2
СОДЕРЖАНИЕ
Основные условные обозначения............................... 008
Введение.................................................... 013
1. ОБЗОР И АНАЛИЗ РЕЗУЛЬТАТОВ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИХ РАБОТ ПО ИНТЕНСИФИКАЦИИ КОНВЕКТИВНОГО ТЕПЛООБМЕНА В КАНАЛАХ........................... 022
1.1. Цели, задачи и краткая классификация методов интенсификации теплообмена.................................................... 024
1.2. Основные способы интенсификации конвективного теплообмена в каналах ...................................................... 026
1.3. Генерация управляемых отрывных течений в канале - перспективное направление интенсификации конвективного теплообмена........ 048
1.4. Анализ результативности и рациональности способов интенсификации конвективного теплообмена в каналах..................... 066
1.5. Результаты дополнительной обработки данных исследований рациональной интенсификации конвективного теплообмена в каналах.. 085
1.6. Промежуточные выводы к разделу 1 ...................... 108
2. КОНСТРУКЦИИ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ПЛАСТИНЧАТО-РЕБРИСТЫХ ТЕПЛООБМЕННЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ И ОПЫТНЫХ ТЕПЛООБМЕННИКОВ С ПРЯМОУГОЛЬНЫМИ КАНАЛАМИ............... 110
2.1. Пластинчато-ребристые теплообменные поверхности с рассечёнными каналами.................................................... 113
2.2. Пластинчато-ребристые теплообменные поверхности с источниками дискретной турбулизации на стенках каналов.................. 123
2.3. Промежуточные выводы к разделу 2....................... 129
3. АЭРОДИНАМИЧЕСКИЕ ТРУБЫ И ПРИБОРЫ ДЛЯ
ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕПЛОВЫХ И АЭРОДИНАМИЧЕСКИХ
ХАРАКТЕРИСТИК ПЛАСТИНЧАТО-РЕБРИСТЫХ ТЕПЛООБМЕННЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ................................................ 131
3
3.1. Методика проведения экспериментов............................... 131
3.2. Аэродинамическая труба № 1 для исследования пластинчаторебристых теплообменных поверхностей с рассечёнными каналами 133
3.2.1. Воздушный контур аэродинамической трубы № 1 ................. 134
3.2.2. Водяной контур аэродинамической трубы № I..................... 139
3.3. Аэродинамическая труба № 2 для исследования пластинчаторебристых теплообменных поверхностей с источниками дискретной турбулизации на стенках каналов................................ 140
3.3.1. Воздушный контур аэродинамической трубы № 2.................. 140
3.3.2. Водяной контур аэродинамической трубы № 2.................... 142
3.4. Методы измерения параметров при проведении испытаний теилообменных поверхностей и опытных теплообменников................. 143
3.4.1. Измерение расходов теплоносителей............................ 143
3.4.1.1. Измерение расхода воздуха.................................. 143
3.4.1.2. Измерение расхода воды..................................... 145
3.4.2. Измерение температур......................................... 146
3.4.2.1. Измерение температур термопарами............................ 146
3.4.2.2. Измерение температур термометрами сопротивления............ 148
3.4.3. Измерение давлений........................................... 151
3.5. Промежуточные выводы к разделу 3............................. 152
4. МЕТОДИКА ОБРАБОТКИ РЕЗУЛЬТАТОВ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ИССЛЕДОВАНИЯ ПЛАСТИНЧАТО-РЕБРИСТЫХ ТЕПЛООБМЕННЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ С ПРЯМОУГОЛЬНЫМИ КАНАЛАМИ.......................... 154
4.1. Методика обработки результатов исследования пластинчаторебристых теплообменных поверхностей с рассечёнными каналами 154
4.1.1. Расход воздуха................................................ 154
4.1.2. Плотность воздуха............................................ 155
4.1.3. Скорость воздуха............................................. 155
4.1.4. Критерий Рейнольдса.......................................... 156
4
4.1.5. Коэффициент потерь давления воздуха........................... 156
4.1.6. Количество теплоты (по воде)................................... 156
4.1.7. Количество теплоты (по воздуху)............................... 156
4.1.8. Коэффициента теплоотдачи....................................... 157
4.1.9. Коэффициенты термической эффективности работы.................. 158
4.1.10. Критерий Нуссельта........................................... 159
4.2. Методика обработки результатов исследования пластинчаторебристых теплообменных поверхностей с источниками дискретной турбулизации на стенках каналов......................................... 159
4.2.1. Коэффициент теплопередачи..................................... 159
4.2.2. Температурный напор в теплообменнике.......................... 159
4.2.3. Коэффициент теплоотдачи к воздуху.............................. 159
4.2.4. Критерий Нуссельта со стороны воды............................. 160
4.2.5. Коэффициенты термической эффективности работы.................. 161
4.2.6. Критерия Нуссельта для воздушного потока....................... 161
4.2.7. Критерий Рейнольдса для воздушного потока...................... 161
4.2.8. Коэффициент потерь давления воздуха............................ 162
4.3. Зональная аппроксимация экспериментальных зависимостей в логарифмической анаморфозе................................................ 162
4.4. Относительные теплоаэродинамические характеристики............... 164
4.5. Погрешности экспериментального определения критериальных теп-лоаэродинамичсских характеристик пластинчато-ребристых теплообменных поверхностей................................................. 164
4.5.1. Пластинчато-ребристые теплообменные поверхности с рассечёнными каналами......................................................... 166
4.5.1.1. Погрешности экспериментального определения значений коэффициента сопротивления трения ........................................ 166
4.5.1.2. Погрешности экспериментального определения значений критерия Рейнольдса........................................................ 168
5
4.5.1.3. Погрешности экспериментального определения значений критерия Нуссельта................................................... 169
4.5.2. Пластинчато-ребристые теплообменные поверхности с источниками дискретной турбулизации на стенках каналов.................. 170
4.5.2.1. Погрешности экспериментального определения значений критерия Нуссельта................................................... 170
4.5.2.2. Погрешности экспериментального определения значений коэффициента общих потерь давления воздуха.......................... 171
4.5.2.3. Погрешности экспериментального определения значений критерия Рейнольдса.................................................. 172
4.6. Промежуточные выводы к разделу 4.......................... 173
5. СРАВНЕНИЕ ТЕПЛОАРОДИНАМИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ ТЕПЛООБМЕННЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ, ТЕПЛООБМЕННИКОВ И ПРОЦЕССОВ ИНТЕНСИФИКАЦИИ КОНВЕКТИВНОГО ТЕПЛООБМЕНА В КАНАЛАХ ТЕПЛООБМЕННЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ...................... 174
5.1. Принципы аналитического рассмотрения задачи относительного сравнения теплоародинамической эффективности теплообменных поверхностей, теплообменников и процессов интенсификации конвективного теплообмена в каналах....................................... 176
5.2. Обобщённый критерий выполнения условий сравнения........... 178
5.3. Частный случай задачи сравнения объёмов сердцевин теплообменников ............................................................ 184
5.4. Схематизации графоаналитических определений параметров сопоставляемой поверхности с интенсификацией процесса теплообмена 186
5.5. Промежуточные выводы к разделу 5.......................... 190
6. РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ИССЛЕДОВАНИЯ ПЛАСТИНЧАТО-РЕБРИСТЫХ ТЕПЛООБМЕННЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ С
ПРЯМОУГОЛЬНЫМИ КАНАЛАМИ........................................ 192
