WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!

 

На правах рукописи

Васильев Виктор Яковлевич

КОМПЛЕКСНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ИНТЕНСИФИКАЦИИ

ТЕПЛООБМЕНА В ВЫСОКОЭФФЕКТИВНЫХ ПЛАСТИНЧАТО-РЕБРИСТЫХ ТЕПЛООБМЕННИКАХ НОВОГО ПОКОЛЕНИЯ

Специальность 01.04.14 «Теплофизика и теоретическая теплотехника»

Автореферат

диссертации на соискание учёной степени

доктора технических наук

Москва – 2011

Работа выполнена в

Федеральном государственном бюджетном образовательном учреждении высшего профессионального образования

«Астраханский государственный технический университет»

Официальные оппоненты: 

доктор технических наук, профессор

Дзюбенко Борис Владимирович,

доктор технических наук, профессор

Кузма-Кичта Юрий Альфредович,

доктор технических наук, профессор

Терехов Виктор Иванович.

Ведущая организация:

НТЦ им. А. Люльки ОАО «НПО "Сатурн"».

Защита состоится 20 февраля 2012 года в 15 час. 00 мин. на заседании диссертационного совета Д 212.125.08 при Московском авиационном институте (национальном исследовательском университете).

Отзывы в одном экземпляре, заверенные печатью, просим направлять по адресу: 125993, Москва, ГСП-3, Волоколамское шоссе, д. 4, МАИ, Учёный совет МАИ, учёному секретарю диссертационного совета.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МАИ.

Автореферат разослан «____» _____________ 2011 года.

Учёный секретарь

диссертационного совета Ю.В. Зуев

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность исследования. 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 – ПРПрс (рис. 2), 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 (рис. 4).

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 турбулизации 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 торцов рёбер с острыми кромками; 2-й – течение теплоносителя на диффузорно-конфузорных участках при соответствующих углах раскрытия диффузора, что имеет место в каналах теплообменных поверхностей с дискретными турбулизаторами на рёбрах (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 ≅ , где << . 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 результативными 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 пластинчато-ребристых 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 реализуемых в прямоугольных каналах процессов РИКТ при (′) = для ПРПрс ТП и при (′) = для ПРТ ТА;

– определения пределов рационального уменьшения величин основных параметров рассечения (l/d)′min, относительной толщины ребра (/d)′min для ПРПрс ТП и относительной длины гладкого участка канала (l/d)′min, степени сужения сечений каналов (d*/d)′min для ПРТвк ТП;

– определения диапазонов изменения значений текущих оценок для каждого случая реализации процесса РИКТ при (′) = 1 для ПРПрс ТП и при (′) = 1 для ПРТ ТА, соответствующих экспериментальной ширине областей РИКТ по значениям режимного параметра – критерия Рейнольдса Re′min Re′i Re′max;

г) предложения и апробации метода оценки теплоаэродинамической эффективности процесса РИКТ двух используемых в исследовании способов искусственной турбулизации потока теплоносителя, а также графических зависимостей, позволяющих определять и наблюдать интересующее конструкторов ТА непрерывное изменение оценки и величин основных безразмерных геометрических параметров процесса РИКТ во всей области его реализации по 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 РИКТ в исследованных ранее каналах различных геометрических форм на основе новых результатов данного экспериментального исследования.

Объекты исследования представляли опытные пластинчато-ребристые водо-воздушные ПРП и ПРТ теплообменники с экспериментальными теплообменными поверхностями со стороны воздушного потока: из алюминиевых сплавов с гладкими или рассечёнными каналами; из медного проката гладкоканальными 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 ≅ (где << ) 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 надёжного 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 процессов РИКТ при (′) = 1 без погрешностей влияния потерь давления при входе в теплообменники и выходе из них;

– методика определения максимального значения оценки при (′) = 1 и отслеживания непрерывного изменения текущих значений оценок процессов РИКТ в каналах ПРПрс ТП при (′) = 1 и ПРТ ТА при (′) = 1, основных геометрических безразмерных и режимного параметров в пределах всей области реализации процесса РИКТ, упрощающая поиск рациональных решений и проектирование теплообменников;

– 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 – ПРПрс ТП; степени сужения сечения канала и относительной длины гладкого участка канала – ПРТвк ТП;

– максимальные значения оценок процесса РИКТ вследствие искусственной турбулизации потока теплоносителя в прямоугольных каналах при (′) = 1 для ПРПрс ТП и при (′) = 1 для ПРТ 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 ТП.

Практическая значимость исследования:

– полученные критериальные и графические зависимости позволяют производить тепловые и аэродинамические расчёты конструкций пластинчато-ребристых ПРП и ПРТ теплообменных аппаратов различного назначения, в которых со стороны воздушных (газовых) потоков используются исследованные 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 расчётов 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 МФТИ, 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 массообомену, Беларусь, 2008; Sixth International Conference on Enhanced, 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 Ultra-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 «Тепломассообмен 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 "Совершенствование 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.).

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность, научная новизна, практическая значимость работы, сформулированы цель и задачи исследования интенсификации конвективного теплообмена в прямоугольных каналах поверхностей теплообмена пластинчато-ребристых теплообменников двух подклассов, а также основные положения работы, выносимые на защиту.

В первом разделе приводится анализ в объёме, не претендующем на исчерпывающую полноту, позволяющий отметить сложность аналитических решений задач интенсифицированного конвективного теплообмена в некруглых (с вихревой интенсификацией) каналах ТП пластинчато-ребристых ТА. Теоретическим путём определить количественные зависимости для расчёта теплоаэродинамических характеристик пластинчато-ребристых ТА пока не представляется возможным. Конструкторы теплообменных аппаратов с указанными поверхностями теплообмена, по-прежнему, опираются на экспериментальные данные. Ограниченные технические возможности системного изменения геометрических размеров ранее исследованных ТП с прямоугольными каналами в большинстве случаев придают этим экспериментальным результатам частный характер, что весьма затрудняет, или делает невозможным, проведение анализа влияния отдельных определяющих безразмерных геометрических параметров на теплоаэродинамическую эффективность и выбор наиболее рациональных диапазонов изменеия значений основных параметров ТП при проектировании теплообменников. Отсутствие результатов систематических экспериментальных исследований теплоаэродинамических характеристик ТП с реализацией вихреобразования указанными выше способами в прямоугольных каналах оставляет возможность оценивать величину предполагаемого процесса РИКТ лишь приблизительно на основании более или менее удачного подбора пар (табл. 1) сравниваемых интенсифицированной и гладкоканальной пластинчато-ребристых ТП. Несмотря на некоторые разброс значений количественных оценок (рис. 1:

Таблица 1

Геометрические параметры пластинчато-ребристых поверхностей

Гладкие, разрезные и рассечённые прямоугольные каналы (рис. 1, а, б)

Группы

и типы ТП

Автор

d⋅103,

м

/d

l/d

h/u,

h/s

L/d

1

ПРПрс 1

ПРПгл 6

W.M. Kays, …

W.M. Kays, …

3.41

3.52

0.030

0.058

0.70

3.61

3.47

57.8

2.1

ПРПрс 2

ПРПгл 7

W.M. Kays, …

W.M. Kays, …

1.61

5.54

0.094

0.046

3.94

1.70

1.86

55.0

2.2

ПРПрс 2

ПРПгл 8

W.M. Kays, …

W.M. Kays, …

1.61

8.50

0.094

0.096

3.94

1.70

2.24

35.5

3

ПРПрс 3

ПРПгл 7

W.M. Kays, …

W.M. Kays, …

2.64

5.54

0.038

0.046

1.71

2.20

1.86

55.0

4

ПРПрс 4

ПРПгл 9

И.Н. Журавлёва

И.Н. Журавлёва

4.64

4.64

0.032

0.032

0.32

1.56

1.56

5

ПРПрз 5

ПРПгл 10

В.С. Евреинова

В.С. Евреинова

5.56

5.56

0.036

0.036

7.19

10.0

10.0

44.1

46.8

Гладкие, рассечённые и чешуйчатые прямоугольные каналы (рис. 1, в, г)

1

ПРПрс 1

ПРПгл 7

И.Н. Журавлёва

W.M. Kays, …

2.50

8.50

0.060

0.096

0.40

2.16

2.24

35.5

2.1

ПРПрс 2

ПРПгл 8

И.Н. Журавлёва

W.M. Kays, …

2.68

3.52

0.093

0.058

0.56

3.43

3.47

57.8

2.2

ПРПрс 2

ПРПгл 9

И.Н. Журавлёва

W.M. Kays, …

2.68

2.67

0.093

0.057

0.56

3.43

3.97

65.0

3

ПРПрс 3

ПРПгл 6

И.Н. Журавлёва

И.Н. Журавлёва

4.64

4.64

0.032

0.032

0.32

1.56

1.56

4.1

ПРПрс 4

ПРПгл 8

И.Н. Журавлёва…

W.M. Kays, …

5.69

3.52

0.044

0.058

0.35

3.20

3.47

57.8

4.2

ПРПрс 4

ПРПгл 9

И.Н. Журавлёва

W.M. Kays, …

5.69

2.67

0.044

0.057

0.35

3.20

3.97

65.0

5

ПРПчш 5

ПРПгл 6

И.Н. Журавлёва

И.Н. Журавлёва

4.22

4.64

0.036

0.032

1.18

1.82

1.56

Гладкие и рассечённые треугольные каналы (рис. 1, д – з)

1

ПРПрс 1

Г.И. Воронин, …

3.48

0.028

1.68

1.06

20.1

2

ПРПрс 2

Г.И. Воронин, …

3.48

0.028

2.51

1.06

20.1

3

ПРПрс 3

Г.И. Воронин, …

3.48

0.028

3.51

1.06

20.1

4

ПРПрс 4

Г.И. Воронин, …

3.48

0.028

4.03

1.06

20.1

5

ПРПгл 5

Г.И. Воронин, …

3.48

0.028

1.06

20.1

6

ПРПрс 6

D.C. Briggs, …

2.64

0.0385

1.71

2.16

7

ПРПгл 7

D.C. Briggs, …

2.87

0.0357

2.99

44.4

Рис. 1. Зависимости Nu = f(Re), = f(Re) или = f(Re), (Nu/Nuгл)/(/гл) = f(Re) или (Nu/Nuгл)/(/ гл) = f(Re), Nu/Nuгл = f(Re), /гл = f(Re) или / гл = f(Re): а и б – ПРПрс № 1...3 [W.M. Kays, …], № 4 [И.Н. Журавлёва], ПРПрз № 5 [В.С. Евреинова], ПРПгл № 6…8 [W.M. Kays, …], № 9 [И.Н. Журавлёва], № 10 [В.С. Евреинова] ТП, в и г – ПРПрс № 1...4, ПРПчш № 5, ПРПгл № 6 [И.Н. Журавлёва], ПРПгл № 7…9 [W.M. Kays, …] ТП c прямоугольными каналами; д и е – ПРПрс ТП № 1…4, ПРПгл № 5 [Г.И. Воронин, …] ТП, ж и з – ПРПрс № 1, ПРПгл № 5 [Г.И. Воронин, …] и ПРПрс № 6, ПРПгл № 7 [D.C. Briggs, …] ТП с треугольными каналами

а, б и в, г), качественное и количественное отличия безразмерных тепловых и аэродинамических характеристик (рис. 1: д, е и ж, з), полученные приближённые значения оценки указывают на весьма вероятную перспективность реализации процесса РИКТ в прямоугольных каналах. Принимая во внимание выполненный анализ величин возможной оценки процесса РИКТ в прямоугольных каналах пластинчато-ребристых ТП, а также известные результаты для круглого и треугольных каналов, можно высказать предположение, что для ПРПрс ТП с прямоугольными каналами при определенных величинах основных безразмерных геометрических параметров значение оценки РИКТ будет больше, чем для ТП с треугольными каналами (вследствие меньшего отрицательного влияния на теплообмен угловых ламинаризованных зон) и меньше, чем для каналов круглой формы: 2.22 < < 2.88. Результаты выполненного анализа позволили при планировании систематических экспериментальных исследований теплоаэродинамической эффективности ПРП и ПРТ теплообменников принять способы генерации вихрей в пристеночном слое отрывных течений: при обтекании плохо обтекаемых тел (ТП с рассечёнными каналами); на диффузорно-конфузорных участках (ТП с дискретными турбулизаторами в виде выступов и канавок на стенках каналов). В табл. 2 приведены обоснованные диапазоны изменения

Таблица 2

Геометрические параметры для проектирования и создания

экспериментальных пластинчато-ребристых ТП 1-го и 2-го подклассов

Тип ТП

/d

d*/d

2·δв/d

h/u

l/d

L/d

ПРПрс

0.05…0.1

0.868…0.770

7

0.7…3

20

ПРТвк

0.75…0.95

0.20…0.06

2…3

0.2…2

10…15

значений определяющих безразмерных геометрических параметров прямоугольных каналов пластинчато-ребристых теплообменных поверхностей для проведения комплексного экспериментального исследования в составе опытных ПРП и ПРТ теплообменников.

