WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!

 

На правах рукописи

ОСТАШЕВ Сергей Иванович

ИНТЕНСИФИКАЦИЯ КОНВЕКТИВНОГО ТЕПЛООБМЕНА

В ПРОМЫШЛЕННЫХ ЦИКЛОННЫХ СЕКЦИОННЫХ НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВАХ

Специальность 05.14.04 – Промышленная теплоэнергетика

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени доктора

технических наук

Череповец – 2009

Работа выполнена в Государственном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Архангель­ский государственный технический университет».

Научный консультант:

заслуженный деятель науки и техники Российской Федерации,

доктор технических наук, профессор,  Сабуров Эдуард Николаевич

Официальные  оппоненты:

доктор технических наук, профессор Кабаков Зотей Константинович

доктор технических наук, профессор Любов Виктор Константинович

доктор технических наук, профессор Стенин Валерий Александрович

Ведущая организация:      

Череповецкий металлургический комбинат ОАО «Северсталь»

Защита состоится  24 июня 2009 года в 14 часов на заседании  диссер­тационного совета Д 212.297.01 в Государственном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Череповецкий государственный университет» по адресу: 162600, Россия, г. Череповец,  Вологодская обл., пр. Луначарского, д.5.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Государственного образовательного учреждения высшего профессионального образования «Череповецкий государственный университет».

Автореферат разослан  ___ ________________ 2009  г.

Ученый секретарь

диссертационного совета  Е.Л. Никонова

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ 

Актуальность проблемы. Важным направлением энергосберегающей политики является разработка высокоэффективных технологий использования органического топлива в целях его экономии. В промышленной теплоэнергетике пламенные нагревательные печи являются крупными потребителями топлива с относительно низким коэффициентом использования. Особое значение проблема экономии топлива имеет для секционных нагревательных печей, которые относятся к одному из наиболее энергоемких видов оборудования. Перспективными с точки зрения рационального использования топлива являются циклонные секционные нагревательные устройства, генерирующие закрученный высокотурбулентный поток греющих газов непосредственно в рабочем объеме самих устройств. За счет дополнительного переноса теплоты конвекцией они позволяют уменьшить его расход, повысить скорость, качество и экономичность нагрева, снизить капитальные и эксплуатационные затраты, плату за загрязнение окружающей среды. Уменьшение тепловой инерционности упрощает их обслуживание, открывает возможности полной автоматизации процесса нагрева с использованием программного управления. Отмеченные особенности циклонных секционных нагревательных устройств полностью соответствуют современным мировым тенденциям развития печестроения.

Существующие конструкции циклонных секционных печей разработаны в основном на опыте проектирования радиационных печей, что иногда приводит к полной потере характерных для них преимуществ из-за неиспользованных возможностей интенсификации конвективного теплообмена при закрутке греющих газов. В большинстве случаев это объясняется отсутствием достоверных методик расчета конвективного теплообмена. Недостаток обоснованных рекомендаций по выбору геометрических и режимных характеристик не позволяет также разработать и научно обоснованные методы интенсификации конвективного теплообмена. В то же время для ряда нагревательных печей, применяемых в машиностроении, интенсификация конвективного переноса теплоты является практически единственным средством их теплотехнического совершенствования.

Актуальность проблемы подтверждается перечнем программ и планов, в соответствии с которыми выполнялась данная работа. Первые исследования, связанные с рассматриваемой проблемой, были выполнены по программе 0.01.11 ГКНТ СССР на 1981–1985 годы («Разработать и внедрить новые методы и технические решения высокоэффективного использования топлива, электрической и тепловой энергии и вторичных энергетических ресурсов в промышленности, создать оптимальные системы надежного и эффективного энергоснабжения промышленных предприятий»), отраслевому плану Мингазпрома (заказ-наряд  3-1-59/85 на 1985 год, организации-исполнители работ ВНПО «Союзпромгаз», ВНИПИ «Теплопроект», АГТУ), а также по заказ-наряду Мингазпрома № 2-2-59/86-90 ВНПО «Союзпромгаз», включенного в программу 0.01.11 ГКНТ СССР на 1986–1990 годы (Постановление ГКНТ № 555 от 30.10.85). Работы в 1992–2001 годы проводились по госбюджетным темам «Исследование аэродинамики и конвективного теплообмена в циклонных устройствах», «Разработка методов интенсификации рабочих процессов в топочных, сушильных, рекуперативных и теплообменных устройствах предприятий целлюлозно-бумажной и деревообрабатывающей промышленности», выполнявшимися в рамках межвузовских программ («Повышение надежности, экономичности и экологичности энергетической системы Российской Федерации» и др.). Работа также является частью исследований, выполненных по программам грантов Министерства образования РФ по фундаментальным исследованиям в области технических наук (на конкурсной основе): 66гр.-96 («Повышение эффективности использования топлива в промышленных циклонных нагревательных устройствах на основе энергоэкологоэкономической оптимизации геометрических и режимных характеристик, 1996–1997), 96гр.-98 («Повышение эффективности использования топлива в печах специальных конструкций», 1998–2000), ТОО-5.7-305 («Исследование теплофизических основ рабочего процесса и разработка методики расчета циклонных печей скоростного нагрева металла», 2001–2002). 

Целью диссертационной работы является разработка на основе теоретического и экспериментального исследований научно обоснованных методов интенсификации и расчета конвективного теплообмена в циклонных секционных нагревательных устройствах, инженерной методики расчета и практических рекомендаций по проектированию. 

Методы исследования, достоверность и обоснованность результатов. Экспериментальные исследования аэродинамики рабочего объема циклонных секционных нагревательных устройств проведены зондовыми методами, поверхностного трения – методом Престона. Для исследования конвективного теплообмена использована методика, основанная на изменении агрегатного состояния греющего агента. Достоверность результатов исследований аэродинамики и конвективного теплообмена определяется проведением тестовых экспериментов, расчетом погрешностей измерений. Анализ конвективного теплообмена в циклонном потоке проводился методом подобия. Решения динамической и тепловой задачи выполнены в приближении теории пограничного слоя. Обоснованность научных положений подтверждается согласованием их с известными положениями фундаментальных наук, сходимостью результатов теоретических и экспериментальных исследований и опубликованных результатов других авторов. Проверка адекватности модели проведена на основе сопоставления полученных результатов расчета с известными экспериментальными данными.

Научная новизна работы.

1. Разработана математическая модель рабочего процесса циклонного секционного нагревательного устройства, устанавливающая связь между интенсивностью переноса теплоты конвекцией в секции, ее долей в суммарном тепловом потоке к металлу, геометрией и тепловой нагрузкой.

2. Разработана методика обработки и обобщения экспериментальных данных по аэродинамике циклонных секционных нагревательных устройств, базирующаяся на результатах решения динамической задачи, сформулированной в приближении уравнений осесимметричного пограничного слоя с использованием угловой скорости в качестве основного параметра потока во внутренней зоне его ядра.

3. Разработана методика обработки и обобщения опытных данных по конвективному теплообмену в циклонных секционных нагревательных устройствах, учитывающая особенности теплоотдачи в поле массовых сил на поверхности заготовки и боковой поверхности рабочего объема с использованием метода подобия и гидродинамической теории теплообмена.

4. Установлены закономерности формирования пограничного слоя на поверхности соосной с рабочим объемом секции заготовки, влияющие на механизм переноса теплоты конвекцией в условиях консервативного действия массовых сил. Получены рекомендации для расчета характеристик пограничного слоя.

