WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!

На правах рукописи

ПРОНИН Владимир Алексеевич

КОМПОНОВКИ ТРУБНЫХ ПУЧКОВ И СИНТЕЗ КОНВЕКТИВНЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ ТЕПЛООБМЕНА С ПОВЫШЕННОЙ ЭНЕРГОЭФФЕКТИВНОСТЬЮ

01.04.14 – Теплофизика и теоретическая теплотехника

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

МОСКВА – 2008

Работа выполнена в Московском энергетическом институте (техническом университете) на кафедре Теоретических основ теплотехники им. М.П. Вукаловича

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Гумеров Фарид Мухаммедович;

доктор технических наук, профессор Игонин Владимир Иванович;

доктор технических наук, профессор Кузма-Кичта Юрий Альфредович.

Ведущая организация: ОАО «ВНИИнефтемаш»

Защита состоится 26 сентября 2008 г. в 10:00 на заседании диссертационного совета Д 212.157.04 при Московском энергетическом институте (техническом университете) по адресу: г. Москва, ул. Красноказарменная, д. 14, Малый актовый зал.

Отзывы на автореферат просим присылать по адресу: 11250, Москва, ул. Красноказарменная, д.

С диссертацией можно ознакомиться в научно-технической библиотеке Московского энергетического института (технического университета).

Автореферат разослан « » 2008 г.

Ученый секретарь диссертационного совета Мика В.И.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Трубные теплообменные поверхности – трубные пучки широко используются во многих теплотехнических устройствах. Компоновка труб в пучке является основой при создании наиболее компактных форм поверхностей теплообмена с продольным и поперечным оребрением труб. В связи с этим поиск и теплофизические исследования более эффективных способов размещения труб в гладкотрубных пучках, наряду с исследованиями компактных оребрённых поверхностей теплообмена, является актуальным.

Трубные пучки широко используются в газожидкостных теплопередающих системах – аппаратах воздушного охлаждения (АВО, ВКУ), котлах – утилизаторах ПГУ, энергетических котлах и т.п. Для них характерно повышенное аэродинамическое сопротивление и сравнительно низкие значения коэффициентов теплоотдачи. Это приводит к необходимости применять малорядные пучки и использовать оребрение обтекаемых газом труб.

Известно, что формирование вихрей, связанное с закруткой потока в межтрубных каналах пучков приводит к усилению обменных процессов. При этом теплообмен происходит одновременно с потерями энергии на вихреобразование.

Известные методы интенсификации, основанные на организации диффузорного течения, позволяют разрабатывать новые компоновки пучков труб при организации межтрубного течения с положительным градиентом давления. В этой связи представляется актуальной постановка задачи, как по интенсификации процесса теплообмена, так и по снижению аэродинамического сопротивления, т.е.

задачи разработки методики компоновки трубных пучков, как из гладких, так и оребренных труб с повышенной энергоэффективностью.

Целью работы является разработка физической модели теплоаэродинамических процессов перспективных трубных систем и обоснование возможности применения этой модели для повышения энергоэффективности трубных систем. Создание физической модели позволяет проводить составление трубных пучков с заданными теплоаэродинамическими характеристиками. Поставленная задача может быть решена на основе локальных характеристик: поверхностного трения, статического давления, локальной теплоотдача. Локальные характеристики позволяют составить картину течения в межтрубных каналах поперечноомываемых пучках труб. Кроме того, исследование теплоаэродинамических характеристик перспективных трубных систем гладких и оребренных труб, позволяет проводить анализ их энергетической эффективности, выявить перспективные компоновки. Значение работы для практики связано с обоснованием возможности комплексного решения задач повышения энергоэффективности трубных теплотехнических устройств.

Научная новизна работы заключается в следующем:

1. Разработан метод повышения энергетической эффективности поперечноомываемых пучков труб, заключающий в себе решение проблемы создания новых энергоэффективных компоновок трубных пучков конфузорно-диффузорного типа, обеспечивающих существенное снижение аэродинамического сопротивления, что открывает возможности повышения компактности теплопередающих устройств.

2. Предложена физическая модель течения и теплообмена в пучках, основанная на рассмотрении присоединенных вихрей в условиях градиента давления в межтрубных каналах.

3. Получено новое аналитическое решение уравнения баланса турбулентной энергии с введением линейной функции продольной координаты M(x). Для плоских каналов с полуцилиндрическими выступами интегральные соотношения позволяют рассчитывать локальную теплоотдачу на плоской поверхности ниже по течению от области присоединения потока.

4. Впервые получены экспериментальные данные по теплоаэродинамическим характеристикам для новых нетрадиционных компоновок пучков гладких и оребренных труб. Получены средние значения поверхностного трения, лобового сопротивления и подъемной силы, их распределение по рядам труб пучков. Впервые обнаружена несимметрия течения и теплообмена на плоской и цилиндрической поверхностях. Выявлена связь несимметрии течения и присоединения в канале с несимметрией областей отрыва на цилиндрических поверхностях. Получены обобщенные соотношения по теплообмену и гидродинамике для плоской и цилиндрической поверхностей в плоских каналах исследованных пучков труб.

5. Проведены исследования теплоаэродинамических характеристик диффузорных и конфузорных оребренных пучков труб. Впервые установлено, что для диффузорной компоновки опережающее снижение аэродинамического сопротивления приводит к повышению энергетической эффективности теплоотдачи.

6. Впервые получены экспериментальные данные по распределению теплоотдачи, статического давления и трения на поверхности цилиндров гладкотрубных пучков конфузорно-диффузорной, извилистой и коридорно-диффузорной компоновок, позволяющие составить схему течения теплоносителя в межтрубных каналах новых компоновок пучков труб. Получены значения средних теплоаэродинамических характеристик и результаты обобщения в критериальном виде.

7. Впервые получены экспериментальные данные по теплоаэродинамическим характеристикам воздушного водоохладителя с синтезированной компоновкой пучка спирально-проволочнооребренных труб конфузорно-диффузорного типа.

Обнаружено, что теплоотдача в смежных рядах труб распределяется неравномерно.

Разрабатываемые новые компоновки трубных пучков соответствуют уровню изобретений, по которым получены охранные свидетельства («Конвективная трубчатая поверхность» А.С. № 1560896. Бюллетень. «Открытия. Изобретения».

№16.1990.; «Система охлаждения конденсатора паротурбинных установок». Полезная модель. (Б №Гос. рег. 98115190. Бюллетень, 1998).

Практическая ценность работы. Полученные результаты по теплоаэродинамическим характеристикам исследованных пучков труб позволяют создавать компоновки трубных теплообменных систем как для малорядных (до 68 рядов, воздухоохлаждаемые установки), так и многорядных (конвективные поверхности котлов). Полученные результаты измерения локальных характеристик теплоотдачи и аэродинамики расширяют возможности математического моделирования.

Локальные характеристики позволяют проводить расчеты температурных режимов элементов поверхностей теплообмена, работающих в теплонапряженных участках теплотехнических систем, что может повысить надежность и безопасность работы теплоэнергетических устройств.

Разработаны высокоэффективные поверхности теплообмена. Предлагаемые конструкции трубных секций АВО позволяют (при прочих равных условиях) снизить мощность электропривода в 1,52 раза и уменьшить металлоемкость конструкции до 60%. В связи с этим результаты диссертационной работы представляют практическую ценность и введены в информационную базу системы проектирования АВО, функционирующую во ВНИИнефтемаше (см. справку о внедрении). Ряд разделов диссертации включен в курс «Интенсификация процессов конвективного теплообмена в энергетических установках» для студентов, обучающихся по направлению «Теплоэнергетика».

Автор защищает:

— Метод физического моделирования сложных течений в межтрубных каналах пучков труб, включающий выявление общих закономерностей вихреобразования, а также их особенностей;

— Общий подход в построении физических моделей компоновок трубных пучков, основанный на использовании сочленения отдельных трубных групп при наличии в пучках крупномасштабного градиента давления;

— Модели, основанные на решении дифференциального уравнения для турбулентной кинетической энергии и проникновения тепла в присоединенный вихрь, позволяющие проводить эскизное проектирование разрабатываемых компоновок трубных пучков в современных вычислительных средах (ANSIS, FLUENT и т.п.);

— Результаты измерения теплоаэродинамических характеристик и оценки энергетической эффективности разработанных пучков гладких и оребренных труб;

— Способы компоновки труб пучка с улучшенными энергетическими показателями, малорядных и многорядных, для теплотехнического (АВО) и теплоэнергетического оборудования котла.

Работы в данной области выполнялись по договору с МКНТ (договор №ЭН/«Разработка воздушного конденсатора нового поколения для электростанций и изготовление модуля опытно-промышленной установки ВК») и отмечены грантами: Совета по поддержке научной школы НШ-1414.2003.8., Грантом РФФИ №06-08-01537 «Расчетно-экспериментальное исследование переносных свойств и теплообмена в вихревых потоках веществ углефторидного состава».

Личный вклад автора. В основу диссертации легли результаты исследований, выполненные автором на кафедре Теоретических основ теплотехники им.

Вукаловича М.П.

Постановка задач и способ их решения, а также анализ и обобщение результатов экспериментального исследования осуществлялись при непосредственном участии автора. Разработка принципов моделирования, методов исследования и их анализ, а также разработка методов синтеза компоновок осуществлялись лично автором.

Апробация работы. Основные положения и результаты работы докладывались на 2, 3–ем Минских международных форумах по тепло- и массообмену (Минск, 1992, 1996), на 1, 2, 3, 4-ой Российских национальных конференций по теплообмену (Москва, 1994, 1998, 2002, 2006), на 5-ой Международной научной конференции «Методы кибернетики химико-технологических процессов» КХТП–5 (Казань, 1999), Международной научно-практической конференции «Экология энергетики - 2000» (Москва, 2000), на Юбилейной научно-практической конференции АНТОК СНГ, (Москва, 2001), на 5-ой международной конференции по экспериментальному теплообмену (Греция, г. Салоники, 2001), на научно-технической конференции «Проблемы энергосбережения. Теплообмен в электротермических и факельных печах и топках» (Тверь, 2001), на Международном симпозиуме по компактным теплообменникам (Франция, г. Гренобль, 2002), на электронной конференции по программе «Топливо и энергетика» (Москва, МЭИ, 2002 E-mail: http:/nir.mpei.ac.ru/konf/), на 510-ой Международной научно-технической конференции студентов и аспирантов (Москва, 19992004), на Второй Российской конференции: «Тепломассообмен и гидродинамика в закрученных потоках» (Москва, 2005).

Публикации. По теме диссертации опубликовано 37 печатных работ в научных изданиях, из них 1 Авторское Свидетельство, 1 Свидетельство на Полезную Модель, 2 доклада в иностранных издательствах в трудах Международных конференций.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 4 глав, заключения, списка литературы, приложения. Она изложена на 379 страницах машинописного текста и снабжена по тексту 149 иллюстрациями. Список литературы содержит 135 наименований.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

1. СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ИССЛЕДОВАНИЙ ЭНЕРГОЭФФЕКТИВНЫХ КОМПОНОВОК ТРУБНЫХ ПУЧКОВ В главе 1 рассмотрены существующие методы поиска эффективных компоновок поперечно обтекаемых трубных пучков. Выделяются два направления – «формальное» и «энергетическое».

К формальному направлению относятся те методы поиска конфигураций трубных пучков, которые не связаны и не ставят целью разработку физической модели течения и теплообмена в межтрубных каналах. Этот подход содержит только самые общие оценки энергетической эффективности. Конфигурация компоновки формально видоизменяется, например, «поворотом шахматного пучка», «изменением направления обтекания», «смещением труб поперечного ряда шахматного пучка».