Во втором разделе приведены сведения об объектах исследования. Для проведения экспериментального исследования закономерностей ИКТ двумя результативными способами искусственной турбулизации потока теплоносителя в прямоугольных каналах были спроектированы и изготовлены: десять ПРПрс № 1…6, 8…11 и одна ПРПгл № 7 ТП, см. рис. 2; тридцать одна ПРТвк № 1…31 и четыре ПРТгл № 32…35 ТП, см. рис. 4. Гладкоканальные № 7 и № 32…35 ТП обеспечивали одинаковые возможности оценки интенсификации конвективного теплообмена обоими способами. Опытные ПРП ТА состояли из гладкоканальной (рис. 2, а, д) и рассечённых (рис. 2, б, д) ТП с прямоугольными каналами, припаянных к поверхностям плоских трубок (рис. 2, е). Из литисточников известно, что при изготовлении ТА рёбра получаются несколько изогнутыми или искривлёнными, имеет место неравномерность в их расположении на пластине (плоской трубке), лобовые кромки стенок каналов имеют скошенные края, причём углы скоса меняются. Использование матриц и пуансонов (рис. 2, в, г) при изготовлении всех объектов исследования, а также отсутствие напряжений, характерных для конструкций ТА, выполненных по чётной или нечётной схемам методом спекания, позволили чётко выдержать постоянство заданных размеров и формы поперечных сечений каналов и не допустить искривлений и неравномерности расположения рёбер в ТП опытных ТА. Испытания ПРПрс ТП проводили в два этапа. Сначала были испытаны ПРПрс ТП № 1…6 первой серии, отличавшиеся только значением параметра рассечения l/d = 0.65; 0.97; 1.30; 1.94; 2.77; 3.24 при /d = 0.0777 и h/u = 6.93. В результате были определены экспериментальные значения параметра (l/d)′min = 1.30 и максимальной оценки процесса РИКТ = 2.60. Далее, из возможных вариантов изготовления объектов второй серии для исследования влияния изменения геометрического параметра относительной толщины ребра (/d = variable), суть которых поясняется рис. 3, а, б, в, предпочтение было отдано варианту, при котором изменение значения параметра /d достигается изменением величины эквивалентного диаметра d канала при неизменной толщине ребра (рис. 3, а, г, д). Изготовленные четыре ПРПрс № 8…11 – ТП второй серии отличались только значением параметра /d = 0.1138; 0.0912; 0.0658; 0.0580 при (l/d)ср ≅ [(l/d)′min = 1.30] и [(h/u)ср = 6.95] ≅ 6.93. При этом ПРПрс ТП № 3 была общей для обеих серий. Использование для изготовления рёбер алюминиевых сплавов АМг3 (№ 1…7, 11), АМг5 (№ 10), АВ (№ 8, 9) практически одной и той же твёрдости при условии = constant способствовало обеспечению идентичности состояния резаных лобовых кромок рёбер и эффекта генерации ими, как плохо обтекаемыми телами, вихревых структур во входных сечениях каналов. Обеспечение весьма важного в экспериментальном исследовании подобия лобовых кромок каналов (рёбер) при их изготовлении из резаных лент даже одного и того же металла, но при = variable (рис. 3, б, в), представляется проблематичным. Для получения оценок ИКТ в прямоугольных каналах ПРТвк ТП было подготовлено систематическое экспериментальное исследование теплоаэродинамических характеристик тридцать одной ТП с размерами сечений каналов h⋅103 Ч u⋅103 = 12 Ч 6.9, 12 Ч 5.9, 12 Ч 4.9 и 12 Ч 3.9 м и плавно округлёнными двумерными поверхностями поперечных выступов и канавок, соответственно, с величинами

L/d = 10.50, 11.63, 13.22, 15.62 и диапазонами изменения значений геометрических параметров d*/d = 0.748…0.953, l/d = 0.183…2.003 и h/u = 1.739…3.077. Общий вид ПРТгл и ПРТвк ТП, с указанием основных размеров, показан на рис. 4, а, б. Для оценки интенсификации теплообмена в каналах ПРТвк ТП № 1…31 были исследованы также четыре ПРТгл ТП № 32…35 с величинами L/d = 10.50, 11.63, 13.22 и 15.62. Охлаждающие пластины с поперечными выступами и канавками для четырёхрядных ПРТ ТА изготавливались с помощью специальных наборных роторных матриц и пуансонов, обеспечивавших соблюдение заданных размеров. Формующие элементы цилиндрических поверхностей парных роторов представлены волнообразными поперечными профилями, соответственно, с пуансонами и матричными отверстиями. Парные роторы для серийного изготовления шестирядных водо-воздушных ТА с ПРТвк ТП показаны на рис. 4, в. Для исследования были изготовлены из меди М3 толщиной 0.1⋅10–3 м двенадцать вариантов гофрированных пластин с соблюдением различных сочетаний размеров l и в (рис. 4, г) и один вариант – гладких. Использование их при сборке опытных ПРТ ТА с соблюдением 4-х значений шага (s = 4⋅10–3; 5⋅10–3; 6⋅10–3; 7⋅10–3 м) позволило подготовить, соответственно, тридцать один типоразмер опытных ТА с ПРТвк ТП № 1…31 с дискретными турбулизаторами и четыре – гладкоканальных с ПРТгл ТП № 32…35. Конструктивный фронт по воздуху сердцевин всех опытных ПРТ ТА составлял 420⋅10–3 Ч 150⋅10–3 м, а глубина хода воздуха в каналах L = 92⋅10–3 м. Для определения влияния изменения величин основных геометрических параметров на изменение теплоаэродинамичес-

Рис. 2. ПРПгл – а и ПРПрс ТП – б; матрицы и пуансоны, гофр ПРПрс ТП № 10 (справа) – в; элемент ПРПрс ТП № 10, единичный гофр ТП в матрице, пуансон – г; исследованные ПРПрс № 1…6, 8…11 и ПРПгл № 7 ТП – д; общий вид одного из парных опытных теплообменников с ПРПрс ТП № 8 – е

 

Рис. 3. Варианты подходов к проектированию объектов исследования при: = idem – а; h = idem и u = idem – б; H = idem – в; матрицы, пуансоны, единичный гофр ПРПрс ТП № 10 – (г) и образцы опытных (см. вариант а) ПРПрс ТП № 8…11 при = 0.6⋅10–3 м = idem – (д)

ких характеристик, все тридцать пять типоразмеров ТП были разбиты на семнадцать групп: восемь для испытаний при l/d = variable и d*/d = idem; девять – при d*/d = variable и l/d = idem. Все опытные ТА имели одинаковые значения шага установки плоскоовальных трубок (из меди М3 толщиной 0.15⋅10–3 м и неизменными габаритными размерами сечения a = 18⋅10–3 м и п.т = 3⋅10–3 м) по глубине сердцевины ТА t1 = 23⋅10–3 м, расстояния по фронту между плоскоовальными трубками h = 12⋅10–3 м и четыре значения шага s установки в опытных ТА гофрированных и плоских охлаждающих пластин (рис. 4, а, б): 4⋅10–3 м – ТП № 1…11 и № 32; 5⋅10–3 м – ТП № 12…21 и № 33;6⋅10–3 м – ТП № 22…25 и № 34; 7⋅10–3 м – ТП № 26…31 и № 35.

В третьем разделе описаны аэродинамические трубы (АТ), их разомкнутые воздушные тракты и замкнутые водяные нагревательные контуры, экспериментальные участки, входные измерительные лемнискатные кол-

лекторы и приборы для исследования теплоаэродинамических характеристик опытных ПРП и ПРТ ТА. Каждая аэродинамическая труба (рис. 5, 6) предназначена для одновременного экспериментального определения критериальных тепловых – Nu = f(Re) и аэродинамических характеристик в виде зависимости = f(Re) коэффициента суммарных  (на вход, трение и выход) потерь давления в опытных теплообменниках с исследуемыми пластинчато-ребристыми поверхностями теплообмена методом стационарного теплового режима. В силу особой конструкции экспериментального участка, в АТ-1 обеспечивались расширенные возможности проведения исследова-

Рис. 4. Геометрические характеристики ПРТвк ТП: а – с гладкими рёбрами; б – с выступами и канавками на рёбрах; роторные матрица и пуансон – в; гофрированные пластины исследованных ПРТвк ТП № 1…31 – г

ний ПРПгл и ПРПрс ТП. В экспериментальном участке 12 два парных опытных ТА 9, оребрённых с одной стороны (см. рис. 2, е), устанавливались рёбрами навстречу, причём вершины рёбер одного ТА находились напротив впадин другого. При этом поверхности плоских трубок устанавливались заподлицо со стенками канала экспериментального участка, что показано на рис. 7, а, и исключались потери давления воздуха при входе pвз.вх в опытный теплообменник и при выходе pвз.вых из него, связанные с влиянием толщины плоских трубок (высоты ребристой насадки со стороны второго теплоносителя). Это позволяло надёжно определять потери давления воздуха на трение pвз.тр в каналах ребристых насадок и, в отличие от большинства экспериментальных исследований (в том числе и в АТ-2 настоящей работы), выявлять в чистом виде влияние механизма генерации вихрей при входе в короткие рассечённые каналы на изменение их тепловых Nu = f(Re) и аэродинамических = f(Re) характеристик. При необходимости схема расположения опытных ТА в экспериментальном участке в соответствии с рис. 7, б позволяла провести испытание ПРПгл ТП и любых ПРПрс ТП с учётом потерь давления воздуха при

Рис. 5. Схема аэродинамической трубы АТ-1 для испытаний ПРП опытных теплообменников: 1 – вентилятор; 2 – диафрагма; 3 – уплотнитель; 4, 13 – переходник; 5, 17, 23, 24 – кран; 6, 11 – термометр сопротивления; 7 – спай термопары; 8 – теплоизоляция; 9 – опытный теплообменник; 10 – отбор статического давления; 12 – экспериментальный участок; 15 – коллектор входной мерный лемнискатный; 14, 16 – микроманометр; 18 – насос; 19, 20 – ротаметр; 21, 25 – термостат; 22 – сосуд мерный

Рис. 7. Опытные теплообменники в экспериментальном участке АТ-1

Рис. 6. Схема аэродинамической трубы АТ-2 для испытаний ПРТ опытных теплообменников: 1 – коллектор входной мерный лемнискатный; 2, 12, 16 – отбор статического давления; 3, 17 – манометр; 4 – переходник; 5 – сетка выравнивания поля скоростей; 6, 13 – экспериментальный участок; 7, 9, 29, 30 – термометр сопротивления; 8 – опытный теплообменник; 10, 11, 14, 15 – шеститочечный насадок полного давления; 18, 24 – заслонка; 19 – бачок нагревательный; 20 – бачок расширительный; 21 – стекло мерное; 22 – устройство дренажное; 23 – клапан предохранительный; 25 – насос; 26 – сопло расходомерное; 27 – манометр дифференциальный; 28 – кран

входе pвз.вх в опытный теплообменник и при выходе pвз.вых из него в диапазоне чисел 550 Reэ 1⋅104.