6.1. Пластинчато-ребристые теплообменные поверхности с рассечёнными
6
каналами........................................................... 192
6.1.1. Экспериментальное определение влияния изменения величины параметра рассечения каналов на изменение вида тепловых и аэродинамических характеристик............................................... 195
6.1.2. Экспериментальное определение влияния изменения величины параметра относительной толщины ребра на изменение вида тепловых и аэродинамических характеристик ................................. 213
6.1.3. Метод экспериментального определения составляющих полного перепада давления в теплообменниках с рассечёнными каналами поверхностей теплообмена............................................ 223
6.2. Пластинчато-ребристые теплообменные поверхности с источниками дискретной турбулизации на стенках каналов......................... 228
6.2.1. Экспериментальное определение влияния изменения величины параметра относительной длины гладкого участка канала на изменение вида тепловых и аэродинамических характеристик..................... 234
6.2.2. Экспериментальное определение влияния изменения величины параметра степени сужения сечения канала на изменение вида тепловых и
аэродинамических характеристик..................................... 246
6.3. Промежуточные выводы к разделу 6.............................. 260
7. АНАЛИЗ ПОЛУЧЕННЫХ ЭКС1ТЕРИМЕНТАЛЬНЫХ РЕЗУЛЬТАТОВ 264
7.1. Условия реализации процесса рациональной интенсификации конвективного теплообмена в прямоугольных каналах пластинчаторебристых теплообменных поверхностей с рассечёнными каналами 265
7.2. Условия реализации процесса рациональной интенсификации конвективного теплообмена в прямоугольных каналах пластинчато-
ребристых теплообменных поверхностей с источниками дискретной турбулизации на стенках каналов....................................... 276
7.3. Физическая общность процесса рациональной интенсификации конвективного теплообмена обоими результативными способами в прямо-
7
угольных каналах пластинчато-ребристых теплообменных поверхностей.. 292
7.4. Промежуточные выводы к разделу 7................................ 300
8. АЛГОРИТМ РАСЧЁТА И РЕАЛИЗАЦИЯ ОБОБЩЁННОГО МЕТОДА СРАВНЕНИЯ ЭФФЕКТИВНОСТИ ОДНОТИПНЫХ И РАЗНОТИПНЫХ КОМПАКТНЫХ ТЕПЛООБМЕННИКОВ С ИНТЕНСИФИКАЦИЕЙ КОНВЕКТИВНОГО ТЕПЛООБМЕНА В КАНАЛАХ.................................. 304
8.1. Исходные данные к выполнению расчётов теплообменников........... 304
8.2. Расчёт параметров элементов оребрения трубчато-пластинчатых теплообменников гладкоканальных и с источниками дискретной турбулизации на стенках каналов теплообменной поверхности............... 308
8.3. Расчёт параметров элементов оребрения пластинчато-ребристой тсп-лообменной поверхности с рассечёнными каналами....................... 309
8.4. Конструктивные параметры пластинчато-ребристых теплообменников гладкоканальных и с источниками дискретной турбулентности на стенках каналов................................................ 312
8.5. Конструктивные параметры пластинчато-ребристого теплообменника
с рассечёнными каналами.............................................. 313
8.6. Тепловые расчёты сопоставляемых теплообменников обоих типов с интенсификацией теплообмена в каналах................................ 314
8.7. Определение параметров сопоставляемого теплообменника с источниками дискретной турбулизации на стенках каналов.................... 319
8.8. Определение параметров сопоставляемого пластинчато-ребристого теплообменника с рассечёнными каналами теплообменной поверхности .. 326
8.9. Промежуточные выводы к разделу 8................................ 333
Заключение (сводные выводы по работе и рекомендация)................. 336
Литература........................................................... 340
Приложение........................................................... 363
8
AT
Вок
ус
икт
мт
пмт
ПРП
ГТРТ
ПРПгл, ПРПвк, ПРПрз и ПР11рс ПРТгл и
ПРТвк
п
РИКТ ТА и ТП Твк
А
А, В, С
С
Ср
d
d и d*
d*/d
Eu
F
f
H
ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
пометка номера рисунка, таблицы указывает на дополнительную обработку автором диссертации результатов приведённого литературного источника; аэродинамическая труба;
обобщённый критерий выполнения условий сравнения ТА;
интенсификация конвективного теплообмена; материал (металл, сплав) поверхности теплообмена; плоская (илоскоовальная) многоканальная трубка; пластинчато-ребристая ТП теплообменника 1-го подкласса: конструкция «плоское ребро - плоское ребро» [R.L. Webb]; пластинчато-ребристая ТП теплообменника 2-го подкласса: конструкция типа «плоское ребро - труба» [R.L. Webb];
пластинчато-ребристые ТП теплообменника 1-го подкласса: гладкоканальная, с периодически расположенными поперечными выступами и канавками, разрезная и рассечённая;
пластинчато-ребристые ТП теплообменника 2-го подкласса: гладкоканальная и с периодически расположенными поперечными выступами и канавками; периметр, м;
рациональная интенсификация конвективного теплообмена; тенлообменные аппарат и поверхность; круглотрубчатая ТП с периодическими диафрагменными пережатиями (выступами) внутри и канавками снаружи; расстояние между плоскими трубками (см. рис. 2.11, а), м; коэффициенты в аппроксимирующих степенных зависимостях;
высота канала экспериментального участка (см. рис. 2.12), м; удельная теплоёмкость при постоянном давлении, Дж/(кг-К); диаметр (круглых диафрагмы, спирали, шайбы и т.п.), м; эквивалентные диаметры каналов ТП, соответственно, на гладких участках (I ГРПгл, ПРТгл и ПРПрс) и в самых узких (ПРПвк и ПРТвк) их сечениях, м;
степень сужения сечений каналов ПРПвк, ПРТвк или согласно выражению (2.9) и для ПРПрс ТП; критерий Эйлера; площадь поверхности, сечения, м2;
площадь поверхности единичного элемента, м2; фактор трения;
высота гладкоканальной или рассечённой пластинчаторебристых ТП (см. рис. 2.7, а, б и рис. 2.11, б), м; статиче-
9
ское давление движущегося потока теплоносителя, Па;
h - высота некруглых каналов ПРПгл, ПРПвк, ПРПрз и ПРПрс или расстояние но фронту между плоскими стенками смежных плоскоовальных водяных трубок ПРПвк и ПРТвк ТП, м; h/u и h/s - параметр щелевидности прямоугольного и треугольного каналов;
К - коэффициент теплопередачи, Вт/(м2 К); коэффициент, учитывающий потери и неравномерности поля полных давлений по расчётному сечению измерительного лемнискатного коллектора;
к - показатель адиабаты; k, ni и п - показатели степени при Rc в аппроксимирующих зависимостях;
(byRei ? 1, определяющий ИКТ комплекс [(Nu/NurJ/(C/ÇrJ]RCi=idern £
(K,)RCI ï 1 1 или [(Nu/Nuгл)/(^/^гл)]RC|=idem £ 1;
(K'fWx = 1 - определяющий РИКТ комплекс [(Nu/NuM)/(Ç/Ç™)]ke'x=idem
(K'$WX = 1 “ 1 ИЛИ KNu 7 Nuгл ) ^гл )]Re'x-idem = U
(K"f)Rc*>l - определяющий РИКТ комплекс [(Nu/Nurjl)/(Ç/Çrjl)]Re;=idem
0^"$) Re' ^ ^ > ^ ИЛИ V(b/4ni)]Re'=idem >
L - общая длина каналов ТП по ходу воздуха, м;
1 - длина гладких коротких каналов (рёбер) ПРПрз, ПРПрс,
ПРТвк ТП, м;
L/d - относительная глубина хода воздуха в каналах ТП;
l/d - параметр рассечения ПРПрз, ПРПрс ТП или относительная длина коротких гладких каналов ПРПвк, ПРТвк ТП;
М - массовый расход теплоносителя, кг/с; шип - числа рядов рёбер и рёбер в одном ряду ПРПрс TII;
Ыигл и Nu - критерии Нусссльта ТП гладкоканальных и с искусственной турбулизацией потока теплоносителя в каналах;
Рг - критерий Прандтля;
р - давление, Н/м2;
Дрвх, Дрвых, - потери давления: при входе в ТА, выходе из ТА, на трение в
Дртр, Дробш каналах ТП, общие (суммарные) потери давления в ТА, Н/м2;
Q - тепловой поток, Вт;
q - плотность теплового потока, Вт/м2; газодинамическая функция приведённой скорости wB3/w3BKp воздушного потока -приведённая плотность потока массы;
R и г - наружный и внутренний радиусы округления угла при вершине сечения выступов-турбулизаторов ПРТвк ТП, м;
R* - удельная газовая постоянная, Дж/(кг-К);
Re - критерий Рейнольдса;
10
[^етш > ^етах1
(9052х
81
Б -
Б' -
Т
I] и г2
и -
и -и* -
и -
Той
тт'ч2
V
V')2
w
о:
0
7
Л
6
1§:
5/с1 ■ 5В или 2-бв/с1
5„
£гл И £*
^глИ?
