликими выступами и впадинами ( r1 r2 = 1, рис. 2а) является одинаковая величина проходных сечений ка налов s1 = s 2 для разных по физическим свойствам и рабочим парамет рам теплоносителей. Пластинчатые теплообменные аппараты с разными проходными сечениями для смежных теплоносителей можно создать при использовании профильной поверхности с разновеликими элементами рельефа ( r R 1, 0,5( d 1 + d 2 ) t, рис. 2б, в), или с промежуточными, уста новленными между теплоотдающими поверхностями, профильными пластинами-турбулизаторами с равновеликими выступами и впадинами (рис. 1б, в).

Исследования теплоаэродинамических характеристик пластинчатой поверхности с отношением сечений смежных каналов s 2 s1 1,5 (при шах матной и коридорной схемах расположения элементов рельефа с r R = 2,5 15 ) показали существенное различие теплоотдачи и особенно соп ротивления по обеим сторонам пластины в условиях соответствующего загромождения каналов с соотношением радиусов контактирующих учас тков сегментной ( r R = 2,5 15 ) и сфероидальной ( R r = 15 2,5 ) поверхнос ти выступов (рис. 2б, в). Как видно из рис. 10, величина тепловой эффек тивности схем с разновеликими проходными сечениями ( R r = 15 2,5 ) смежных каналов превосходит эффективность соответствующих вариан тов с равновеликими проходными сечениями: с шахматным (2 и 5) распо ложением элементов рельефа (при Q Nt 1,17 K -1 ), с коридорным (4 и 6) (при Q N t 0,24 K -1 ) и сохраняет тенденцию роста при увеличении Q Nt.

Уменьшение гидродинамического сопротивления в каналах с s 2 s1 1 по одной из сторон пластинчатой поверхности при обеспечении приемлемого (из условия располагаемого перепада давления в тепло обменнике) сопротивления по другой её стороне, с учётом теплофизических свойств потоков, можно рассматривать как один из способов повышения энер гетической эффективности опытной пластинчатой по верхности теплообмена при “прочих равных условиях”.

Использование компо новок пластинчатой по верхности с промежуточ ными профильными плас тинами-турбулизаторами с равновеликими ( r 1 r2 = 1 ) элементами рельефа поз волит существенно изме нить отношение проход ных сечений каналов для смежных теплоносителей ( s 2 s1 1 ): в 2 раза при од ном промежуточном листе, Рис. 10. Сравнение средней теплоотдачи и сопротив в 3 раза при двух листах ления ( Re f, h = 5 10 3 ) (а) и тепловой эффективности (рис. 1 а, б, в). (б) отдельных вариантов пластинчатой поверхности с Интенсивное турбу- равновеликой и неравновеликой штамповкой элемен лизирующее воздействие тов рельефа с шахматной (1, 2, 5) и коридорной (3, 4, пластины снижает значе- 6) схемами расположения ния критических чисел Reкр, определяющих точки излома зависимостей Nu = f (Re) и границу сме ны режимов поперечного обтекания контактирующих элементов рельефа, по сравнению с обычной компоновкой поверхности. Видно (рис. 11), что протяжённость переходной области для теплоотдачи определяется глуби ной штамповки сфероидальных элементов h: с уменьшением высоты кана ла турбулентный режим наступает позднее и переходная его область затягивается.

Величина аэродинамического сопротивления для компоновок из профильных пластин (обычных и с промежуточными листами) одинакова, так как проходные сечения каналов, образованных пластинами с равнове ликой выштамповкой, и характер течения воздушного потока в них не от личаются (зависимость Eu = f (Re) - общая).

Результаты испытаний компоновок с коридорным расположением сфероидальных выступов и впадин с одной и двумя промежуточными профильными пластинами-турбулиза торами при h t к = 0,177...0,368 обобщаются следующими уравнениями подобия:

при Re f, h = 158... Nu f, h = 0,0275 ( h / t к )0,7 Re 1,05 ;

f,h при Re f, h = 810... = 0,205 ( h / t к )0,7 Re 0,75 ;

Nu f, h f, h при Re f, h = 158... Eu f = 0,476 ( h / t к ) 0,5 L / t к Re -0,1.

f, h Наблюдаемое во всём исследованном диапа зоне изменения чисел Re отклонение опыт ных точек от обобщающих зависимостей не превышает ± 12 %.

Целесообразность использования ком поновок поверхности в виде комбиниро Рис. 11. Зависимость протяжён ванных элементов, состоящих из профиль- ности переходной области для ной и гладкой плоской пластин одинаковой теплоотдачи пластинчатой по толщины, предопределяет увеличение ком- верхности от глубины штампов пактности матрицы теплообменника, сни- ки профильных элементов с жение затрат на изготовление и пред- коридорным расположением положительно высокий уровень теплоот- Reкр = f ( h ) : 1 - обычная компо дачи на плоских пластинах вследствие тур- новка (рис. 1 IIа);

2 - компоновка булизирующего влияния на поток тепло- поверхности с одним промежуточ ным профильным листом (рис. носителя контактирующих с плоской по- IIб);

3 - компоновка поверхности верхностью сфероидальных выступов с двумя промежуточными про смежного листа с различными схемами фильными листами (рис. 1 IIв) расположения (рис. 2 I, IIд).

Теплоаэродинамические характеристики и эффективность каналов компоновок с комбинированными водяными элементами с шахматным или коридорным расположением выступов и впадин уступают соответствую щим характеристикам обычных компоновок поверхности с одинаковой глубиной штамповки h: величина теплоотдачи меньше, а сопротивление больше. Однако тепловая эффективность комбинированной поверхности теплообмена, имеющей вдвое больший коэффициент компактности ( f комб = 2 h ) по сравнению с обычной компоновкой поверхности ( f об = 1 h ), практически не уступает её тепловым показателям при одинаковом значе нии коэффициента компактности f.