В четвёртом разделе приведена методика обработки результатов экспериментального исследования, дана оценка погрешностей измерений. Наиболее примечательными являются следующие выборочно представ-

ленные элементы методики обработки результатов эксперимента.

Определение массового расхода воздуха осуществлялось с помощью комплекта входных мерных лемнискатных коллекторов, обеспечивавших при минимуме простых измерений высокую точность результата, рассчитываемого в соответствии с приведённым ниже выражением (4.1):

Значение истинного коэффициента теплоотдачи от ребристых теплообменных поверхностей к воздуху определялось по формуле (4.2), которая решалась относительно αвз методом итераций:

Метод итераций использовался и при определении величины αвз по результатам испытаний опытных ПРТ ТА. Величина αвз связана с коэффициентом теплопередачи K опытного ТА следующей зависимостью:

.  (4.3)

Конструкция водяного тракта АТ-2 во всех режимах экспериментальных исследований гарантированно обеспечивала турбулентный режим течения воды в каналах опытных ПРТ теплообменников, характеризующийся числами Рейнольдса Reвд 1·104 и соотношением αвд >> αвз.

В выражение (4.3) входит коэффициент термической эффективности работы воздушной теплообменной поверхности, значение которого определяется методом итераций. В первом приближении определяют:

коэффициент термической эффективности работы ребра ПРТгл и ПРТвк воздушных теплообменных поверхностей при αвз = K

;  (4.4)

коэффициент термической эффективности работы ПРТгл и ПРТвк воздушных теплообменных поверхностей

; (4.5)

коэффициент теплоотдачи к воздуху

.  (4.6)

Во втором приближении подставляют значение из (4.6) в выражение (4.4) вместо значения K, а затем последовательно вычисляют значения выражений (4.5) и (4.6). В результате получают значения , , второго приближения и продолжают снова указанные вычисления до выполнения условия .

Относительные среднеквадратичные погрешности экспериментального определения для ПРПгл, ПРПрс ТП и ПРТ ТА, соответственно, не превышали: коэффициентов сопротивлений – 4.9 % и – 2.25 %; критериев Nu – 9.3 и 3.0 %; критериев Re – 3.6 и 1.7 %.

В пятом разделе рассмотрен предложенный метод сравнения теплоаэродинамической эффективности теплообменников, их теплообменных поверхностей, а также реализуемого в каналах ТП процесса интенсификации теплообмена.

Использующиеся по настоящее время методы сравнения требуют полного расчёта сравниваемых ТА и по существу представляют собой громоздкие и сложные варианты решения технико-экономической задачи. Выполненное сравнение эффективности [12] различных форм и конструкций ТА (в частности, конденсатора с водяным и двух разнотипных аналогов с воздушным охлаждением) хоть и показало преимущество ТА пластинчато-ребристой конструкции с рассечёнными каналами по энергетическому N = Q/N, объёмному v = Q/V, массовому M = Q/M и экономическому эк = П/Q показателям, но потребовало весьма громоздких расчётов и принятия некоторых недостаточно чётко обоснованных значений параметров. Поэтому такие методы не нашли широкого применения, а разработка общего и надёжно обоснованного метода относительного сравнения теплоаэродинамической эффективности различных типов конструкций ТА и ТП представляется актуальной.

Предложенный метод сравнения базируется на аналитическом рассмотрении задачи относительного сравнения объёмов ТА, в частности водо-воздушных, работающих в режимах практического равенства значения коэффициента теплопередачи ТА меньшей величине коэффициента теплоотдачи (со стороны воздуха): KТА ≅ (где << ). Условиями задачи сравнения объёмов сопоставляемого и эталонного ТА являются равенства: тепловых нагрузок Qэт/Qсп = 1; расходов теплоносителей Mэт/Mсп = 1; потерь давления теплоносителями pТА.общ..эт/pТА.общ.сп 1 (или pТП.тр.эт/pТП.тр.сп 1 при сравнении объёмов ТП); температурных напоров эт/сп = 1 (или tэт/tсп = 1 при сравнении объёмов ТП). Выражение pТП.тр.эт/pТП.тр.сп 1 введено в граничные условия для случаев обеспечения надёжного экспериментального определения потерь давления воздуха на трение в каналах пластинчато-ребристых ТП. По условиям задачи считаются известными геометрические параметры сравниваемых ТА или ТП и их критериальные тепловые – Nu = f(Re) и аэродинамические – = f(Re) и (или) = f(Re) характеристики. Предложенный обобщённый метод относительного сравнения объёмов ТА любых типов конструкций базируется на вычислении методом итераций критерия {=(Nuсп/Nuэт)·(общ.эт/общ.сп)·(ор.сп/ор.эт)·(сп/эт)·[(Reэт/Reсп)·(dсп/dэт)]2} 1, контролирующего выполнение указанных теплоаэродинамических граничных условий задачи сравнения. Затем, на основании полученных для значений режимных и конструктивных параметров производится сравнение объёмов ТА {Vэт/Vсп = (Nuсп/Nuэт)·(общ.эт/общ.сп)·(ор.сп/ор.эт) Ч  Ч (сп/эт)·(Lэт/Lсп)·[(Fк.ф.сп/Fк.ф.эт)·(ж.сп/ж.эт)]2} 1. При этом уменьшение объёма теплообменника при интенсификации теплообмена происходит только за счёт уменьшения длины ТП с турбулизаторами потока теплоносителя в каналах на ΔL = Lгл – Lрс для ПРПрс ТП или ΔL = Lгл – Lвк для ПРТвк ТП (см. рис. 8). В то же время, конструктивный фронт теплообменника и его габаритные и присоединительные размеры остаются неизменными. Поэтому замена в порядке модернизации теплообменников, не требует их перекомпоновки, а изготовление модернизируемых ТА не требует изменения существующей технологии их производства.

Используя результаты исследования экспериментальных групп ТП, состоявших из нескольких ПРПрс и одной ПРПгл ТП, например, для случая определения влияния изменения величины параметра рассечения ка-

Рис. 8. Сокращения объёма сердцевин сопоставляемых ПРП и ПРТ ТА с интенсификацией конвективного теплообмена в прямоугольных а – рассечённых каналах и с дискретными турбулизаторами на стенках каналов пластинчато-ребристых теплообменных поверхностей

нала l/d на изменение теплоаэродинамических характеристик при условии постоянства величины параметра относительной толщины ребра /d, определяют отвечающую расчётным значениям критериев и группу исследованных ПРПрс ТП: точка А (,) в выделенной на рис. 9, а тёмной заливкой экспериментальной области изменения величины параметра l/d. Затем по зависимости Nu = f(l/d) при = idem определяют величину искомого параметра (l/d)х по расчётному значению критерия (абсцисса точки А на рис. 9, б), а по зависимости = f(l/d) при

 

   

Рис. 9. Вариантные схематизации графических определений искомых параметров (l/d)x, x (а…в) и (d/)x, x (г…е) ПРПрс ТП или (l/d)x, x (ж…и) и (d*/d)x, x (к…м) ПРТ ТА по расчётным значениям критериев и (см. решение для = 2500 и =15.06 на рис. 21)

= idem и величине определённого параметра рассечения (l/d)х – величину искомого коэффициента сопротивления x (ордината точки А на рис. 9, в) сердцевины ТА на основе выбранной ПРПрс ТП с интенсификацией теплообмена.

Аналогично рассмотренному случаю определяют значения искомых параметров (d/)x, x (рис. 9, г…е) ПРПрс ТП или (l/d)x, x (рис. 9, ж…и) и (d*/d)x, x (рис. 9, к…м) ПРТ ТА по расчётным значениям критериев и .

Порядок использования метода проиллюстрирован результатами сравнительных экспериментальных исследований теплообменных поверхностей (см. раздел 6) и теплообменников (см. раздел 8). Алгоритм расчёта сопоставляемого теплообменника сводится к определению безразмерного критерия Нуссельта через предварительную процедуру итерационного

расчёта значения коэффициента р эффективности работы ребра.

Коэффициент теплопередачи сопоставляемого теплообменника:

KТА = Qвз/(Fор⋅).

Коэффициент теплоотдачи к воздуху с учётом коэффициента термической эффективности работы ТП: (ор⋅αвз)idem = KТА/(1 – KТА⋅Fор/Fвд⋅αвд).

Коэффициент ор термической эффективности работы теплообменной поверхности определяется методом итераций согласно выражению:

αвз.i = (ор⋅αвз)idem/ор-(i–1).

Для начала реализации итерационного процесса задаётся начальное значение коэффициента ор.0 = 1. Коэффициент теплоотдачи к воздуху в 1-ом приближении: αвз.1 = (ор⋅αвз)idem/ор.0.

В 1-ом приближении итерационного определения р имеем:

р.1 = th{0.5⋅ht⋅[(2⋅αвз.1/(мт.р⋅р)]0.5}/{0.5⋅ht⋅[(2⋅αвз.1(мт.р⋅р)]0.5}.

Коэффициент термической эффективности работы ПРПрс ТП сердцевины ТА в 1-м приближении: ор.1 = 1 – (Fр/Fор)⋅[1 – р.1].

Сравнение значений ор.i и ор.(i+1):

= {[ор.i – ор.(i+1)]/ор.i}⋅100 % = {[ор.0 – ор.1]/ ор.0}⋅100 %.

Расчёт продолжается, если условие 0.1 % не достигнуто.

Исходя из полученного значения коэффициента ор определяется искомая величина коэффициента теплоотдачи αвз = (ор⋅αвз)idem/ор и необходимое значение критерия Нуссельта для воздушной ТП, отвечающее исходным данным расчёта: = αвз⋅dэкв/вз.ср.

Изложенные материалы используются в разделе 8 для расчёта как пластинчато-ребристых с рассечёнными ребристыми насадками, так и трубчато-ребристых с гофрированными рёбрами теплообменников и последующего сравнения их характеристик и характеристик ТА с соответствующими гладкоканальными ТП. В разделе 8 приводятся также результаты сравнения между собой характеристик ТА с разнотипными (ПРПрс и ПРТвк) ТП и с различными способами ИКТ в их каналах.

В шестом разделе представлены результаты экспериментальных исследований теплоаэродинамических характеристик в широких диапазонах значений критерия Рейнольдса: 550 Reэ 1·104 – одиннадцати пластинчато-ребристых теплообменных поверхностей с прямоугольными рассечёнными и гладкими каналами (ПРПрс ТП № 1…6 и 8…11, ПРПгл ТП № 7); 600 Reэ 1·104 – тридцати пяти трубчато-пластинчатых ТП с прямоугольными с выступами и канавками и гладкими каналами (ПРТвк ТП № 1…31, ПРТгл ТП № 32…35).

На каждую поверхность теплообмена, входившую в определённую группу с обусловленной задачей исследования, приведены: первичные зависимости видов Nu = f(Re), = f(Re) – (см. рис. 10, а и 11, а) или Nu = f(Re), = f(Re) – (см. рис. 15 и 20); данные первичной аппроксимации результатов экспериментов степенными функциями Nu = A⋅Rek, = B⋅Rem или = C⋅Ren. Все расчётные и графические материалы, представленные в данной работе, с целью повышения достоверности, основаны на результатах первичных представлений экспериментальных данных зависимостями Nu = A⋅Rek, = B⋅Rem или = C⋅Ren, как наиболее точными.

Представленные на рис. 10, б, в и 11, б, в зависимости Nu = f(l/d), = f(l/d) и Nu = f(d/), = f(d/) при Re = idem для ПРПрс ТП и на рис. 16, а, б и 21, а, б зависимости Nu = f(l/d), = f(l/d) и Nu = f(d*/d), = f(d*/d) при Re = idem для ПРТвк ТП обладают большей наглядностью, с точки зрения качественной и количественной оценок результатов исследования.