Другое направление связано с разработкой физической модели течения и теплообмена в межтрубных каналах пучков.

В рассматриваемом разделе проведен общий анализ методов интенсификации конвективного теплообмена и повышения энергетической эффективности (Гухман А.А., Жукаускас А.А., Кирпиков В.А.) в плоских каналах. Рассматривается возможность реализации этого подхода при создании высокоэффективных компоновок пучков труб. Интенсификация теплообмена достигается посредством воздействия на тепловой пограничный слой. Реализация этого метода представляет собой систему прямоугольных профилированных каналов из рядов труб.

Результаты работ Гухмана А.А., Кирпикова В.А., Жукаускаса А.А., Улинскаса Р.В. дают основание рассматривать присоединенные вихри как генераторы турбулентности, имеющие масштабы меньшие, по сравнению с аналогичными в дорожке Кармана.

Влияние поперечных шагов труб в пучках на теплоаэродинамические характеристики выявляется при анализе известных критериальных уравнений, полученных Жукаускасом А.А.: для гладкотрубных шахматных пучков, при располо-0,жении труб по вершинам равностороннего треугольника – Eu ~ (а -1) («а» - относительный поперечный шаг); для компактных коридорных гладкотрубных пучков аэродинамическое сопротивление ; для сжатых коридорных Eu ~ (а -1)-0,гладкотрубных пучков аэродинамическое сопротивление.

Eu ~ (а -1)-1,Для шахматной компоновки спирально-оребренных труб известна аналогичная зависимость для расчета аэродинамического сопротивления Eu ~ (а)-0,32.

Для расчета коэффициента сопротивления шахматных пучков труб с радиально-винтовыми ребрами предложена зависимость, «а» и «b» - поперечEu ~ а- 0,55 b- 0,5 0,5, где -коэффициен оребрения т.

ный и продольный относительные шаги.

Сравнивая изменение аэродинамического сопротивления при изменении поперечного шага (его увеличении), можно сделать вывод о снижении аэродинамического сопротивления при увеличении поперечного шага труб пучков как гладкотрубных, так и оребренных пучков. Особенно сильно влияние поперечного шага проявляется для сжатых коридорных гладкотрубных пучков,.

Eu ~ (а -1)-1,Для глубинных рядов гладкотрубных коридорных пучков теплоотдача не зависит от шагов труб в пучке, а для шахматных гладкотрубных пучков зависи0,a мость. Теплоотдача для шахматных пучков оребренных труб - Nu ~ b 0,2 0,18 - 0,a , где «s», «h», «d» - параметры оребрения трубы диаметNu ~ S h b d d ром «d». Следует отметить слабую зависимость теплоотдачи пучков от шагов труб и параметров оребрения.

Современные работы (Леонтьев А.И., Дрейцер Г.А., Дзюбенко Б.В., Лобанов И.Е., Харченко В.Б., Исаев С.А., Кудрявцев Н.А.), посвященные математическому моделированию интенсифицированного теплообмена, численному моделированию отрывных течений с вихревыми и струйными генераторами, смерчевой интенсификации теплообмена и т.п., затрагивают вопросы интенсифицированного теплообмена при турбулентном течении в каналах с искусственной вихревой интенсификацией пристенной области.

В работе Харченко В.Б. на основе численного моделирования проведен анализ физических вихревых механизмов снижения лобового сопротивления. Исследованы способы управления обтеканием тел с помощью вихревых ячеек при интенсификации циркулирующего в них потока за счет распределенного отсоса, а также при переброске жидкости из зоны высокого давления перед телом в зону низкого давления за ним. Явление самоорганизации (синхронизации) вихревых структур в пристенном слое при обтекании рельефов из упорядоченных глубоких сферических лунок обусловливает высокую относительную теплоотдачу от стенки при незначительном превышении гидродинамических потерь.

В последнем разделе рассматриваемой главы проведен анализ энергетической эффективности известных способов организации течения в межтрубных каналах – коридорных и шахматных гладкотрубных пучках. Для выявления энергетически выгодных поверхностей теплообмена (компоновок трубных пучков), т.е. для сопоставления поверхностей теплообмена по энергетической эффективности используется известный метод «при прочих равных» Гухмана А.А., Кирпикова В.А.

Используя три основные характеристики для сравниваемых поверхностей Q [Вт], N [Вт], F [м2], проводится энергетическая оценка и сравнение поверхностей теплообмена. В результате анализа энергетической эффективности и теплогидродинамических характеристик традиционных пучков труб сделаны выводы: 1. Коридорная компоновка имеет ограничения по показателям энергетической эффективQ2 Nности (KQ= и KN= ), связанные со снижением теплоотдачи при формироваQ1 Nнии вихревых областей. Для пучков а b = 1,11,, с компактностью =85 [м2/м3] у шахматной компоновки получено большее значение коэффициента энергетической эффективности по сравнению с коридорной «при прочих равных» (KQ=1,3).

С другой стороны, компоновки коридорного типа отличаются пониженным аэродинамическим сопротивлением, что позволяет рассматривать их как перспективные; 2. Коридорные и шахматные компоновки могут служить основой разработки физической модели течения и теплообмена в межтрубном пространстве с присоединенными вихрями; 3. Неустойчивость течения в шахматных компоновках приводит к диагональным течениям по коридорным проходам.

2. АНАЛИТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕПЛОАЭРОДИНАМИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ ПРИ ПОПЕРЕЧНОМ ОМЫВАНИИ СИСТЕМ ЦИЛИНДРОВ В главе 2. проведен анализ теплоаэродинамических характеристик отдельных поперечноомываемых групп цилиндров – одиночный цилиндр; пары цилиндров, расположенных один за другим вдоль течения; пары цилиндров, расположенных рядом поперек потока. Все другие расположения пар цилиндров относятся к промежуточным положениям.

Существуют два принципиально важных вида организованного течения.

Формирование вихрей может происходить с их отрывом («дорожка Кармана») или образуются присоединенные вихри с закруткой потока.

Для одиночного цилиндра (Re~90) непосредственно в кормовой области образуется неустойчивая к симметричным возмущениям пара вихрей, происходит периодический сход вихрей. Если установить разделительную пластину в следе обтекаемого цилиндра, то регулярный отрыв вихрей прекратится.

Изменение градиента давления оказывает большое влияние на переход ламинарного пограничного слоя в турбулентный. Падение давления (конфузорность) стабилизирует пограничный слой, а его увеличение (диффузорность), наоборот, понижает устойчивость пограничного слоя. Увеличение степени загромождения приводит к смещению минимума давления в направлении течения до ~1100. При этом увеличивается коэффициент лобового сопротивления, максимальная теплоотдача смещается от лобовой точки до ~500, ее уровень повышается. Для различных взаимных положений цилиндров выделяются две картины обтекания пары цилиндров, которые характеризуются скачкообразным изменением ряда параметров, в частности частоты схода вихрей. Это приводит к необычному поведению в распределении статического давления и сопротивления второго цилиндра. В случае если продольное расстояние между центрами цилиндров в S(S2 d) 3,тандемной паре меньше критического, т.е., то обтекание системы цилиндров имеет ряд особенностей, связанных с формированием стоячих вихрей.

Сход вихрей происходит с поверхности нижележащего по течению второго цилиндра; наблюдается согласование скачкообразных изменений чисел Струхаля при докритическом расстоянии между цилиндрами в тандемной паре и одиночного цилиндра с разделяющей пластиной; в распределении давления на поверхности заднего цилиндра, в лобовой его части наблюдается очень низкое (отрицательное) давление, что указывает на существование практически застойной области; присутствие цилиндра приводит к возрастанию донного давления и уменьшению сопротивления переднего цилиндра; существенное влияние на меРис.1 Схема течестную теплоотдачу системы двух цилиндров наблюдается ния теплоносителя x < 3d при их расположении рядом на расстоянии один от в межтрубных кадругого. Происходит ранний переход ламинарного пограналах с присоединичного слоя в турбулентный. При =0о и (x/d = 1,15) в обненными вихрями ласти сопротивление давления второго Re 8 104 1,6 1(вихревая модель).

цилиндра близко к нулю и второй цилиндр со всех сторон обтекается вихревым потоком.

Теплоаэродинамические процессы при течении в межтрубных каналах в большой степени определяются компоновкой пучка. Гидродинамическое сопротивление пучка труб определяется его формой (крупномасштабное вихреобразование). В межтрубных смежных каналах на входе турбулентность потока имеет низкий уровень, который постепенно повышается. В спектре пульсаций скорости выделяется максимум энергии, создаваемой формированием вихрей.

При увеличении скорости течения место присоединения оторвавшегося потока смещается к передней критической точке. Это свидетельствует о том, что с увеличением числа Re турбулентность возрастает.

Корма трубы обтекается расширяющимся струйным потоком и циркуляционная зона позади трубы сужается. Значительное смещение точки отрыва происходит на трубах вторых рядов пучка. Сужение вихревой области приводит к уменьшению сопротивления второго ряда.

Течение теплоносителя в поперечном направлении коридорного пучка труб рассматривается как истечение потока из плоской щели. Образовавшиеся вихри взаимодействуют с внешним потоком. При омывании полости между трубами, над ней образуется турбулентная струя. В полости формируется вихрь, на который накладывается периодическая составляющая. Теплоноситель из турбулентной струи попадает в полость. При этом давление в полости повышается и струя, отклоняясь, выпускает теплоноситель во внешнее течение. После этого давление в полости уменьшается и теплоноситель вновь устремляется в полость. Автоколебательный процесс сопровождается непрерывным оттоком жидкости во внешнюю область течения (см. рис.1.).

Рассматриваемый механизм течения и теплообмена можно формализовать, анализируя процессы обновления стоячих вихрей с частотами Струхаля. При этом за полпериода происходит проникновение тепла в вихрь. За вторую половину периода вихрь покидает межтрубную полость. Можно выделить некоторые важные детали физической модели, объясняющей механизм переноса тепла и импульса. Вихревые структуры связаны с ограниченной областью межтрубного пространства, т.е. формируются стоячие вихри, которые омывают лобовую и кормовую поверхности трубы, т.е. каждая труба окружена четырьмя присоединенными вихрями; нестационарные процессы характеризуют неустойчивость отдельных вихрей, т.е. колебания вихрей.

Для изучения температурных волн решена задача проникновения тепла в вихрь при граничных условиях 1 рода: на поверхности вихря температура изменяется по гармоническому закону. Математическая постановка задачи выглядит следующим образом.

; (1) tпов = t + t Sin() t t, (t =t, = 0) ; (2) = a y t = t + t Sin(), > 0, y = 0 t t, > 0, y ( ), ( ), или при ( = (t - t))) > 0, y ( при ( = 0); ( ) при ( > 0, y = 0); ( при ).

= 0 = t Sin(t) Предельное решение, относящееся к установившимся колебаниям, которым соответствует условие (y / 2 a) 0, при 2t y2 (3) = Sin - 4aµ2 exp(- µ2) dµ, вычисление которого дает: (4) = t exp - ySin - y.

2a 2a Расстояние между максимумами этой функции соответствует глубине проникновения тепла в вихрь. Полученное решение позволяет опреде = а лить толщину , а также получить выражение для Nu:

Nu = 1,13 Sh Re Pr (5) Формула (5) получена при следующих допущениях: использование вихревой модели подразумевает чисто молекулярный перенос; уравнение для среднего теплового потока от плоской поверхности в полубесконечную среду непосредственно используется для цилиндрической поверхности; принято, что вихри обновляются, не оставляя на задней поверхности никаких прилипших частиц жидкости. Разработанная модель дает возможность определить среднюю по времени теплоотдачу по всей поверхности.