С целью интенсификации теплоотдачи на плоской поверхности воз можно также использование пластин с двухсторонними сфероидальными выступами и впадинами (с шахматной или коридорной схемой) в качестве турбулизирующих вставок в плоском гладком канале шириной ( h + ) (рис. 1е). В этом случае тепловая эффективность определяется турбулиза Рис. 12. Тепловые Q Ft = = f ( Q Nt ) и объёмные Q Vt = vF = f ( Q Nt ) комплексные характеристики каналов экспериментальных компоновок из плоских и профильных пластин с шахматной (1, 3, 5, 7, 9, 10) и коридорной (2, 4, 6, 8) схемами рас положения элементов рельефа (а, б, д, е, г, з – на рис.1) цией потока на плоских стенках канала и дополнительной интенсификаци ей теплоотдачи за счёт механизма контактной теплопроводности, опреде ляемой эффектом оребрения пластинчатой вставки. Как установлено в работе, интенсивность теплоотдачи поверхности каналов с турбулизирую щей вставкой выше теплоотдачи в каналах, образованных комбинирован ными поверхностями, при одновременном снижении сопротивления.

Однако теплогидродинамические характеристики плоских гладких каналов с турбулизирующими вставками заметно уступают характеристикам про филированных каналов обычных компоновок.

Представляет интерес сопоставление энергетической эффективности каналов указанных компоновок из плоских и профильных пластин с шах матной и коридорной схемами расположения элементов рельефа, приве денной в виде зависимостей Q Ft = = f ( Q Nt ) и Q Vt = v F = = f ( Q N t ) (рис. 12).

Из рис. 12 видно, что в области переходного режима, соответствую щей более высоким значениям коэффициента Q Nt, изменяющегося в пределах от 25,0 до 0,25 K -1, эффективность теплоотдачи каналов с кори дорными выштамповками выше показателей однотипных компоновок с шахматной схемой (при Q Nt = idem ), имеющих, как было отмечено, бо лее высокое аэродинамическое сопротивление.

В пятой главе приведены результаты исследований конвективного теп лообмена в поперечно обтекаемых пучках гладких и шероховатых труб оди накового диаметра d, в пучках труб разных диаметров d 1 d 2, а также в пучках труб переменного сечения с различными геометрическими характе ристиками и схемами расположения. Анализ известных из литературы и соб ственных данных по теплоаэродинамическим характеристикам поперечно обтекаемых пучков гладких труб позволил установить, что максимум тепло вой эффективности наблюдается при значении угла ориентации пучка = i к ( д ) = 0,66.

На основании комплексных тепловых характеристик Q Ft = = = f ( Q Nt ), рассчитанных для пучков труб с d = 11 мм и разной геометри ей разбивки (квадратной с 1ш 2 ш = 2,06 1,03 и треугольной с 1ш 2 ш = 1,45 1,45 ), на рис. 13 приведена зависимость = i o ( o коэффициент теплоотдачи шахматных пучков) от относительного угла ори ентации трубчатой поверхности при различных значениях энергетическо го коэффициента Q Nt = 10,0, 1,0 и 0,1 K 1. Видно, что промежуточные схемы компоновки в обеих группах пучков оказываются более эффектив ными, чем шахматная и коридорная, и при опт = 0,66 эффективность теп лоотдачи трубчатой поверхности может быть повышена в среднем на 10% Рис. Зависимость относительных коэффициентов теплоотдачи 13.

= i = f ( ) от относительного угла ориентации пучков труб с различной =0 o геометрией: а) s 1 d = 2,06, s 2 d = 1,03, б) s 1 d = s 2 d = 1,45, d = 11 мм (шахматные пучки);

1 - Q N t = 10,0 K -1 ;

2 - Q N t = 1,0 K -1 ;

3 - Q N t = 0,1 K - по сравнению с шахматным и на 22% - по сравнению с коридорным распо ложением труб в пучках с 1,0 1ш 2ш 2,0 при Q Nt = idem.

В работе представлены результаты исследований локальных характе ристик теплоотдачи = f ( ) и коэффициента давления C p = f ( ) на по верхности труб с d = 27 мм ( Re d1 = 5100 ) в малорядных модельных пучках с разными компоновками: = 0 o (шахматная схема с 1ш 2ш = 2,0 1,0 ), = 15 о и 30 о (промежуточные), = 45 o (коридорная схема с 1к = 2 к = 1,414 ). При этом зависимость местного коэффициента теплоотда чи = f ( ) и коэффициента давления C p = f ( ) в глубинных рядах труб в пучках с = 15 и 30 o характеризуется явно выраженными неравномерностью и ассиметрией, существенно отличается от “стандартных” характеристик шахматного ( = 0 о ) и коридорного ( = 45 о ) пучков и, в целом, определяет максимум среднего коэффициента теплоотдачи ( max ) в благоприятных усло виях обтекания трубчатой поверхности при = 0,66 ( = 30 о ).

Полученные зависимости позволяют заключить, что коле бания давления, нестабильность вихревого течения и, как следст вие, активизация обменных про цессов переноса в рециркуля ционных зонах межтрубного пространства в основном и оп ределяют особенности механиз ма течения и эффект интенсифи кации теплоотдачи трубчатой поверхности при изменении её ориентации относительно на правления потока.

Установлен ёный эффект интенсификации теплообмена в поперечно обтекаемых пучках Рис. 14. Влияние угла ориентации поверх гладких труб, обеспеченный оп- ности теплообмена на относительные харак тимальной ориентацией и соб- теристики теплоотдачи и сопротивления: 1, людением рациональных гид- 2 - опытная трубчатая поверхность (рис. 5);

родинамических условий обте- 3 - поверхность с цилиндрическими стержне кания, нашёл подтверждение в выми рёбрами [1];

4 - опытная пластинчатая поверхность со сфероидальными элементами исследовании теплообмена на (рис. 4) при Red = 2 10 3 (1 - 3) и Reh = 5 10 3 (4) поверхности в виде коротких [1] Метцгер Д.Е., Фэн Ц.С., Хейли С.В. Влияние фор стерженьковых цилиндрических мы и ориентации рёбер на характеристики теплотдачи рёбер с h d = 1, пучков труб с и потери давления для поверхности теплообмена со стерженьковыми рёбрами // Труды ASME. Энергети разными наружными диаметра- ческие машины и установки.- 1984.- № 1.- С.158-164.