Рис. 10. Зависимости для ПРПрс № 1…6 и ПРПгл № 7 (см. «а») ТП: а – Nu = f(Re) и = f(Re); б – Nu = f(l/d) и в – = f(l/d) при Re = idem

Рис. 11. Зависимости для ПРПрс ТП № 3, 8…11 (и ПРПгл ТП № 7, позиция «а»): а – Nu = f(Re) и ζ = f(Re); б – Nu = f(d/) при Re = idem; в – ζ = f(d/) при Re = idem

Рис. 12. Сравнение результатов испытаний ПРПрс и ПРПгл ТП с литературными данными

Рис. 13. Составляющие d* = dABCD и d = dabcd параметра d*/d

Рис. 14. Зависимости Nu/Nuгл = f(d*/d) – и ζ/ζгл = f(d*/d) – при Re = idem для ПРПрс ТП № 3, 8…11

Обобщение экспериментальных данных влияния изменения параметров l/d и /d, а также в другой комбинации l/d и d*/d, на теплоаэродинамические характеристики ПРПрс ТП № 1…6, 8…11 для 5.5·102 Reэ 1·104 позволило получить алгебраические уравнения, качественно и количественно хорошо аппроксимирующие экспериментальные результаты при значениях погрешностей, соответственно: = 4.53 % и 4.45 % – уравнения (6.1) и (6.3); = 14.64 % и 14.54 % –уравнения (6.2) и (6.4):

(6.1)

(6.2)

  (6.3)

  (6.4)

Для каждой экспериментальной группы из ограниченного числа (4…5) опытных теплообменников с исследованными ПРТвк и ПРТгл ТП получены обобщающие расчётные зависимости с отражением влияния исследованного параметра при значениях погрешностей, соответственно: = 4.66 % и 4.17 % – уравнения вида и ; = 12.99 % и 15.58 % – уравнения вида и .

Тепловые и аэродинамические характеристики гладкоканальных ТП № 32…35, обеспечивавших возможность оценки ИКТ в каналах ПРТвк ТП № 1…31 и выборочные относительные теплоаэродинамические характеристики ПРТвк ТП приведены на рис. 17…19.

Качество экспериментальных установок, корректность методик проведения экспериментов, обработки опытных данных и представления результатов исследования подтверждено положительными оценками сравнений последних с результатами других исследователей. Как свидетельствуют графики 7, 9 и 8, 10 (см. рис. 12), отражающие результаты тепловых испытаний ПРПрс ТП с близкими значениями параметра рассечения, расхождения в значениях критерия Nu находятся в пределах, соответственно, от + 18 % до – 12 % и от + 10 % до – 4 %. Бльшими затратами кинетической энергии потока теплоносителя на образование весьма энергоёмких крупномасштабных вихрей в каналах, характеризующихся высокими значениями относительной толщины ребра δ/d, объясняется тот факт, что линии 9 и 10 расположены в областях несколько бльших значений коэффициента сопротивления по сравнению с линиями 7 и 8. Разброс в полученных различными авторами значениях крите-

Рис. 15. Зависимости Nu = f(Re) и = f(Re) для групп ПРТгл и ПРТвк ТП при (d*/d)ср: а – 0.868, б – 0.804, в – 0.760, г – 0.886, д – 0.854, е – 0.821, ж – 0.948, з – 0.918

рия Nu и коэффициента сопротивления для ПРПгл ТП определяется, в основном, различием в значениях параметров L/d и h/u. Параметр δ/d не является определяющим, так как эффект на входе в канал при больших значениях L/d на характеристиках ТП практически не сказывается.

Оценена правомерность применения традиционного для трубчато-пластинчатых с выступами и канавками поверхностей теплообмена параметра степени сужения сечения канала d*/d, формально одинаково выстроенного и для пластинчато-ребристых рассечённых поверхностей теплообмена (определение составляющих параметра d*/d для канала ПРПрс ТП показано на рис. 13), при обработке и представлении эксперимен-

 

Рис. 16. Зависимости Nu = f(l/d) – а и = f(Re) – б при Re = idem для ПРТвк № 27, 31 при (d*/d)ср = 0.918 и ПРТгл № 35 ТП

Рис. 17. Зависимости Nu = f(Re) и = f(Re) для ПРТгл ТП № 32…35

Рис. 18. Зависимости (Nu/Nuгл)/(/гл) = f(Re), Nu/Nuгл = f(Re), /гл = f(Re) для ПРТвк ТП № 27, 31 при (d*/d)ср = 0.918

Рис. 19. Зависимости Nu/Nuгл = f(l/d) и /гл = f(l/d) при Re = idem: ПРТвк ТП № 27, 31 при (d*/d)ср = 0.918

тальных данных (см. рис. 14), оценке процесса рациональной интенсификации конвективного теплообмена, сравнении эффективности теплообменников обоих видов конструкций. Приведённые на рис. 14 (извлечение) и 22, б графические определения оценок текущих процессов РИКТ показали, что использование параметров /d и d*/d приводит к практически совпадающим (не хуже чем ±0.6 %) результатам.

Полученные результаты систематического экспериментального исследования проанализированы с позиций предложенных физических механизмов интенсификации конвективного теплообмена в каналах испытанных ПРПрс и ПРТвк ТП, как в условиях ламинарного, так и в условиях переходного и турбулентного режимов течения теплоносителя.

Результаты экспериментальных исследований теплоаэродинамических характеристик ПРПрс и ПРТвк ТП подтвердили, что в

исследованных прямоугольных каналах с интенсификацией теплообмена, как рассечением длинных гладких каналов, так и дискретными турбулизаторами на стенках гладких каналов в виде выступов и канавок, реализуется процесс РИКТ, надёжно управляемый изменением значений основных безразмерных геометрических параметров и определяющийся высоким уровнем максимальных значений оценок .

Определение оценки теплоаэродинамической эффективности процессов интенсификации конвективного теплообмена с заменой отношения тр/тр.гл на общ/общ.гл, как это иногда допускается для упрощения (или при невозможности экспериментального определения значения вх+вых), приводит к искажению истинной оценки тем значительнее, чем толще плоская трубка (выше ребристая насадка со стороны второго теплоносителя) и, следовательно, больше вх+вых.

Информативность картины достигаемых результатов ИКТ, традиционно отражаемых зависимостями (Nu/Nuгл)/(/гл) = f(Re), Nu/Nuгл = f(Re) и /гл = f(Re) является недостаточной. Она не позволяет судить о максимальных значениях оценок интенсификации для гипотетических теплообменных поверхностей со значениями основных геометрических безразмерных параметров каналов, не совпадающими с аналогами исследованных в составе группы из ограниченного числа (4…5) опытных теплообменников, в пределах всей области реализации процесса рациональной интенсификации теплообмена. По этой причине реальное максимальное значение оценки может отвечать явно не просматривающейся – гипотетической теплообменной поверхности.

Результаты исследований процесса рациональной интенсификации конвективного теплообмена в настоящей работе и известные из литературных источников могут быть представлены достигаемыми при (′ ранжированными оценками для каналов различной формы поперечного сечения, указывающими на широкую физическую общность процесса РИКТ в каналах различной формы поперечного сечения: = 2.88 – круглые каналы с диафрагменными пережатиями {(d*/d)′x = 0.875, s/d = 0.496, L/d = 114}, [Э.К. Калинин, …]; = 2.78 – прямоугольные рассечённые каналы {(/d)′x = 0.061, (l/d)ср = 1.30, (h/u)ср = 6.95, L/d = 19.43}, автор; = 2.60 – прямоугольные рассечённые каналы {(l/d)′x = 1.31, /d = 0.0777, h/u = 6.93, L/d = 19.43}, автор; = 2.10 – треугольные каналы с выступами и канавками {(d*/d)′x = 0.797, h/s = 1.522, l/d = 1.52, L/d = 23.6} [Е.В. Дубровский]; = 1.46 – треугольные рассечённые каналы {(l/d)′x = 0.4, /d =

Рис. 20. Зависимости Nu = f(Re) и = f(Re) для групп ПРТгл и ПРТвк ТП при l/d: а – 0.272, б – 0.704, в – 2.003, г – 0.230, д – 0.596, е – 1.695, ж – 0.202, з – 0.183, и – 1.347

= 0.0287, h/s = 1.06, L/d = 20.1}, не экспериментальная оценка принята экстраполяцией опытных данных для значения (l/d)′x = 0.4, существенно меньшего значения левого конца интервала опытного изменения параметра [Г.И. Воронин, …]; = 1.38 – прямоугольные каналы с выступами и канавками {(d*/d)′x = 0.899, h/u = 1.739, l/d = 0.183, L/d = 10.50}, автор.

 

Рис. 21. Зависимости Nu = f(d*/d) – а и = f(d*/d) – б при Re = idem для ПРТ ТА № 12…15 и 33 (см. также рис. 9, л…м)

В седьмом разделе приведены результаты анализа полученных экспериментальных данных, показавшие следующее.

1. Влияние на РИКТ изменения параметра рассечения. Наибольший интерес представляют рассечённые ТП со значениями параметра l/d < (5…3), при которых генерируемые во входных сечениях каналов вихри, приводят к наиболее интенсивному росту коэффициента теплоотдачи. Данные аппроксимации позволили построить для выборочных значений критерия Re

зависимости Nu/Nuгл = f(l/d) и /гл = f(l/d), координаты точек пересечения которых при Re = idem определяют i значений текущих оценок процессов РИКТ и параметра рассечения (l/d)′i при (′) = 1. Графические определения величин и (l/d)′i показывают (см. рис. 22, а) для группы ПРПрс ТП № 1…6 [(l/d)э = 0.65…3.24, /d = 0.0777, h/u = 6.93], реализацию процессов РИКТ в широких пределах изменения значений (Re′min = 600) ≤ Re′i ≤ (Re′max = 6000). Представленная на рис. 23, а зависимость (l/d)′ = f(Re) совокупностью своих точек обусловливает величины определяющего геометрического параметра 1.23 ≤ (l/d)′i ≤ 3.23 и область значений режимного параметра 600 ≤ Re′i ≤ 6000, при которых с оценками и значением (′) = 1 реализуются i процессов РИКТ и = 2.60 при (l/d)′x = 1.31 и условии (′) = 1.

2. Влияние на РИКТ изменения параметра относительной толщины ребра. Анализ результатов исследования показал, что влияние изменения значений параметра /d на теплоотдачу наиболее сильно проявляется в диапазоне значений критерия Рейнольдса 600 ≤ Re ≤ 3500, а на коэффициент потерь давления – в диапазоне 1100 ≤ Re ≤ 1·104 (см. рис. 11). При этом с уменьшением значений параметра /d в диапазоне значений 0.058 ≤ (/d)э ≤ 0.1138 для (l/d)ср = (l/d)′min = 1.30 при Re = idem во всём исследованном диапазоне 600 ≤ Reэ ≤ 1·104, значения критерия Nu увеличиваются, а коэффициента потерь давления – уменьшаются. При меньших иссле-

а

б

в

Рис. 22. Зависимости при Re = idem: Nu/Nuгл = f(l/d) и /гл = f(l/d) для ПРПрс ТП № 1…6 при /d = 0.0777 – а; Nu/Nuгл = f(/d) и /гл = f(/d) для ПРПрс ТП № 3, 8…11 при (l/d)ср = 1.30 – б; Nu/Nuгл = f(d*/d) и /гл = f(d*/d) для ПРТвк ТП № 22…25 при l/d = 0.202 – в; – Nu/Nuгл; – /гл и /гл

дованных значениях параметра 0.058 ≤ /d ≤ 0.0777 сгенерированные на острых кромках стенок коротких каналов вихри имеют меньший масштаб и распространяются вдоль потока в основном только в области пристеночного слоя, увеличивая в нём турбулентные параметры потока λт и εт. В результате реализующийся процесс РИКТ протекает наиболее эффективно при умеренных значениях коэффициента потерь давления, которые в основном определяются подводом дополнительной энергии к потоку теплоносителя в тонком пристеночном слое, не затрагивая ядра. При значениях /d > 0.0777 внешняя граница отрывной зоны удаляется от стенки канала, увеличивая толщину рециркуляционной области отрыва. Поэтому в непосредственной близости от стенки канала в рециркуляционной зоне отрыва значения турбулентных параметров потока λт и εт уменьшаются, что приводит к уменьшению значений оценки РИКТ. Кроме того, в области присоединения и последующего развития пограничного слоя значения турбулентных параметров потока λт и εт меньше, чем в случае тонкого ребра, отвечающего значениям /d ≤ 0.0777. Отмеченное обстоятельство объясняется уменьшением кинетической энергии присоединяющегося пограничного слоя и значений турбулентных пульсаций скорости в нём в области присоединения и, соответственно, в области последующего развития пограничного слоя. При этом масштаб сгенерированных во входных сечениях каналов вихрей увеличивается, а их распространение вдоль потока происходит как в области пристеночного слоя, так и в ядре потока. Область ядра потока теплоносителя, занятая вихрями при /d > 0.0777 увеличивается, а дополнительная энергия, подведённая к потоку и затраченная на образование и распространение вихрей за пределы пристеночного слоя не способствует росту ИКТ.