При сравнении результатов расчета коэффициента теплоотдачи по «Нормативному методу» и «вихревой модели» получено следующее.

Изменение коэффициента теплоотдачи пучков труб при изменении относительного шага одинаковы. Для коридорных пучков коэффициент теплоотдачи, рассчитанный по вихревой Рис.2. Сопоставление расчета теплоотмодели, с увеличением относительнодачи по «нормативному методу» и по го шага становится меньше коэффи«вихревой модели».

циента теплоотдачи, рассчитанного по нормативному методу, на 12,5 %. При этом коэффициент теплоотдачи, рассчитанный по вихревой модели, с увеличением относительного продольного шага уменьшается быстрей, чем коэффициент теплоотдачи, рассчитанный по нормативному методу (см. рис. 2).

Анализ опытных данных, проведенный Жукаускасом А.А., Лойцянским Л.Г., Идельчиком И.Е. указывает на обратный характер взаимосвязи между коэффициентом полного сопротивления CD и числом Струхаля (Sh). Согласно обобщению Митрофановой О.В. для цилиндрических тел, эта связь в диапазоне изменения чисел Re от 102 до 107 может быть выражена следующим соотношением:

2,СD = -2,2 +. (6) Sh + 0,Сравнение зависимости (6) с результатами экспериментов свидетельствует о подобии рассматриваемой зависимости для всех режимов отрывного обтекания цилиндров. Это свидетельствует о доминирующей роли вихреобразования в кормовой области тела на формирование поля давления на его поверхности. Полученное решение (5) позволяет прогнозировать рост теплоотдачи и одновременное снижение полного гидродинамического сопротивления (см. (6)). Например, для диффузорного канала при уменьшении скорости течения значение Струхаля (Sh) будет увеличиваться, т. к. частота колебаний расхода в межтрубных каналах определяется вихревой структурой первого ряда на входе (наибольшая скорость течения).

В разделе 2 проведено также аналитическое исследование течения и теплообмена (физическая модель развивающегося течения) в трубных пучках с разделяющими пластинами. В межтрубных каналах такого типа (мембранные пучки) отсутствуют поперечные перетоки, т.е. рассматривается схема течения и теплообмена в коридорных пучках труб с разделяющими пластинами. Отрыв потока теплоносителя в рассматриваемом случае происходит в кормовой области поперечнообтекаемых тел.

Одной из отличительных особенностей оторвавшегося потока является то, что касательное напряжение принимает максимальное значение на удалении от поверхности, что подобно течению в зоне перемешивания на границе свободной струи.

Энергия турбулентности, образующаяся в удаленной области оторвавшегося потока, где наблюдаются высокие значения касательного напряжения, передается посредством конвекции и диффузии в область, прилегающую к стенке. Уравнение баланса турбулентной энергии для области присоединения оторвавшегося потока имеет вид:

a k3 2 d dk du (7) - b k1 2 y - = y dy dy dy Координата y направлена поперек потока и отсчитывается от стенки. Здесь первый член характеризует диссипацию, второй — диффузию, третий — генерацию турбулентной кинетической энергии. Турбулентная вязкость определяетu т = с k1 2 y ся соотношениями:,, = m y.

= т y Далее следуя Сполдингу Д.Б., исходное дифференциальное уравнение принимает вид:

. (8) a k3 2 d dk m2 y- b k1 2 y - = y dy dy c k1 2 y Линейная функция удовлетворяет уравнению и усk = m y [c (a - 3 2 b)]-1 ловию k=0 при y=0. Рассматривая двухслойную схему турбулентного потока – область влияния вязкости и турбулентное ядро, внешней границей турбулентного ядра y1 принимаем такое расстояние от стенки, при котором нарушается линейное распределение величины k поперек пристеночного слоя.

В области присоединения уровень турбулентной кинетической энергии вблизи стенки и, следовательно, величины vT повышены. Поскольку уровень турбулентности в области присоединения выше, то абсолютная величина уо будет меньше, чем в гладкой трубе.

При =40 для гладкой трубы имеем, т/=16.

Соответственно получим k1/k0=y1/y0. Интенсификация теплообмена в областях присоединения и развивающегося пограничного слоя связана с существованием высокого уровня турбулентности. Максимум Рис.3. Расчетная схема развивающегося тетурбулентных пульсаций располочения.

жен выше по потоку от области присоединения приблизительно на одну высоту уступа, а затем быстро убывает. Чем протяженней область рециркуляции, тем дальше от стенки расположен максимум турбулентности. Затухание турбулентности вниз по течению различно при изменении расстояния от стенки: интенсивность турбулентности вблизи стенки убывает значительно медленнее, чем при удалении от стенки. Очевидно, это связано со слабым влиянием начальных условий на процесс присоединения сдвигового слоя.

Представленные основные характеристики позволяют, основываясь на известных соотношениях гидродинамики и теплообмена, построить расчетную схему теплоотдачи в плоском канале с полуцилиндрическими выступами.

На рис.3 представлена расчетная схема течения за полуцилиндрическими коридорными выступами в плоском канале. Если сопоставить соотношения энергии турбулентности для областей присоединения и стабилизации, то очевидно, что их можно описать выражением:. Значение коэффициен(k1 k0) = Mx (y1 y0) та (Мх) меняется по продольной координате X от 1 в области присоединения до некоторого значения (Mx ) в области стабилизированного течения. Введение коэффициента (Мх) позволяет предположить, что линейное распределение кинетической энергии турбулентности по нормали к стенке сохраняется вплоть до стабилизированного течения, т.е.

. (9) 74,56 x Mx =1- 1- Re0,875 xн H Получим:

y d 2 1 3 2. (10) 0 y0 K1 - tст y y tось c H NuH = Re2 3 H y1 1 т u t - tст 16 M1 2 + Pr Prт K1 H Для расчета теплоотдачи необходимо знать изменение величин,, по u y длине каналов от области присоединения до полностью развитого течения. В настоящей работе значение определяется на основе рассмотрения опыт H y max ных данных по теплоотдаче в круглой трубе.

Расчет местной теплоотдачи возможен, если известна длина области присоединения пограничного слоя. В настоящее время отсутствуют надежные рекомендации для определения этой величины. Однако, в случае присоединения и дальнейшего развития пограничного слоя в канале можно предположить, что значение этой величины близко к длине начального термического участка. Для определеKния неизвестной величины ( ) примем, что затухание энергии турбулентности u вдоль оси канала происходит так же, как и с турбулизаторами на входе.

K1 (11) H.

= 0,25 u max h Интеграл разбивается на три интеграла с пределами интегрирования по толщине вязкого подслоя, промежуточной области и турбулентному ядру:

y y y y d 0,125 d 1 d 0,002486Re0,875 d y1 yd y0 y0 y0 y (12) I = = + + 1 т 1 1 т 1 1 т 1 1 т 0 0 0,125 + + + + Pr Prт Pr Prт Pr Prт Pr Prт т Для ламинарного вязкого подслоя примем соотношение для такое же, т как и в гладкой трубе:

= 614(y y0)4. Для промежуточной области примем т т (y =8 y0)-1. Для турбулентной области распределение можно найти сле дующим образом:

M y Kт = c K y, K K0 = M (y y0) K =,т = с K0 y0 (y y0)3 2, (13) y3 c K0 y т y но, поэтому = =16 M1 2.

y Интегралы в формулах теперь можно рассчитать аналитически. Примем для расчета среднее значение Ргт=0,9, постоянное по всему сечению.

Решение балансного уравнения для кинетической энергии турбулентности доказало возможность представлять течение в канале с полуцилиндрическими выступами так же, как и в обычном канале с прямыми выступами с учетом степени отрыва.

На рис.4 представлено сравнение результатов расчета Nu Nu = f(X Н) с опыт ными данными для плоского канала с коридорными полуцилиндрическими выступами – а) и двойным уступом – б), в). а) H/h=4,49;

1,2 – короткое и длинное присоединение, Reн=3490;

3 – ReH=47415; 4,5 – расчет; ReH=3490, 47415; б) H/h=2,125; 1,2 – «данные Филетти и Кейс», короткое и длинное присоединение, ReH= =34900102250; 3, 4 – расчет; ReH=34900, 102250;

в) H/h=3,1; 1,2 – «данные Филетти и Кейс», короткое и длинное присоединение. Сравнение показывает, что в целом расчеты теплоотдачи согласуются с опытными данными.

Постановка задачи экспериментального исследования. Для отработки физической модели Рис.4. Сравнение результатов теплоаэродинамических процессов перспективрасчета Nu Nu = f(X Н) с ных трубных систем поиск энергетически эффекопытными данными.

тивных способов компоновки трубных пучков необходимо сосредоточить на конфигурациях из продольных рядов гладких и оребренных труб «конфузорно-диффузорного» типа.

Гладкотрубные. Из отдельных пар цилиндров формируются конфузорнодиффузорные, извилистые и промежуточные компоновки. Рассматриваемые конфигурации характеризуются средними значениями поперечных и продольных шагов труб. Поперечное смещение пар труб в рядах определяется величиной , которая для коридорной компоновки равна нулю =0. Диффузорные компоновки из прямолинейных рядов труб формируют соответствующие течения диффузорного типа. Геометрические характеристики таких конфигураций выбраны в полярной системе координат; продольные шаги соответствуют радиальному направлению, а степень диффузорности – углу поворота прямолинейных рядов труб вокруг оси первой трубы ряда. В этом случае диффузорность характеризуется углом поворота о (для коридорной компоновки значение о=0о).

Оребренные. Плоский канал с полуцилиндрическими выступами (мембранное оребрение) представляет собой простую физическую модель межтрубных каналов пучков труб. Отдельные ряды поперечно-оребренных труб позволяют составлять межтрубные каналы диффузорного и конфузорного типа. При этом появляется возможность разрабатывать множество компоновок пучков ребристых труб, сочетающих смежные межтрубные проходы диффузорного и конфузорного типа.

3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕПЛОАЭРОДИНАМИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК ТРУБНЫХ ПУЧКОВ Третья глава посвящена экспериментальному исследованию теплоотдачи и гидродинамических характеристик разрабатываемых компоновок пучков труб.

Гладкотрубные компоновки, составленные из спаренных цилиндров, формируют различные сочетания межтрубных каналов: «конфузорно-диффузорные», «извилистые», «промежуточные» с постоянным расстоянием между трубами (30,85) b =1,1 и постоянным средним поперечным относительным шагом а=2,0 со смещением труб в каждой из компоновок =0,5R; =1R; =1,5R.

Для пучков с промежуточными компоновками при =1,5R производится смещение поперечных рядов труб соответственно на величину =0 мм (конфузорно-диффузорный); = 3 5 ; = 5 8 = 4 мм; (до извилистого пучка), (см.

;

рис.5.). Коридорные продольные ряды труб могут поворачиваться вокруг оси первой трубы каждого ряда.

При этом получается множество диффузорных компоновок со степенями диффузорности =0о (коридорный пучок); =0,5; 1; 5о; (коридорно-диффузорные пучки).

Аналогично получены «шахматно-диффузорные», «шахматно-конфузорные» и т.п.

компоновки. Для экспериментальной отработки физической модели трубных пучков разработаны экспериментальные методики локальных измерений поверхностного трения, локальной теплоотдачи, распределения статического давления.