ми d 1 d 2, пластинчатой поверхности теплообмена с двухсторонними сфе роидальными выступами и впадинами (рис. 14). Связь между условиями обтекания при изменении угла ориентации и теплоаэродинамическими характеристиками в виде уравнений подобия теплоотдачи Nu = a Re n и сопротивления Eu = b Re m поперечно обтекаемых пучков труб с d = 11 мм и относительной длиной l d = 10 и поверхности профилированных каналов пластинчатых теплообменников с низкими ( h = 5 мм, t ш = 10 мм ) контак тирующими сфероидальными выступами представлена на рис. 15 зависи мостями a = ai ao = f ( ), b = bi bo = f ( ) и n = F ( ), m = F ( ). На рис. приведена зависимость коэффициентов теплоотдачи = i o = f ( ) представленных пучков труб с 1к = 2 к = 1,45 и поверх ности профилированных каналов с h = 5 мм ( d э = 2 h ), t к = 14,14 мм, t к d э = 1,414 от величины угла ориентации элементов соответствующих трубчатой и пластинчатой поверхностей при значении энергетического коэффициента Q Nt = 1,0 K -1. Как видно из рис.15, 16, значения a, b, m и n для каждой из сопоставляемых поверхностей близки, а ход кривых = f ( ) качественно одинаков, что выявляет сходство теплогидродина мических процессов и общность механизма переноса (в условиях внешней и внутренней задачи), обеспечивающих интенсификацию теплоотдачи.

Приведены результаты исследований теплоаэродинамических харак теристик и тепловой эффективности пучков шероховатых труб диаметром Рис.15. Относительные коэффициенты a = ai ao и b = bi bo и показатели степе ни n и m в уравнениях подобия теплоотдачи Nu = a Ren и сопротивления Eu = b Rem пучков труб и профилированных каналов пластинчатых теплообменников с квад ратной схемой разбивки труб ( s d = 16 11 = 1,45 ) и сфероидальных выступов и впа дин ( t d э = 14,14 10 = 1,414 ;

d э = 2 h ) в зависимости от угла ориентации = i o 11 мм с элементами рельефа в виде коротких продольных тре угольных рёбер - шлицев (рис.

5г) в условиях изменения ориен тации трубчатой поверхности относительно потока. Из ре зультатов исследования пучков труб с шероховатостью и угла ми ориентации = 0 и 0,66, а также базового гладкотрубного шахматного пучка ( = 0 ), в ви де характеристик Q Ft = = = f ( Q Nt ) следует, что при Рис.16. Зависимость относительных коэффи величине энергетического ко- циентов теплоотдачи = = f ( ) i o эффициента Q N t = 79,5 K -1 пучков труб (1) и профилированных каналов (небольшие массовые скорости) пластинчатых теплообменников (2) от угла эффективность шахматного ориентации = i o при Q Nt = 1,0 K -1 ;

гладкотрубного пучка выше - s d = s d = 16 11 = 1,45 (рис. 13а, кр. 2);

2 1к 2к эффективности шахматного h = 5 мм, t = 14,14 мм ( t d 1,414 ) (рис. 9а, пучка шероховатых труб с = 0 кр. 3) при = var э к в 1,24 раза, а пучка шерохова тых труб с = 0,66 - в 1,15 раза. При этом пучок шероховатых труб с углом ориентации = 0,66 эффективнее шахматного пучка шероховатых труб ( = 0 ) в 1,09 раза. При Q Nt = 0,2 K -1 шахматный пучок шероховатых труб эффективнее шахматного пучка гладких труб в 1,48 раза, а пучок ше роховатых труб с = 0,66 - в 1,43 раза. Представленные результаты и ана лиз литературных источников подтвердили различие в механизме интенсификации теплоотдачи в поперечно обтекаемых пучках гладких и шероховатых труб.

В главе рассмотрена также задача интенсификации теплообмена в симметричном коридорном пучке 1,45 1,45 гладких труб диаметром d при введении в него гладких цилиндрических турбулизирующих стержней диаметром d 2 d 1 (рис.6). Динамика изменения теплоаэродинамических характеристик исследованных пучков со стержнями показана на рис. 17 в виде зависимостей Nu i Nu к.п и Eu i Eu к.п от параметра d 2 d 1 при раз личных значениях числа Red1. Введение стержней создаёт более благопри ятные гидродинамические условия обтекания и изменяет характеристики теплоотдающей поверхности. Уравнение подобия имеет вид Nu = a Re n, где в диапазоне d 2 d 1 = 0,109...0,409 и 6,3 10 2 Re 10 a = 0,1593 + 9,2251( d 2 / d 1 ) 55,716( d 2 / d 1 )2 + 139,82( d 2 / d 1 )3 115,74( d 2 / d 1 )4 ;

n = 0,65545 0,0838( d 2 / d 1 ) 0,0019( d 2 / d 1 )2 + 3,2( d 2 / d 1 )3 8,57( d 2 / d 1 )4.

Вариантам пучков с различным соотношением d 2 d 1 ( d1 = 11 мм, d 2 = 1,2...4,5 мм ) соответствуют разные критические числа Рейнольдса Reкр, определяющие точки излома зависимостей Eu f = f (Re f, d ) и характери зующие границу перехода от ламинарного обтекания к смешанному. На Reкр = f ( d2 d1 ) для основании полученных данных зависимость d 2 d 1 = 0,109...0,409 может быть представлена в виде Reкр = 1079 ( d 2 / d1 )0,33.

Уравнение подобия Eu = b Rem при 0,109 d 2 d 1 0,409 имеет следующие значения b и m:

при 4 10 2 Re Reкр b = 307,126 ( d 2 d 1 ) + 30,915 ;

m = 0,252 ( d 2 d 1 ) + 0,082 ;

при Reкр Re 10 b = 420,5( d 2 d1 )0,57 ;

m = 0,3( d 2 d1 )0,21.