или 11е'т1п ^Ке|э <Яе^ах - интервал числовой замкнутый; оценки (Ми/Ыигл)'Ке/=йет «Ь> текущих процессов РИКТ в интервале [Яе'т1п> 11е'тах] при Ке';
максимальная величина оценки [(^/Ыигл)']^^=Мет процесса РИКТ в интервале [ Ке'т1п, Яе'тах ] при Ке'х; критерий Стантона;
шаг рёбер, выступов, канавок, гофров, диафрагменных пережатий канала, спиралей и т.п., м;
расстояние между вершинами рёбер соседних плоских трубок ГТРПрс и ГГРПгл ТП, м; температура, К;
шаги установки плоскоовальных трубок по глубине и ширине сердцевины ТА, м;
максимальная скорость движения теплоносителя в канале,
м/с;
расстояние между рёбрами или ширина каната, м; расстояние между вершинами выступов-турбулизаторов на соседних рёбрах ПРТвк ТП, м;
осреднённая скорость движения теплоносителя в канале, м/с; продольная пульсационная составляющая скорости, м/с; объём, м3;
поперечная пульсационная составляющая скорости, м/с; скорость; м/с;
коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2*К); коэффициент оребрения; коэффициент перемежаемости;
перепад значений величины; абсолютная ошибка измерения; толщина кольца, ребра (пластины) ТП или стенки канала плоскоовальной трубки, м; относительная ошибка измерений, %;
средняя абсолютная величина относительной ошибки аппроксимации экспериментальных значений функции «у», %; относительная толщина ребра;
высота (глубина) выступа (впадины), м или относительная высота (глубина) выступа (впадины) ПРТвк ТП; расстояние между вершинами двусторонних выступов-турбулизаторов ПРТвк ТП, м;
коэффициенты потерь давления на трение в ТП гладкоканальных и с искусственной турбулизацией потока в каналах; коэффициенты общих потерь давления (вход, выход, трение) в теплообменниках, соответственно, с ТП гладкоканальными
11
ьвх+вых
Пр и Лор в
V И 8-,-
Хи Хг
п
р
т
ф
п
апр
бИм
б
в
вз
од
вх
вы\
г
гл
Гр
а л п
дои
ж
зв
к
и с искусственной турбулизацией потока в каналах; коэффициент суммарных потерь давления при входе в ТА и выходе из него;
коэффициенты термической эффективности работы ребра и всей оребрённой поверхности теплообмена; температурный напор, К;
коэффициенты кинематической и турбулентной вязкости, Пас;
коэффициенты молекулярной и турбулентной теплопроводности, Вт/(м*К);
газодинамическая функция приведённой скорости \Ую/\уЗВКр потока - отношение давления движущегося воздуха к давлению изоэнтропно заторможенного воздуха в том же сечении; плотность, кг/м3;
касательное напряжение, 11/м2; время, с; степень оребрения; угол наклона поверхности выступов (ГТРПвк или ПРТвк ТП) к направлению осреднённого потока (см. рис. 2.14, б);
л *>
коэффициент компактности ТП или сердцевины ТА, м /м ИНДЕКСЫ
отвечают процессам РИКТ при (К^)Ке- = 1 или (К'^)Ке» = 1 и
1 или (К"*)яс;> и
аппроксимация;
большее и меньшее значения величины;
барометрический;
выступ;
воздух;
вода;
вход;
выход;
газ; геометрический;
гладкоканальная теплообменная поверхность; значение параметра на границе зоны аппроксимации; диафрагма;
периодически расположенные диафрагменные пережатия внутреннего сечения круглой трубы, изготовленные накаткой;
допускаемое значение;
жидкость; относящийся к живому сечению;
звук;
канавка;
12
МАХ.
кан — канал;
кл — относящийся к коллектору лсмнискатному измерительному;
кр — критический;
л — указывает на лобовую поверхность торца одного ребра;
лам — ламинарный;
л.в И п.в — левая и правая ветви графика кривой с точкой экстремума;
мт — материал (металл) ребристой поверхности теплообмена;
М-р — между рёбрами;
нич — нечётная и чётная схемы конструкций теплообменников;
0 — основание (например, ребра);
обш — общий (суммарный);
ор — оребрённый;
II — пар;
пр — приведённый;
пред предельный;
п.т — плоская (одно- или многоканальная) труба, м;
р — ребро;
рсз результирующий;
с — сердцевина (ТА);
СП — сопоставляемый;
ср — среднее значение;
ст — стенка;
дет — указывает на участок динамической стабилизации;
т — соответствует режиму искусственной турбулизации потока;
ТА и ТЛ — теплообменные аппарат и поверхность;
тр — трение;
турб — турбулентный;
ш — шайба:
э — экспериментальное значение;
эт — эталонный;
1 — индексная переменная;
1бет — одинаковый;
пах и тт — максимальные и минимальное значения;
1 — термически активная (например, высота ребра);
X — указывает на искомый параметр;
00 — во внешнем набегающем потоке (вне пограничного слоя)
13
ВВЕДЕНИЕ
Различные отрасли техники - космическая, авиационная, криогенная, холодильная и т.д., - предъявляют высокие требования к совершенству ребристых теплообменников, определяющемуся их габаритными и массовыми характеристиками, энергозатратами на прокачивание тепло- и хладоносителей, величинами тепловых нагрузок, эксплуатационной надёжностью, технологичностью и экономичностью в изготовлении. Наиболее полно перечисленным требованиям отвечают пластинчато-ребристые теплообменные аппараты (ТА) двух важных подклассов [R.L. Webb]: «плоское ребро - плоское ребро» - ПРП и «плоское ребро - труба» - ПРТ. В данной работе ребристые теплообменные поверхности (ТП) теплообменников 1-го подкласса определяются как пластинчато-ребристые гладкоканальные - ПРПгл и рассечённые - ГТРПрс (см. раздел 2, рис. 2.7), 2-го подкласса, как трубчато-пластинчатые гладкоканальные - ПРТгл и с периодически расположенными на стенках каналов (рёбер) попарно сопряжёнными двумерными дискретными турбулизаторами в виде поперечных выступов и канавок - ПРТвк, превращающих гладкий канал в диффузорно-конфузорный (см. раздел 2, рис. 2.14).
В некруглых каналах теплообменных поверхностей ТА обоих подклассов сравнительно несложно организуется интенсификация конвективного теплообмена (ИКТ), а при определенных условиях реализуется и процесс рациональной интенсификации конвективного теплообмена (РИКТ), при котором рост теплоотдачи за счёт искусственной гурбулизации потока теплоносителя опережает рост, или равен росту, аэродинамических потерь по сравнению с таким же по форме поперечного сечения, но гладким каналом при одинаковых режимах течения в них. Отмеченное обстоятельство достигается генерацией вихрей в каналах в основном только в пристеночном слое течения теплоносителя двумя результативными способами: 1-й - обтекание плохо обтекаемых тел, что имеет место в наиболее эффективных и перспективных рассечённых теплообменных поверхностях при обтекании теплоносителем лобовых поверхностей множества
14
торцов рёбер с острыми кромками; 2-й - течение теплоносителя на диффузор-но-конфузорных участках при соответствующих углах раскрытия диффузора, что имеет место в каналах теплообменных поверхностей с дискретными турбу-лизаторами на ребрах (стенках каналов) в виде поперечных выступов и канавок. Отсутствие результатов систематических исследований процессов ИКТ, а в соответствующих условиях и РИКТ, в прямоугольных каналах ПРПрс и ПРТвк ТП, являющихся весьма технологичными и обеспечивающими при высоких величинах параметров щелевидности каналов значительные степени оребрения, заметно осложняет разработку и создание эффективных парогазовоздушных и, особенно, газожидкостных теплообменников, работающих в режимах КТА = аГм , где аГм « аж . Существенные площади теплового контакта компактных ТП с парогазовоздушными теплоносителями (при высоких значениях коэффициентов термической эффективности работы ребристых насадок), приводят к снижению внешней необратимости и повышению энергетической эффективности циклов газовых машин, паровых холодильных машин и, особенно, криогенной техники.
Пластинчато-ребристые теплообменные аппараты отличаются значительно большей компактностью, чем любые практически возможные теплообменники с круглыми трубами [W.M. Kays...]. В некруглых каналах их теплообменных поверхностей очень несложно и весьма целесообразно с большой результативностью реализовывать интенсификацию конвективного теплообмена искусственной турбулизацией потока теплоносителя. При обилии использующихся в технике гладкоканальных пластинчато-ребристых ТА, интенсификация конвективного теплообмена в гладких каналах их поверхностей теплообмена позволит значительно снизить объёмы и массы сердцевин теплообменников, практически не требуя затрат на изменение технологического процесса их производства.