5. Разработаны методы интенсификации конвективного теплообмена путем снижения консервативного влияния массовых сил преднамеренной дестабилизацией устойчивости течения в пристенном пограничном слое организацией ударно-отрывного обтекания заготовки циклонным потоком, а также приданием потоку периодической нестабильности эллиптически деформированным вращением. Предложены схемы конструкций секций, обеспечивающих значительную интенсификацию конвективного теплообмена в рабочем объеме.

6. Установлены особенности движения газов и конвективного теплообмена в предложенных конструкциях циклонных секционных нагревательных устройств (с круглой и эллиптической формой рабочего объема, продольным и поперечным расположением заготовок относительно оси вращения греющего потока) при варьировании геометрических и режимных характеристик. Выполнено обобщение результатов физического моделирования  аэродинамики и конвективного теплообмена.

7. Разработана инженерная методика теплотехнического расчета циклонных секционных нагревательных устройств, включающая энергоэкономическое обоснование выбора геометрических и режимных характеристик, практические рекомендации по проектированию.

Автор защищает.

1. Математическую модель рабочего процесса циклонного секционного нагревательного устройства, устанавливающую связь между интенсивностью переноса теплоты конвекцией в секции, ее долей в суммарном тепловом потоке к металлу, геометрией и тепловой нагрузкой.

2. Методику обработки и обобщения экспериментальных данных по аэродинамике циклонных секционных нагревательных устройств, базирующуюся на результатах решения динамической задачи, сформулированной в приближении уравнений осесимметричного пограничного слоя с использованием угловой скорости в качестве основного параметра потока во внутренней зоне его ядра.

3. Методику обработки и обобщения опытных данных по конвективному теплообмену в циклонных секционных нагревательных устройствах, учитывающую особенности теплоотдачи в поле массовых сил на поверхности заготовки и боковой поверхности рабочего объема с использованием метода подобия и гидродинамической теории теплообмена.

4. Результаты экспериментального исследования пограничного слоя на поверхности соосной с рабочим объемом заготовки, находящегося под действием консервативных массовых сил.

5. Методы интенсификации конвективного теплообмена в циклонных секционных нагревательных устройствах путем снижения консервативного влияния массовых сил преднамеренной дестабилизацией устойчивости течения в пристенном пограничном слое на поверхности заготовки.

6. Результаты экспериментального исследования аэродинамики и конвективного теплообмена в циклонных секционных нагревательных устройствах с круглым и эллиптическим рабочим объемом, продольным и поперечным расположением заготовок относительно оси вращения греющего потока при варьировании геометрических и режимных характеристик. Обобщающие зависимости для расчета аэродинамических параметров потока и коэффициентов теплоотдачи на поверхностях заготовок и боковой поверхности эллиптического рабочего объема секции.

7. Инженерную методику расчета циклонных секционных нагревательных устройств, разработанную на основе результатов моделирования рабочего процесса, включающую энергоэкономическое обоснование выбора геометрических и режимных характеристик, практические рекомендации по проектированию.

Практическая полезность и реализация результатов работы. Практическая значимость полученных результатов определяется разработанной методикой расчета циклонных секционных нагревательных устройств, реализацией ее на компьютере, обоснованным выбором геометрических характеристик и режимных характеристик, а также рекомендациями по проектированию. Результаты исследований использовались ВНПО «Союзпромгаз» при разработке циклонных секционных печей для нагрева штанг под резку, печей специальных конструкций с интенсифицированным нагревом, рекуператоров (в том числе и для горелок) и рекуперативных горелок. Новизна технических решений подтверждена 8 авторскими свидетельствами. Результаты исследований применяются в учебном процессе при чтении лекций, курсовом и дипломном проектировании и нашли отражение в двух учебных пособиях. Внедрения полученных результатов подтверждаются актами.

Личный творческий вклад автора. Автором (в развитие ранее выполненных исследований Э.Н. Сабурова по интенсификации конвективного теплообмена в промышленных печах на основе циклонного принципа) сформулирована и решена проблема интенсификации конвективного теплообмена в циклонных секционных нагревательных устройствах, имеющая важное научное и практическое значение, разработана математическая модель рабочего процесса, выполнены постановка и решение динамической и тепловой задач. Автором также разработаны методика и программы исследований, спроектированы экспериментальные стенды, проведены исследования, анализ результатов и обобщение опытных данных, создана методика расчета циклонных секционных нагревательных устройств на основе результатов математического моделирования рабочего процесса, включающая энергоэкономическое обоснование выбора геометрических и режимных характеристик, предложены рекомендации по проектированию. Результаты исследований внедрены на ряде предприятий и в учебный процесс.

Апробация работы. Основные результаты диссертационной работы докладывались и положительно оценены на IX и X всесоюзных научно-технических совещаниях по энерготехнологическим циклонным комбинированным и комплексным процессам (Москва, 1976, 1978), Всесоюзной научно-технической конференции «Перспективы промышленной энергетики» (Москва, 1977), XI Всесоюзном научно-техническом совещании по математическому моделированию и управлению высокотемпературными процессами в циклонных вихревых аппаратах (Одесса, 1980), XII Всесоюзной научно-технической конференции «Теория и практика циклонных технологических процессов в металлургии и других отраслях промышленности» (Днепропетровск, 1982), Всесоюзной научно-технической конференции «Проблемы энергетики теплотехнологии» (Москва, 1983), IV и V всесоюзных научно-технических конференциях по исследованию вихревого эффекта и его применению в технике (Куйбышев, 1983, 1988), Всесоюзном научно-техническом совещании «Разработка и исследование новых типов энерготехнологических и теплоутилизационных установок с глубоким использованием вторичных энергоресурсов (Баку, 1985), выездной сессии секции тепломассообмена научного совета АН СССР по комплексной проблеме «Теплофизика и теплоэнергетика» (Куйбышев, 1986), III Всесоюзной научно-технической конференции «Интенсивное энергосбережение в промышленной теплоэнергетике» (Москва, 1991), I–IV международных научно-технических конференциях «По­вышение эффективности теплообменных процессов и систем» (Вологда, 1998, 2000, 2002, 2004), международных научно-технических конференциях «Проблемы энергосбережения, теплообмен в электротермических и факельных печах и топках» (Тверь, 2001), «Энергосбережение в теплоэнергетических системах» (Вологда, 2001), «Энергосбережение в городском хозяйстве, энергетике, промышленности» (Ульяновск, 2001), «Моделирование, оптимизация и интенсификация теплообменных процессов и систем» (Вологда, 2002, 2004), XIII Школе-семинаре молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН А.И. Леонтьева «Физические основы экспериментального и математического моделирования процессов газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках» (Санкт-Петербург, 2001), Российском национальном симпозиуме по энерге­тике РСНЭ (Казань, 2001), Первой всероссийской школе-семинаре молодых ученых и специалистов «Энергосбережение - теория и практика» (Москва, 2002), Всероссийской научно-технической конференции «Электроэнергетика, энергосберегающие технологии» (Липецк, 2004), XXVI и XXVII сибирских теплофизических се­минарах (Новосибирск, 2002, 2004), V Международном научном форуме «Перспективные задачи инженерной науки» (Париж, Франция, 2004), II–IV российских национальных конферен­циях по теплообмену (Москва, 1998, 2002, 2006) и других международных, региональных конференциях и совещаниях, а также ежегодных научно-технических конференциях профессорско-преподавательского состава АЛТИ-АГТУ по итогам НИР (1971–2008).