Определение координат точек пересечения зависимостей ζ/ζгл = f(Re) и Nu/Nuгл = f(Re) при Re = idem (см. рис. 22, б), позволило построить зависимости (/d)′ = f(Re) и (Nu/Nuгл)′ = f(Re) для диапазона значений критерия Re′i при условии (′) = 1 реализации процессов РИКТ. Результаты графических определений величин и (/d)′i для выборочных значений критерия Re′i показывают (см. рис. 23, б) для группы ПРПрс ТП № 3, 8…11 [(/d)э = 0.0580…0.1138, (l/d)ср = 1.30, (h/u)ср = 6.95] реализацию процессов РИКТ также в достаточно широких пределах изменения значений (Re′min = 600) ≤ Re′i ≤ (Re′max = 4400). Для оценки теплоаэродинамической эффективности исследованных ПРПрс ТП 3, 8…11 на рис. 23, б приведены зависимости ζ/ζгл = f(Re), Nu/Nuгл = f(Re) и (′) = 1, подтверждающая соблюдение условия реализации процессов РИКТ. Для условий проведённого экспериментального исследования установлены: предел рационального уменьшения параметра

Рис. 23. Зависимости значений: определяющего комплекса РИКТ в виде (Nu/Nuгл)/(/гл) = f(Re) – а, б или (Nu/Nuгл)/(/гл) = f(Re) – в, г, д, е; относительных тепловых Nu/Nuгл = f(Re) – а, б, в, г, д, е и аэродинамических в виде (/гл) = f(Re) – а, б или (/гл) = f(Re) – в, г, д, е характеристик; определяющих безразмерных геометрических параметров l/d = f(Re) – а; /d = f(Re), d/ = f(Re) и d*/d = f(Re) – б; 2в/d = f(Re), d/2в = f(Re) и d*/d = f(Re) – в, г, д, е; для ПРПрс ТП № 1…6 при /d = 0.0777 и l/d = variable = 0.65…3.24 –

а; для ПРПрс ТП № 8, 9, 3, 10, 11 при l/d = 1.30 и /d = variable = 0.1138…0.0580; для ПРТвк ТП № 12…15 при l/d = 0.230 и d*/d = variable = 0.925…0.829 – в; для ПРТвк ТП № 16…19 при l/d = 0.596 и d*/d = variable = 0.909…0.813 – г; для ПРТвк ТП № 22…25 при l/d = 0.202 и d*/d = variable = 0.942…0.867 – д; для ПРТвк ТП № 26…28 при l/d = 0.183 и d*/d = variable = 0.953…0.893 – е

[(/d)′x]min = 0.061; максимальная величина оценки = 2.78 процесса РИКТ при условии (′) = 1. Дальнейшее уменьшение величины параметра /d не отвечает условию РИКТ. Приведённые зависимости ′ = f(Re), (Nu/Nuгл)′ = f(Re) и (/d)′ = f(Re) позволяют при проектировании ТА определять величины и Re′i при любой, задаваемой в диапазоне значений от 0.061 до 0.086, величине параметра (/d)′i, отличной от частных значений, имевших место в эксперименте при соблюдении условия (′) = 1. Идентичные приведённым на рис. 22, б графические решения с использованием величины /d могут быть получены при использовании параметров в виде d/ и d*/d [см. зависимости (d/)′ = f(Re) и (d*/d)′ = f(Re) на рис. 23, б].

3. РИКТ генерацией вихрей дискретными турбулизаторами. Влияние наиболее важной величины в на изменение значений теплоаэродинамических характеристик ПРТвк ТП обычно оценивается безразмерным геометрическим параметром d*/d. Результаты аппроксимации позволили для четырёх групп ПРТвк и ПРТгл ТП (№ 12…15 и 33; № 16…19 и 33; № 22…25 и 34; № 26…28 и 35), в каналах которых реализуется процесс РИКТ, построить зависимости Nu/Nuгл = f(d*/d) и /гл = f(d*/d) при Re = idem, координаты точек пересечения которых для i выбранных величин критерия Re (см. рис. 22, в для группы ПРТвк ТП № 22…25) определяют i текущих наибольших значений оценок и наименьших значений параметра (d*/d)′ процесса РИКТ. Совокупность представленных на рис. 22, в (извлечение) вариантов графических определений величин и (d*/d)′i при Re = idem показывает, что для группы ПРТвк ТП № 22…25 [(d*/d)э = 0.867…0.942; l/d = 0.202; h/u = 2.034; L/d = 11.63] процесс РИКТ реализуется в достаточно широких пределах изменения значений (Re′min = 800) ≤ Re′i ≤ (Re′max = 3000). Использование симплекса d/2·в, наряду с параметром d*/d, приводит к совпадающим с удовлетворяющей инженерную практику точностью (не хуже чем ±2 %) результатам. Аналогичные построения для трёх других групп ПРТвк ТП приведены на рис. 23, в, г, е.

4. Физическая общность процесса РИКТ, реализуемого в прямоугольных каналах двумя результативными способами. Приведённые графические зависимости (l/d)′ = f(Re) для группы ПРПрс ТП № 1…6 (см. рис. 23, а), (d/)′ = f(Re) или (d*/d)′ = f(Re) для группы ПРПрс ТП № 3, 8…11, (d*/d)′ = f(Re) или (d/2·в)′ = f(Re) для групп ПРТвк ТП № 12…15, 16…19, 22…25, 26…28 (см. рис. 23, б…е) аналогичны по форме, характеризуются однотипными провалами в кривых и весьма близки по характерам протекания. Физическая общность процесса РИКТ, реализуемого обоими способами искусственной турбулизации потока теплоносителя, усматривается из рис. 24, иллюстрирующего все возможные варианты достигае мой ИКТ. Процесс по ниспадающей левой ветви 1-2-3 зависимостей (l/d)′ = f(Re) и (d*/d)′ = f(Re) объясняется воздействием искусственной турбу-

Рис. 24. Обобщённая схематизация областей изменения зна- чений режимного и основных геометрических безразмерных параметров, определяющих ре-ализацию процесса РИКТ в прямоугольных каналах ПРПрс и ПРТвк ТП

лизации на более толстый пристеночный пограничный слой в переходной области режима течения теплоносителя при наличии тенденции опережающего роста относительной тепловой характеристики Nu/Nuгл = f(Re) по сравнению с ростом относительных аэродинамических характеристик /гл = f(Re) для ПРПрс ТП или /гл = f(Re) для ПРТвк ТП и сопровождается падением значений кривых (l/d)′ = f(Re) или (d*/d)′ = f(Re) до (l/d)′min = (l/d)′3 или (d*/d)′min = (d*/d)′3, что равносильно уменьшению длины короткого ребра по ходу теплоносителя до значения l′min и увеличению высоты выступа до значения (в)′max. Затем с ростом значений критерия Re и наступлением более развитого турбулентного режима прекращается опережающий рост отношения Nu/Nuгл над ростом отношений /гл или /гл, соответственно, величина определяющего комплекса (′′) > 1 или (′′) > 1 уменьшается и принимает при Re′11 = Re′max предельное для процесса РИКТ значение (′) = 1 или (′) = 1. При этом значение параметра возрастает до

(l/d)′11 = (l/d)′max или (d*/d)′11 = (d*/d)′max, что равносильно увеличению длины короткого ребра по ходу теплоносителя до l′11 = l′max или уменьшению высоты выступа до значения (в′)11 = (в′)min на правой границе области реализации процесса РИКТ. Следовательно, в области зарождающейся слаборазвитой турбулентности переходного режима течения, когда основное термическое сопротивление обусловлено более толстым пристеночным слоем, предпочтительно применение дискретных турбулизаторов с более интенсивным воздействием на поток теплоносителя (ПРПрс ТП с меньшими значениями параметра l/d или l и ПРТвк ТП с меньшими значениями параметра d*/d или с бльшими значениями в), чем при развитом турбулентном режиме.

Из рис. 24 видно, что зависимости (l/d)′ = f(Re) для ПРПрс ТП или (d*/d)′ = f(Re) для ПРТвк ТП совокупностью своих точек обусловливают величины соответствующих геометрических параметров (l/d)′ или (d*/d)′ и область значений критерия Re′, при которых с оценкой (Nu/Nuгл)′ и значением определяющего комплекса (′) = 1 для ПРПрс ТП или (′) = 1 для ПРТвк ТП реализуется процесс РИКТ.

Произвольно принятым значениям (отмечены *) параметра рассечения [(l/d)′1 = (l/d)′9] > [(l/d)* = (l/d)′2 = (l/d)′8] > (l/d)′3 или степени сужения сечения канала [(d*/d)′1 = (d*/d)′9] > [(d*/d)* = (d*/d)′2 = (d*/d)′8] > (d*/d)′3 и критерия Рейнольдса Re′1 < (Re* = Re4) < Re′9, соответствует достигаемое значение оценки в т. 6 (Nu/Nuгл)′′6 < (Nu/Nuгл)′4 процесса РИКТ при значении комплекса (′′) или (′′) (см. рис. 24). Зависимости (l/d)′ = f(Re) или (d*/d)′ = f(Re) также отчётливо показывают (рис. 24), что при значении определяющего комплекса (′′)Re* > 1 или (′′)Re* > 1 в диапазоне значений (l/d)′1 ≥ (l/d)* > (l/d)′3 или (d*/d)′1 ≥ (d*/d)* > (d*/d)′3 каждому произвольному значению параметра (l/d)* или (d*/d)* отвечают две пары значений Re′2, (Nu/Nuгл)′2 и Re′8, (Nu/Nuгл)′8, являющиеся координатами, соответственно, точки 2 на левой 1-2-3 и точки 8 на правой 3-4-7-8-9 ветвях (относительно точки 3) графической зависимости (Nu/Nuгл)′ = f(Re). Случаю (l/d)* = (l/d)′min = (l/d)′3 или (d*/d)* = (d*/d)′min = (d*/d)′3 отвечает пара значений Re′3 и (Nu/Nuгл)′3.

В самом общем случае в диапазоне значений от Re′min = Re′1 до Re′max = Re′11 произвольному значению критерия Рейнольдса Re* могут соответствовать три значения основного геометрического параметра: 1) (l/d)′ или (d*/d)′ – реализуется процесс РИКТ при [(Nu/Nuгл)′ = (/гл)′]Re*=idem или [(Nu/Nuгл)′ = (/гл)′]Re*=idem (совокупность точек зависимости (l/d)′ = f(Re) или (d*/d)′ = f(Re) – кривая 1-2-3-4-7-8-9-10-11); 2) (l/d)′′ > (l/d)′ или (d*/d)′′ > (d*/d)′ – реализуется процесс РИКТ при [(Nu/Nuгл)′′ > (/гл)′′]Re*=idem или [(Nu/Nuгл)′′ > (/гл)′′]Re*=idem, причём [(Nu/Nuгл)′′ < (Nu/Nuгл)′]Re*=idem (совокупность точек области 1-2-3-4-7-8-9-10-11-С-В-1 без точек кривой 1-2-3-4-7-8-9-10-11); 3) l/d < (l/d)′ или d*/d < (d*/d)′ – реализуется интенсификация теплообмена при (Nu/Nuгл < /гл)Re*=idem или (Nu/Nuгл < /гл)Re*=idem, причём [Nu/Nuгл > (Nu/Nuгл)′ > (Nu/Nuгл)′′]Re*=idem (совокупность точек области 1-2-3-4-7-8-9-10-11-D-A-1 без точек кривой 1-2-3-4-7-8-9-10-11).