Приводится описание экспериментальных установок, опытных участков, гладких и оребренных калориметров «А» «Б» «В» «Г» Рис.5. Гладкотрубные компоновки. «А» - «конфузорно-диффузорная; «Б» - «извилистая»; «В» - «промежуточные»; «Г» - «диффузорная»; Обозначения для «А» и «Б» компоновок: Ц1, Ц2-номера цилиндров по течению; 1 и 2-выступ и впадины.

Гладкотрубные пучки: а) из спаренных цилиндров. Измерение теплоотдачи в гладкотрубных пучках с компоновками «конфузорно-диффузорных», «извилистых» и «промежуточных» осуществляется при непосредственном электрокалориметрировании (q=const) по методу полного теплового моделирования. Результаты измерения локальной теплоотдачи согласуются с данными Жукаускаса А.А.

«А» «Б» Рис.6. Распределение локальной теплоотдачи по периметру цилиндров А (извилистых) и Б «конфузорно-диффузорных» пучков (обозн. по Рис.5.).

Анализируя полученные результаты по теплоотдаче, можно сделать вывод о том, что рассматриваемый способ расположения труб в пучке приводит к существенному изменению омывания и распределения локальной теплоотдачи. При этом относительное расположение рядов смещенных труб («конфузорнодиффузорное» или «извилистое») оказывает влияние в основном только на распределение теплоотдачи второго цилиндра тандемной пары (сравни теплоотдачу для Ц2 по Рис.6.), а величина смещения – на теплоотдачу первого цилиндра.

Обобщение результатов по средней теплоотдаче представлено на рис.7. Как видно, теплоотдача «конфузорно-диффузорного» пучка =R близка к теплоотдаче шахматного а в=2 1,1, а также при Re<20 000 теплоотдача исследованных пучков со смещением труб выше, по сравнению с исходным коридорным пучком.

Следовательно, смещение труб группами по две трубы приводит к интенсификация теплоотдачи по сравнению с равновеликим коридорным пучком.

«А» «Б» Рис.7. «А» - Средняя теплоотдача коридорного, «конфузорно-диффузорного» и «извилистого» пучков, асрв=21,1; 1 – шахматная компоновка; 2 – конфузорно-диффузорная, =R; 3 – извилистая, =R; 4 – извилистая, =0,5R; 5 – коридорная, ав=21,1; 6 – конфузорно-диффузорная =0,5R. «Б» - Средняя теплоотдача коридорной (К), шахматной (Ш) (а в=2 1,1), извилистой, конфузорнодиффузорной и промежуточных компоновок (110).

Для сравнения здесь же представлены данные по средней теплоотдаче шахматного (Ш) и коридорного пучка (К) при а в=2 1,1, а также конфузорнодиффузорного и извилистого пучков =0,5R и =1R (заштрихованная область).

В случае исследованных компоновок пучков труб теплоотдача выше, чем для других пучков. Больший выигрыш в теплоотдаче можно получить при меньших числах Rеd. Для значений чисел Red~5 104 интенсивность теплоотдачи всех представленных пучков выравнивается и способ размещения труб в пучке не оказывает существенного влияния на среднюю теплоотдачу.

Результаты измерения гидродинамического сопротивления конфузорнодиффузорных и извилистых пучков представлены на рис.8. Важно отметить, что гидродинамическое сопротивление почти всех исследованных пучков значительно превосходит сопротивление коридорного пучка, за исключением извилистого пучка =0,5R. Для этого пучка гидродинамическое сопротивление при малых и средних числах Red совпадает с сопротивлением коридорного пучка, но при числах Red>20000 становится ниже.

Результаты измерения для пучков с промежуточной компоновкой свидетельствуют, что значение сопротивления всех исследованных пучков значительно больше, чем в случае компоновок при ав=21,1. Изменение вихревой структуры для различных компоновок («конфузорно-диффузорные» и «извилистые») приводит к вырождению области квадратичного сопротивления при Rеd<104 для конфузорнодиффузорного пучка. Для выявления различных зон обтекания поверхности труб, определения интенсивности гидродинамических процессов на их поверхности проведено измерение поверхностного трения (метод выступающей планки Престона) и статического давления. Измерения осуществлялись посредством поворота цилиндров вокруг оси с помощью одной выступающей планки и отбора статического давления. Результаты измерения и р для извилистых и конфузорнодиффузорных пучков =0,5R и =1R представлены на рис.9. и 10.

Рис.8. Аэродинамическое сопротивление гладкотрубных пучков из спаренных цилиндров: 1 – коридорная компоновка, ав=21,1; 2 – извилистая компоновка, =0,5R; 3 – конфузорно-диффузорная =0,5R; 4 – извилистая компоновка, =R;

5 – конфузорно-диффузорная, =R; 6 – Нормативный метод для коридорного пучка 21,1.

Распределение поверхностного трения и статического давления для изр вилистых и конфузорно-диффузорных пучков подобно, разница в основном лишь в максимальных и минимальных и р для конфузорно-диффузорных пучков обеих компоновок при =1R. По результатам измерения поверхностного трения и статического давления по окружности трубы получены: значения коэффициенты лобового сопротивления и подъемной силы; составлены схемы течения в пристенной области поперечно обтекаемых цилиндров; установлены точки отрыва, присоединения, области торможения и ускорения потока вдоль периметра труб в тандемной паре. Для выявления особенностей течения в межтрубном пространстве проведено измерение распределения статического давления в боковой стенке пучков.

Эти измерения позволили установить: а) А перепады давления и поперечные перетоки между параллельными каналами извилистых и конфузорно-диффузорных пучков; б) меньшую интенсивность поперечных перетоков в извилистых пучках и тенденцию к извилистому течению в конфузорно диффузорных пучках.

р Распределение поверхностного трения и меняются при переходе от «конфузорнодиффузорной» компоновки к «извилистой».

Взаимное расположение конфузоров и диффузоров приводит к формированию вихревых структур в межтрубном пространстве. Если Б для конфузорно-диффузорной компоновки характерной особенностью течения являются два крупномасштабных симметричных вихря во «впадинах», то в последующих компоновках происходит смещение этих вихрей относительно друг друга, а затем их трансформация в более мелкие структуры в «извилистой» компоновке. При этом для некоторых промежуточных компоновок крупномасштабные вихри становятся даже неразличимыми (при визуализации течения), а затем при дальнейших смещениях рядов труб они формируются вновь.

Изменение вихревых структур внешнего течеВ ния приводит к перераспределению поверхностного трения и статического давления по поверхности цилиндров. По результатам измерения поверхностного трения, статического давления по окружности трубы и визуализации течения в различных компоновках определяются точки отрыва и присоединения, области торможения и ускорения потока вдоль периметра труб в тандемной паре для всех исследованных компоновок.

Диффузорные пучки. Продувки экспериментальных пучков осуществлялись при различных степенях расширения: =0 (коридорный пучок ab=1,0651,065); =0,5; 1;

Рис.9. Результаты измерения и 5; 10 (коридорно-диффузорные пучки); диар для извилистых пучков =0,5R пазон чисел Re=(10100)·103. На рис.11 преди =1R. А – =0,5R; Red=26540;

ставлены результаты измерения локального Б – =1R; Red=27400;

поверхностного трения и статического давВ – =0,5R; Red=26540, ления. По представленным данным можно (обозн. по Рис.5).

заключить следующее: распределение указанных характеристик имеет немонотонный характер с максимумами и минимумами.

Для коридорного пучка отрыв потока происходит при ~96° (0) для первого по ходу воздуха цилиндра и образуется застойная зона при ~96°144° (0). Для диффузорного пучка аналогичная картина изменяется, в частности отрыв потока с первого цилиндра происходит уже при ~ 150°, а статическое давление на поверхности второго цилиндра практически постоянно. Рассмотренные характеристики позволяют сделать вывод о том, что для диффузорного пучка на первом цилиндре отсутствует застойная зона, т.к. имеет место более поздний отрыв с первого цилиндра. Таким образом, плоская струя, сформировавшись между трубами первого поперечного ряда пучка, свободно проходит вблизи следующих рядов труб по ходу воздуха. При этом в межтрубном пространстве отсутствуют крупномасштабные завихрения. Следовательно, потери энергии будут определяться только мелкомасштабной турбулентностью, т.е.

уменьшатся. На рис.12 уменьшение теплоотдачи в диффузорных пучках находится в пределах разброса, в то время как аэродинамическое сопротивление уменьшается существенно.

Рис.10. Результаты измерения и р для конфузорно-диффузорных пучков =0,5R, Red=26480 (обозначения по Рис.5).

Анализ взаимодействия присоединенных вихрей с поверхностью обтекаемых цилиндров можно провести, представив результаты измерения локальной m теплоотдачи в виде зависимости от числа Рейнольдса.

Nu = C Red На рис.13 в логарифмических координатах нанесена сетка в виде линий, соответствующих двум показателям степеней m=0,5 и m=0,8. При =2°, 5 ряд теплоотдача в области присоединения оторвавшегося потока, (=40°60°) наибольшая.

Показатель степени m0,5 при Red=(2060) 103. При Red>60·103 показатель степени m 0,8, что свидетельствует о существенной турбулизации течения. В области отрыва потока (=120°140°) локальная теплоотдача имеет наименьшие значения и общая тенденция увеличения показателя степени m с возрастанием Red сохраняется в кормовой области цилиндров.

Рис.11. Статическое давление и поРис.13. Локальная теплоотдача.

верхностное трение по периметру и (коридорно-диффузорныйо пучок, рядам труб диффузорного и кори =2°, 5-й ряд).

дорного пучков. (17 – ряды труб).

Для коридорного пучка также сохраняется показатель степени m~0,8.

Полученные результаты и их анализ свидетельствуют о формировании течения в виде присоединенных вихрей с точками отрыва и присоединения, между которыми формируется тепловой пограничный слой, периодически нарастающий по течению теплоносителя.

Рассматриваемая картина формируется в условиях «работы» присоединенРис.12. Теплоотдача и сопротивление ных вихрей со средним положительным «Коридорно – диффузорных» пучков.

Рис.14. Равнодействующая сил статического давления: а) коридорный пучок =0°; б) коридорно-диффузорный пучок =1°.

градиентом давления. При этом область смешения, т.е. область взаимодействия присоединенного вихря и основного потока в значительной степени неустойчива.

Это значит, что обновление вихрей с частотой Струхаля в условиях положительного градиента давления происходит с повышением уровня турбулентности.

Кроме того, формирование отрывного течения в первом ряду диффузорной компоновки приводит к синхронизации частот автоколебательного процесса в межтрубных полостях нижележащих рядов труб. Причину снижения аэродинамического сопротивления диффузорных пучков можно увидеть на рис.14.

Распределение равнодействующей силы давления по рядам труб пучка показывает, что полное аэродинамическое сопротивление всего пучка определяется первыми рядами труб. Кроме того, для второго ряда равнодействующая сил давления имеет низкое значение, как для исходной коридорной компоновки, так и для диффузорных пучков.

Пучки оребренных труб (Рис.15). Плоский канал с полуцилиндрическими коридорными выступами. В плоском канале с выступами измерение теплоотдачи осуществляется при непосредственном «электрическом калориметрировании» (q=const) раздельно для пластин и полуцилиндров.

1 ярус а) г) б) 2 ярус 3 ярус ° 2 ярус ° 1 ярус в) Рис.15. Пучки оребренных труб: а) шахматнодиффузорный (винтовые ребра); б) - шахматно конфузорный (винтовые ребра); в) плоский канал с полуцилиндрическими коридорными выступами (мембранное оребрение); г) – спирально-проволочное оребрение: Мод 1 (0 = 100 ), Мод 2 (0 = 150 ).