Публикации. Основное содержание диссертационной работы изложено в 106 печатных работах, в том числе 4 монографиях, 27 статьях в ведущих научных рецензируемых журналах (из них монография и 23 статьи в изданиях, рекомендованных Перечнями ВАК 1987–2008 гг.), 31 публикации – в трудах (материалах) международных, всероссийских научно-технических конференций и симпозиумов, 8 авторских свидетельствах на изобретения  и  других публикациях.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, шести глав, заключения, списка литературы из 398 наименований и трех приложений. Работа изложена на 392 страницах основного текста, включая 154 рисунка и 61 таблицу.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы диссертации, сформулирована цель работы, приведено описание структуры диссертации.

В первой главе дан анализ опубликованных исследований по аэродинамике и конвективному теплообмену в циклонных нагревательных устройствах (в том числе и секционных), который показал:

1. Генерация циклонного потока греющих газов непосредственно в рабочем объеме нагревательного устройства является одним из основных путей совершенствования его тепловой работы.

2. В основе существующих конструкций циклонных секционных нагревательных устройств заложен опыт проектирования радиационных печей по методикам расчета, практически не отражающим связь между интенсивностью переноса теплоты конвекцией в секции, ее геометрией и тепловой нагрузкой. Это приводит к существенной погрешности в определении тепловых потоков к металлу (расходу топлива), а также не позволяет решать задачи, связанные с интенсификацией конвективного теплообмена.

3. Основные исследования аэродинамики циклонных секционных нагревательных устройств посвящены изучению общих характеристик вращательного движения потока в рабочем объеме круглой цилиндрической формы при соосном расположении заготовки в пределах ядра потока без рассмотрения механизма переноса теплоты конвекцией. Возможности интенсификации конвективного теплообмена за счет рациональной нестандартной организации движения закрученного греющего потока практически не использованы из-за отсутствия рекомендаций.

4. Для определения отдельных параметров потока в циклонных секционных нагревательных устройствах может быть частично применена методика, предложенная Э.Н. Сабуровым для вертикальной циклонной нагревательной печи при соосном расположении заготовки в ядре потока. Однако она должна быть усовершенствована не только за счет уточнения связей между аэродинамическими характеристиками и геометрией рассматриваемых устройств, но и использования угловой скорости для снижения погрешности при определении характеристик потока во внутренней зоне его ядра.

5. Конвективный теплообмен в циклонных секционных нагревательных устройствах изучен недостаточно. Выполненные исследования не носят комплексного характера, поэтому их результаты трудносопоставимы, дают большие расхождения, а некоторые из них даже противоречат друг другу. Это объясняется тем, что подавляющее большинство мето­дик обработки и обобщения  опытных данных не учитывают влияния массовых сил на теплоотдачу.

6. Недостаток теоретических и экспериментальных данных не позволяет разработать научно обоснованные методы интенсификации и расчета конвективного теплообмена в циклонных секционных нагревательных устройствах, создать инженерную методику расчета, обосновать рекомендации по проектированию.

В связи с изложенным ставятся следующие основные задачи исследования:

1. Разработать математическая модель рабочего процесса циклонного секционного нагревательного устройства, устанавливающую связь между интенсивностью переноса теплоты конвекцией в секции, ее долей в суммарном тепловом потоке к металлу, геометрией и тепловой нагрузкой.

2. Разработать научно обоснованные методики обработки и обобщения опытных данных по аэродинамике и конвективному теплообмену с учетом особенностей теплоотдачи в поле массовых сил.

3. Установить закономерности формирования пограничного слоя на поверхности соосной с рабочим объемом секции заготовки для выявления особенностей механизма переноса теплоты конвекцией в закрученном потоке греющих газов.

4. Разработать методы интенсификации конвективного теплообмена в рабочем объеме циклонных секционных нагревательных устройств (рис. 1) как за счет обоснованного выбора их геометрических и режимных параметров, так и рациональной нестандартной организации движения закрученного греющего потока при обтекании поверхности заготовки.

5. Установить закономерности движения газов и конвективного теплообмена в предложенных конструкциях циклонных секционных нагревательных устройств (с круглой и эллиптической формой рабочего объема, продольным и поперечным расположением заготовок относительно оси вращения греющего потока) при варьировании геометрических и режимных характеристик. Обобщить результаты исследования аэродинамики и конвективного теплообмена.

6. На основе результатов моделирования рабочего процесса разработать инженерную методику расчета циклонных секционных нагревательных устройств, включающую энергоэкономическое обоснование выбора геометрических и режимных характеристик, практические рекомендации по проектированию.

Во второй главе разработана математическая модель рабочего процесса циклонного секционного нагревательного устройства, схема которой приведена на рис. 2. Математическая модель устанавливает взаимосвязь между внешним и внутренним теплообменом в рабочем объеме с учетом физического тепла, вносимого подогретым в рекуператоре воздухом. Она включает уравнения: общего теплового баланса, баланса тепловых потоков (излучением и конвекцией) как к заготовке, так и к кладке, связи температур греющей среды на входе в секцию и выходе из нее, определения безразмерных избыточных температур заготовки. Для нахождения конвективных тепловых потоков к заготовке и кладке, а также оценки их роли в суммарном тепловом потоке к металлу, использованы дополнительные зависимости между расходом топ­лива, скоростью входа продуктов сгорания

в рабочую камеру, ее геометрией и аэродинамическими характеристиками греющего потока. 

Рассматриваемая математическая модель состоит из блоков (подсистем): «материальный и тепловой балансы», «теплообмен», «поля скоростей и давлений, аэродинамические характеристики потока», которые в свою очередь включают общепринятые методики расчета лучистого и внутреннего теплообмена, горения топлива. Входная информация содержит геометрические и режимные характеристики нагревательного устройства, выходная – расчетные параметры.

Математическое описание рабочего процесса в секции циклонного нагревательного устройства, связанное с моделированием конвективного теплообмена математически сформулировано следующим образом:

  ;  (1)

  ; (2)

  ; (3)

  r = rз (rс = 0) ; Т = Тм;   (4)

  r = Rк  ;  Т = Тк; .  (5)

Здесь ρ – плотность; ср – изобарная теплоемкость; Т – температура; τ – время; λ – коэффициент теплопроводности; вектор скорости; – вектор плотности массовых сил;  р – давление; ν – кинематический коэффициент вязкости; и – коэффициенты теплоотдачи конвекцией соответственно на поверхностях металла и кладки; ΔТ – температурный напор; r, rз, rс, Rк – радиусы: текущий, заготовки, смещения заготовки, рабочего объема секции; Тм, Тк – температуры поверхностей металла и кладки.

Сложность исследования конвективного теплообмена в рассматриваемой задаче аналитическими методами заключаются в том, что при закрутке греющих газов в потоке возникает поле инерционных массовых сил, ока­зывающее значительное влияние на условия теплоотдачи. Во вращающемся потоке наблюдается неравномерность распределения по радиусу рабочего объема секции не только инерционного ускорения, но и плотности среды, изменение которой также оказывает влияние на формирование поля массовых сил. При смещении заготовки с оси секции теплоотдача на ее поверхности происходит в условиях отрывного обтекания. Для несимметричного распределения тангенциальной скорости относительно оси вращения потока на теплоотдачу оказывают влияние и локальные замкнутые циркуляционные течения, заполняющие рабочий объем. В этом случае исследование конвективного теплообмена целесообразно проводить методами как математического, так и физического моделирования.