Произвольной величине критерия Re* (Re* = Re4) в диапазоне значений (Re′min = Re′1) ≤ Re* ≤ (Re′max = Re′11) будет отвечать процесс РИКТ при значении определяющего комплекса: ()′Re* = 1 или ()′Re* = 1 и (Nu/Nuгл)′4, если принимаемая величина геометрического параметра будет равна (l/d)′4 или (d*/d)′4; ()′′Re* > 1 или ()′′Re* > 1 и (Nu/Nuгл)′′6 < (Nu/Nuгл)′4, если принимаемая величина геометрического параметра отвечает неравенству (l/d)′′6 > (l/d)′4 для ПРПрс ТП или (d*/d)′′6 > (d*/d)′4 для ПРТвк ТП. В этих случаях обеспечивается наиболее рациональное сокращение объёма ТА за счёт уменьшения длины L каналов ТП (при том же или уменьшенном конструктивном фронте).

Если же для ПРПрс ТП или ПРТвк ТП принимаемые величины параметров l/d или d*/d отвечают неравенствам (l/d)5 < (l/d)′4 или (d*/d)5 < (d*/d)′4, то процесс РИКТ не реализуется, а интенсификация теплооб- мена определяется неравенствами (Nu/Nuгл)5 < (/гл)5 или (Nu/Nuгл)5 < (/гл)5. При этом сокращение объёма ТА может произойти также за счёт уменьшения длины L каналов ТП, но при неизбежном увеличении конструктивного фронта, что осложняет компоновку и, как правило, неприемлемо в транспортных теплообменниках.

В восьмом разделе представлены алгоритм расчёта и реализация обобщённого метода сравнения эффективности теплообменников.

1. ПРП теплообменники с гладкими и рассечёнными каналами идентичной геометрии поперечных сечений. Согласно предложенной методике выполнены расчёты многочисленных вариантов групп из двух теплообменников: эталонного с ПРПгл ТП и сопоставляемого с ПРПрс ТП. Сравнение объёмов теплообменников позволяет обоснованно принимать заключения о целесообразности модернизации (или замены) существующих

Рис. 25. Схема сердцевины водо-воздушного пластинчато-ребристого ТА: эталонного с гладкоканальной и сопоставляемого с рассечённой ребристыми насадками (различные ребристые насадки на боковых поверхностях одной плоской трубки изображены условно)

гладкоканальных пластинчато-ребристых ТА подклассов ПРТ (рис. 4, а и 26, а) и ПРП (рис. 2, а и 25, внизу) в различных инженерных объектах используя

эффективные конструкции с ИКТ в каналах: ПРТ (рис. 4, б и 26, б) и ПРП (рис. 2, б и 25, вверху). Графоаналитические определения величин (l/d)x и x теплообменников с ПРПрс ТП при значениях параметров (h/u)ср = 6.80,

Рис. 26. Элементы сердцевин трубчато-пластинчатых теплообменников на основе плоскоовальных трубок 18⋅10–33⋅10–30.15⋅10–3 м из меди марки М3 с а –гладкими и б – гофрированными (выступы и канавки) рёбрами

(/d)ср = 0.078 показаны на: рис. 27, а, б при значении шага рёбер s = 3.5⋅10–3 м; рис. 27, в, г – s = 4⋅10–3 м; рис. 27, д, е – s = 5⋅10–3 м. Результаты расчётов теплообменников с ПРПрс ТП для значений скоростей воздуха wвз.вх = 1.90…11.22 м/с указывают на значительное сокращение объёма и массы их сердцевин для случаев (′) = 1: в 1.98…2.35 раза при s = 3.5⋅10–3 м – Qвз = (34.4…84.4)⋅103 Вт и = 596 м2/м3; в 1.83…2.39 раза при s = 4⋅10–3 м – Qвз = (30.2…74.2)⋅103 Вт и = 523 м2/м3; в 1.81…2.31 раза при s = 5⋅10–3 м – Qвз = (23.4…59.2)⋅103 Вт и = 428 м2/м3.

2. ПРП теплообменники с рассечёнными каналами подобной геометрии поперечных сечений. Уменьшение значения эквивалентного диаметра канала ТП повышает её компактность. Однако при использовании пластинчато-ребристых теплообменных поверхностей в незамкнутых системах на уменьшение размеров их каналов накладываются эксплуатационные ограничения, продиктованные опасностью засорения и выражающиеся наименьшими значениями шага рёбер – smin ≅ (4…3.5)⋅10–3 м. Приведённые в таблице результаты расчётов для сравнения параметров однотипных ТА с рассечёнными прямоугольными каналами отличающихся размеров (sэт = 5⋅10–3 и sсп = 3.5⋅10–3 м) подобной геометрии поперечных сечений (h/u ≅ idem, /d ≅ idem) однозначно определяют преимущества сопоставляемых теплообменных аппаратов в условиях реализации процесса РИКТ при (′) = 1: сокращение объёмов и масс сердцевин в VТА-эт/VТА-сп = LТА-эт/LТА-сп = MТА-эт/MТА-сп = 1.49…1.77 раза.

3. Группа разнотипных теплообменников. Рассмотрен вариант расчётов и сравнений группы теплообменников отличающихся конструкций: с сопоставляемыми эффективными ПРПрс ТП (рис. 28, а) и ПРТвк ТП (рис. 28, б); с эталонной ПРТгл ТП (рис. 28, в). В пакет исходных данных

     

Рис. 27. К графическим определениям значений (l/d)x и x водо-воздушных ТА с рассечёнными каналами (h/u = idem = 6.93 и /d = idem = 0.0777) при s = 3.5⋅10–3 м – а, б, 4⋅10–3 м – в, г, 5⋅10–3 м – д, е и wвз.вх = 1.90; 2.64; 4.70; 5.20; 7.50; 11.22 м/с (отвечающие значениям wвз.вх числа Re указаны на рисунке)

Рис. 28. Сокращение объёма сердцевин ТА за счёт вихревой интенсификации теплообмена в каналах ПРПрс ТП – а и ПРТвк ТП – б по сравнению с эталонным ТА с ПРТгл ТП – с

входят (извлечение) Qвз.гл = 52.82⋅103 Вт, wвз.вх = 4.70 м/с; tвз.вх = +30 °С; tвд.вх = +90 °С, Vвд.вх = 0.004167 м3/с, … , все значения величин с индексом «гл» (или «эт»), параметры элементов цельнопаянной многоканальной плоской трубки, размеры конструктивного фронта ТА и результаты исследований тепловых Nu = f(Re) и аэродинамических = f(Re) или = f(Re) характеристик ТП сердцевин эталонного ТА с ПРТгл ТП и сопоставляемых ТА с ПРТвк и ПРПрс ТП. Сравнение результатов расчётов определило следующие показатели сокращения объёма сердцевин сопоставляемых ТА: VТА-ПРТгл/VТА-ПРТвк = 1.167; VТА-ПРТгл/VТА-ПРПрс = 1.640; VТА-ПРТвк/VТА-ПРПрс = 1.405. Сокращение объёмов сердцевин сопоставляемых ТА обеспечивается уменьшением глубины ТА по ходу воздуха по отношению к LПРТгл = 138⋅10–3 м эталонной ТП, принятой за 100 %: LПРТвк = 115⋅10–3 м или 83.3 %; LПРПрс = 82.3⋅10–3 м или 59.6 %.

Если отступить от соблюдения условия РИКТ (′) = 1 и в режиме () < 1 сравнить с 6-рядным гладкоканальным ТА 4-рядный ТА с ПРТвк ТП, то расчёты показывают значение LТПвк = 92⋅10–3 м или 66.7 % от LПРТгл, а L1 = 46⋅10–3 м или 33.3 % от LПРТгл. При этом заметно (на 37.8 %) возрастает сопротивление сердцевины ТА продуваемому охлаждающему воздуху: (pТА-ПРТвк = 80.54 Н/м2) > (pТА-ПРТгл = 58.47 Н/м2). В определённой части ситуаций подобный вариант сокращения объёма ТА может быть признан неприемлемым. При этом ТА с ПРПрс ТП обеспечивает большее сокращение объёма сердцевины эталонного ТА (на 40.5 %) при процессе РИКТ с соблюдением условия (′) = 1.

Рассмотренным примером сопоставления ТА с сердцевинами на основе ПРТгл (рис. 28, в), ПРТвк (рис. 28, б) и ПРПрс (рис. 28, а) теплообменных поверхностей легко демонстрируются различные варианты сравнений эффективности: однотипных ТА с гладкими каналами (без интенсификации теплообмена) и с каналами идентичной геометрии с искусственной турбулизацией потока теплоносителя; разнотипных ТА с гладкими каналами и каналами других размеров, форм и способов интенсификации теплообмена; разнотипных ТА с реализацией ИКТ отличающимися способами в каналах различного типа; группы разнотипных ТА с определением лучшего и худшего из них на основании ранжирования по величине объёма сердцевин ТА.

Заключение (сводные выводы по работе и рекомендация)

Результаты выполненного комплексного исследования интенсификации теплообмена в высокоэффективных пластинчато-ребристых теплообменниках с прямоугольными каналами поверхностей теплообмена, с учётом промежуточных выводов по разделам, можно свести к следующим сводным выводам.

1. Обоснована анализом литературных данных перспективность наиболее эффективной вихревой интенсификации конвективного теплообмена в малоисследованных прямоугольных каналах ПРПрс и ПРТвк ТП. Выполненной дополнительной обработкой известных результатов предопределена весьма вероятная реализация процесса РИКТ в прямоугольных каналах с высокой оценкой в пределах 2.22 2.88 при (′) = 1 вследствие меньшего отрицательного влияния на теплообмен угловых ламинаризованных зон, чем в треугольных каналах.

2. Предложен и реализован в работе экспериментальный метод прямого определения коэффициента потерь давления на трение тр в каналах ПРПрс и ПРПгл ТП в разработанной и созданной конструкции универсального рабочего участка аэродинамической трубы. Экспериментально установлено (без погрешностей влияния потерь вх+вых при входе в ПРП ТА и выходе из него) влияние механизма генерации вихрей в каналах ПРПрс ТП на максимальную величину важной с научной точки зрения оценки процесса РИКТ при (′) = 1. Показано, что замена параметра на приводит при (′) = 1 к определению частной оценки эффективности ПРПрс ТА при конкретной п.т, но не процесса интенсификации теплообмена реализованным способом.

3. Выполнено систематическое экспериментальное исследование интенсификации конвективного теплообмена в прямоугольных каналах ПРПрс и ПРТвк ТП в широком диапазоне изменения чисел (Re)э = [(0.550.6)…10]⋅103. Получены данные о влиянии на теплоаэродинамические характеристики поверхностей основных геометрических параметров каналов в диапазонах значений: (l/d)э = 0.65…3.24, (/d)э = 0.0580…0.1138 – ПРПрс ТП; (l/d)э = 0.183…2.003, (d*/d)э = 0.748…0.953 – ПРТвк ТП. Рекомендованы критериальные и графические зависимости для расчёта теплоотдачи и аэродинамического сопротивления ТА. Доказано, что в каналах исследованных ТП реализуется процесс РИКТ, надёжно управляемый изменением значений основных геометрических параметров каналов. Установлены значения максимальных оценок, условия реализации и диапазоны изменений значений текущих оценок процессов РИКТ: ПРПрс ТП № 3, 8…11 – = 2.78 при (/d)′x = 0.061; (/d)′i = 0.061…0.086; = 2.11…2.78; ПРТвк ТП № 26…28 – = 1.38 при (d*/d)′x = 0.899; (d*/d)′i = 0.893…0.954; = 1.10…1.38 и = 1.38…1.14.