Расчёт характеристик Q F t = = = f ( Q N t ) по результатам исследований теплообмена в ба- Рис. 17. Динамика изменения тепло зовом пучке с турбулизирующи- аэродинамических характеристик коридор ного пучка 1,45 1,45 при использовании в ми стержнями позволил опре- его компоновке турбулизирующих стержне делить значения относительных вых элементов (рис. 6б) ( d d = var );

1 коэффициентов теплоотдачи 2 = i / к.п ( i - коэффициент Re d1 = 1,2 10 ;

2 - Re d1 = 3 теплоотдачи опытных вариантов поверхности, к.п - коэффициент тепло отдачи базового коридорного пучка) в зависимости от величины парамет ра d 2 d 1 при различных значениях энергетического коэффициента Q Nt (рис. 18). С увеличением параметра d 2 d 1 тепловая эффективность симмет ричного коридорного пучка в диапазоне изменения энергетического коэф Q / N t 1,0... 40,0 K -1 возрастает, приобретая наибольшие фициента значения = 1,17 при Q / Nt = 11,2 K -1 (кривая 1) и = 1,145 при Q / N t = 1,0 K -1 (кривая 2), соответствующие поверхности со стержнями диаметром d 2 = 4,5 мм ( d 2 d 1 = 0,409 ). С увеличением скорости потока максимум эффективности достигается в соответствующем коридорном d 2 = 3 мм пучке с турбулизирующими стержнями диаметром ( d 2 d 1 = 0,272 ): = 1,183 при Q / N t = 0,1 K -1 (кривая 3).

Анализ тепловой эффек тивности вариантов базового коридорного пучка с “разре женными” (нечётной, чётной и смешанной) схемами разме щения (рис. 6д, е, ж) турбули зирующих стержней диамет рами d 2 = 1,6 и 4,5мм показал, что при уменьшении аэроди намического сопротивления указанных вариантов поверх- Рис. 18. Зависимость = i к.п = f ( d 2 d 1 ) :

ности по сравнению с вариан 1 - Q N t = 11,2 K -1 ;

2 - Q N t = 1,0 K -1 ;

тами последовательного рас 3 - Q Nt = 0,1 K - положения стержней в каждой ячейке трубчатой поверхности одновременно наблюдается существенное (особенно для поверхности со стержнями большего диаметра d 2 = 4,5 мм ) уменьшение коэффициента теплоотдачи и, как следствие, снижение энерге тической эффективности испытанных компоновок. По сравнению с эффек тивностью базового коридорного пучка 1,45 1,45 поверхности с “разреженными” схемами размещения стержней-турбулизаторов всё же яв ляются более выгодными.

Результаты исследования теплообменников с различной компоновкой комбинированных трубных пучков с d 1 d 2 представлены на рис. 19а, где приведены значения относительных коэффициентов теплоотдачи = i / о (здесь о - коэффициент теплоотдачи комбинированной поверхности с уг Рис. 19. Зависимость относительного коэффициента теплоотдачи от относитель ного угла ориентации комбинированной поверхности труб разных диаметров d и d 2 = f ( ). а) - = f ( d 1, Q N t ) : = i о d, d 1 = i о d 1 ;

, Q N t ) : = i о ( d б) - = f ( d 1, d1 = i о ( d1 ;

d2 d2 d2 ) 1 d2 ) Q Nt = 1,0 K -1, 3 Q N t = 11,2 K -1, Q N t = 0,1 K - 1- 2-,4 Q N t = 10,0 K (пучки труб с d = 11 мм, рис. 13а, кр.1) - лом ориентации о d1 = 0 o, соответствующим шахматной схеме расположе ния в пучке труб большего диаметра d 1 = 11 мм (рис. 7а, в)) в зависимости от относительного угла ориентации d1 = i о d1 при различных значениях энергетического коэффициента Q Nt. Видно, что с увеличением угла d тепловая эффективность в диапазоне изменения Q / Nt 2,5...16 K -1 воз растает, имея максимальное значение max 1,09 при d1 = 0,66 (кривая 1).

Штриховой линией показана сходная зависимость для пучков труб одина кового диаметра d = 11 мм, имеющая при том же = 0,66 max = 1,125. С уменьшением коэффициента Q Nt (с увеличением скорости потока) мак симум соответствует трубчатой поверхности с промежуточной схемой ком поновки и относительным углом d1 = 0,33 : max = 1,05 при Q / Nt = 1,0 K - (кривая 2) и max = 1,062 при Q / Nt = 0,1 K -1 (кривая 3).

Вместе с тем, на рис. 19б представлена другая интерпретация зависи мости = f (, Q Nt ), в которой аргументом является относительный угол ориентации поверхности для труб разных диаметров d 1 = 11 мм и d 2 = 6 мм : d 1 d 2 = i о ( d 1 d 2 ) (угол ориентации о ( d 1 d 2 ) = 0 o соответст вует треугольной (шахматной) схеме расположения в пучке труб большего d 1 и меньшего d 2 диаметров (рис. 7а, в)). Видно, что с уменьшением Q / N t от 11,2 до 0,1 K -1 (с увеличением массовой скорости потока) эффектив ность теплоотдачи поверхности коридорного пучка с линейной схемой че редующихся труб большего d 1 и меньшего d 2 диаметров с d1 d 2 = 1,0 ( 45 о ), как и близкого к нему по условиям обтекания поверхности пучка труб с d1 d 2 = 0,66 ( 30 о ), возрастает. При Q / Nt = 0,1 K -1 = =0o = 1,02, а =45 o max = =30o =0o = 1,09, что в представленном “зеркальном ” плане угла ориентации демонстрирует, как и для пучков труб одинакового диамет ра d = 11 мм (рис. 13), максимум тепловой эффективности комбинирован ной поверхности max при опт = 0,66 ( 30 о ).

Тепловая эффективность комбинированной поверхности пучков труб разных диаметров существенно выше, чем у базового коридорного пучка 1,45 1,45 (рис. 20): = =30o / к.п = 1,393 и = =45 o / к.п = 1,38 при Q / N t = 11,2 K -1 (кривая 1);

= =15o / к.п = 1,43 и = =45o / к.п = 1,32 при Q / Nt = 0,1 K -1 (кривая 3), а также превосходит эффективность поверхнос ти равнокомпактного коридорного пучка труб с d = 11 мм 1,17 1,17, рас чётные характеристики которого определялись по обобщённым уравнени ям теплоотдачи и сопротивления “Нормативных методов расчёта котельных установок”: при Q / N t = 11,2 K - величина = = 30 o / к.п 1,17 1,17 = 1,19 и = = 45 o / к.п 1,17 1,17 = 1,17.