На основе результатов моделирования разработана инженерная методика расчета циклонных секционных нагревательных устройств, позволяющая выбирать геометрические и режимные параметры секции с учетом достижения максимальной интенсивности переноса теплоты конвекцией в рабочем объеме. 

Проверка адекватности математической модели рабочего процесса циклонного секционного нагревательного устройства проведена путем сопоставления результатов расчета по разработанной инженерной методике с опытными данными, полученными на экспериментальном стенде АГТУ, огневом стенде ВНПО «Союзпромгаз», а также промышленной печи для нагрева штанг под резку при вводе в эксплуатацию. Погрешность расчета по основной группе показателей работы печи составила 5…8 %. 

В третьей главе приводятся основные результаты математического и физического моделирования аэродинамики циклонных секционных нагревательных устройств (см. рис. 1).

Формирование циклонного потока вблизи поверхности заготовки, соосной с рабочим объемом секции (вариант 1), связано с положением максимума тангенциальной скорости wφ. Условие-dз ≥-dзс (-dз = dз /Dк, dз – диаметр заготовки, dз = 2rз; Dк – диаметр камеры;-dзс – безразмерный характерный диаметр заготовки) соответствует сконцентрированному циклонному течению, когда максимум тангенциальной скорости wφ находится вблизи поверхности заготовки и его положение, характеризуемое радиусом rφm, определяется диаметром заготовки и не зависит от условий ввода и вывода газов. При -dз <-dзс заготовку обтекает свободный циклонный поток, у которого положение максимума тангенциальной скорости обусловлено условиями ввода и вывода газов. Такое разделение охватывает все случаи движения греющих газов в рабочем объеме секции в зависимости от его геометрии и имеет определенную физическую основу с точки зрения конвективного теплообмена на поверхности заготовки. Из распределений угловой скорости  ω = ω(r) (ω = wφ/r, r – текущий радиус) следует, что ее максимум также находится вблизи поверхности заготовки и расположен ближе к ней, чем максимум wφ. Это позволяет для уточнения распределения безразмерной тангенциальной скорости во внутренней зоне ядра потока (у поверхности заготовки) ее аппроксимацию 

    (6)

(w = wφ /wφm; wφm – максимальное значение wφ; η – безразмерная координата, η = (r – rз)/(rφm –rз); n – постоянная величина) определять исходя из условия максимума угловой скорости (n = nω). При ранее применяемом методе определения показателя n (из условия максимума циркуляции тангенциальной скорости в ядре потока, n = nГ) ошибка в его вычислении для внутренней зоны достигала 300 %.

Из проведенного анализа также установлено, что центростремительное ускорение jц (jц = wφ2/r) значительно превышает как ускорение Кориолиса, так и ускорение силы тяжести g. Максимум центростремительного ускорения располагается вблизи поверхности заготовки. Следовательно, его максимальное значение jm может быть использовано в качестве параметра, учитывающего влияние массовых сил на теплоотдачу при обобщении опытных данных.

Основные закономерности циклонного потока, полученные при продувках воздухом с температурой 20 С (Reвх = 7,1⋅105, Reвх = vвхDк /νвх, vвх – средняя скорость во входных каналах, νвх – кинематической коэффициент вязкости газов при входной температуре) и продуктами сгорания с температурой 640 С (Reвх = 1,9⋅105) полностью совпадали.

Решение уравнений (2), (3) базируется на известном представлении о потоке в расчетной зоне как о вращающейся струе, пограничный слой которой обращен к заготовке. Определение компонент турбулентных напряжений проводилось по гипотезе Прандтля, основанной на возможном обобщении теории длины пути смешения на трехмерные поля как осредненных, так и пульсационных скоростей. Результаты решения удовлетворительно совпадают с экспериментальными данными. На основе результатов решения задачи о движении газа в ядре циклонного потока (с соосным расположением заготовки) разработана методика обработки и обобщения экспериментальных данных. Получены эмпирические и полуэмпирические зависимости, позволяющие определить wφm;  rωm; rjm (rωm, rjm –радиусы, соответствующие положениям максимальных значений угловой скорости и центростремительного ускорения);  ζвх (ζвх – коэффициент сопротивления, ζвх = 2Δpп/ρвхvвх2, Δpп – перепад полного давления в секции), а также другие характеристики закрученного потока, входящие в методику определения комплекса, учитывающего влияние массовых сил на теплоотдачу на поверхности заготовки:

характерный безразмерный диаметр заготовки

  ; (7)

безразмерный радиус положения максимума тангенциальной скорости:

при-dз ≥-dзс (в сконцентрированном потоке)

  ,  (8)

где – относительная шероховатость боковой поверх­ности рабочего объема секции,

при-dз <-dзс  (в свободном потоке)

=+; (9)

безразмерная координата положения максимума угловой скорости

  ,  (10)

где b = rз /(rφm – rз) – безразмерный параметр;

показатель аппроксимации (6) по условиям внутренней зоны ядра потока

  ; (11)

безразмерная координата положения максимума центростремительного ускорения ηjm = (rjm – rз)/(rφm – rз)), определяемая из уравнения

;  (12)

  максимальное безразмерное центростремительное ускорение

  .  (13)

Некоторые особенности аэродинамики рабочего объема секции, обусловленные формированием потока в выходном отверстии из-за расположения в нем заготовки, учтены введением соответствующих поправок.

Исследование движения газов во внутренней зоне ядра потока и пограничном слое на поверхности заготовки проводилось в циклонном секционном нагревательном устройстве с Dк = 0,31 м; -Lк = 1,16 (-Lк = Lк/Dк,  Lк – длина рабочего объема);-fвх = 4,77⋅10–2 (-fвх= 4 fвх /(πDк2),  fвх – суммарная площадь входа);-dз= 0,34; -dвых= 0,4...0,6 (-dвых= dвых/Dк, dвых – диаметр выходного отверстия). При -dвых= 0,4 в рабочем объеме секции формировался сконцентрированный циклонный поток, при -dвых = 0,6 – свободный.

Анализ распределений скоростей у поверхности заготовки в пределах аксиальной границы ядра потока (при отсутствии воздействия радиальных приторцевых потоков на течение газа) показал, что действие центростремительных сил оказывает значительное консервативное влияние на формирование пристенного пограничного слоя и приводит к его ламинаризации. Так, показатель степенной аппроксимации тангенциальной скорости nφ в пределах пристенного пограничного слоя при уменьшении -dвых с 0,6 до 0,4 (с повышением уровня тангенциальной скорости у поверхности заготовки) увеличивается с 1/5 до 1/3. Фор­мирование пограничного слоя у глухого торца  связано с существованием радиальных потоков. С увеличением их интенсивности показатель степенной аппроксимации полной скорости nv (практически совпадающий с nφ) уменьшается до 1/10. У выходного торца на общую карти­ну течения оказывает влияние не только радиальный поток у поверхности торца, но и его перестройка у выходного отверстия (nv = 1/7). Отмеченные особенности движения газов в пограничном слое на поверхности заготовки подтверждаются распределениями коэффициента сопротивления трения cf  (cf  = 2τw /ρφmwφm2, τw – касательное напряжение трения на поверхности заготовки). У глухого и выходного торцов cf  выше, чем в области ядра пото­ка. Общий уровень коэффициентов сопротивления трения на поверхности заготовки в пределах ядра потока ниже, чем на пластине при обтекании ее турбулентным потоком. В то же время он выше у глухого торца, но при этом ниже, чем на пластине при обтекании полуограниченной затопленной струей.