Цель и задачи исследования. Целью настоящего исследования является получение новых результатов систематических экспериментальных исследований процессов интенсификации конвективного теплообмена двумя результа-
15
тивными способами в прямоугольных каналах поверхностей теплообмена высокоэффективных компактных пластинчато-ребристых теплообменников обоих подклассов различного назначения.
Достижение цели потребовало решения следующих задач:
а) разработки, апробации и применения в исследовании метода прямого экспериментального определения коэффициента потерь давления потоком на трение в каналах ТП, позволяющего однозначно выявить влияние механизма генерации вихрей способом рассечения длинных гладких каналов пластинчаторебристых ТП на их теплоаэродинамические характеристики;
б) исследования влияния изменения величин основных безразмерных геометрических параметров на тепловые и аэродинамические характеристики ПРПрс и ПРТвк ТП;
в) в случаях реализации процессов РИКТ в каналах ПРПрс и ПРТвк ТП:
- определения весьма важных с научной точки зрения максимальных значений оценок (9T)Re*x =[(Nu/Nu™)'Rerx=idem]MAX реализуемых в прямоугольных каналах процессов РИКТ при (K'f)Rei = [(Nu/Nuгл)/(С/^гл)1ке'х =idem =1 для ПРПрс ТП и при (K'*)Rc- = [(Nu / Nu гл )/(£/£ гл )] Re»x _ idem =1 для ПРТТЛ;
- определения пределов рационального уменьшения величин основных параметров рассечения (l/d)'min, относительной толщины ребра (6/d)'min для ПРПрс ТГ1 и относительной длины гладкого участка канала (l/d)'min, степени сужения сечений каналов (d*/d)'mjn для ПРТвк ТП;
- определения диапазонов изменения значений текущих оценок (9T)Re;
для каждого случая реализации процесса РИКТ при (K'f)Re; = 1 для ПРПрс ТП и при (К'$) Rer = 1 для ПРТ ТА, соответствующих экспериментальной ширине
областей РИКТ по значениям режимного параметра - критерия Рейнольдса Ke min <Re j <Re max;
г) предложения и апробации метода оценки теплоаэродинамической эффективности процесса РИКТ двух используемых в исследовании способов ис-
16
кусственной турбулизации потока теплоносителя, а также графических зависимостей, позволяющих определять и наблюдать интересующее конструкторов ТА непрерывное изменение оценки и величин основных безразмерных геометрических параметров процесса РИК'Г во всей области его реализации но числам критерия Рейнольдса;
д) структурирования обобщённой схематизации областей изменения основных геометрических безразмерных параметров, определяющих реализацию процесса РИКТ в прямоугольных каналах ПРПрс и ПРТвк ТП и апробации схематизации в реальных композиционных координатных системах на основании полученных экспериментальных результатов;
е) получения удобных в практической работе аналитических и графических материалов для расчётов теплоотдачи и аэродинамического сопротивления ТА с исследованными типами ПРПрс и ПРТвк ТП;
ж) проведения апробации использования формально одинаково выстроенных безразмерных геометрических параметров влияния на процесс РИКТ в прямоугольных каналах, с целью сопоставления между собой и (или) с результатами аналогичных исследований, известными из литературных источников, теплоаэродинамических характеристик ПРПрс и ПРТвк ТП в единой координатной системе для получения корректных качественных и количественных сравнительных оценок, с точки зрения единого подхода к вихревой ИКТ в пристеночной области течений теплоносителей в некруглых каналах обоими результативными способами;
з) расширения представлений о физической общности процесса РИК'Г в исследованных ранее каналах различных геометрических форм на основе новых результатов данного экспериментального исследования.
Объекты исследования представляли опытные пластинчато-ребристые во-до-воздушные ПРП и ПРТ теплообменники с экспериментальными теплообменными поверхностями со стороны воздушного потока: из алюминиевых сплавов с гладкими или рассечёнными каналами; из медного проката гладкока-
17
нальными или с дискретными турбулизаторами на стенках каналов в виде выступов и канавок.
Методы исследования. Метод стационарного теплового потока с итеративным определением среднего значения истинного коэффициента теплоотдачи от: ПРПрс и ПРПгл ТП к воздуху на основании высокоточного определения расхода воздуха, средних температур воздуха и поверхности плоских многоканальных трубок опытного ТА; от ПРТвк и ПРТгл ТП к воздуху методом экспериментального водо-воздушного теплообменника, работающего в режиме Ктл = аВЗм (где авз ( « авд.) на основании высокоточного определения расходов и
средних значений температур воды и воздуха. Методы определения аэродинамических потерь в: каналах ПРПрс и ПРПгл ТП - по перепаду статических давлений с введением поправки для устранения погрешности, связанной с увеличением скорости воздуха при нагревании для случаев неизотермических аэродинамических испытаний; ПРТ ТА - по перепаду полных давлений.
Научную новизну исследования составляют:
- метод прямого надежного экспериментального определения значений коэффициента потерь давления на трение в каналах ПРПрс и ПРПгл ТП, обусловливающего получение чрезвычайно важных, с научной точки зрения, величин
истинных максимальных оценок (91 ')£f процессов РИКТ при (K'f)Re-x = 1 без
погрешностей влияния потерь давления при входе в теплообменники и выходе из них;
- методика определения максимального значения оценки (9Т )Re*X при (K'r)Re, = 1 и отслеживания непрерывного изменения текущих значений оценок 0R')Re; процессов РИКТ в каналах ПРПрс ТП при (K'f)Re. = 1 и ПРТ ТА при (K'{)Rei = 1, основных геометрических безразмерных и режимного параметров в пределах всей области реализации процесса РИКТ, упрощающая поиск рациональных решений и проектирование теплообменников;
18
- установленные в результате проведённого исследования, не претендующего на исчерпывающую полноту, наибольшие достигаемые значения оценки процессов РИКТ и масштабы областей реализации процессов РИКТ, определившиеся диапазонами изменения значений основных безразмерных геометрических и режимного параметров;
- полученные впервые систематизированные экспериментальные результаты влияния на тепловые и аэродинамические характеристики ТП с каналами прямоугольного поперечного сечения основных безразмерных геометрических параметров: рассечения длинных гладких каналов и относительной толщины ребра - ГТРПрс ТП; степени сужения сечения канала и относительной длины гладкого участка канала - ПРТвк ТП;
» « Л V
- максимальные значения оценок (91')^ процесса РИКТ вследствие искусственной турбулизации потока теплоносителя в прямоугольных каналах при (К7)яе< = 1 для ПРПрс ТП и при (К'$)Ке' = 1 для ПР'Г ТА;
расширение представлений о физической общности процессов РИКТ генерацией вихрей двумя результативными способами в пристеночном слое течений теплоносителей в каналах различных профилей поперечных сечений.
Основные положения, выносимые на защиту: результаты экспериментального исследования интенсификации конвективного теплообмена в прямоугольных каналах ПРПрс и ПРТвк ТП; методики проведения экспериментального исследования, обработки и обобщения экспериментальных данных, получения оценок реализуемых процессов РИКТ; предлагаемые критериальные и графические зависимости для расчёта теплоаэродинамических показателей исследованных типоразмеров ПРПрс и ПРТвк Т11.
Практическая значимость исследования:
- полученные критериальные и графические зависимости позволяют производить тепловые и аэродинамические расчёты конструкций пластинчаторебристых ПРП и ПРТ теплообменных аппаратов различного назначения, в которых со стороны воздушных (газовых) потоков используются исследованные
19
типы, соответственно, рассечённых и с поперечными выступами и канавками теплообменных поверхностей;
- в условиях налаженного производства пластинчато-ребристых гладкоканальных теплообменников, применение ТП меньшей длины по ходу воздуха, соответственно, с рассечёнными каналами или с поперечными выступами и канавками на стенках каналов не требует перекомпоновки, изменений в технологии и обеспечивает уменьшение объёмов и масс сердцевин теплообменников с интенсификацией теплообмена;
- оперативность и высокая точность результатов расчетов позволяют рассмотренной и апробированной методике стать надёжным инструментом при сравнении теплоаэродинамической эффективности теплообменников различных типов конструкций, а также при оценке процесса интенсификации конвективного теплообмена в каналах теплообменных поверхностей.