Из результатов сравнения объ ёмных характеристик Q / V t = = f ( Q / Nt ) комбинированной поверхности пучка труб с d 1 = 11 мм и d 2 = 6 мм с углом ори Рис. 20. Сравнение тепловой эффектив ентации = 45 o и поверхности ба- ности пучков труб разных диаметров d 1 = 11 мм и d 2 = 6 мм с эффективностью зового коридорного пучка труб d = 11 мм, имеющих базового коридорного пучка 1,45 1,45 :

диаметром = i 1,45 1,45 = f ( d 1, Q N t ), различную величину коэффициентов компактности ( f комб = 208,6 м 2 м 3 и d 1 = i о d 1 ;

1 - Q N t = 11,2 K -, f 1,451,45 = 135 м 2 м 3 ), следует, что 2 - Q N t = 1,0 K -1, 3 - Q Nt = 0,1 K - замена обычного коридорного пуч ка 1,45 1,45 пучком с опытной комбинированной поверхностью позволя ет прогнозировать уменьшение объёма матрицы теплообменника вдвое.

В качестве примера практической реализации выявленного интенси фицирующего эффекта выполнены расчётно-эскизные проработки газо жидкостного кожухотрубного многоходового теплообменного аппарата с пучком U – образных гладких труб разных диаметров и сегментными пере городками, предназначенного для подогрева магистрального природного газа на автоматических газораспределительных станциях (АГРС).

Схема расположения поперечно обтекаемых потоком газа труб пучка с геометрическим параметром d 2 d 1 = 9 16 0,56, практически одинаковым с опытным ( d 2 d 1 = 6 11 0,55 ), соответствовала экспериментально уста новленному оптимальному углу ориентации комбинированной трубчатой поверхности = 0,66 (рис. 7а, в, 19, 21а).

В качестве аналога был принят ряд используемых в системе АГРС га зо-жидкостных кожухотрубных теплообменников типа EV I - 1...EV VIII - производства фирмы “РМГ-ГАЗЕЛАН”, Германия.

Сравнение приведенных на рис. 21б объёмных Q V = f ( V г ) характе ристик расчётного конструктивного ряда теплообменников (кривая 1) с ха рактеристиками подогревателей EV VI - 1, EV VII - 1, EV VIII - 1 (кривая 2) (при одинаковых номинальных расходах газа Vг = 10 4, 2 10 4 и 3 10 4 нм 3 час, характерных для выпускаемых АГРС) показывает возмож ность существенного (более чем в 1,5 раза) сокращения объёмных характе ристик теплообменных аппаратов при использовании в них комбинированных пучков труб с разными диаметрами d 1 d 2, что в дос таточной мере отвечает усло виям жёстких габаритных огра ничений, предъявляемых к по догревателям подобного типа на АГРС.

Тепловые комплексные ха рактеристики комбинированно го пучка труб с d 1 = 11 мм и d 2 = 8 мм с линейной (коридор ной) схемой их расположения (рис.7б) показывают его пре имущество по тепловой эффек тивности во всём диапазоне изменения коэффициента Q / N t = 0,1... 40,0 K -1 в срав нении с обычным симметрич ным коридорным пучком 1,45 1,45 с такими же межтруб = 5 мм :

ными зазорами = комб. к.п / 1,451,45 = 1,15 при Q / Nt = 11,2 K -1 ;

= 1,216 при Q / Nt = 1,0 K -1 ;

= 1,28 при Q / N t = 0,1 K -1.

Значительная часть работы связана с исследованиями теп лообмена и аэродинамического сопротивления поперечно обте каемых потоком воздуха при Re d 1 уз = ( 0,1... 7,0 ) 10 4 симмет ричных коридорных пучков гладких труб переменного сече ния с поверхностью различной формы: разновеликой цилиндри- Рис. 21. Схема подогревателя и разбивки его ческой, конической, коническо- трубной доски при Vг = 10000 нм 3 час (а);

срав цилиндрической (рис. 3 б, в, г). нение тепловых объёмных характеристик по Полученные данные пока- догревателей природного газа Q V = f ( Vг ) : 1 – зывают, что с повышением расчётные варианты, 2 – подогреватели типа плотности компоновки (с EV (РМГ-ГАЗЕЛАН) [2] (б) уменьшением межтрубных зазо- [2] РМГ - Справочное пособие. - Кассель, Германия:

ров от 5 до 2 мм) величина Изд. 10 - е, 1995. - 244 с.

среднего коэффициента теплоотдачи и аэродинамическое сопротивление пучков труб указанных типов повышаются. По величине коэффициенты теплоотдачи опытных трубчатых поверхностей различаются незначитель но, однако показатель степени n при числе Re в уравнениях подобия Nu = a Re n для пучков труб с конической и коническо-цилиндрической по верхностями существенно больше, чем для пучков труб с разновеликими цилиндрическими участками: n = 0,68, 0,68 и 0,69 - для пучков труб с ци линдрическими участками, n = 0,76, 0,78 и 0,8 - для пучков конических труб, n = 0,72, 0,73 и 0,78 - для пучков коническо-цилиндрических труб с меж трубными зазорами = 5, 3,5 и 2 мм, соответственно. Для каждого из ко ридорных пучков переход к развитому режиму смешанного обтекания и смена автомодельной зависимости сопротивления от числа Re на степен ную происходит при различных числах Re. Для всех пучков труб с разно великими цилиндрическими участками с межтрубными зазорами = 5, 3, и 2 мм показатель степени m в уравнении подобия Eu = b Re m равен 0,14.

Для наиболее плотных пучков с конической и коническо-цилиндрической поверхностью с = 2 мм m = 0,18, для остальных m = 0,12.

Сравнение энергетической эффективности исследованных вариантов в виде комплексных характеристик Q Ft = = f ( Q Nt ) (рис.22) показы вает динамику изменения относительного коэффициента теплоотдачи = i / 1,451,45 пучков труб переменного сечения с цилиндрической (кри вая 1), конической (кривая 2) и коническо-цилиндрической поверхностью (кривая 3) в зависимости от условного относительного шага разбивки s d при различных значениях энергетического коэффициента Q Nt = 10,0 ;

1, и 0,1 K -1 ( i - коэффициент теплоотдачи соответствующих опытных пучков труб с различной конфигурацией;

1,451,45 - коэффициент теплоотдачи ба зового коридорного пучка 1,45 1,45 труб с d = 11 мм ).