При этом реализуется метод полного теплового моделирования с расчетом температуры смешения и компенсацией тепловых потерь полуцилиндрических калориметров. Для определения локальной плотности теплового потока конвективной теплоотдачи проведены тарировки потерь.

Результаты измерения локальной теплоотдачи в плоском канале с полуцилиндрическими коридорными выступами представлены на рис. 16 при а в= =1,28 5,33. По полученным данным можно заключить, что при тесном поперечном шаге а=1,28 имеет место несимметрия течения и теплообмена на противоположных стенках канала в виде короткого и длинного присоединения (светлые и темные точки).

б) а) Рис.16. а) Локальная теплоотдача плоской поверхности: ав=1,285,33;

1 –ReH=5200; 2 – ReH=6400; 3 – ReH=46500.

б) Локальная теплоотдача полуцилиндрических выступов: ав=1,285,33;

1 – Red=169852; 2 – Red=80772; 3 – Red=6935.

При этом несимметрия теплоотдачи на плоских поверхностях и полуцилиндрических калориметрах связаны. Можно отметить извилистое течение в плоском канале с выступами при а в=1,28 5,33. При уменьшении продольного шага (а в=1,28 3,04; а в=1,28 2,13) несимметрия теплоотдачи становится менее выраженной при а в=1,28 3,04 и практически вырождается при а в=1,26 2,13. Влияние поперечного шага было выявлено по распределению статического давления вдоль теплообменных поверхностей – плоских и цилиндрических. При значениях а в=1,5 5,33 несимметрия распределения статических давлений на противоположных стенках канала исчезает.

Проведено обобщение результатов по теплоотдаче для плоской и цилиндрической поверхностей: Nud = 0,25Re0,65 b-0,356 (14) d 0,Nu = 0,241 Re (15) н н На рис.17а представлена обобщенная зависимость (14) для цилиндрической поверхности. Расслоению опытных точек на рис.17а соответствует несимметрия теплообмена на противоположных стенках канала с выступами. Средняя теплоотдача для плоскоцилиндрической поверхности описывается уравнением:

Nud = 0,166Re0,67 b-0,37. (16) d Результаты измерения гидродинамического сопротивления представлены на Red (20 30)1рис.17б. Следует отметить, что для значений гидродинамическое сопротивление мембранного пучка меньше, по сравнению с гладкотрубным пучком (по данным Жукаускаса А.А.). Результаты экспериментов удовлетворительно описываются зависимостью:

Eu1 =1,9Red0,22 b0,21 (17) Распределение потерь давления по рядам выступов представлено на рис. 17б.

Распределения давления по рядам труб мембранного и гладкотрубного пучков изменяются. Стабилизация гидродинамического сопротивления наступает с 3, 4, 5 ряда при значениях b=5,33; 3,04; 2,13 соответственно.

б) а) Рис.17.

Рис.18. Приведенная теплоотдача пучков оребренных труб:

а) «шахматно-диффузорных», б) «шахматно-конфузорных».

«Шахматно-диффузорные» и «-конфузорные» пучки оребренных труб (винтовые ребра). В поперечно обтекаемых пучках оребренных труб проведены измерения распределения теплоотдачи по рядам труб пучков «шахматной», «шахматно-диффузорной (Ш-Д)» и «шахматно-конфузорной (Ш-К)» компоновок и аэродинамического сопротивления. Полученные результаты обработаны в критериальном виде и получены обобщенные соотношения в виде:

Nu=f(Re,z2,о), Eu=f1(Re,z2,о) (18) Теплоаэродинамические характеристики получены для «диффузорных» и «конфузорных» компоновок шахматного пучка оребрённых труб при различных степенях диффузорности (конфузорности) о=0о (шахматная компоновка); 5о; 10о;

15о; 20о межтрубных каналов поперечноомываемых трубных пучков в диапазоне чисел Red=(1030)103.

На рис.18. представлены результаты измерения средней приведенной теплоотдачи для «шахматно-диффузорных» и «шахматно-конфузорных» пучков оребренных труб.

Приведенные коэффициенты теплоотдачи определялись путем усреднения измеренных значений температуры стенки по периметру каждого калориметра.

При этом было получено распределение приведенной теплоотдачи по рядам продольного ряда пучка. Установлено, что интенсивность теплоотдачи «шахматнодиффузорных» пучков труб существенно отличается от теплоотдачи шахматноконфузорных (30% и 150%). На рис.19 представлены результаты измерения распределения относительной теплоотдачи по рядам труб пучков «шахматных», «шахматно-диффузорных» (Ш-Д) и «шахматно-конфузорных» (Ш-К) компоновок при различных углах диффузорности о=020о (конфузорности) и числах Red.

Уменьшение теплоотдачи по рядам труб, очевидно, связано с расширением проходного сечения. Ряды труб пучка формируют межтрубные рециркуляционные вихревые течения и струйные течения в коридорных проходах. В «шахматно-конфузорных» пучках распределение теплоотдачи по рядам труб уже не является монотонным.

Рис. 19. Распределение относительной теплоотдачи по рядам труб пучков при различных углах диффузорности о и числах Red: 1) «шахматно-диффузорные» (Ш-Д): 1-шахматный пучок; 2,3,4,5 – диффузорные пучки; 2) «шахматноконфузорные» (Ш-К): 1 – «шахматный», 2,3,4,5 –конфузорные пучки.

По рисунку рис. 19 можно отметить, что вследствие сужения проходного сечения, течение в первых трех рядах происходит со снижением теплоотдачи. Однако, начиная с 4-го ряда, турбулизация течения приводит к росту теплоотдачи.

Аналогично шахматно-диффузорному пучку, для шахматно-конфузорной компоновки опытные точки расслаиваются по числам Red. Кроме того, для шахматно-конфузорного пучка обнаружены две области – убывания и возрастания теплоотдачи по рядам труб пучка. Распределение теплоотдачи по рядам труб пучков и для шахматно-конфузорного компоновок при различных углах диффузорности о=020о представлено на рисунках. Из графиков видно, что в шахматном пучке труб теплоотдача по рядам монотонно возрастает, а в диффузорном пучке труб теплоотдача сначала убывает, а потом возрастает. Причем при углах диффузорности >5° теплоотдача диффузорных пучков убывает в большей мере.

В конфузорном пучке труб, теплоотдача также сначала убывает, а потом возрастает. Но в отличие от диффузорного пучка возрастание теплоотдачи происходит уже со второго ряда.

На рис 18. представлены результаты измерения средней теплоотдачи для шахматно-диффузорного и шахматно-конфузорного пучков в зависимости от числа Re в исследованном диапазоне Re=(1030)x103. Как следует из рисунков, теплоотдача исходного шахматного пучка (о=0°) выше, чем в исследованных «диффузорных» и «конфузорных» пучках труб. Для всех исследованных компоновок можно отметить существенное снижение теплоотдачи при о=5° и 10°. В случае о=15° и 20° средняя теплоотдача изменяется незначительно. Следует отметить, что средняя теплоотдача для шахматно-конфузорной компоновки пучка в зависимости от угла уменьшается в большей мере, чем при шахматно-диффузорных компоновках. Например, наибольшее снижение теплоотдачи при о1020° для шахматно-диффузорной компоновки составляет приблизительно 25%, но для ШК компоновки при тех же о средняя теплоотдача снижается уже до двух раз, т.е.

приблизительно на 100%.

При увеличении скорости воздуха теплообмен для шахматно-коридорные пучков не изменяется, т.к. по рисунку видно, что кривые Nu(Re) эквидистантны для всех исследованных пучков. Для пучков Ш-Д по рис.18. можно увидеть, что зависимость Nu(Re) для исследованных диффузорных пучков идет круче, чем для исходного шахматного. Например, для шахматного пучка показатель степени 0,7 в зависимости для числа Nud сохраняется для исследованных конфузорных пучков. Для диффузорных пучков при интенсивном струйном течении показатель степени повышается до 0,8, т.е. доля ребристой поверхности, обтекаемой ламинарным потоком, уменьшается и течение приближается к безотрывному.

Полученные результаты свидетельствуют об интенсифицирующем влиянии струйного течения теплоносителя на теплоотдачу оребренных труб пучка. Исследуемые пучки «шахматно-диффузорной» компоновки позволяют исследовать влияние неоднородности давления. Это значит, что в потоке создаются поля давлений, вызывающие вторичные течения, которые повышают уровень турбулентности в ограниченных областях потоков вдали от стенки. Вследствие этого энергия турбулентности, образующаяся в отдаленной области при высоких значениях касательного напряжения оторвавшегося потока, посредством механизма конвекции и диффузии передается в область вблизи стенки. Интенсивность турбулентности в пристенной области является определяющим фактором теплоотдачи, что подтверждается следующими примерами: обтекание поверхностей с последовательным чередованием плоских диффузоров и конфузоров; с серповидными выступами, которые создают последовательность стоячих вихрей; с угловой перфорированной насадкой. Во всех перечисленных случаях возникают неоднородности давления, которые порождают вторичные течения, приводящие интенсивному обмену массой между внешним течением и пристенной областью.

Результаты измерения аэродинамического сопротивления исследованных «Шахматно-Коридорных» и «Шахматно-Диффузорных» пучков труб при различных числах Re воздушного потока представлены на рисунках рис.20. Для «Ш-К» и «Ш-Д» пучков полученные данные по полному аэродинамическому сопротивления соответствуют автомодельной области по числам Red.

Например, при изменении угла о до 20° аэродинамическое сопротивление исследованных пучков уменьшается до трех раз. Для пучков при о=5° наблюдается снижение аэродинамического сопротивления до двух раз соответственно для «ШК» и «Ш-Д» компоновок по сравнению с исходной шахматной компоновкой.

Проведено обобщение данных по коэффициентам теплоотдачи по рядам труб пучка, аэродинамическому сопротивлению пучков, определены их средние значения и получены критериальные зависимости:

шахматно-диффузорный – ; cz=1,24z-0,126 = ; (19) = 0,013Re0,8c c c Nu d z -0,30,шахматно-конфузорный – (+1) = 1,15 Red cz ; cz Nud = 0,052 z-0,158 (20) Eu o =1,24 (+1)0,3аэродинамическое сопротивление – (21) Eu Для аэродинамического сопротивления шахматно-конфузорных и диффузорных пучков получена единая зависимость (21).

«Конфузорно-диффузорные» пучки оребренных труб (спиральнопроволочное оребрение). Теплопередача конфузорно-диффузорного пучка спиральнооребренных труб. На рис.15. представлена компоновка исследуемого пучка. Результаты измерения теплопередачи и аэродинамического сопротивления представлены на рис.21.

В сравнении с исходной плотной шахматной компоновкой пучка («0» по рис.21) и разрабатываемой «диффузорно-конфузорной» компоновкой для трёх ярусов с различной ориентацией продольных рядов, можно отметить существенную неоднородность теплопередачи по рассматриваемым ярусам. Наибольшее значение теплопередачи соответствует 3-му и 2-му ярусам («2» и «3» по рисунку).

Для модификации Мод.2 наблюдается аналогичная картина, но для второго яруса теплопередача практически такая же, как для шахматного пучка. В Мод.1 и Мод.компоновка труб представляет собой периодическое сочетание 1, 2, 3, 2 ярусов.

Это значит, что каждому ярусу соответствует определенная доля полной трубной поверхности F: 1 ярус – F; 2 ярус – 2/4F; 3 ярус – F. Если определить долю поверхности, составленной из продольных рядов труб, то для первого яруса (ухудшенная теплопередача) эта доля соответствует всей поверхности.