Апробация результатов исследования. Основные результаты диссертационной работы обсуждены и опубликованы в материалах: XI Всероссийской школы-конференции молодых учёных «Актуальные вопросы теплофизики и физической гидрогазодинамики», ИТ СО РАН, Новосибирск, 2010; Пятой Российской национальной конференции по теплообмену, МЭИ, Москва, 2010; Международной 54-ой отраслевой научной конференции, посвящённой 80-летию основания АГТУ, Астрахань, 2010; Seventh International Conference on Enhanced, Compact and Ultra-Compact Heat Exchangers: From Microscale Phenomena to Industrial Applications, Heredia, Costa Rica, 2009; XVII семинаре «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в аэрокосмических технологиях», ЦАГИ и ФАЛТ МФ ТИ, Жуковский, 2009; International Symposium on «Convective Heat and Mass Transfer in Sustainable Energy», Yasmine Hammamet, Tunisia, 2009; Международной 53-ей научной конференции АГТУ, Астрахань, 2009; 3-ей Международной конференции «Тепломассообмен и гидродинамика в закрученных потоках», МЭИ, Москва, 2008; 6-го Минского международного форума по тепло- и масообомену, Беларусь, 2008; Sixth International Conference on Enhanced,
20
Compact and Ultra-Compact Heat Exchangers: Science, Engeneering and Technology, Potsdam, Germany, 2007; XVI семинаре «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках», СПбГПУ, Санкт-Петербург, 2007; Четвертой Российской национальной конференции по теплообмену, МЭИ, Москва, 2006; Fifth International Symposium on Turbulence, Heat and Mass Transfer, Dubrovnik, Croatia, 2006; Fifth International Conference on Enhanced, Compact and IJltra-Compact Heat Exchangers: Science, Engeneering and Technology, Whistler, British Columbia, Canada, 2005; Международной 49-й научной конференции, посвященной 75-летию АГТУ, Астрахань, 2005; 2-ой Российской конференции «Тепломасообмен и гидродинамика в закрученных потоках», МЭИ, Москва, 2005; XXVII Сибирского теплофизического семинара, Новосибирск, 2004; 5-го Минского международного форума по тепло- и массообмену, Беларусь, 2004; Proceedings of the Fourth International Conference on Compact Heat Exchangers and Enhancement Technology for the Process Industries, Crete Island, Greece, 2003; 48-ой научной конференции АГТУ, Астрахань, 2004; Третьей Российской национальной конференции по теплообмену, МЭИ, Москва, 2002; Proceedings of the Third International Conference on Compact Heat Exchangers and Enhancement Technology for the Process Industries, Davos, Switzerland, 2001; Meeting of commission D2/3 and B2 of the International Institute of Refrigeration, Astrakhan, Russia, 2000; Международной научной конференции, посвященной 70-летию АГТУ, Астрахань, 2000; Международной конференции "Холодильная техника -проблемы и решения", Астрахань, 1999; Meeting of commission D2/3 and B2 of the International Institute of Refrigeration, Astrakhan, Russia, 1997; отраслевом совещании по холодильному направлению, Гипрорыбфлот, Ленинград, 1987; III Всесоюзной научно-технической конференции "Современные проблемы двигателей и энергетических установок летательных аппаратов", МАИ, Москва, 1985; II Всесоюзной научно-технической конференции "Современные проблемы двигателей и энергетических установок летательных аппаратов", МАИ, Москва, 1980; Всесоюзной научно-технической конференции по холоду "Совер-
21
шенствование процессов, машин и аппаратов холодильной и криогенной техники и кондиционирования воздуха", Ташкент, 1977; Proceedings of the XIV International Congress of Refrigeration, Moscow, 1975.
Публикации. Основное содержание и результаты диссертационной работы изложены в сорока четырёх печатных работах.
Объём и структура диссертационной работы. Общий объём диссертации (390 с.) включает: титульный лист и содержание (7 с.); основные условные обозначения (5 с.); введение (9 с.); восемь разделов с промежуточными выводами -227 с. текста, 178 рисунков, 35 таблиц (314 с.); заключение - сводные выводы по работе и рекомендация (4 с.); список 181-го литературного источника (23 с.); приложение - 3 рисунка, 16 таблиц, 2 акта (28 с.).
22
1. ОБЗОР И АНАЛИЗ РЕЗУЛЬТАТОВ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИХ РАБОТ ПО ИНТЕНСИФИКАЦИИ КОНВЕКТИВНОГО ТЕПЛООБМЕНА В КАНАЛАХ
В различных областях техники широкое применение получили пластинчато-ребристые тсплообменные аппараты (ТА): в авиационной и космической технике для создания разнообразных ТА систем энергообеспечения, термоста-тирования, кондиционирования воздуха кабин и приборных отсеков [51, 116, 135]; автотракторной промышленности для создания водо-воздушных радиаторов [11, 54]; в химической промышленности в конденсаторах и испарителях чистых газов и жидкостей [9]; в конструкциях рекуперативных и регенеративных высокоэффективных ТА криогенных систем [121, 140]; в холодильной технике в конденсаторах воздушного охлаждения [58, 91, 138], регенеративных те ТА [9, 138], в воздухоохладителях систем кондиционирования воздуха, холодильных камер и скороморозильных аппаратов [4, 169], в устройствах термоэлектрического охлаждения [123]. Такое широкое распространение пластинчато-ребристые ТА получили благодаря большой компактности, превышающей по этому показателю все остальные виды теплообменников. В работе [121] указывается о создании пластинчато-ребристого холодильника турбодетандерного агрегата компактностью поверхности 5500 м2/м из гладкой микронасадки с вы-сотой ребра 610 ми шагом 0.510 м.
Высокая металлоёмкость и низкая компактность остаётся, по-прежнему, нерешённой проблемой многих ТА самого различного назначения. Особенно острой эта проблема является для ребристой аппаратуры, работающей в режиме сильно отличающихся величин коэффициентов теплоотдачи «| « а2 (конденсаторы воздушного охлаждения, воздухоохладители, охладители технологических потоков жидких продуктов, радиаторы силовых установок, фадирни закрытого типа и т.п.).
Высокие эффективность и компактность пластинчато-ребристых аппаратов заключаются в возможности использования в их конструкциях двухстороннего
23
оребрения. Причём расстояние между пластинами, а также типы оребрения со стороны каждого потока теплоносителя могут быть различными и выбираться исходя из допускаемых потерь давления на их прокачку. Масса и теплоёмкость пластинчато-ребристых теплообменников намного меньше, чем остальных типов ТА такой же поверхности, так как основная часть теплообменной поверхности (ТП) изготовляется из тонких металлических листов. Стоимость единицы поверхности теплопередачи пластинчато-ребристых теплообменников при их серийном изготовлении значительно ниже, чем теплообменников других типов.
Режимы работы основных ТА машин холодильной и криогенной техники отличаются от режимов работы соответствующих элементов теплоэнергетических установок существенно меньшими величинами перепадов температур и удельных тепловых потоков, что вызвано стремлением к уменьшению внешней необратимости циклов низкотемпературных машин. При этих условиях и когда возможности более плотной компоновки ребристых насадок за счёт уменьшения величин эквивалентных диаметров каналов исчерпаны (опасность засорения, возможности технологии и т.п.), выполнение требований по сокращению удельных металлозатрат, повышению компактности возможно только за счёт интенсификации теплообмена. Следует отметить, что в некруглых каналах пластинчато-ребристых теплообменных поверхностей сравнительно несложно и целесообразно реализовывать вихревую интенсификацию конвективного теплообмена (ИКТ) искусственной турбулизацией потоков теплоносителей.
Современные пластинчато-ребристые теплообменники разнообразны по форме и виду пластинчатых ребристых насадок, образующих для прохода теплоносителя каналы, чаще всего представленные прямоугольником, трапецией или треугольником. Учитывая это, целесообразно рассмотреть методы и способы интенсификации теплообмена в каналах различного поперечного сечения.