Как видим, для пучков цилиндричес ких труб максимум тепловой эффектив ности, соответствую щий величине шага s d 1 = 1,18, сохраняет ся во всём интервале изменения энергети ческого коэффициента Q N t = 10,0... 0,1 K - (кривая 1). Эффек тивность теплоотдачи для пучков труб с ко- Рис. 22. Динамика изменения зависимости = i 1,451,45 = нической и коничес- = f ( s d 1 ;

Q Nt ) пучков труб переменного сечения с ци ко-цилиндрической линдрической (1), конической (2) и коническо поверхностью цилиндрической (3) формой поверхности (кривые 2, 3) при небольших массовых скоростях потока ( Q Nt = 10,0 K -1 ) меньше, чем эффективность пучков цилиндрических труб (кривая 1), одна ко с увеличением скорости теплоносителя и плотности компоновки (при Q Nt = 1,0 и 0,1 K -1 ) она существенно возрастает. Более заметный рост от носительного коэффициента теплоотдачи поверхности пучков конических и коническо-цилиндрических труб по сравнению с пучками цилиндричес ких является, на наш взгляд, результатом дополнительной турбулизации потока при его взаимодействии с трубчатой поверхностью сложной фор мы и активизации теплообмена в межтрубных рециркуляционных зонах при увеличении массовой скорости.

По результатам иссле дований опытных тепло обменников рассчитаны характеристики эффектив ности для наиболее рацио нальных вариантов глад котрубной поверхности Q Ft = = f ( Q N t ), Q Gt = g F = f ( Q Nt ) и Q Vt = v F = f ( Q Nt ).

На основании указанных характеристик интенсифи цированных трубчатых по- Рис. 23. Относительные тепловые i, массовые верхностей 2 - 10 и поверх- ( g F )i и объёмные ( v F )i показатели опытных ности базового коридорно- пучков 2 - 10 труб с различной формой и геометри го пучка 1 ( 1,45 1,45 ) труб ей: 1 - коридорный пучок 1,45 1,45 труб с с d = 11 мм, показатели ко- d = 11 мм, = 1,0 ;

2 - шахматный пучок 2,06 1, торого и в этом случае при- труб с d = 11 мм, = 0 ;

3 - пучок труб с d = 11 мм, няты в качестве масштаба = 0,66 - рис. 5а, в;

4 - коридорный пучок цилинд отнесения, на рис. 23 при- рических труб с разновеликими участками поверх ведены относительные теп- ности с d1 d 2 = 11 8, s1 = s2 = 13 мм - рис. 3 б;

5 – ловые i = i 1, массовые коридорный пучок коническо-цилиндрических труб с d1 d 2 = 11 8, s1 = s 2 = 13 мм - рис. 3 г;

6 – кори ( gF )i = ( gF )i ( gF )1 и дорный пучок конических труб с d1 d 2 = 11 8, ( v F )i = объёмные s1 = s 2 = 13 мм - рис. 3 в;

7 - пучок труб разных диа = ( vF )i ( vF )1 показатели метров d1 = 11 мм и d 2 = 8 мм - рис. 7 б;

8 - кори сопоставляемых трубчатых дорный пучок 1,45 1,45 труб с d1 = 11 мм с поверхностей при значении турбулизирующими стержнями с d 2 = 3 мм - рис. 6 б;

энергетического коэффици- 9 - шахматный пучок труб разных диаметров ента Q N t = 1,0 K -1 (здесь d1 = 11 мм и d 2 = 6 мм, d 1 = 1,0 - рис. 7 а;

10 - пу i = 2 - 10 – номера рассмат- чок труб разных диаметров d1 = 11 мм и d 2 = 6 мм, риваемых пучков труб с d 1 = 0,33 - рис. 7а, в различной формой). Из рис. 23 следует, что эффективность теплоотдачи ба зового пучка 1 с коридорной (линейной) схемой расположения труб, может быть повышена путём изменения угла и реализации при этом схемы рас положения труб в пучке, обеспечивающей более благоприятные условия об текания. При этом повышение тепловой эффективности поверхности может составить при данных условиях примерно 15%, как в шахматном пучке 2 с ш = 0, или 26 %, как в пучке 3 с опт = 0,66. Применение стержней турбулизаторов диаметром d 2 = 3 мм (пучок 8) повышает теплосъём с по верхности базового коридорного пучка 1 в условиях изменения характера обтекания потоком труб с d 1 = 11 мм и увеличения коэффициента теплоот дачи 8 1,15 до уровня относительного коэффициента теплоотдачи по верхности шахматного пучка 2 с 2 = 1,15. Наблюдаемая при этом трансформация поверхности пучка 8 подобна применению шахматного пуч ка 9 труб разных диаметров d 1 = 11 мм и d 2 = 6 мм.

Показатели тепловой эффективности коридорных пучков труб пере менного сечения с цилиндрической 4, коническо-цилиндрической 5 и кони ческой 6 поверхностями при s d 1 = 1,18 существенно выше характеристик более свободного пучка 1 с s d 1 = 1,45. При этом относительный коэффи циент теплоотдачи 6 = 1,25 пучка конических труб несколько меньше, чем относительный коэффициент теплоотдачи пучков цилиндрических (4) и ко ническо-цилиндрических (5) труб 4 = 5 = 1,3. Среди пучков 4 - 6 наи больший теплосъём с единицы объёма соответствует пучку 4:

( v F )4 = 1,74, ( v F )5 = 1,688, ( vF )6 = 1,629, а теплосъём с единицы массы пучка 4 ( g F )4 = 1,413 - наибольший среди всех сопоставляемых поверх ностей 2 - 10.

Пучки 9 и 10 труб с d 1 = 11 мм и d 2 = 6 мм с разными схемами распо ложения, обусловленными величиной угла, имеют наибольшую плот ность компоновки с коэффициентом компактности f = 208,6 м 2 м 3. При этом 9 = 1,34, 10 = 1,38. Теплосъём с единицы объёма пучков 9 и 10 - наи больший среди поверхностей 2 - 10: ( vF )9 = 2,06, ( v F )10 = 2,1. Теплосъём с единицы массы этих пучков несколько меньше массовой характеристики пучка 4 разновеликих цилиндрических труб: ( g F )4 = 1,413, ( gF )9 = 1,37, ( g F )10 = 1,41.