а) б) Рис.20. Аэродинамическое сопротивление шахматного, шахматно-диффузорного и шахматно-конфузорного пучков оребренных труб: а) – шахматнодиффузорный;

б) – шахматно-конфузорный. 1-шахматный пучок; 2,3,4,5 – диффузорные (конфузорные) пучки: 2 – =5°; 3 – =10°; 4 – =15°; 5 – =20°.

Следовательно, можно констатировать, что средний коэффициент теплопередачи в синтезированных компоновках может быть выше, по сравнению с исходным шахматным пучком. Для пучка Мод.1 (о=10о) увеличение поперечного шага для группы из 4-х труб по 4 штуки составит в ~1,5 раза. Расчетное увеличение теплоотдачи – в 1,08 раза. По рис.21 можно отметить существенно большее различие коэффициентов теплопередачи, очевидно связанное с «конфузорно-диффузорными каналами».

Аэродинамическое сопротивление. На рис.21. представлены результаты измерения удельных затрат мощности n [Вт/м2] на прокачку воздуха в шахматном пучке (о=0о) и конфузорно-диффузорных компоновках Мод.1 (о=10о) и Мод.(о=15о). Следует отметить существенное снижение аэродинамического сопротивления для пучка Мод. 2. На рис.21. снижение аэродинамического сопротивления более существенно (до 2 раз), по сравнению с обычной шахматной компоновкой. При одновременном измерении теплопередачи k и потерь напора Р можно определить связь между теплопередачей и потерями напора. На рис.21.

представлена полученная зависимость в виде графика n=f(k). При одинаковой удельной мощности на прокачку теплоносителя n значение коэффициента теплопередачи k будет существенно выше. Следовательно, исследуемые компоновки позволяют улучшить теплоаэродинамические характеристики пучков оребренных труб.

На представленных рисунках видно, что путем организации конфузорнодиффузорных течений воздуха в межтрубных каналах можно существенно уменьшить потери мощности на прокачку. При одинаковом тепловом потоке Q и поверхности теплообмена F в случае конфузорно-диффузорной компоновки требуется существенно меньшая мощность для прокачки воздуха вентилятором по сравнению с пучком труб шахматной компоновки.

В работе измерены коэффициенты теплопередачи k(w) и удельные затраты мощности на прокачку воздуха n(w) для двух модификаций «конфузорнодиффузорных» компоновок (см. рис.15) спирально-оребренных труб (Мод.1 и Мод.2).

Кроме этого, в работе получено распределение указанных характеристик по отдельным продольным рядам труб (трубным системам – «ярусам»). Для проведения расчетов и анализа энергетической эффективности получены аппроксимационные уравнения k=c(w)d и n=a(w)b для исследуемых «конфузорнодиффузорных» пучков Мод.1 и Мод.2, а также для исходной шахматной компоновки – «поверхности сравнения»:

а) б) Рис.21. Теплопередача и аэродинамическое сопротивление (удельные затраты мощности на прокачку) конфузорно-диффузорного пучка Мод.1.: 0 – шахматная компоновка; «1» – 1-й ярус; «2» – 2-й ярус; «3» – 3-й ярус.

Компоновка «Мод.1» (о=100) Компоновка «Мод.2» (о=150) 1 ярус k=48,6·w1,4 k=46,9·w1,2 ярус k=97,7·w1,2 n=2,31·w2,9 k=81,3·w1,1 n=1,76·w2,3 ярус k=126,3·w0,9 k=122,2·w0,S1./S2=58/18 мм «Шахматная компоновка» (о=00, (16 мм) k=82,2·w0,99 n=3,25·w2,4. ЭНЕРГЕТИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ РАЗРАБАТЫВАЕМЫХ КОМПОНОВОК ПУЧКОВ ТРУБ Для выявления энергетически выгодных поверхностей теплообмена используя три основные характеристики для сравниваемых поверхностей Q [Вт], N [Вт], F [м2].

4.1. Гладкотрубные пучки.

Пучки из спаренных цилиндров (конфузорно-диффузорные, извилистые и пучки с промежуточными компоновками).

Эффективность извилистой компоновки со смещением труб =0,5R выше, чем исходной коридорной ав=21,1. Конфузорно-диффузорная компоновка со смещением =R имеет самую низкую эффективность среди исследованных пучков (ниже, чем шахматной ав=21,1.). Сопоставление исследованных компоновок с базовым коридорным пучком по принципу «при прочих равных» представлено на рис.22. В этом случае выигрыш в тепловом потоке дают все компоновки при Red<16103, а извилистые пучки =0,5R и =R имеют значение KQ выше, чем у равновеликого шахматного пучка при Red<104. Аналогично и выигрыш по мощности, т.е. КN<1 имеют извилистые пучки при Red<30103, а при Red<12103 извилистая компоновка =R эффективнее шахматной. Более эффективной компоновкой является извилистая с малым смещением =0,5R. Для всех извилистых и конфузорно-диффузорного =0,5R пучков значение больше единицы. Этот результат свидетельствует о нарушении аналогии Рейнольдса между передачей тепла и импульса. Конфузорно-диффузорный пучок =R в этом случае наименее эффективен, что свидетельствует о плохой организации течения как в пристенной области, так и во внешнем потоке.

Для второго цилиндра извилистого пучка =0,5R при Red>104 поверхностное трение меньше, чем у первого цилиндра. Самая большая эффективность извилистой компоновки =0,5R подтверждается также и данными по коэффициенту лобового сопротивления. Для второго цилиндра значение Сwx совпадает с аналогичным для коридорного пучка при Re~15000, но для первого цилиндра Сwx значительно выше. Значения Сwx уменьшаются при увеличении числа Rе и они меньше, чем в случае коридорного пучка при Re>30000. Почти для всех компоновок вторые цилиндры более эффективны при меньших числах Re, но при его увеличении эффективности обоих цилиндров выравниваются. Исключение составляет конфузорно-диффузорная =0,5R компоновка, у которой первый цилиндр в паре эффективнее второго во всем исследованном диапазоне чисел Re.

Для промежуточных компоновок наибольшая эффективность достигается при течении по извилистым межрядным проходам, наименьшая – по конфузорно-диффузорным. Если сравнить эффективность извилистых и конфузорнодиффузорных пучков при =R по =St/Eu1, то можно утверждать, что хотя смещение пар цилиндров до =1,5·R ухудшает эффективность пучка, однако промежуточные компоновки позволяют повысить значение . В этом случае способ продольного смещения рядов труб позволяет улучшить организацию течения в межтрубных каналах пучка. Выигрыш в тепловом потоке дают все компоновки при Red>30·103. Извилистая компоновка позволяет получить выигрыш при больших числах Red. При малых числах Red наиболее эффективными оказываются промежуточные компоновки №7. Значение KQ увеличивается при уменьшении числа Red для всех компоновок. Аналогично и выигрыш по мощности, т.е. KN<1 имеют все исследованные пучки при Red<30·103, а при Red<104 промежуточная компоновка № 7 становится самой эффективной.

Рис.22. Сопоставление по Q и N исследованных конфузорно-диффузорных и извилистых пучков из спаренных цилиндров.

«Коридорно-диффузорные». Определение энергетической эффективности исследуемых пучков проведено по зависимостям Nu=f(Re) и Eu=f(Re). Проведенные оценки энергетической эффективности коридорно-диффузорных пучков показывают возможность повышения энергетической эффективности как по Q, [Вт], так и по N, [Вт]. На рис.23. представлены результаты оценки энергетической эффективности исследованных гладкотрубных пучков труб в виде заштрихованных областей.

Можно отметить, что наибольший выигрыш по тепловому потоку «при прочих равных условиях» могут дать компоновки диффузорного типа. При этом энергетические характеристики «К-Д» и «И» компоновок могут быть улучшены путем смещения продольных рядов труб с формированием промежуточных компоновок.

Пучки ребристых труб. Коридорные пучки с ограничивающими пластинами (плоские каналы с полуцилиндрическими выступами). Показатель энергетической эффективности для плоского канала с полуцилиндрическими коридорно расположенными выступами рассчитан по средней конвективной теплоотдаче при (S2/d)=5,33; 3,04; 2,13 и соответственно аэродинамическому сопротивлению в пересчете на один плоско-цилиндрический элемент. При определении эффективности не учитываются такие особенности процессов, как несимметрия течения и теплообмена, а также влияние рядности выступов на теплообмен и гидродинамическое сопротивление. Следует отметить, что энергетическая эффективность плоской и цилиндрической поверхностей канала с выступами меньше, чем у обычного гладкотрубного коридорного пучка. Кроме этого, рассматриваемая эффективность повышается при уменьшении продольного шага выступов.

Получено, что KQI во всем диапазоне исследованных чисел Rе. Для более полного анализа энергетической эффективности проведен расчет коэффициента энергетической эффективности Е, а также объемного коэффициента теплоотдачи v. Следует отметить, что при фиксированном значении числа Red величина E для исследованных каналов выше, чем в случае коридорных пучков и растет при увеличении продольного шага выступов.

Рис.23. Энергетическая эффективность исследованных гладкотрубных пучков труб.

По значению E при различных продольных шагах выступов самая большая эффективность соответствует самому большому продольному шагу выступов.

Однако зависимость объемного коэффициента теплоотдачи от продольного шага противоположна. При E=idem самый большой объемный коэффициент теплоотдачи имеет канал при в=2,13. Влияние продольного шага на эффективность плоских каналов с выступами соответствует такой же зависимости, как и для v. Для анализа энергетической эффективности размещения труб в коридорном пучке с ограничивающими плоскими стенками необходимо рассмотреть данные по теплоотдаче и аэродинамическому сопротивлению отдельно для полуцилиндрических выступов. По представленным результатам получено обобщение средней конвективной теплоотдачи для цилиндрической поверхности:

Nu= 0,25Re0,65b-0,3(22) По этой зависимости видно, что с увеличением продольного шага выступов теплоотдача падает. Гидродинамическое сопротивление плоского канала с полуцилиндрическими выступами определяется в основном лобовым сопротивлением выступов, а роль ограничивающих стенок проявляется в формировании набегающего на выступы потока. В связи с этим, аэродинамическим сопротивлением выступов будем считать полное сопротивление элемента плоского канала с выступами:

0,22 0,Eu = 1,9 Re b (23) При увеличении продольного шага эффективность цилиндрической поверхности значительно уменьшается. Такой же вывод следует и из результатов расчета значений КQ и КN, где при продольных шагах в=2,13 получен выигрыш в тепловом потоке, т. е КQ>1 и мощности на прокачку, т.е. КN<1, а при больших шагах, т.е. в=3,04 и 5,33 цилиндрическая поверхность перестает быть эффективной. Оценка энергетической эффективности элементов плоского канала с полуцилиндрическими коридорно расположенными выступами, а также эффективности цилиндрической поверхности в условиях ограниченного плоскими стенками обтекания, дает непротиворечивые результаты, т.е. снижение энергетической эффективности при увеличении протяженности теплообменной поверхности (эффект «начального термического участка»).

Диффузорная и конфузорная компоновки (винтовые ребра). Расчет значений KQ и KN по соответствующим зависимостям проведен на основе полученных обобРис.24. Энергетическая эффективность «шахматно-диффузорных» компоновок (Ш-Д).

щенных соотношений для Nud и Eu: шахматного пучка, «шахматно-диффузорного» и «шахматно-конфузорного». На рис.24. представлены результаты расчетов KQ и KN для исследованных пучков «Шахматно-Диффузорных» и «Шахматно-Конфузорных» компоновок. Можно увидеть повышение энергетической эффективности, как «Шахматно-Диффузорных», так и «Шахматно-Конфузорных» компоновок при уменьшении числа рядов труб в пучках. При этом «Шахматно-Конфузорная» компоновка пучка труб не приводит к повышению энергетической эффективности исходного шахматного пучка труб, как по KQ, так и KN.