4. Впервые поставлена и решена задача определения в режиме поиска и анализа сведений о процессе РИКТ и параметрах ПРПрс и ПРТвк ТП на основании результатов экспериментального исследования групп из ограниченного числа (4…5) опытных ТА. Существенно дополнена зависимостями (l/d)′ = f(Re), (/d)′ = f(Re) и (d*/d)′ = f(Re) информативность картины достигаемых показателей РИКТ, традиционно отражаемых зависимостями (/гл) = f(Re) или (/гл) = f(Re), (Nu/Nuгл) = f(Re), (Nu/Nuгл)/(/гл) = f(Re) или (Nu/Nuгл)/(/гл) = f(Re). Предложен, апробирован и реализован в работе графический метод, позволяющий определять и наблюдать непрерывное изменение значений текущих оценок и необходимых при конструировании ТА безразмерных геометрических параметров ПРПрс ТП и ПРТвк ТП в пределах области реализации процесса РИКТ.

5. Установлено, что в переходной области течения теплоносителя имеет место провал в кривых зависимостей (l/d)′ = f(Re) и (d*/d)′ = f(Re), указывающий на необходимость применения дискретных турбулизаторов с более интенсивным воздействием на поток, чем при развитом турбулентном режиме.

6. Впервые при исследовании закономерностей реализации процесса РИКТ в каналах предложена, апробирована и использована схематизация областей изменения значений основных безразмерных геометрических и режимного параметров, показывающая физическую общность реализации процесса РИКТ в прямоугольных каналах ПРПрс и ПРТвк ТП двумя исследованными результативными способами искусственной турбулизации потока теплоносителя.

7. Доказана правомерность применения традиционного для ПРТвк ТП параметра степени сужения сечения канала d*/d, формально одинаково выстроенного и для ПРПрс ТП, что подтверждено данной работой при: представлении и обработке экспериментальных данных; сравнительных оценках процессов РИКТ при рассмотрении в единой форме результатов, обладающих физической общностью.

8. Полученные, меньшие ожидаемых, максимальные значения оценки процесса РИКТ в прямоугольных каналах ПРТвк ТП объясняются двумя причинами. Во-первых, значительная часть (24.5…36.6) % периметра канала, относящаяся к гладким плоским трубкам, не генерирует искусственную турбулентность в пристеночном слое. Во-вторых, максимальные значения оценок РИКТ в каналах ПРТвк ТП определялись относительно эталонных коротких гладких каналов с параметрами L/d = 10.5…15.6 при отсутствии стабилизации потока теплоносителя и, вследствие этого, повышенных значениях критерия Nuгл; в принятых за ориентир (см. п. 1) треугольных ТП эталонным гладким более длинным каналам отвечали значения L/d = 20.1 и 23.6.

9. Предложена, апробирована и реализована в работе методика относительного сравнения теплоаэродинамической эффективности: способов интенсификации теплообмена; теплообменных поверхностей; однотипных и разнотипных конструкций теплообменников. На основании методики конструкторского расчёта выполнены расчёты пластинчато-ребристых теплообменников с исследованными ПРТгл, ПРТвк и ПРПрс ТП с соблюдением идентичных исходных теплоаэродинамических граничных условий. Сравнение полученных расчётных данных показывает, что при режиме РИКТ сердцевина 5-тирядного ТА с ПРТвк ТП занимает на 16.7 % меньший объём, чем 6-тирядного ТА с ПРТгл ТП при практически равном сопротивлении воздуху (pТА-ПРТвк = 60.26 Н/м2) ≅ (pТА-ПРТгл = 58.47 Н/м2). Ещё более значительное сокращение объёма сердцевины ТА с ПРТгл ТП – на 40.4% при (pТА-ПРПрс = 58.81 Н/м2) ≅ (pТА-ПРТгл = 58.47 Н/м2) обеспечивает применение ПРПрс ТП.

10. Научно-прикладным результатом выполненного систематического экспериментального исследования является получение на опытных ПРП и ПРТ теплообменниках теплоаэродинамических характеристик исследованных ПРПрс и ПРТвк теплообменных поверхностей в критериальном виде, обеспечивающих надёжный конструкторский расчёт полноразмерных теплообменных аппаратов различного назначения. Доказана возможность уменьшения до 2.8 и 1.4 раза объёма и массы ПРП и ПРТ теплообменников путём использования в них исследованных типов ПРПрс и ПРТвк теплообменных поверхностей вместо гладкоканальных.

Рекомендация

Полученные экспериментальные результаты могут быть использованы как при проектировании новых ПРП и ПРТ ТА различного назначения с использованием в диапазонах изменений значений режимного и основных безразмерных геометрических параметров каналов исследованных типов по их газо-воздушным трактам, с реализацией в определённых условиях процесса РИКТ, так и при модернизации широко используемых в машиностроении ПРП и ПРТ ТА с гладкоканальными поверхностями теплообмена: водяных и масляных радиаторов; конденсаторов; воздухоохладителей; межступенчатых и концевых холодильников компрессоров; градирен закрытого типа и т.п.

Основные условные обозначения

– обобщённый критерий выполнения условий сравнения ТА; ПРПгл, ПРПвк, ПРПрз и ПРПрс – пластинчато-ребристые ТП теплообменника 1-го подкласса: гладкоканальная, с выступами и канавками, разрезная и рассечённая; ПРТгл и ПРТвк – пластинчато-ребристые ТП теплообменника 2-го подкласса: гладкоканальная и с выступами и канавками; п–периметр, м; d* – эквивалентный диаметр канала в узком сечении, м; d*/d – степень сужения сечения; F – площадь, м2; f – площадь единичного элемента, м2; h/u и h/s – параметр щелевидности прямоугольного и треугольного каналов; Kкл – коэффициент потерь и неравномерности поля полных давлений по расчётному сечению измерительного лемнискатного коллектора; k –показатель адиабаты; L/d – относительная глубина хода воздуха в каналах ТП; M – массовый расход, кг/с; p – давление, Н/м2; Q – тепловой поток, Вт; – оценки «i» текущих процессов РИКТ; – максимальная величина оценки процесса РИКТ; T –температура, К; V – объём, м3; w – скорость, м/с; – перепад значений величины; δв или 2·в/d – размерная, м или относительная высота (глубина) выступа (впадины); гл и – коэффициенты потерь давления на трение в ТП гладкоканальных и с искусственной турбулизацией; гл и – коэффициенты общих потерь давления (вход, выход, трение) в теплообменниках, соответственно, с ТП гладкоканальными и с искусственной турбулизацией; вх+вых – коэффициент суммарных потерь давления при входе в ТА и выходе из него; – температурный напор, К; и εт – коэффициенты кинематической и турбулентной вязкости, Па·с; и λт – коэффициенты молекулярной и турбулентной теплопроводности, Вт/(м·К); – газодинамическая функция приведённой скорости wвз/wзв.кр потока; – плотность, кг/м3; – коэффициент живого сечения; Ω – коэффициент компактности, м2/м3. Индексы: ′ и ′′– отвечают процессам РИКТ при (′) = 1 или (′) = 1 и (′′) или (′′); б и м – большее и меньшее значения; бар – барометрический; в – выступ; вз – воздух; вд – вода; вх – вход; вых – выход; ж – живое сечение; з – звук; кр – критический; к.ф – конструктивный фронт ТА; мт – материал ребра; м.р – между рёбрами; о – основание ребра; общ – общий; ор – оребрённый; п.т – плоская труба, м; р – ребро; сп – сопоставляемый; ср – среднее значение; тр – трение; э – экспериментальное значение; эт – эталонный; idem – одинаковый; MAX, max и min – максимальные и минимальное значения; t – термически активная высота ребра; x – искомый параметр.

Значения других условных обозначений и индексов ясны из контекста.

Основное содержание диссертации отражено в следующих публикациях

В «ведущих рецензируемых научных журналах, в которых должны быть опубликованы основные научные результаты диссертаций…»

01. Васильев В.Я. Реализация обобщённого метода сравнения эффективности однотипных и разнотипных компактных теплообменников [Текст] / В.Я. Васильев, С.Г. Винокурова // Тепловые процессы в технике. – М.: МЭИ. – 2010. – Т. 2. – № 10. – С. 475–480. Прил : Труды Пятой Российской национальной конференции по теплообмену [Текст] – Т. 6. – С. 47–50.

02. Васильев В.Я. Рациональная интенсификация конвективного теплообмена рассечением длинных гладких каналов [Текст] / В.Я. Васильев // Вестник Московского авиационного института. – 2010. – Т. 17. – № 3. – С. 143–152.

03. Васильев В.Я. Эффективность процесса рациональной интенсификации конвективного теплообмена в каналах с дискретными турбулизаторами [Текст] / В.Я. Васильев // Вестник Московского авиационного института. – 2010. – Т. 17. – № 3. – С. 153–162.

04. Васильев В.Я. Экспериментальное исследование рациональной интенсификации конвективного теплообмена в прямоугольных каналах трубчато-пластинчатых теплообменных поверхностей с поперечными выступами и канавками [Текст] / В.Я. Васильев // Теплоэнергетика. – 2007. – № 8. – С. 50–62. Annex : Vasil’ev V.Ya. An Experimental Investigation into Expedient Enhancement of Convective Heat Transfer in the Rectangular Ducts of Tubular-Plate Heat-Transfer Surfaces Having Transverse Projections and Grooves [Текст] / V.Ya. Vasil’ev // Thermal Engineering. – 2007. – Vol. 54. – № 8. – P. 642–654.

05. Васильев В.Я. Экспериментальное исследование рациональной интенсификации конвективного теплообмена в прямоугольных рассечённых каналах пластинчато-ребристых теплообменных поверхностей [Текст] / В.Я. Васильев // Теплоэнергетика. – 2006. – № 12. – С. 58–67. Annex : Vasil’ev V.Ya. An Experimental Investigation into Rational Enhancement of Convective Heat Transfer in Rectangular interrupted Ducts of Plate-Fin Heat-transfer Surfaces [Текст] / V.Ya. Vasil’ev // Thermal Engineering. – 2006. – Vol. 53. – № 12. – P. 1006–1016.

06. Дубровский Е.В. Метод относительного сравнения теплогидравлической эффективности интенсификации процесса теплообмена в каналах теплообменных поверхностей [Текст] / Е.В. Дубровский, В.Я. Васильев // Теплоэнергетика. – 2002. – № 6. – С. 60–63.

07. Дубровский Е.В. Метод относительного сравнения теплогидравлической эффективности теплообменных поверхностей и теплообменников [Текст] / Е.В. Дубровский, В.Я. Васильев // Теплоэнергетика. – 2002. – № 5. – С. 47–53.

08. Дубровский Е.В. Комплексные исследования интенсификации теплообмена в пластинчато-ребристых аппаратах [Текст] / Е.В. Дубровский, Н.И. Мартынова, В.Я. Васильев // Тракторы и сельскохозяйственные машины. – 2001. – № 1. – С. 21–24.

09. Васильев В.Я. Высокоэффективные пластинчато-ребристые поверхности для воздушных конденсаторов транспортных холодильных установок [Текст] / В.Я. Васильев // Холодильная техника. – 1998. – № 10. – С. 10–11.

10. Васильев В.Я. Сравнение теплообменных поверхностей аммиачных воздушных конденсаторов [Текст] / В.Я. Васильев // Холодильная техника. – 1990. – № 9. – С. 20–24.

11. Васильев В.Я. Применение рассечённых поверхностей для повышения эффективности воздушных конденсаторов [Текст] / В.Я. Васильев // Холодильная техника. – 1989. – № 8. – С. 32–37.