Показатели эффективности пучка 7, составленного из труб разных диа метров d 1 = 11 мм и d 2 = 8 мм, имеющего одинаковые с базовым пучком межтрубные зазоры и плотность компоновки ( v F 1 v F 7 ), заметно превос ( v F )7 = 1,2 ;

7 = 1,216 ;

ходят характеристики последнего:

( g F )7 = 1,23.

Для выявления механизмов, улучшающих теплообмен в диапазоне Re уз = ( 0,9...6,0 )10 4, были проведены исследования местного коэффициента теплоотдачи = f ( ) и распределения коэффициента давления C p = f ( ) на поверхности цилиндрических труб переменного и, для сравнения, посто янного поперечного сечения в малорядных модельных пучках, соответст вующих условиям приближённого моделирования (рис.8). Были также получены значения местного коэффициента теплоотдачи и распределения коэффициента давления на поверхности одиночных цилиндров из латуни и оргстекла постоянного диаметра d 1 и переменного с разновеликими участ ками ( d 1 d 2 1 ), а также их пар, расположенных в незагромождённом ка нале сечением 100 127,4 мм при поперечном обтекании воздухом с числом Re d1 = 5100, соответствующим развитому режиму течения. Некоторые ре зультаты указанных исследований показаны на рис. 24, 25.

Сопоставление и анализ локальных теплоаэродинамических характе ристик опытных коридорных пучков труб и отдельных одиночных и сдво енных трубчатых элементов позволили уточнить особенности механизма интенсификации теплообмена и обосновать возможность повышения теп ловой эффективности поверхности при использовании профильных труб переменного сечения. Известно, что интенсивность теплоотдачи в значи тельной мере определяется скоростью рециркуляционного течения, разви вающегося вблизи поверхности труб. При поперечном обтекании пучка труб с разновеликими цилиндрическими участками ( d 1 d 2 1 ) реализуется положительный гидродинамический эффект взаимодействия потока с эле ментами трубчатой поверхности, при котором при определённом угле его отрыва от кормовой части труб меньшего диаметра d 2 точке присоедине ния потока (точке соударения) на поверхности лобовой части труб больше го диаметра d 1 соответствует меньший по величине (по сравнению с пучками труб одинакового диаметра) угол присоединения. В результате кормовая и лобовая рециркуляционные зоны сокращаются, что способст вует усилению циркуляции жидкости в вихре, снижению сопротивления и повышению интенсивности теплоотдачи поверхности в пространстве меж ду цилиндрическими элементами с меньшим d 2 и большим d 1 диаметрами.

При этом теплообмен в области рециркуляции определяется высокотурбу лентным течением, связанным с перемещением крупномасштабных вихре вых структур из зоны присоединения потока в лобовой части труб и последующим их взаимодействием с поверхностью кормовой части впере ди стоящих труб, а также непосредственным контактом со сдвиговым (от рывным) слоем и внешним потоком между смежными продольными трубными рядами. Одновременно в зоне между участком трубы большего d 1 и участком последующей трубы меньшего диаметра, d находящемся в полосе аэродинамического следа, интенсивность циркуля ции поддерживается путём изменения градиента скорости течения, вектор Рис. 24. Распределение местной теплоотдачи = f( ) и коэффициента давления Cp = f ' ( ) в глубинных рядах коридорных пуч ков труб постоянного и переменного сечения Рис. 25. Распределение коэффициента давления Cp = f ' ( ) по периметру труб переменного сечения в глубинных рядах ко ридорного пучка которой смещается в сторону диагонального сечения между двумя трубами с участками меньшего диаметра d 2, реализуя в некоторой мере особеннос ти обтекания труб в пучке с условной треугольной (шахматной) схемой расположения. Это подтверждается также ассиметричной картиной рас пределения коэффициента давления по периметру участков трубы с разны ми диаметрами и более высокими значениями среднего коэффициента теплоотдачи для участков трубы с меньшим диаметром. При этом динами ка изменения коэффициента давления на поверхности перехода между се рединой каждого из цилиндрических участков разных диаметров представляет сложный и неоднозначный характер зависимостей C p = f ( ) как для разных по глубине пучка рядов труб, так и для различных по высо те трубы точек 1 - 9 отбора давления (рис. 25). Полученная картина распре деления коэффициента давления С р демонстрирует наличие в потоке переменных полей давления, вызывающих направленное действие вторич ных течений на границе потока и теплоотдающих стенок. Изменение ори ентации вектора скорости течения и градиента давления по высоте и глубине пучка в межтрубном пространстве с чередующимися в трёх на правлениях разновеликими цилиндрическими участками поверхности ак тивизирует периодические отрывные вихревые явления и при росте пульсационных составляющих скорости (особенно поперечной) и темпера туры способствует непрерывному обмену вещества, импульса и энергии между циркуляционной зоной и основным потоком в межтрубных каналах и интенсификации теплоотдачи.

Сопоставление локальных теплоаэродинамических характеристик опытных пучков цилиндрических труб одинакового диаметра и труб со сложной конфигурацией поверхности, а также сравнение рассчитанных на их основе интегральных характеристик с результатами экспериментальных исследований средней теплоотдачи и гидродинамического сопротивления пучков труб методом полного теплового моделирования и рекомендациями литературных источников подтверждают достоверность экспериментальных данных и служат дополнением к информации об особенностях теплообмена в плотных симметричных коридорных пучках с s d 1,25, до настоящего вре мени мало изученных (рис. 24 - 27).

Из рис. 26 следует, что средний коэффициент теплоотдачи в пучке труб переменного сечения с d 1 d 2 = 27 19,6 в исследованном диапазоне чи сел Re на 11% выше, чем коэффициент теплоотдачи пучка 2 труб посто янного сечения с d = 27 мм с более узкими межтрубными зазорами и более плотной компоновкой. При величине отношения живого сечения опытных пучков S1 S 2 = 1,76 и одинаковых межтрубных расстояниях сопротивление пучков представляет собой соотношение Eu 1 Eu 2 = 0,78 (рис. 27).