Напротив, «Шахматно-Диффузорная» компоновка, отличаясь повышенной эффективностью во всем диапазоне числа рядов труб в пучке z2 и углах диффузорности о, приводит к наибольшему выигрышу при о10°15°. Крупномасштабная диффузорность приводит к усилению турбулентности во всех структурах потока, обтекающего трубы.

Повышение уровня турбулентности при обтекании системы цилиндров приводит к смещению точки отрыва вниз по течению до о 130о. При этом происходит уменьшение масштаба вихрей, что приводит к снижению аэродинамического сопротивления. С другой стороны, при организации диффузорного течения в межтрубных каналах уменьшение скорости среднего течения приводит также к снижению аэродинамического сопротивления. Рассматриваемый механизм для конфузорного течения в межтрубных каналах «Шахматно-Конфузорных» пучков имеет особенности, связанные с отсутствием струи. Конфузорное течение приводит к снижению аэродинамического сопротивления, поскольку средняя скорость диффузорного и конфузорного течений одинаково ниже аналогичной для исходного шахматного пучка. Однако формирование вихревой структуры конфузорного пучка происходит при монотонном увеличении средней скорости теплоносителя, что, как известно, приводит к подавлению степени турбулентности потока.

«Шахматно–конфузорно–диффузорные» компоновки (спиральное оребрение).

Используя уравнение теплопередачи Q=k·F·Т и определение удельной мощности N=n·F, при Т =idem можно получить соответствующие расчетные зависимости для коэффициентов энергетической эффективности KN, KQ, KF при «прочих равных». На рис.25 представлены результаты расчетов коэффициентов энергетической эффективности KN, KQ для пучка «Мод.1» (KQ=1, KN=1) (рис.25) в зависимости от скорости w0 исходного шахматного пучка. Сопоставление коэффициентов эффективности проведено для отдельных продольных рядов (ярусов) труб.

КN КQ W12 WРис.25. Энергетическая эффективность компоновки Мод.(1, 2, 3, – номера ярусов, 4 – шахматная компоновка).

По представленным рисункам можно отметить, что для пучков Мод.1 первый ярус имеет самые низкие показатели энергетической эффективности по сравнению с исходной шахматной компоновкой. При этом с увеличением скорости Wпроисходит улучшение энергетических показателей. Для ярусов второго и третьего с увеличением W0 показатели KN, KQ улучшаются в исследованном диапазоне скоростей. Представленные результаты позволяют оценить средние значения энергетических характеристик всего пучка разрабатываемой компоновки. При осреднении коэффициентов энергетической эффективности учитывался «вес» каждого яруса в повторяющихся группах труб, т.е. К = К1 + 2 К2 + К3.

Результаты осреднения коэффициентов энергетической эффективности сведены в таблицу:

Компоновка «Мод.1» Компоновка «Мод.2» =0,551,43 =1,110,КN К N =1,111,=1,151,53 КQ К Q =1,050,=1,10,44 КF К F Численный анализ процессов течения и теплообмена в межтрубных каналах с использованием программного комплекса FLUENT. В этом разделе получены поля течения и теплообмена разрабатывамых конфузорно-диффузорных компоновок. Для моделирования турбулентности используется модель Рейнольдсовых напряжений RSM (Reynolds Stress Model). В качестве дополнительного уравнения используется уравнение переноса для скорости турбулентной диссипации . На первоначальном этапе проведения расчетов были получены распределения поверхностного трения, статического давления, локальной теплоотдачи на одиночном цилиндре, которые удовлетворительно соответствуют известным экспериментальными результатами Жукаускаса А.А. Численное решение задачи проводилось по методу установления, при котором задаются граничные и начальные приближения (скорость течения W=0, тепловой поток Q=const, минимальный шаг по времени – 0,001 сек.).

На рис.26 представлены результаты численных расчетов полей скоростей и турбулентной энергии в прямых плоских каналах, диффузорных и конфузорных.

Расположение областей с повышенной турбулентностью соответствует местоположению вихрей. В каналах конфузорного и диффузорного типов несимметрия вырождается и как следствие возможно получение стационарного решения. Локализация областей с повышенной турбулентностью также соответствует местоположению вихрей. В случае конфузорного течения омываемую потоком пристенную область пластин можно разделить на области с различным уровнем турбулентности (темные области – повышенный уровень турбулентности). При уменьшении продольного шага происходит стабилизация течения. Формируются течения с центральной струей. При взаимодействии потока с поверхностью цилиндров происходит генерация турбулентности, как в области присоединения, так и при отрыве потока. При этом наибольшая турбулентность в области присоединения находится вблизи поверхности цилиндра, а в кормовой – вдали от поверхности.

Проведенный анализ течения в межтрубных плоских каналах с выступами (каналы трубного пучка без поперечных перетеканий), а также оценки энергетических характеристик – теплового потока и затрат мощности на прокачку теплоносителя позволяют рассматривать организацию течения в межтрубных каналах с наложением градиента давления на среднее течения как энергетически эффективный метод воздействия на интенсивность процессов переноса в каналах с выступами. При малых поперечных и больших продольных относительных шагах формируются вихревые структуры. Наличие крупномасштабного вихреобразования приводит к увеличенным потерям энергии на прокачку теплоносителя.

Параллельно-струйный поток, выходящий из узкой щели меняет свое направление, «прилипая» к поверхности одного из пары цилиндров. Свободное течение в большом межтрубном пространстве дает возможность формироваться дорожке Кармана. Наложение положительного градиента давления на среднее течение приводит к более упорядоченному течению. Можно отметить характерную особенность распределения турбулентной энергии. Для коридорного пучка сгустки турбулентности распределяются вдали от теплообменной поверхности, в то время как при наличии диффузорности наибольшая турбулентность «обволакивает» трубы. При в=5,33 тепловой поток Q увеличивается в 1,2 раза для диффузорного пучка, а аэродинамическое сопротивление уменьшается больше, чем в ~10 раз по сравнению с коридорным.

1) 2) 3) 4) Рис.26. Турбулентная энергия и скорость. 1,2,3 – плоский канал с выступами;

1) прямой; 2) диффузорный 3) конфузорный); 4) коридорно-диффузорный, коридорный пучок труб (широкие продольные шаги).

Для случая а/в=1,065/1,065, снижение потерей энергии, полученное в эксперименте доходит до ~8 раз.

Результаты расчета по численной модели дают уменьшение аэродинамических потерь до 9 раз (при о=3о). Для самых тесных пучков характерно изменение вихревого течения (коридорный пучок) на извилисто-поперечное, т.е. вихревое течение трансформируется в, практически, безвихревое.

Для диффузорных пучков изменение их обтекания по сравнению с аналогичным обтеканием для обычных коридорных пучков приводит к следующему:

• При в=2,0 тепловой поток Q уменьшается в~1,3 раза. При этом аэродинамическое сопротивление снижается в~3 раза по сравнению с исходным коридорным пучком.

• При в=1,2 тепловой поток уменьшается в~1,4 раза, а сопротивление в~4 раза.

ВЫВОДЫ 1. Впервые проведено комплексное экспериментальное исследование локальных теплоаэродинамических характеристик гладкотрубных пучков новых компоновок – теплоотдачи, поверхностного трения, статического давления, а также анализ энергетической эффективности при течении воздуха в плоском канале с полуцилиндрическими коридорно расположенными выступами, на основе которых:

а) выявлена несимметрия течения и теплообмена (до 70%) на противоположных стенках плоского канала, а также условия исчезновения несимметрии при уменьшении продольного относительного шага до b=2,52 и увеличении поперечного относительного шага до значений, больших а=1,5;

б) установлено, что в области Re>20000 гидродинамическое сопротивление плоского канала с выступами меньше (до 30%), чем у обычных трубных пучков без плоских перегородок, что связано с повышением уровня турбулентности и уменьшением размеров присоединенных вихрей;

в) получено распределение потерь давления в плоском канале с выступами по рядам выступов, выявлено, что стабилизация гидродинамического сопротивления наступает с 3-го, 4-го и 5-го ряда соответственно при b=5,3; 3,04; 2,13;

г) получены обобщающие зависимости по расчету средней конвективной теплоотдачи для плоской и цилиндрической поверхностей и максимальной теплоотдачи на них, среднеинтегральной конвективной теплоотдачи для плоскоцилиндрической поверхности;

д) показана возможность представлять течение в канале с полуцилиндрическими выступами так же, как и в плоском канале с прямыми двойными уступами, но при этом необходимо учитывать смещение области отрыва с полуцилиндрических выступов;

е) получено, что энергетическая эффективность канала с выступами ниже, чем на трубной поверхности.

2. Впервые проведено исследование теплоотдачи и гидродинамических характеристик, анализ энергетической эффективности при поперечном обтекании пучков труб новых компоновок – извилистых и конфузорно-диффузорных. Для извилистого пучка =0,5R получен наибольший выигрыш в сопротивлении по сравнению с коридорным пучком при Red>20000. Энергетическая эффективность извилистого пучка со смещением труб =0,5R больше в 1.52 раза чем обычных пучков при Red<30000.

3. Впервые получены распределения локального поверхностного трения и статических давлений на поверхности цилиндров, определены действующие силы на цилиндры – лобовое сопротивление и подъемная сила. Для исследованных пучков отмечены точки отрыва, присоединения, торможения потока вдоль периметра труб – тем самым определены размеры областей прямого и возвратного течения.

4. Впервые проведено комплексное экспериментальное исследование теплоаэродинамических характеристик диффузорных (гладкотрубные и оребренные) и конфузорных (оребренные) компоновок пучков труб.

5. Исследованные новые диффузорные и конфузорные компоновки отличаются пониженным аэродинамическим сопротивлением по сравнению с коридорными или шахматными компоновками. Получено, что диффузорные пучки поперечнооребренных труб, также как и аналогичные пучки гладких труб более эффективны. Конфузорные компоновки не дают выигрыша в энергетической эффективности.

6. Впервые исследована гидродинамика и теплопередача воздушного водоохладителя в виде пучка спирально-проволочно оребренных труб, с компоновкой «диффузорно-конфузорного» типа и обнаружено, что исследуемая новая компоновка более эффективна по сравнению с шахматной компоновкой (мощность на прокачку воздуха в разработанном пучке сокращается в 1,8 раза).

7. Выявлено, что повысить энергетическую эффективность трубных пучков за счет новых компоновок возможно при организации диффузорного течения теплоносителя в межтрубных каналах поперечноомываемых пучков труб.

8. Разработаны новые компоновки труб на основе энергетически эффективных способов интенсификации конвективного теплообмена в межтрубных каналах пучков труб. Предложен метод повышения энергетической эффективности поперечноомываемых пучков труб путем создания в межтрубных каналах градиентов давления. Метод дает возможность создавать новые энергоэффективные компоновки трубных пучков конфузорно-диффузорного типа; существенно (до 70%) снизить аэродинамическое сопротивление разрабатываемых компоновок трубных пучков.

9. Разработаны новые конфузорные и диффузорные компоновки трубных пучков из гладких и оребренных труб, что позволяет решать проблемы энергосбережения в ряде теплотехнических и энергетических объектов: низкопотенциальной части ТЭС – радиаторно-испарительные градирни, конденсаторы воздушного охлаждения, котлы-утилизаторы, энергетические котлы и т.п.