При использовании логарифмических аппроксимаций wφ+ = wφ+(yw+) (wφ+ –  безразмерная тангенциальная скорость, wφ+ = wφ /(τwφ /ρ)0,5; τwφ – тангенциальная компонента τw; yw + – безразмерная координата, yw + = (yw/ν)×  × (τwφ /ρ)0,5) и трехслойной схемы деления потока в пристенном пограничном слое на поверхности заготовки установлено, что в области вязкого подслоя 0 ≤  yw + ≤  5 и промежуточного слоя  5 ≤  yw + ≤ δп.с+  ((δп.с+ – безразмерная толщина промежуточного слоя, δп.с+ = (δп.с /ν)(τw /ρ)0,5 ) полученные зависимости удовлетворительно согласуются с аналогичными распределениями на поверхности пластины и трубы. Однако в сконцентрированном циклонном потоке δп.с+ = 80. Увеличение протяженности переходной зоны является следствием усиления стабилизирующего влияния центростремительных сил на поток. В турбулентном ядре пристенного пог­раничного слоя δп.с+ ≤ yw+ ≤ δ+ (δ+ – безразмерная толщина пристенного пограничного слоя, δ+ = (δ/ν)(τw /ρ)0,5) наблюдается более интен­сивное возрастание wφ+, чем на пла­стине или в трубах, что также является следствием воздействия массовых сил на пограничный слой. Распределение тангенциальной скорости в турбулентном ядре пристенного пог­раничного слоя в диапазоне чисел Reφm⋅10–5 = 0,45…3,54  (Reφm= wφm d3/νφm, νφm – кинематической коэффициент вязкости газов на радиусе rφm) может быть описано уравнением:

  ,  (14)

где  Aφ = 7,2, Gφ = –12,6  – для сконцентрированного циклонного потока; Aφ = 3,4, Gφ = 2,44 – для свободного потока. 

Исследования показали, что консервативное влияние центростремительных сил не позволяет в полной мере использовать закрученный поток греющих газов для интенсификации переноса теплоты конвекцией. Снижение их роли может быть достигнуто преднамеренной дестабилизацией устойчивости течения в пограничном слое на поверхности заготовки. В предложенных на рис. 1 вариантах конструкций секций это достигается организацией ударно-отрывного обтекания заготовки циклонным потоком при продольном (варианты 2–5) или поперечном расположении (вариант 6) ее относительно оси вращения греющих газов или приданием потоку периодической нестабильности эллиптически деформированным вращением (вариант 5) [51, 52, 54].

Смещение заготовки параллельно оси рабочего объема в пределах выходного отверстия (варианты 2 и 3) приводит первоначально к потере устойчивости течения в пограничном слое на ее поверхности, а затем к его отрыву. В приосевой области камеры между двумя осесимметричными заготовками создаются условия для образования вторичных вихревых потоков, которые дополнительно приводят к интенсификации теплоотдачи на поверхностях заготовок. Распределения основных характеристик потока вне диаметра окружности, описанной по внешней поверхности заготовки (заготовок), сохраняются.

Смещение круглой заготовки с оси камеры одновременно с выходным отверстием (вариант 4) позволяет расположить ее в области с более высокими скоростями потока. Это вызывает образование вблизи поверхности заготовки в приосевой зоне устойчивой вихревой структуры на всей протяженности рабочего объема секции, которая обуславливает условия отрыва потока со стороны приосевой области и приводит к значительной интенсификации конвективного теплообмена. За ее пределами обтекание заготовки находится под воздействием основного потока.

Аэродинамика эллиптических циклонных секционных нагревательных устройств (вариант 5) определяется коэффициентом сжатия образующей цилиндрической поверхности рабочего объема k (k = bэ /aэ, bэ и aэ – малая и большая полуоси эллипса), его геометрическими параметрами, диаметром заготовки и местоположением входных каналов. Равномерное сжатие периметра поперечного сечения рабочего объема секции (уменьшение k) приводит к образованию эллиптически деформированного циклонного потока с характерными особенностями движения греющих газов. При k ≤ 0,8 ось вращения выходного вихря искривляется, а при k = 0,5…0,6 происходит ее смещение и дальнейшее сворачивание в спираль. В рабочем объеме секции формируется режим течения с прецессией оси вращения потока. Это придает потоку, за счет колебательных движений оси вращения, периодическую нестабильность, которая наряду с вторичными течениями может служить средством интенсификации конвективного теплообмена на поверхностях соосной заготовки и кладки. В диапазоне изменения k от 1 до 0,5 общие закономерности влияния площади входа, диаметров заготовки и выходного отверстия на основные аэродинамические характеристики потока сохраняются. Для практического применения может быть рекомендован двухсторонний ввод газа в вершинах эллипса на его малой оси или с небольшим смещением в направлении движения вводимых в рабочий объем газов. 

Движение газов у поверхности заготовки, расположенной перпендикулярно оси закрученного потока (вариант 6), определяется как условиями формирования пограничного слоя, наблюдаемыми при обтекании цилиндра поперечным потоком, так и вторичными течениями, обусловленными нарушением динамического равновесия во вращающемся потоке. Оказывает воздействие и возникновение течения в виде двойной спирали во внутренней зоне основного потока, обеспечивающего сток газов с поверхности заготовки. Установленный характер формирования пограничного слоя сохраняется и при увеличении количества заготовок в рабочем объеме секции. Анализ влияния основных конструктивных и режимных параметров на аэродинамику циклонных секционных нагревательных устройств с поперечным расположением заготовок показал, что для используемых в практике значений -dз ≥ 0,15 оптимальные аэродинамические условия обеспечиваются при -dвых =  0,3…0,4 и количестве заготовок nз  = 3–5. 

Выполненные исследования позволили также разработать методики расчета аэродинамических параметров потока в рабочем объеме циклонных секционных нагревательных устройств со смещенной заготовкой одновременно с выходным отверстием (вариант 4), с поперечным расположением заготовок (вариант 6), а также эллиптическим рабочим объемом (вариант 5).

В четвертой главе приведены результаты математического и физического моделирования конвективного теплообмена в циклонных секционных нагревательных устройствах. При анализе тепловой задачи использованы дифференциальные уравнения (1)–(3). Рассматриваемая задача для стационарного турбулентного течения несжимаемой среды с постоянными теплофизическими свойствами (за исключением члена уравнения, характеризующего массовые силы) приводится к безразмерному виду

; (15) 

; (16)

  , (17)

где ( осредненное во времени значение скорости); индекс «0» у символов означает характерную масштабную величину;-Т =Т /Т0 (Т – осредненное во времени значение температуры); Pe = RePr – число Пекле; Re = v0l0/ν – число Рейнольдса; Pr = ν/a; a – коэффициент температуропроводности; скобки < > означают операцию осреднения; штрих над символом – мгновенное значение величины;-p = p/ρv02; p – давление; Ko = jl03(1± βΔT)/ν2 – безразмерный комплекс, характеризующий влияние массовых сил; j – модуль абсолютного ускорения частицы среды (j ≈  jц,); l0 – линейный размер; β – коэффициент объемного расширения; ΔТ – температурный напор (знак «+» соответствует нагреву среды, знак «–» – охлаждению); – орт абсолютного ускорения частицы среды.

В этом случае уравнение подобия имеет вид

,  (18)

где Nu – число Нуссельта, Nu = αl0/λ; α – коэффициент теплоотдачи; Tu – степень турбулентности потока.