Полученные данные по местным коэффициентам теплоотдачи и рас пределению давления по периметру цилиндрических труб переменного и по стоянного сечения в симметричных коридорных пучках, а также Рис. 26. Сопоставление средней теплоотдачи пучков 1,18 1,18 гладких труб на ос нове методов полного и локального моделирования Рис. 27. Аэродинамическое сопротивление опытных модельных пучков труб посто янного (2) с d = 27 мм и переменного (1) с d 1 = 27 мм и d 2 = 19,6 мм сечения при t f = const (1, 2 – эксперимент, 3 – расчёт по [3]) [3] Кузнецов Н.В., Шербаков А.З., Титова Е.Я. Новые расчётные формулы для аэродинамического сопротивления поперечно обтекаемых пучков труб// Теплоэнергетика.- 1954.- № 9.- С. 27- установленные на их основе уравнения подобия теплоотдачи и сопротивле ния показывают возможность существенной интенсификации теплообмена при использовании пучков труб переменного сечения с разновеликими ци линдрическими участками, обусловленной активизацией процессов переноса в рециркуляционных зонах межтрубного пространства.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ 1. Показана возможность управления режимами течения и теплообме ном в каналах, образованных пластинами с двухсторонними сфероидаль ными выступами и впадинами, путём изменения их формы, размеров и расположения.

2. Установлена возможность повышения энергетической эффектив ности поверхности теплообмена профилированных каналов на 15 – 50% при использовании пластин с оптимальными схемами расположения сфе роидальных элементов рельефа (в зависимости от формы, глубины штам повки и режима движения теплоносителя). При этом тепловая эффективность профильной пластинчатой поверхности превосходит эф фективность поверхности гладкого трубчатого канала в 1,6 – 2,3 раза.

3. Исследованы варианты компоновок профильных пластин с внутри канальными пластинами-турбулизаторами и с плоско-профильными теп лоотдающими элементами, позволяющие улучшить эксплуатационные и массогабаритные показатели пластинчатых теплообменников.

4. Показана возможность применения межтрубных круглых цилинд рических стержней-турбулизаторов диаметром d 2 для интенсификации теп лоотдачи поверхности коридорного пучка труб с d 1 d 2. Установлено, что при d 2 d 1 = 0,27 энергетическая эффективность пучка 1,45 1,45 увеличива ется на 18 %. Обосновано применение высококомпактных комбинирован ных пучков труб разных диаметров ( d 1 d 2 ) с различными схемами их расположения.

5. Предложены новые конструктивные типы труб и компоновки труб ных пучков, позволяющие повысить энергетическую эффективность поверх ности теплообмена на 10 – 40 % (в зависимости от формы поверхности, схемы расположения труб и режима движения теплоносителя) по сравнению с поверхностью традиционных пучков гладких труб одинакового диаметра.

6. Исследованы местные коэффициенты теплоотдачи и распределение давления на поверхности цилиндрических труб переменного и постоянного сечения в пучках с различной компоновкой, определяющие представления о механизме дополнительной турбулизации потока в межтрубном прост ранстве и повышении энергетической эффективности трубчатой поверхно сти сложной формы.

7. Выявлено сходство в механизмах теплообмена и аэродинамики и показателях энергетической эффективности для трубчатых и пластинчатых поверхностей.

8. Получены уравнения подобия теплоотдачи и аэродинамического сопротивления для трубчатых и пластинчатых поверхностей, позволяющие решать прикладные задачи.

Основное содержание диссертации отражено в следующих работах:

1. Анисин А.А. Интенсификация теплообмена в профилированных каналах плас тинчатых теплообменников: монография. – Брянск: Изд-во БГТУ, 2008. – 152 c.

(8,83/8,83 п.л.) 2. Анисин А.А., Анисин А.К., Буглаев В.Т. Турбулизирующее влияние гладких круговых цилиндрических элементов на интенсификацию теплообмена симмет ричного коридорного пучка труб // Изв. вузов. Ядерная энергетика. – 2000. – №1.

– С. 64–76. (0,81/0,27 п.л.) 3. Буглаев В.Т., Анисин А.К., Анисин А.А. Эффективность теплообмена поперечно обтекаемых комбинированных пучков труб с различными схемами расположения элементов поверхности // Изв. вузов. Ядерная энергетика. 2000. – № 3. – С. 88–97.

(0,62/0,21 п.л.) 4. Буглаев В.Т, Анисин А.А. Интенсификация теплообмена при поперечном об текании коридорного пучка труб с турбулизирующими поток стержнями // Теп лоэнергетика. – 2002. – № 3. – С. 23–27. (0,61/0,3 п.л.) 5. Буглаев В.Т., Анисин А.А. Влияние геометрических параметров сфероидаль ных элементов рельефа и схемы их расположения на тепловую эффективность пластинчатой поверхности теплообмена // Изв. вузов. Ядерная энергетика. – 2002. – № 3. – С. 39–49. (0,68/0,34 п.л.) 6. Анисин А.А. Теплоаэродинамические характеристики поперечно обтекаемых коридорных пучков гладких цилиндрических труб со сложной конфигурацией // Справочник. Инженерный журнал. – 2006. – № 9. – С. 55–62. (0,96/0,96 п.л.) 7. Анисин А.А. Сравнение эффективности теплоотдачи поперечно обтекаемых потоком воздуха симметричных коридорных пучков труб переменного сечения с различной конфигурацией // Справочник. Инженерный журнал. – 2008. – № 3. – С. 56–61. (0,84/0,84 п.л.) 8. Анисин А.А. Эффективность поперечно обтекаемой трубчатой поверхности с различной формой и геометрией // Справочник. Инженерный журнал. – 2009. – № 7.

9. В.Т.Буглаев, А.К.Анисин, А.А.Анисин. Трубчатый теплообменник / Патент на изобретение РФ № 2170898 // БИ. – 2001. – №20.

10. А.А.Анисин, А.К.Анисин, В.Т.Буглаев. Трубчатый теплообменник / Патент на изобретение РФ № 2171439 // БИ. – 2001. – № 21.



Pages:   || 2 |
 

Похожие работы:





 
2013 www.netess.ru - «Бесплатная библиотека авторефератов кандидатских и докторских диссертаций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.