12. Абдульманов Х.А. Сравнение эффективности аммиачных холодильных машин с воздушным и водяным охлаждением конденсаторов [Текст] / Х.А. Абдульманов, В.Я. Васильев // Холодильная техника. – 1973. – № 8. – С. 4–8. Прил : // Холодильное машиностроение. – М.; Внешторгиздат, 1975. – С. 57–67.

В специализированных научных журналах

13. Васильев В.Я. Управление масштабом генерируемых вихрей при входе в некруглые рассечённые каналы с целью реализации рациональной интенсификации конвективного теплообмена [Текст] / В.Я. Васильев // Вестник Астрахан. гос. техн. ун-та. – 2007. – № 4 (39). – С. 174–187.

14. Васильев В.Я. Закономерности развития процесса рациональной интенсификации конвективного теплообмена в прямоугольных каналах с дискретными турбулизаторами [Текст] / В.Я. Васильев // Вестник Астрахан. гос. техн. ун-та. – 2006. – Приложение к № 6 (35). – С. 14–31.

15. Васильев В.Я. Определяющие условия реализации процесса рациональной интенсификации конвективного теплообмена в прямоугольных каналах пластинчато-ребристых и трубчато-пластинчатых теплообменных поверхностей [Текст] / В.Я. Васильев // Вестник Астрахан. гос. техн. ун-та. – 2006. – № 1 (30). – С. 169–183.

16. Васильев В.Я. Результаты аэродинамических испытаний пластинчато-ребристых теплообменников [Текст] / В.Я. Васильев // Вестник Астрахан. гос. техн. ун-та. – 2005. – № 5 (28). – С. 131–134.

17. Васильев В.Я. Эффективные теплообменники на основе плоскоовальных трубок с пластинчато-ребристыми насадками [Текст] / В.Я. Васильев // Вестник Астрахан. гос. техн. ун-та. – 2005. – Спец. приложение к № 4 (27). – С. 102–105.

18. Васильев В.Я. Искусственная турбулизация потока теплоносителя рассечением каналов теплообменной поверхности [Текст] / В.Я. Васильев // Вестник Астрахан. гос. техн. ун-та. – 2005. – № 2 (25). – С. 247–254.

19. Васильев В.Я. Физическая общность процесса рациональной интенсификации конвективного теплообмена в каналах различной формы поперечного сечения [Текст] / В.Я. Васильев // Вестник Астрахан. гос. техн. ун-та. – 2004. – № 1 (20). – С. 268–273.

20. Васильев В.Я. Лемнискатный коллектор со свободным входом для определения расхода воздуха [Текст] / В.Я. Васильев // Вестник Астрахан. гос. техн. ун-та : сб. науч. трудов : Механика. – Астрахань. – 2000. – С. 86–90.

21. Васильев В.Я. Теплоаэродинамическая эффективность чётной и нечётной схем конструкций пластинчато-ребристых теплообменников [Текст] / В.Я. Васильев // Вестник Астр. гос. техн. ун-та. – 1994. – № 1. – С. 178–181.

22. Васильев В.Я. Оценка рациональной интенсификации конвективного теплообмена способом рассечения каналов пластинчато-ребристых поверхностей [Текст] / В.Я. Васильев // Вестник Астр. техн. инст-та рыбн. пр-сти и хоз-ва. – М. : ВНИРО. – 1993. – № 1. – С. 153–157.

23. Васильев В.Я. Влияние относительной толщины ребра на тепловые и аэродинамические характеристики поверхностей с рассечёнными прямоугольными каналами [Текст] / В.Я. Васильев // Краткие результаты научной деятельности института. – Астрахань. – 1990. – С. 164–165.

24. Dubrovsky E.V. Enhancement of convective heat transfer in rectangular ducts of interrupted surfaces [Text] / E.V. Dubrovsky, V.Ya. Vasiliev // Int. J. Heat Mass Transfer. – 1988. – V. 31. – № 4. – P. 807–818.

В сборниках материалов и трудов международных и всероссийских

конгрессов, форумов, конференций, семинаров

25. Винокурова С.Г. Теплоаэродинамические характеристики прямоугольных каналов с разнотипными турбулизаторами в сопоставимых координатных системах [Электронный ресурс] / С.Г. Винокурова, В.Я. Васильев // XI Всероссийская конференция «Актуальные вопросы теплофизики и физической гидрогазодинамики» под руководством чл.-корр. РАН С.В. Алексеенко (2010 : Новосибирск). – Изд. ИТ СО РАН. – 1 CD-ROM.

26. Vasilyev V.Ya. Results of estimation of rational enhancement process of convective heat transfer by passing a section through long smooth rectangular ducts [Electronic resource] / V. Vasilyev, S. Vinokurova. Proc. of Seventh International Conference (2009 : Heredia, Costa Rica). – 8 p. – 1 CD-ROM (ISBN: 987-1-56700-261-4).

27. Винокурова С.Г. Оценка теплоаэродинамической эффективности прямоугольных каналов с вихревой интенсификацией теплообмена исследованных разнотипных конструкций компактных теплообменников [Текст] / С.Г. Винокурова, В.Я. Васильев // Труды XVII Школы-семинара молодых учёных и специалистов под руководством акад. РАН А.И. Леонтьева (2009 : Жуковский). – М.: МЭИ. – 2009. – Т. 1. – С. 298–301.

28. Vasilyev V. Algorithm for calculation and realization of generalized method for comparison of effectiveness of different types of compact heat exchangers with enhancement of convective heat exchange in ducts [Electronic resource] / V. Vasilyev, S. Vinokurova // Proc. of the International Symposium (2009 : Hammamet, Tunisia). – Begell House, Inc. Redding, CT, USA. – 2009. – 21 p. – 1 CD-ROM (ISBN: 987-1-56700-361-4).

29. Васильев В.Я. Алгоритм расчёта и метод сравнения характеристик трубчато-пластинчатых теплообменников с интенсифицированными и гладкоканальными поверхностями [Электронный ресурс] / В.Я. Васильев // Материалы Третьей международной конференции «Тепломассообмен и гидродинамика в закрученных потоках». – М.: МЭИ. – 2008. – 15 с. – 1 CD-ROM (рег. № 0320802185).

30. Васильев В.Я. Теплоаэродинамическая эффективность прямоугольных каналов с вихревой интенсификацией конвективного теплообмена в переходной режимной области течения теплоносителя [Электронный ресурс] / В.Я. Васильев // Сб. науч. трудов VI Минского международного форума по тепло- и массообмену. – Институт тепло- и массообмена им. А.В. Лыкова НАН Беларуси. – Минск. – 2008. – 12 с. – 1 CD-ROM (ISBN 978-985-6456-60-5).

31. Vasilyev V. Mechanism of development of rational enhancement of convective heat transfer process in rectangular ducts for extended heat transfer surface [Electronic resource] / V. Vasilyev. Proc. of the Sixth International Conference (2007 : Potsdam, Germany). – 6 MetroTech Center, Brooclyn, New York. – 2007. – P. 155–163. – 1 CD-ROM (US Pat № 5.713.463).

32. Винокурова С.Г. Метод экспериментального определения составляющих полного перепада давления в теплообменниках с рассечёнными пластинчато-ребристыми насадками [Текст] / С.Г. Винокурова, В.Я. Васильев // Труды XVI Школы-семинара молодых учёных и специалистов под руководством акад. РАН А.И. Леонтьева (2007 : Санкт-Петербург). – М.: МЭИ. – 2007. – Т. 2. – С. 463–466.

33. Васильев В.Я. Условия реализации процесса рациональной интенсификации конвективного теплообмена в прямоугольных каналах теплообменных поверхностей [Текст] / В.Я. Васильев // Труды Четвёртой Российской национальной конференции по теплообмену. – М.: МЭИ. – 2006. – Т. 6. – С. 174–177.

34. Vasilyev V. Artificial turbulence of carrier flow by interruption of rectangular ducts of plate-fin heat transfer surfaces [Electronic resource] / V. Vasilyev // Proc. of the Fifth International Symposium (2006 : Dubrovnik, Croatia). – Begell House, Inc. New York, Wallingford (U.K.). – 2006. – 11 p. – 1 CD-ROM (IBSN 1-56700-229-3).

35. Vasilyev V. Artificial turbulence of carrier flow in rectangular ducts with ridges and grooves of tubular plate heat exchange surfaces [Electronic resource] / V. Vasilyev. Proc. of the Fifth International Symposium (2006 : Dubrovnik, Croatia). – Begell House, Inc. New York, Wallingford, U.K. – 2006. – 12 p. – 1 CD-ROM (IBSN 1-56700-229-3).

36. Vassiliev V.Ya. Results of Experimental Research and Assessment of Rational Enhancement of Convective Heat Transfer in Rectangular Channels of Heat Exchange Finned Surfaces [Text] / V.Ya. Vassiliev // Proc. of the Fifth International Conference (2005 : Whistler, British Columbia, Canada). – Begell House, Inc. New York, Wallingford, U.K. – 2005. – P. 52–72.

37. Васильев В.Я. Эффективные методы рациональной интенсификации конвективного теплообмена в прямоугольных каналах пластинчато-ребристых и трубчато-пластинчатых теплообменных поверхностей [Электронный ресурс] / В.Я. Васильев // Материалы Второй Российской конференции по теплообмену. – М.: МЭИ. – 2005. – 15 с. – 1 CD-ROM (гос. рег. № 0320500321).

38. Васильев В.Я. Результаты исследования рациональной интенсификации конвективного теплообмена в прямоугольных каналах пластинчато-ребристых и трубчато-пластинчатых теплообменных поверхностей способами рассечения каналов и периодического дросселирования теплоносителя [Электронный ресурс] / В.Я. Васильев // Сб. трудов XXVII Сибирского теплофизического семинара. – Москва-Новосибирск. – 2004. – 26 с. – 1 CD-ROM (гос. рег. № A3409D72334733).

39. Васильев В.Я. Результаты экспериментального исследования рациональной интенсификации конвективного теплообмена в прямоугольных каналах с выступами и канавками, имеющими плавно скруглённый двумерный профиль сечения [Электронный ресурс] / В.Я. Васильев // Сб. науч. трудов V Минского международного форума по тепло- и массообмену. – Институт тепло- и массообмена им. А.В. Лыкова НАН Беларуси. – Минск. – 2004. – 10 с. – 1 CD-ROM.

40. Dubrovsky E.V. Heat Transfer Enhancement in Short Rectangular Channels with Transverse Projections and Grooves [Text] / E.V. Dubrovsky, V.Ya. Vasilive // Proc. of the 4-th Intern. Conf. (2003 : Crete Island, Greece). – Begell House, Inc. New York, Wallingford, U.K. – 2003. – P. 163–168.

41. Дубровский Е.В. Результаты систематических экспериментальных исследований рациональной интенсификации теплообмена в прямоугольных каналах с поперечно расположенными выступами и канавками, имеющими плавно скруглённый двумерный профиль [Текст] / Е.В. Дубровский, В.Я. Васильев // Труды Третьей Российской национальной конференции по теплообмену. – М.: МЭИ. – 2002. – Т. 6. – С. 100–104.

42. Dubrovsky E.V. A Method for Relative Comparison of Thermohydraulic Efficincies of Heat Transfer Surfaces and Heat Exchangers [Text] / E.V. Dubrovsky, V.Yu. Vasiliev // Proc. of the Third International Conference (2001 : Davos, Switzerland). – Begell House, Inc. New York, Wallingford, U.K. – 2001. – P. 159–168.

43. Vasyliev V.J. Air condensers in transport refrigerating plants [Text] / V.J. Vasyliev // Book of Papers of Meeting of Commission D2/3 and B2 of the International Institute of Refrigeration. – Astrakhan, 2000. – P. 119–121.

44. Abdoulmanov H.A. Letude du condenseur ammoniacal de plaques ailetees a refroidissement dair [Text] / H.A. Abdoulmanov, V.J. Vasiliev // Proc. of the XIV International Congress of Refrigeration. – Moscow : Vneshtorgizdat. – 1978. – V. 2. – P. 587–594.






© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

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.