24
1.1. Цели, задачи и краткая классификация методов интенсификации теплообмена
Общая интенсивность процесса теплообмена в аппарате определяется отношением количества передаваемой теплоты в единицу времени к температурному напору и площади поверхности теплообмена, и количественно оценивается величиной коэффициента теплопередачи К. Интенсивность процесса теплоотдачи оценивается значением коэффициента теплоотдачи - сложной величиной, зависящей от физических свойств тепло- или хладоносителя, скорости его движения, формы и состояния поверхности разделяющей потоки стенки, вида поперечного сечения канала поверхности теплообмена. Поскольку степень интенсификации конвективного теплообмена теплообменного аппарата (величина К) определяется наибольшим термическим сопротивлением теплоотдаче (1/ам), целью интенсификации конвективного теплообмена в теплообменном аппарате, например в двухпоточном, является повышение меньшего значения коэффициента теплоотдачи аГм со стороны газового потока (при условии аГм « аЖб)
или значений коэффициентов теплоотдачи аГм и аГ(. со стороны двух газовых
потоков (при условии схг ~ аг ) [100].
м О
Интенсификация процесса(ов) теплоотдачи в теплообменных аппаратах различного назначения позволяет решить следующие основные задачи:
снижение габарита и массы ТА при заданных теплопроизводительности и затратах энергии на прокачку (циркуляцию) теплоносителей;
- снижение энергозатрат на прокачку теплоносителей при заданных теплопроизводительности и величине поверхности теплообмена ТА;
- увеличение теплопроизводительности теплообменника при заданных габаритах и затратах энергии на прокачку теплоносителей;
- увеличение размеров канала поверхности теплообмена при модернизации теплообменника транспортного средства с целью предотвращения опасности засорения каналов при прежней или большей теплопроизводительности,
25
прежних или меньших затратах энергии на прокачку теплоносителей, габаритах и массе сердцевины теплообменника.
Для интенсификации процесса конвективной теплоотдачи со стороны однофазного теплоносителя используются: турбулизаторы потока на поверхности теплообмена; шероховатые поверхности теплообмена; поверхности теплообмена, развитые оребрением; местная закрутка потока завихрителями, установленными при входе в канал; непрерывная закрутка потока спиральными рёбрами, скрученными лентами или шнековыми вставками по всей длине канала; подмешивание к потоку жидкости газовых пузырей или к потоку газа твёрдых частиц или капель жидкости; вращение поверхности теплообмена; вибрация поверхности теплообмена; пульсация потока; воздействие на поток теплоносителя акустическим, электрическим, магнитным полями; вдув или отсос теплоносителя через пористую поверхность стенки канала [68, 75, 95, 96, 107, 126, 148].
Нередко высокоэффективным оказывается применение комбинированных методов интенсификации, например: комбинация турбулизаторов с оребрением поверхности теплообмена; применение поверхности теплообмена, развитой спиральными рёбрами, одновременно закручивающими поток теплоносителя; применение закручивающих устройств при течении суспензий; комбинирование турбулизаторов с закруткой потока.
Несмотря на то, что интенсификация теплоотдачи в каналах давно уже привлекает внимание исследователей и этому вопросу посвящено много научно-исследовательских работ и предложений разнообразных методов интенсификации, значительная их часть не получила сколько-нибудь широкого распространения. При выборе для применения конкретного метода ИКТ следует учитывать не только эффективность поверхности теплообмена, но и технологичность её изготовления и последующей сборки теплообменника, прочностные требования, загрязняемость поверхности теплообмена, особенности эксплуатации теплообменного аппарата. Необходимо также принимать во внимание тот факт, что интенсификация теплоотдачи неразрывно связана с дополнительной
26
затратой энергии на преодоление возрастающих аэродинамических или гидравлических сопротивлений движущимися рабочими средами.
Рассматривая вопросы ИКТ в теплообменном аппарате считаем, что все возможности уплотнения компоновки ТП за счёт уменьшения эквивалентного диаметра канала до размера, продиктованного опасностью его засорения и определяемого уровнем развития технолог ии, а также простых путей повышения теплопроизводительности ТА - повышение скорости движения тепло- или хла-доносителя, величины разности температур между обменивающимися теплом потоками в аппарате, значения коэффициента теплопроводности металла разделяющей потоки стенки канала и уменьшение её толщины до обоснованного минимального значения - уже исчерпаны [54, 62, 95, 100, 126].
1.2. Основные способы интенсификации конвективного теплообмена в каналах
Интенсификация конвективного теплообмена в каналах ТП с помощью искусственной турбулизации потока теплоносителя, посвящено довольно много работ, причём в основном это чисто экспериментальные работы. Конструктивно турбулизаторы могут быть выполнены в виде ленточных или проволочных спиралей, различных видов нарезок на ТП с целью создания искусственной шероховатости, лопастных завихрителей потока, диафрагм, шайб и т.п. Следует отметить, что большинство предлагаемых конструкций каналов с искусственными турбулизаторами потока теплоносителя весьма сложны в изготовлении и не получили пока сколь-нибудь широкого применения на практике.
Исследованию влияния на тепловые и гидравлические характеристики круглых труб проволочных и ленточных спиральных турбулизаторов посвящено немало работ. В частности, в работе [89] Н.В. Зозуля и И .Я. Шкуратов исследовали проволочные турбулизаторы, изготовленные из стальной проволоки диаметром МО"3 и 2-10“3 м. Шаг витков принимался равным 15-10"3, 25-10"3, 35-10 3 и 45-10 ^ м. Результаты исследования представлены на рис. 1.1. Опыты проводились с трансформаторным маслом в диапазоне скоростей от 0.4 до
27
1.8 м/с. Графики а = і'(ш) и Др = і"(\у) свидетельствуют о росте тепловой и гидравлической характеристик с увеличением диаметра проволоки и уменьшением шага спирали. Оценка эффективности но энергетическим коэффициентам показала целесообразность применения проволочных турбулизаторов для ИКТ вязких жидкостей в области значений чисел Рейнольдса Яе = 1500...5000.
Рис. 1.1. Экспериментальные зависимости а = и Др = Г(\у) для круглых труб с проволочными турбулизаторами [891. Диаметр проволоки турбулизатора: сплошная линия - 2-10" м; пунктирная линия - МО"' м. Шаг между витками турбулизатора: 1 и 5 - 15*10_3 м; 2 и 6 - 25-10“3 м; 3 и 7 - 35-10“3 м; 4 и 8 - 45-10"3 м. Линия 9 соответствует гладкой трубе
Результаты работы [90] тех же авторов, приведённые на рис. 1.2, показывают влияние ленточных спиральных турбулизаторов с отношениями шага спирали б к внутреннему диаметру трубы Э, равными 2.5; 6.55 и 8.75 , на теплогидравлическую эффективность. Опыты проводились также с трансформаторным маслом (\\- = 0.4...1.5 м/с). Авторы работы утверждают, что указанные тур-булизаторы могут быть эффективными для вязких жидкостей при малых значениях критерия Рейнольдса (300 < Яе < 2000). Применение турбулизатора с 5/0 = 2.5 в опытах при охлаждении воды показало увеличение (по сравнению с гладкой трубой) а в 1.5 раза при росте гидравлического сопротивления в 4...6 раз. В работе [5] В.М. Антуфьев, в частности, приводит результаты опытов с легочными турбулизаторами в технически гладких трубах и в трубах с искусственной шероховатостью в виде метрической нарезки. Автор применял спирали из
0.5 1.0 1.5 V/, м/с 0 0.5 1.0 1.5 \у, м/с
28
Рис. 1.2. Экспериментальные зависимости а = и Др = Я[\у) для труб с ленточными турбулизато-рами 190]. Пунктирная линия соответствует гладкой трубе
стальной ленты толщиной 1 мм с числом витков 2 и 8 при длине трубы 0.6 м. Турбулизаторы устанавливались по центру трубы на расстоянии 5-Ю 3 м от стенки. Таким образом, производилась турбулизация ядра потока теплоносителя. Результаты опытов в критериальном виде по теплоотдаче и гидравлическому сопротивлению технически гладкой трубы с турбулизирующими ленточными спиралями (и без таковых) приведены на рис. 1.3. Как видно из этих графиков, эффект турбулизации сказывается на теплоотдаче и гидравлическом сопротивлении во всём диапазоне исследования по числам Рейнольдса. При увеличении числа витков с 2 до 8 теплоотдача и сопротивление изменяются примерно пропорционально. По отношению к гладкой трубе сопротивление труб с турбулизаторами резко увеличивается. Так, теплообмен в трубе с турбулизато-ром в 2 витка увеличивается на 15 %, в то время как сопротивление возрастает примерно в 2.5 раза. Более благоприятным (см. рис. 1.4) получается соотношение между съёмом тепла и затратами энергии на сопротивление в шероховатых трубах с ленточными турбулизаторами. Резкого увеличения сопротивления при установке турбулизатора в 2 витка в этом случае не наблюдается: теплоотдача увеличивается примерно на 20 %, а гидравлическое сопротивление примерно на 60 %. При турбулизаторе в 8 витков теплоотдача увеличивается на 50 %, а сопротивление - на 100 %.