В качестве характерных параметров принято максимальное значение центростремительного ускорения jm и его положение ljm, поэтому Kо = =jmljm3(1±βΔT)/νjm2. Применительно к анализируемой задаче (для изотермической системы) после выражения через расчетные параметры wφm и rφm (при условии vφm ≈ vjm) Ko = 0,25 DωReφm2, где Dω = -jmηjm3/[b2(b+1)] – комплекс, определяемый по формулам (6)–(13).

В этой связи обработка опыт­ных данных по конвективному теплообмену для рассматриваемых в работе задач производилась по формуле

, (19)

где  A, m, n  – постоянные коэффициенты.

Уравнения для расчета теплоотдачи в циклонных секционных нагревательных устройствах с рабочим объемом круглой цилиндрической формы и соосной с ним заготовкой для сконцентрированного циклонного потока имеют вид:

при 7,7⋅103 ≤ Reφm ≤ 5,25⋅104

  ;   (20)

при 5,25⋅104 ≤ Reφm ≤ 3,96⋅105

. (21)

Формулы (20), (21) применимы при 0,002 ≤ Dω ≤ 0,032.

Для свободного циклонного потока при 1,07⋅104 ≤ Reφm ≤ 3,24⋅105

.  (22)

Формула (22) применима при 0,0142 ≤ Dω  ≤ 5,44.

Среднеквадратическое отклонение опыт­ных точек от расчетных зависимостей (20)–(22) при коэффициенте надежности 0,95 не превышает ± 7,0 %.

Если пренебречь различиями в показателях степени при числах Рейнольдса в свободном и сконцентрированном потоках, то с использованием комплекса Dω можно выполнить обобщение всего полученного опытного материала. В этом случае экспериментальные данные  аппроксимируются уравнениями:

при  7,7⋅103 ≤ Reφm ≤ 5⋅104 

  ;  (23)

при  5⋅104 ≤ Reφm ≤ 3,96⋅105

  .  (24)

Формулы (23) и (24) справедливы в том же диапазоне изменения Dω, что и вышерассмотренные. Однако расчетная погрешность обработки опытных данных увеличивается до ± 12,1 % и еще больше возрастает при Reφm< 3⋅104.

Для расчета теплоотдачи заготовок с шероховатыми поверхностями -Δз⋅102 = 0,02…0,623 (-Δз = Δз /dз, Δз – высота выступа шероховатости) в уравнения (20)–(22) дополнительно вводятся поправочные коэффициенты.

В работе установлено, что в области смешанной конвекции 1,2⋅106 ≤ ≤ ≤ 1⋅109, когда и число Gr (Gr = gβΔtdз3/νφm2) одного порядка, опытные данные  удовлетворительно обобщаются фор­мулой

  . (25)

Максимальное отклонение большинства опытных точек от расчетной зависимости не превышает ± 10,1 %. Урав­нение (25) справедливо при 0 ≤ Reφm ≤ 5⋅104. Зависимости (20)–(25) применимы при Dк = 0,201…0,464 м; -Lк =  0,5…2,24; -fвх ⋅10–2 = 0,5…19,1; -dз = 0,08…0,5; -dвых = 0,2…0,8. 

Влияние неизотермичности потока на плотность в комплексе, характеризующем влияние массовых си­л, может быть учтено поправочным коэффициентом εs, а на другие теплофизические характеристики среды – введением сомножителя εt по аналогии с задачами конвективного теплообмена. В опытах поправочные коэффициенты εs = (1+βΔT)–0,5n = (Тм/Тг)–0,5n (Тм, Тг – температуры металла и греющих газов, К; n – показатель степени при числе Reφm), εt = (Тм/Тг)–0,25 и число Pr равнялись соответственно 0,91…0,94, 0,884 и 0,703, а поэтому не вводились в уравнения при обработке и представлении экспериментальных данных. Исключение составили лишь экспериментальные данные в исследованном диапазоне температур от 20 до 640 С, подтвердившие возможность применения поправочных сом­ножителей для учета неизотермичности потока. Влияние степени турбулентности потока учитывалось косвенно через связанное с ней распределение тангенциальной скорости с учетом закономерностей конвективного переноса теплоты для сконцентрированного и свободного вариантов циклонного потока.

В диссертации приведены и другие методы обобщения с использованием менее сложных аппроксимаций безразмерной тангенциальной скорости для определения комплекса Ко, а также традиционные для инженерной практики, в которых число Нуссельта представляется как зависимость от числа Рейнольдса (по входным условиям) и геометрических характеристик нагревательного устройства. В этом случае с увеличением погрешности обработки теряется и универсальность зависимостей.

Результаты исследования динамического пограничного слоя позволили решить задачу конвективного теплообмена на поверхности соосной цилиндрической заготовки с использованием гидродинамической теории теплообмена. Движение потока около заготовки принималось плоским и круговым. В этом случае влияние кривизны учитывалось применением законов сохранения момента сил трения τr2 = τwφ(dз /2)2 = const и плотности теплового потока qr = qз(dз /2) = const (qз – плотность теплового потока на поверхности заготовки). Тогда уравнение, связывающее распределения скорости и температуры в универсальных переменных, имеет вид

, (26) 

где  ϑ+ – избыточная температура, ϑ+ = ϑ/t*; ϑ = t – tз; tз – температура поверхности заготовки; t*=qз /(ρсpw*); w*=(τwφ/ρ); y+ – универсальная координата, y+= yw*/ν; y – расстояние от поверхности заготовки по нормали (радиусу); Prтб – турбулентное число Прандтля, Prтб = ετ/εq; ετ, εq – кинематические коэффициенты турбулентного переноса: коли­чества движения и теплоты; Re+ = w*dз /ν. (В опытах при -dвых = 0,4  Re+ = 900...5000, при-dвых = 0,6  Re+ = 1100...2300.)

Решение уравнения (26) позволяет найти распределение температуры и температурные напоры в пристенном пограничном слое (рис. 3). Учет кривизны на границе пограничного слоя повышает точность расчетов на 10…12 %. В области δп.с ≤ y+ ≤ δ+, где wφ+ описывается зависимостью (14), распределение температуры в универсальных координатах имеет вид

  , (27)

где ϑп.с+ – значение избыточной температуры на границе промежуточ­ного слоя.

В струйной части пограничного слоя (δ+ ≤ y+ ≤ δ0+, δ0+ – толщина струйного пограничного слоя) температурный перепад может быть описан зависимостью

, (28)

где Е = 3,0,  δ+ = 200, δ0+= = 600 – для сконцентрированного циклонного потока;  Е = 1,6, δ+ = 150, δ0+ = 1200 – для свободного; ϑδ+ – значение избыточной температуры на границе турбулентного ядра динамического пристенного пограничного слоя.

При известном общем температурном перепаде ϑ0+ (0 ≤ y+ ≤ δ0+) расчетное уравнение подобия имеет вид

, (29)

где A,  p – опытные коэффициенты (А = 0,055;  p  =  0,125).

Удовлетворительная сходимость уравнения (28) с опытными данными достигнута при Prтб = 0,9 для сконцентрированного циклонного потока и Prтб = 0,75 – для свободного. При использовании полученной в результате обобщения опытных данных с помощью комплекса Dω  эмпирической зависимости

    (30)

уравнению (29) можно придать вид

  ,                 (31)

где ϕq – поправочный коэффициент, учитывающий соотношение между интегральной плотностью теплового потока по длине заготовки и в пределах ядра циклонного потока (ϕq = 1,45 – при обработке опытных данных без учета различия значений в степени при числе Reφm); ψ, m, z – опытные коэффициенты (ψ =  = 0,0418; z = 0,15; m = 0,324). 