10. Предложены модель переноса и вихревая модель, позволяющие разрабатывать методики расчета теплогидродинамических характеристик в межтрубных каналах – в плоском канале с выступами в области присоединения, а также для области течения после присоединения;

Практическое использование результатов диссертационной работы подтверждено актом о внедрении.

Основные результаты диссертации отражены в следующих работах:

1. Сукомел А.С.,Величко В.И, Пронин В.А.Экспериментальное исследование теплоотдачи в плоском канале с полуцилиндрическими выступами//ИФЖ.

1983,т.45,№4.С.533 –537.

2. Сукомел А.С, Величко В.И, Пронин В.А. К расчету теплоотдачи в области присоединенного пограничного слоя.//ИФЖ.1984.т.47.№5.С.709–713.

3. Величко В.И, Пронин В.А. Распределение статического давления и гидродинамическое сопротивление в плоском канале с полуцилиндрическими коридорнорасположенными выступами//ИФЖ.1987.т.53,№4.С.540–543.

4. Величко В.И., Пронин В.А. Особенности теплообмена при течении воздуха в плоском канале с полуцилиндрическими коридорно расположенными выступами //ИФЖ. 1987.т.53,№6.С.949 – 954.

5. Величко В.И., Пронин В.А.«Конвективная трубчатая поверхность» А.С. № 1560896.Бюллетень«Открытия Изобретения». №16.1990.

6. Пронин В.А., Клевцов А.В., Цой А.Д. «Система охлаждения конденсатора паротурбинных установок». Полезная модель. Б№ Гос.рег. 98115190. Бюллетень 1998.

7. Цой А.Д., Солодов А.П., Клевцов А.В., Романенко А.Н., Пронин В.А. Исследование процессов конденсации водяного пара в конденсационной трубе с воздушным охлаждением «Промышленная энергетика», №8, 2000.

8. Proceedings of the Fifth World Conference on Experimental Heat Transfer, Fluid Mechanics and Thermodynamics. Thessalonica, Greece, 24-28 September,2001. I. CarvajalMariscal, Pronin V.A.. Экспериментальные исследования теплопередачи в пучках труб с наклонными ребрами. Труды V Конференции по экспериментальному исследованию теплопередачи жидкотей и термодинамике. Thessalonica, Греция, 24-28 сентября 2001. Я. Carvajal-Mariscal, Pronin V.A.

9. Proceedings of the International Simposium on Compact Heat Exchangers, (Grenoble, August, 2002). – Editioni ETS. 2002. Ignacio Carvajal-Mariscal, Florencio Sanches-Silva, Edgar A. Nunez Alfaro, Pronin V.A.Компактный теплообменник из труб с наклонными ребрами.Труды Международной конференции по теплопередаче в компактных теплообменниках, (Гренобль, август 2002).-Editioni ETS. 2002. Игнасио КарваджалМарискал, Florencio Sanches-лес, Эдгар А. Нунез Alfaro, Pronin V.A.

10. Пронин В.А., Уманчик Н. П., Уманчик Н.Н., Семенидо Б.Е. Дозорцев А.В. Экспериментальное исследование локальных теплоаэродинамических характеристик секций теплообменников воздушного охлаждения с улучшенными энергетическими показателями Химическое и нефтегазовое машиностроение. 2002 №5.

11. Иванов А.П., Клевцов А.В., Корягин А.В., Пронин В.А., Прохоров М.И. О возможности надстройки энергоблоков с турбинами ПТ-60-130 газотурбинными установками.

«Энергосбережение и водоподготовка» 2003, №3.

12. Пронин В.А., Романенко А.Н., Клевцов А.В. Теплопередача и аэродинамические характеристики воздушного водоохладителя//Вестник МЭИ. 2004. №5. С.13-19.

13. Пронин В.А. Разработка новых компоновок поперечнообтекаемых пучков труб//Вестник МЭИ. 2005. №2. С.34-42.

14. Пронин В.А., Романенко А.Н., Клевцов А.В. Энергоэффективность пучка ребристых труб воздушного водоохладителя//Вестник МЭИ. 2005. №3. С.36-39.

15. Пронин В.А., Дозорцев А.В. Локальные теплоаэродинамические характеристики в межтрубных каналах с присоединенными вихрями //Теплоэнергетика №7. 2006.

с.75-80.

16. Величко В.И., Коваленко Н.А., Пронин В.А. Теплоотдача, аэродинамическое сопротивление, энергетическая эффективность в супертесных поперечно-обтекаемых гладкотрубных пучках шахматной компоновки. Тр. Первой Российской национальной конференции по теплообмену. т. 8. 1994.

17. Пронин В.А., Клевцов А.В., Лавров Д.А., Косолапов Д.М. Повышение энергетической эффективности плоских сеточно-ребристых каналов. Труды Второй Российской Национальной конференции по теплообмену. Т.6. Интенсификация теплообмена. Радиационный и сложный теплообмен. МЭИ, 1998.

18. Величко В.И., Пронин В.А. Расчет теплоотдачи в плоском канале с отрывом и присоединением воздушного потока //Интенсификация тепломассообмена в энергетических установках. Межвузовский сборник трудов. МЭИ. 1985. №4. С.84–91.

19. Пронин В.А. Измерение гидродинамических характеристик и теплоотдачи в тесных поперечнообтекаемых трубных пучках. Энергетически эффективный способ размещения труб в пучке: дисс. канд. техн. наук. М., 1989.

20. Величко В.И., Пронин В.А. Яссин Н. Теплоотдача, гидродинамика, энергетическая эффективность в тесных поперечно-обтекаемых гладкотрубных пучках нетрадиционных компоновок. Тепломассообмен. ММФ-92.2 Минский Международный форум, (май 1992).

Т.1.ч.1.С.53-57.

21. Пронин В.А., Карвахал М.А. Повышение компактности и энергетической эффективности конвективных поперечнооребренных поверхностей теплообмена. Тепломассообмен.

ММФ-96. Конвективный тепломассобмен. Т.1. Минск АНК «ИТМО им. А.В. Лыкова» АНБ, 1996.

22. Григорьев Б.А., Пронин В.А., Дозорцев А.В. Улучшение теплоаэродинамических характеристик поперечно-обтекаемых пучков труб Труды Второй Российской Национальной конференции по теплообмену. Т.6. Интенсификация теплообмена. Радиационный и сложный теплообмен. МЭИ, 1998.

23. Пронин В.А., Карвахал М.А. Экспериментальное исследование локальных теплоаэродинамических характеристик при поперечном обтекании трубы с наклонными ребрами.

Тр. Второй Российской Национальной конференции по теплообмену. Т.6. Интенсификация теплообмена. Радиационный и сложный теплообмен. МЭИ, 1998.

24. Пронин В.А., Григорьев Б.А., Дозорцев А.В. Повышение энергетической эффективности газожидкостных трубчатых теплообменных систем 5-ая Международная научная конференция «Методы кибернетики химико-технологических процессов» (КХТП – 5-99).

25. Величко В.И., Пронин В.А. Интенсификация теплоотдачи и повышение энергетической эффективности конвективных поверхностей теплообмена./Учебное пособие по курсу «Интенсификация процессов конвективного теплообмена в элементах энергетических установок» для студентов, обучающихся по направлению «Теплоэнергетика» М.:Изд-во МЭИ, 1999.

26. Горяев А.Б.,Дозорцев А.В., Корягин А.В., Клевцов А.В., Пронин В.А., Юшков Б.В.

Сравнение характеристик поверхностного конденсатора и конденсатора с воздушным охлаждением Международная научно-практическая конференция «Экология энергетики2000»:Материалы конференции.-М.:Издательство МЭИ, 2000.-464с, ил.

27. Пронин В.А., Корягин А.В., Клевцов А.В., Юшков Б.В., Прохоров М.И. Теплогидродинамические характеристики водоструйной воздухоохлаждаемой конденсационной установки Международная научно-практическая конференция «Экология энергетики-2000»:Материалы конференции.-М.:

Издательство МЭИ, 2000.-464с., ил.

28. Цой А.Д., Пронин В.А., Клевцов А.В. Юшков Б.В., Прохоров М.И. Воздухоохлаждаемый водоструйный конденсатор паротурбинной установки Юбилейная научнопрактическая конференция АНТОК СНГ, 2001.

29. Пронин В.А., Клевцов А.В., Прохоров М.И. Теплоотдача малорядных шахматнодиффузорных и-конфузорных пучков ребристых труб Научно-техническая конференция «Проблемы энергосбережения. Теплообмен в электротермических и факельных печах и топках» Тверь, 2001.

30. Экспериментальное исследование локальных теплоаэродинамических характеристик при поперечном обтекании малорядных пучков коридорно-диффузорных компоновок Тр.

3-ей Российской национальной конфер. по теплообмену: 6.Интенсификация теплообмена.

Радиационный и сложный теплообмен (октябрь 2002 Москва) М. :Изд.–во МЭИ, 2002. Т. Пронин В.А., Дозорцев А.В, Непомнящий А.И.

31. Пронин В.А., Клевцов А.В., Прохоров М.И. Теплоотдача малорядных шахматнодиффузорных и конфузорных пучков ребристых труб Тр. 3-ей Российской национальной конф.

По теплообмену: 6. Интенсификация теплообмена. Радиационный и сложный теплообмен. (октябрь 2002 Москва) - М.:Изд.-во МЭИ, 2002. Т.6.

32. Пронин В.А., Дозорцев А.В., Непомнящий А.И., Семенидо К.Б. Повышение энергетической эффективности газожидкостных трубчатых теплообменных систем Тез. докл. 3-ей Всероссийской научно-практ. конфер. «Повышение эффективности теплоэнергетического оборудования» (ноябрь 2002 Иваново).

33. Величко В.И., Пронин В.А. Повышение энергетической эффективности поперечноомываемых пучков труб Тезисы докл. электронной конф. по программе «Топливо и энергетика» НТП Минобразования РФ «Научные исследования высшей школы по приоритетным направлениям науки и техники»: Раздел 1) Перспективные технологии производства и транспорта тепловой и электрической энергии. – М.:МЭИ. 2002. По адресу: http:/nir.mpei.ac.ru/konf/.

34. Величко В.И., Пронин В.А. Теплоотдача и энергетическая эффективность трубчатых конвективных поверхностей теплообмена /Учебное пособие по курсу «Интенсификация процессов конвективного теплообмена в элементах энергетических установок» для студентов, обучающихся по направлению «Теоретические основы теплотехники». М.: Изд-во МЭИ, 2003.

35. А.В. Клевцов, Пронин В.А. Конденсаторы ТЭС с воздушным охлаждением (Раздел 7.1.5)/ Экология энергетики: учебное пособие для студентов, обучающихся по направлению «Теплоэнергетика». М.: Изд-во МЭИ, 2003.

36. Пронин В.А., Дозорцев А.В. Локальные теплоаэродинамические характеристики в межтрубных каналах с присоединенными вихрями Тр. Второй Российской конференции: Тепломассообмен и гидродинамика в закрученных потоках. (март 2005 г. Москва)-М.:Изд-во МЭИ, 2005.

37. Пронин В.А., Дозорцев А.В., Тырин В.Е. Гидродинамика и теплообмен в межтрубных каналах гладкотрубных пучков коридорно-диффузорного типа Труды Четвертой Российской национальной конференции по теплообмену: В 8 томах. Т.6. Дисперсные потоки и пористые среды. Интенсификация теплообмена. М.: Издательский дом МЭИ, 2006. – 314 с.: ил.

Печ. л. Тираж 100 Заказ Полиграфический центр МЭИ, Москва, Красноказарменная ул., д.




© 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.