В работе [73] Г.А. Дрейцером были детально рассмотрены имеющиеся данные В.К. Щукина [148] но ИКТ в трубах непрерывной закруткой потока теплоносителя, которая обеспечивалась с помощью скрученных лент или шнековых
29
Рис. 1.3. Влияние искусственной турбулизации потока теплоносителя на теплоотдачу и гидравлическое сопротивление технически гладкой трубы [5]: • - без тур-булизатора; + - с ленточным турбулизатором в 2 витка; о - с ленточным турбули-затором в 8 витков
Рис. 1.4. Влияние искусственной турбулизации потока теплоносителя на теплоотдачу и гидравлическое сопротивление шероховатой трубы (шероховатость в виде метрической нарезки) [5]: + - труба Дг9 3 с ленточным турбулизатором в 2 витка; о труба № 3 с ленточным турбулизатором в 8 витков; * - труба № 5 с ленточным турбулизатором в 2 витка
вставок, расположенных по всей длине трубы. В отличие от местной закрутки (дискретная турбулизация потока) непрерывность турбулизирующих поток
30
вставок технологически проще и обеспечивает большее увеличение средней теплоотдачи, так как степень закрутки потока по длине канала не уменьшается. Однако при этом растёт и гидравлическое сопротивление вследствие дополнительных потерь давления на трение на поверхностях лент или шнеков. При величине критерия Рейнольдса Re = 1-104 закрученная лента обеспечивает значения относительных коэффициентов теплоотдачи и сопротивления ЫОгЛ =
2.34... 1.8 и ^/^гл = 4.05...2.5, что позволяет, соответственно, уменьшить объём сердцевины ТА до значений V/Vrjl = 0.53...0.64. С ростом величины критерия Re эффективность ленточных вставок падает: для Re = ЫО5 получены значения a/Om = 1.88... 1.49 и = 5.55... 1.65, что обеспечивает значения V/VrjI =
0.822...0.70. Дрейцер Г.А. [73] констатирует, что ни при каких числах Re и шагах закрутки ленты не удалось установить опережающее увеличение относительного коэффициента теплоодачи по сравнению с ростом относительного коэффициента сопротивления, т.е. соблюдение неравенства а'а^ > ^/^гл.
Для случая теплообмена с изменением агрегатного состояния теплоносителя (плёночное кипение) авторы обзорной статьи [10] А.Е. Берглес, А.Ф. Круг, Ю.А. Кузма-Кичта, A.C. Комендантов, Е.Д. Федорович отмечают, что скрученная лента в канале также обеспечивает меньшее увеличение коэффициента теплоотдачи (в 2...2.5 раза в диапазоне уменьшения шага закрутки t/d = 20...5), чем рост гидравлического сопротивления (в 2.7...3.2 раза при том же диапазоне изменения значений t/d = 20...5).
Дрейцер Г.А. в публикации [73] также указывает, что эффективность шнековых вставок значительно ниже ленточных. Даже при минимальных значениях отношений d(/D = 0.33 и 6/D = 0.05 для шагов закрутки ленточной вставки-турбулизатора s/D = 4... 12 получены значения о/dfo, = 1.75... 1.16 и f/f™ =
4.74...2.64 при Re = МО4 и а/ц* = 0.88...0.58 и = 3.4...1.38 при Re s МО5. При этом для Re = 1 * 104 показатель относительного изменения объёма сердцевины теплообменника составляет V/Vr„ = 0.84... 1.19, а для Re = МО5 принимает значения, лишающие смысла использование искусственной турбулизации
31
потока теплоносителя указанным способом - V/Vrjl =1.9...2.67. Таким образом, незначительное повышение эффективности (V/VrjI < 1) можно получить только при s/D = 4 и Re = 104. С ростом значений Re и s/D величина V/Vrjl > 1, то есть применение шнековых вставок даёт отрицательный результат, поскольку ухудшает параметры ТА. Ещё менее эффективными оказываются шнековые вставки с большими относительными диаметром шнека do/D и толщиной рёбра шнека б Я). При этом следует отметить, что все приведённые выше данные для винтовых вставок получены при плотном прилегании их к внутренним стенкам труб [148]. Если же между вставками и трубой появляется кольцевой зазор, эффективность ИКТ существенно уменьшается.
В опытах W. Nunner [168], для турбулизации пограничного слоя применялись кольца, последовательно расположенные по ходу потока теплоносителя.
Формы и размеры колец и схемы их расположения в круглых трубах приведены в табл. 1.1* и на рис. 1.5. Примечателен тот факт, что при турбулизато-рах в виде колец, закономерности f = f(Re) получились такими же, как и в шероховатых трубах - выборочно зависимости £* = f(Re) для труб № 6...9 приведены на рис. 1.6. На этом основании W. Nunner рассматривает исследованные поверхности как шероховатые. Закономерности Nu = f(Re) приведённые на рис.
1.6, типичными для шероховатых труб оказались только для трубы № 9, в которой кольца расположены вплотную друг к другу и составляли непрерывную волнистую поверхность теплообмена. В остальных опытах тангенс угла наклона кривых сохранялся, как и для гладких труб. Такое несоответствие законов сопротивления и теплоотдачи наблюдается не впервые. В работе [178] О. Lang на основании анализа суммарных характеристик показывает, что кольца разной формы поперечного сечения, но одинаковой высоты в трубах дают примерно одни и те же соотношения по теплоотдаче и сопротивлениям. Это приводит к выводу, что форма выступов не оказывает существенного влияния на теплообмен.
Результаты опытов W. Nunner [168] показали, что эффект внешнего обтекания турбулизирующих колец имеет свои особенности: при тесной посадке
32
Таблица 1.1*
Основные геометрические характеристики круглых труб с дискретно расположенными турбулизаторами в виде кольцевых выступов различной формы поперечного сечения, исследованных XV. Ыиппег [168]
Тип поверхности теплообмена, номер трубы, форма поперечного сечения кольцевого выступа Число, толщина и ширина кольцевых выступов Размерные и безразмерные параметры труб С кольцевыми выступами
п, шт 5в-103, м ыо3, м L103, м s-103, м s/ÔB И 1/Ôb d*/d
Т'гл ТП № 1 - - - — 976 — — -
Тв ТП №2 сы 1 ь 1 - 24 2 2.5 976 40.67 20.33 19.08 0.92
Тв ТП №3 Л і ММТ 6 2 4 976 162.7 81.33 79.35 0.92
Тв ТП №4 24 2 4 976 40.67 0.33 18.34 0.92
Тв ТП №5 г \ со U- ь __|- 6 2 15 976 162.7 81.33 73.85 0.92
Тв ТП №6 2 4 8 976 81.33 20.33 18.33 0.84
Тв ТП №7 24 4 8 976 40.67 10.17 8.17 0.84
Тв ТП №8 ( / 1 !. ь 48 4 8 976 20.33 5.08 3.08 0.84
Тв ТП №9 122 4 8 976 8.00 2.00 0 0.84
ПРИМЕЧАНИЕ. Всем объектам исследования (Тгл ТП № 1 и Тв ТП №2...9) отвечают значения: L/d = 19.52; d = 50-10-3 м; 0^- = 3.5*10"3 м
Тгл ТП № 1
33
Тв ТП № 6
-С і
1 > с Ч {О
1.
Тв ТП № 2
Тв ТП № З
тгг //'/'/ 7777//г: /гг і '2.1./ : / і ггтггг
Тв ТП № 4
77ТТ/ГГГ. ; , , і , , , ГТТГГГа3 >-
А *
тз X/
ь 1 «I
<3}
ь 1
Тв ТП № 7
& 6 о *
п 9 •
Тв ТП № 8
& , а $ 6= 3
*
Тв ТП № 9
Рис. 1.5. Продольный разрез круглых труб гладкой (Тгл ТП № 1) и с поперечно расположенными дискретными тур-булизаторами (Тв ТП № 2...9) в виде колец с различными формами поперечных сечений (собственно, кольцевых выступов), исследованных \\7. Миппег (см. табл. 1.1) [168]
колец в трубе № 9, когда имеет место наибольшая её загромождённость по длине, потеря энергии на сопротивление минимальна (см. рис. 1.7). По мере увеличения расстояний между кольцами потери энергии резко возрастают, достигая максимума для трубы № 7, после чего усматривается падение сопротивления.