Уравнение (31) (как и уравнение (24)) удовлетворительно обобщает опытные данные, что свидетельствует о достоверности полученных результатов.

Значения средних коэффициентов теплоотдачи на поверхности круглой соосной с секцией заготовки (при правильном выборе геометрии рабочего объема) могут быть в 3,9–4,85 раза больше, чем на поверхности  внутреннего цилиндра кольцевого канала при одинаковых геометрических и расходных характеристиках. При прочих равных условиях интенсивность теплоотдачи на поверхности соосных квадратных заготовок несколько выше, чем  шестиугольных, но значительно (на 90 %) превышает теплоотдачу на поверхности круглых заготовок. Поскольку вторичные течения у граней заготовок определяются особенностями и уровнем вращательного движения основного потока, то и для рассматриваемой задачи теплообмена можно использовать зависимость (19). Для заготовки шестиугольного сечения А = 0,037, m = 0,12; квадратного сечения А = 0,064, m  = – 0,3. Полученные рекомендации применимы для расчета с Dк = 0,201…0,31 м;-Lк = 0,5…1,57;-fвх ⋅10–2 = 4,0…10,2; -dвых = 0,3…0,7; -dзэ = 0,21…0,46 (-dзэ – эквивалентный по периметру диаметр) с погрешностью ±12 %. Для заготовок шестиугольного и квадратного сечений  0,27≤Dω ≤15,8; 1,48⋅104 ≤ Reφm ≤ ≤ 2,82⋅105.

Смещение с оси секции заготовки (заготовок при двухручьевом расположении) приводит к интенсификации теплоотдачи. Например, смещение заготовки -dз = 0,08 от-rс =  0 до 0,28 (-rс = rс /Rк, rс – радиус смещения оси заготовки с оси рабочего объема секции) интенсифицирует теплоотдачу на 80 %. Для расчета средних коэффициентов теплоотдачи на поверхности заготовки (заготовок) рекомендуется зависимость

.  (32)

Уравнение справедливо при 7,94⋅103  ≤ Reφm ≤ 1,91⋅105  и значении геометрического комплекса ((-rс +-dз) /-dвых) = 0,403…0,887. Расчетная погрешность зависимости (32) не превышает ±10,9 %.

Смещение заготовки с центрального положения одновременно с выходным отверстием может приводить к увеличению интенсивности теплоотдачи более, чем в 1,8 раза. Для расчета теплоотдачи к уравнению, рекомендуемому для соосной с секцией заготовки, вводится поправочный сомножитель

.  (33)

Отклонение экспериментальных точек от расчетной зависимости (33) не превышает  ±6 %.

Экспериментально найдены значения средних и локальных коэффициентов теплоотдачи на поверхностях круглых заготовок, расположенных в одной диаметральной плоскости перпендикулярно оси секции. Средний коэффициент теплоотдачи на поверхности одиночной заготовки, расположенной перпендикулярно оси циклонного потока, в 9 раз больше, чем при поперечном обтекании цилиндра потоком, имеющим скорость, равную среднерасходной в сечении рабочего объема секции. По сравнению с соосной заготовкой интенсивность теплоотдачи при одинаковых условиях выше в 2–2,2 раза. 

Уравнение для расчета средних коэффициентов теплоотдачи на поверхности заготовки, расположенной перпендикулярно оси циклонного потока имеет следующий вид:

Nud = 0,087 Red0,7-dвых–0,2-dз0,01 exp[0,16(1–nз)],  (34)

где Nud = α dз /λвх ; Red = vвх dз /νвх.

Формула (34) справедлива при 6,3⋅103≤ Red ≤ 2,8⋅105, Dк = 0,31 м, -dвых = 0,2…0,6; -dз = 0,08…0,34; = 0,07…0,59. Погрешность зависимости (34) не превышает ±7,6 %.

Опытные значения средних и локальных коэффициентов теплоотдачи на поверхностях заготовок, соосных с рабочим объемом эллиптического циклонного секционного нагревательного устройства, позволяют отметить высокую интенсивность теплоотдачи при деформации вращающегося потока греющих газов. Для сконцентрированного циклонного потока (-dвых= =0,4;-dз= 0,34; Red = 105,  Red = vвх dз /νвх) первоначальное уменьшение коэффициента сжатия образующей цилиндрической поверхности рабочего объема до k = 0,8 приводит к увеличению интенсивности теплоотдачи на 40 %, последующее до k = 0,7 – на 70 %. Для свободного циклонного потока (-dвых = 0,6;-dз = 0,34; Red = 105) общее повышение уровня теплоотдачи составляет около 50 %. При дальнейшем уменьшении k рост интенсивности теплоотдачи незначителен.

Средние коэффициенты теплоотдачи на поверхности заготовки в эллиптических циклонных секционных нагревательных устройствах определяются зависимостью

Nu = εkNuk=1, (35)

где Nuk=1 – значение числа Нуссельта для заготовки в циклонном нагревательном устройстве круглого сечения с теми же геометрическими характеристиками и  соответствующим эквивалентным диаметром рабочего объема; εk – поправочный сомножитель, учитывающий влияние k, εk = (ψ1ψ2+ψ3kϕ)/(ψ2 +kϕ). В сконцентрированном циклонном потоке (для эквивалентной циклонной камеры круглого сечения) в диапазоне чисел Red = 4,4⋅104...1,72⋅105 и k = 0,5…1,0 εk = εkск, ψ1 = =0,9967, ψ2 = 203,362, ψ3 = 1,652, ϕ = – 26,186; в свободном циклонном потоке в диапазоне чисел Red = 5,18⋅104...2,3⋅105 и k = 0,5…1,0 εk = εkсв, ψ1= 0,992,  ψ2 =  =95,609, ψ3 = 1,580, ϕ = – 17,435. Для расчетных уравнений подобия, не учитывающих различие в значениях показателя степени при числе Рейнольдса, εk =  = 0,5(εkск + εkсв).

Переход от круглой цилиндрической формы рабочего объема к эллиптической цилиндрической сопровождается появлением неравномерности распределения коэффициентов теплоотдачи по периметру нагревательного устройства. Наибольшее значение относительных местных коэффициентов теплоотдачи наблюдается вблизи максимальных значений радиуса кривизны поверхности после перехода потока с большего проходного сечения рабочего объема на меньшее (в зоне его разгона). При k < 0,7 на распределение местных коэффициентов также дополнительно оказывает влияние и изменение структуры потока из-за появления у поверхности рабочего объема зоны с более высоким уровнем скоростей, связанной не только с изменением радиуса кривизны поверхности, но и смещением и искривлением оси вращающегося потока. При загрузке секции круглой заготовкой основные закономерности распределения местных коэффициентов теплоотдачи на поверхности рабочего объема до k = 0,8 сохраняются. При k ≤ 0,7 их распределение становится зависимым от-dз.

При сохранении свойств циклонного потока в эллиптических циклонных секционных нагревательных устройствах можно достичь значительной интенсификации конвективного теплообмена на внутренней поверхности рабочего объема. Так, при  Re = 5⋅105, -fвх= 2⋅10–2, -dвых= 0,6  и k = 0,7 уровень теплоотдачи на боковой поверхности эллиптического незагруженного нагревательного устройства выше, чем круглого, при прочих равных условиях в 1,58 раза, а при k = 0,8 – в 2,45 раза. При k 0,8 диаметр заготовки до значения -dз = 0,43 практически не оказывает влияния на средние коэффициенты теплоотдачи на боковой поверхности рабочего объема. Для эллиптических циклонных секционных нагревательных устройств с k ≤ 0,7 зависимость средних коэффициентов теплоотдачи от -dз немонотонна и имеет максимум при -dз ≈ 0,2. При этом уровень теплоотдачи увеличивается на 50...60 % по отношению к незагруженному циклонному нагревательному устройству. Наибольшее влияние на теплоотдачу заготовка оказывает в нагревательных устройствах с k = 0,6...0,7.