Тв ТГІ № 5
1т777^5
34
Анализ результатов исследования \У. Ыиппег [168] по энергетическим характеристикам приводится в работе [5] В.М. Антуфьева: рис. 1.8 демонстрирует сравнение тепловой эффективности труб с турбулизаторами с гладкой трубой, при котором значения а и Ы0 подсчитаны на полную поверхность теплообмена.
Nu
300
200
100
70
50
20
10
7
5
л **
л* &
У у* *
' t ->ъ
——4 ■А №*■ >
F л Re-1 О“3
5 7 10 30 50 100 300500
Рис. 1.6. Экспериментальные зависимости 1Чи = ДЯе) и = (Яс) для круглых труб с кольцевыми вставками (выступами-турбулизаторами) [168]. Номера (см. табл. 1.1) Тв ТП: ■ - № 6; + - № 7; • - № 8; х - № 9. Тгл ТП: о - № 1
Рис. 1.7. Изменение коэффици- Рис. 1.8. Сопоставление [5] тепловой эффектив-ента сопротивления f в зависи- ности труб с различным расположением турбу-мости от расстояния между лизирующих вставок, исследованных W. Nunner кольцами [168]. Зависимость [168]. (Номера на линиях зависимостей соответ-приводится для Тв ТП № 6...9 ствуют номерам труб в табл. 1.1) при Re = 2-104 = idem
Все теплообменные поверхности с турбулизаторами при No = idem имеют значения коэффициентов теплоотдачи выше, чем для гладкой трубы. Эффективность теплообмена зависит от расположения колец в трубе. При 1/5 = 80 получается наименьший эффект (трубы № 3, 5 см. табл. 1.1). По мере сокращения
35
расстояний между кольцами, эффективность теплообмена возрастает и при 1/6 = 10 достигает максимума (труба .№ 7). При дальнейшем уменьшении параметра 1/6 эффективность теплообмена ухудшается и становится минимальной для случая расположения колец вплотную друг к другу (труба № 9). При определении коэффициентов теплоотдачи в трубе № 9 на полную поверхность эффективность её практически такая же, как и гладкой трубы. Угол наклона зависимости 1хти = ^Яе) приближается к углам для труб с предельной шероховатостью. Для наглядности это изображено в виде [ рафика в полулогарифмических координатах в левой части рис. 1.8.
Метод искусственной турбулизации потока путём закрутки потока витыми трубами, представленный автором работы [64] Б.В. Дзюбенко, позволяет существенно уменьшить габариты и массу теплообменных аппаратов благодаря интенсификации теплообмена за счёт деформации профилей скорости и температуры в пристеночном слое на витых трубах и за счёт повышения интенсивности тепломассообменных процессов между пристеночным слоем и ядром потока при продольном обтекании пучков витых труб. Конструктивная схема тепло-обменного аппарата с овальными витыми трубами представлена на рис. 1.9. Витые трубы в этом аппарате размещаются относительно друг друга таким образом, что обеспечивается контакт соседних труб по максимальному размеру овального профиля труб. В пучках витых труб закрутка потока порождает тангенциальные и радиальные компоненты скорости, дополнительную турбулиза-цию потока и его вторичную циркуляцию, что приводит к интенсивному обмену порциями жидкости между пристеночным слоем и ядром потока.
В работе [61] Б.В. Дзюбенко и Г.А. Дрейцер показывают, что в теплообменном аппарате (рис. 1.10) закрученный пучок витых труб позволяет дополнительно интенсифицировать теплообмен по сравнению с традиционным пучком витых труб, представленном на рис. 1.9, и может обеспечить эффективное выравнивание азимутальных неравномерностей температуры в пучке за счёт интенсификации тепломассообмена и перемешивания теплоносителя при закрутке
36
рядов витых труб относительно оси пучка с постоянным углом по радиусу. При этом потеря устойчивости ламинарного течения в пучках витых труб наблюда-ется на уровне чисел Рейнольдса Яс = 1*10“. В результате проведённого исследования интенсификации тепломассообмена в теплообменных аппаратах с витыми трубами авторы работ [62] Б.В. Дзюбенко, Ю.А. Кузма-Кичта, А.М. Кутепов,
Рис. 1.10. Теплообменный аппарат с за крученным пучком витых труб [61]: 1 • Рис. 1.9. Теплообменный аппарат с ви- кожух; 2 и 3 - трубные доски; 4 - выты тыми трубами [64]: 1 - витые трубы; 2 - трубы; 5 - прямые круглые концы труб; ■ трубные доски; 3 - кожух; 4 - днища и 7 - патрубки
И.II. Свириденко, И.И. Федик, В.В. Харитонов, Л.П. Холпанов и [63] Б.В. Дзюбенко, Ю.А. Кузма-Кичта, А.И. Леонтьев, И.И. Федик, Л.П. Холпанов отмечают, что наибольшая интенсификация теплообмена в пучках витых труб наблюдается в переходной области течения по числам Рейнольдса при малых шагах закрутки витых труб. При значениях критерия Рейнольдса Re = (0.6...3)* 10' в условиях ламинарного и переходного режимов течения витые трубы характеризуются наибольшей эффективностью по сравнению с другими теплопередающими поверхностями, что подтверждается сравнительным анализом на основе метода эффективных параметров. В работе [65] Б.В. Дзюбенко, A.C. Мякочин, A.A. Низовитин приводят описание разработанного метода теплогидравлического расчёта теплообменников с витыми трубами, базирующегося на полученных обобщающих зависимостях для расчёта коэффициентов теплоотдачи и гидравлического сопротивления при течении теплоносителя внутри труб и межтрубном пространстве, расширяющих возможности моделирования теплогидравлических процессов. Оценка теплогидравлической эффективности при
37
течении теплоносителя внутри витых труб показала, что их эффективность также выше, чем эффективность круглых труб. Обобщение опытных данных позволило описать теплообмен в витых трубах единой зависимостью для переходной и турбулентной областей течения теплоносителя.
Наиболее глубокие обобщающие анализы научных публикаций по интенсификации теплоотдачи в каналах сделаны авторами работ: [109] А.И. Михайловым, В.В. Борисовым, Э.К. Калининым; [95] Э.К. Калининым, Г.Л. Дейце-ром, С.А. Ярхо; [54] Г.И. Ворониным, Е.В. Дубровским; [96] Э.К. Калининым, Г.А. Дейцером, И.З. Коппом, A.C. Мякочиным; [62] Б.В. Дзюбенко, Ю.А. Куз-ма-Кичтой, А.М. Кутеповым, И.П. Свириденко, И.И. Федик, В.В. Харитоновым, Л.П. Холпановым; [63] Б.В. Дзюбенко, Ю.А. Кузма-Кичтой, А.И. Леонтьевым, И.И. Федиком, Л.П. Холпановым.
Рассмотрение результатов этих работ приводит к следующим выводам.
1. Различные методы интенсификации теплоотдачи за счёт искусственной турбулизации потока теплоносителя, дают очень большую разницу как в полу-ченных значениях отношений (Nu/Nurn)Re.=idem и (£/£„,)RCi=idcm, так и в за-
висимости этих отношений от числа Рейнольдса.
Различные типы шероховатостей на поверхности труб в большинстве случаев (E.W. Sams [171], Б.М. Теверовский [133]) приводят (начиная с некоторого значения Re) к увеличению показателя степени к при Re в уравнении Nu = A*Rek*Pr0'4 в сравнении с гладкими трубами. Причём у E.W. Sams k < 1 и зависит от размеров шероховатости, а у Б.М. Теверовского k = 1 для всех размеров шероховатости. В этих работах установлено, что коэффициент сопротивления шероховатых труб имеет область, где он совсем не зависит от числа Re или зависит очень мало.
По данным W.F. Соре [153], также исследовавшего трубы с шероховатостями, Nu пропорционален Re в степени меньшей, чем для гладких труб. Такие же данные получены R.S. Hastrup, R.I. Sabersky, D.R. Barts и M.В. Noel [162]. E.C. Brouilette и I.E. Myers [152], для шероховатостей того же типа, что и в опы-