Расчет средних коэффициентов теплоотдачи на боковой поверхности эллиптического рабочего объема производится по корреляционной зависимости

,  (36)

где Кг =-dвыхm-fвхl – геометрический комплекс; B, n, m, l – постоянные коэффициенты (табл. 1); εd =Nu/Nu0 (Nu0 – число Нуссельта при dз = 0). Для эллиптического циклонного секционного нагревательного устройства с соосной цилиндрической заготовкой при k = 0,8 εd = – 6,0101+ 38,227– 20,782+ 2,6719+ 1; при k = 0,7 εd = 213,42–  169,62 + 29,644 + 2,205 + 1; при k = 0,5 εd  = =211,87 – 72,82+ 31,115 + 1,8393 + 1.

Рекомендации справедливы-dвых = 0,2...0,7, -fвх⋅10–2 = (0,5…4,77), -dвых = 0,2…0,7, -dз = 0,15…0,43 и Reвх  = 1⋅105...2⋅106. Отклонение экспериментальных точек от расчетной кривой не превышает ±8,3 %.

Таблица 1

  Коэффициенты формулы (36)

k

При-fвх ≤ 0,03

При-fвх > 0,03

В

n

m

l

В

n

m

l

0,8

0,6542

0,733

-0,0136

0,5422

0,1674

0,711

-0,0136

0,0664

0,7

38,0590

0,691

0,0971

1,5394

0,0054

0,788

0,0971

-0,6200

0,5

1,0476

0,805

0,0119

0,9803

0,0548

0,611

0,0119

-0,5690

В пятой главе приведены инженерная методика и пример расчета циклонного секционного нагревательного устройства. Выполнено энергоэкономическое обоснование выбора геометрических и режимных характеристик конструкций циклонных секционных нагревательных устройств (см. рис. 1). Решение принималось по трем критериям: удельному расходу топлива bт, экономическому критерию Эд (чистому дисконтированному доходу, отнесенному к 1 т нагреваемого металла) и экологическому критерию Ээк (суммарной безразмерной концентрации вредных веществ, выбрасываемых в окружающую среду из дымовой трубы). При модернизации циклонного нагревательного устройства или замене его новым вариантом конструкции предпочтение отдается тем техническим решениям, которые обеспечивают минимальный расход топлива и наряду с наибольшей общей экономической эффективностью – максимальное сокращение вредных выбросов.

При энергоэкономическом обосновании результатов выбора геометрических или режимных характеристик циклонного секционного нагревательного устройства в качестве исходного значения для анализируемого параметра принимается одно из его значений в рассматриваемом диапазоне. При оценке энергоэкономической эффективности конструкций  в качестве исходного варианта выбран (см. рис. 1, вариант 2). Методика анализа реализована на персональном компьютере.

Результаты энергоэкономического обоснования выбора геометрических и режимных характеристик циклонного секционного нагревательного устройства круглого сечения с заготовкой, соосной с рабочим объемом (вариант 1), показали, что рекомендуемый для загрузки безразмерный диаметр заготовки -dз = 0,17…0,32; относительная площадь входа для продуктов сгорания  -fвх = 0,0241…0,0428; диаметр рабочего объема секции Dк =  = 0,35…0,45 м. Диаметр выходного отверстия должен быть минимальным (с учетом возможного биения заготовки), а удельное время нагрева заготовки не должно быть менее 0,7…0,8 мин/см. При продольном расположении заготовок в рабочем объеме циклонного секционного устройства (варианты 2–4) безразмерный радиус смещения заготовки (двух заготовок) в пределах выходного отверстия-rс = 0,37…0,39, а при смещении заготовки одновременно с выходным отверстием-rс = 0,4...0,5. Коэффициент сжатия образующей цилиндрической поверхности рабочего объема циклонного секционного нагревательного устройства k (вариант 5) должен быть равен 0,6…0,7. Количество заготовок, расположенных перпендикулярно оси секции (вариант 6), nз= 3–5 (определяется из условия 0,2 ≤ nзdз/Lз ≤ 0,4). Обоснованный выбор геометрических характеристик может привести к уменьшению удельного расхода топлива более чем на 50 %. 

Сравнительная оценка энергоэкономической эффективности циклонных нагревательных устройств (см. рис. 1) с оптимизированными геометрическими параметрами  выполнена с Dк = 0,464 м, Lк = 1,044 м, dз = 0,1 м, dвх = 0,036 м (dвх – диаметр устья горелки) и dвых  = 0,16 м (варианты 1, 4–6). Для обеспечения максимального смещения заготовки в пределах выходного отверстия у печей (варианты 2 и 3) dвых = 0,348 м. При выполнении расчетов удельное время нагрева принималось τуд = 1 мин/см. В этом случае при загрузке секции одной заготовкой (варианты 1, 2, 4, 5)  ее производительность Gсек = 775 кг/ч (у печи из 9 секций – 7 т/ч). Для варианта 3 Gсек=1550 кг/ч. При загрузке секции (вариант 6) одной и четырьмя заготовками Gсек соответственно составляла 345 и 1380 кг/ч. Наиболее эффективным и экономичным из всех рассмотренных конструкций является циклонное секционное нагревательное устройство с расположением 4-х заготовок перпендикулярно оси закрученного потока (вариант 6). Интегральный экономический эффект на 24,3...31,2 % выше, чем у вариантов 4 и 5 (близких по энергоэкономической эффективности), при снижении удельного расхода топлива на 14...15 % или 30 % по сравнению с вариантом 1 (с оптимизированными геометрическими параметрами). Для рассмотренных конструкций нагревательных устройств экологический критерий изменяется незначительно и соответствует нормам допустимых выбросов.

В работе установлено, что циклонные секционные нагревательные устройства с интенсифицированным конвективным теплообменом имеют существенно более высокие показатели тепловой экономичности, чем рекомендуемые для секционных печей (ГОСТ 27880–88).

В шестой главе рассмотрено промышленное освоение и перспективы применения результатов исследований. Полученные рекомендации были использованы ВНПО «Союзпромгаз» совместно с ВНИПИ «Теплопроект» и АГТУ (с участием автора в качестве ответственного исполнителя со стороны АГТУ) для разработки ряда проектов высокоэффективных циклонных нагревательных и рекуперативных устройств.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Основные результаты выполненной работы сводятся к следующему:

1. Разработана математическая модель рабочего процесса циклонного секционного нагревательного устройства, устанавливающая связь между интенсивностью переноса теплоты конвекцией в секции, ее долей в суммарном тепловом потоке к металлу, геометрий и тепловой нагрузкой.

2. Разработана методика обработки и обобщения экспериментальных данных по аэродинамике циклонных секционных нагревательных устройств, базирующаяся на результатах решения динамической задачи, сформулированной в приближении уравнений осесимметричного пограничного слоя с использованием угловой скорости в качестве основного параметра потока во внутренней зоне его ядра.

3. Разработана методика обработки и обобщения опытных данных по конвективному теплообмену в циклонных секционных нагревательных устройствах, учитывающая особенности теплоотдачи в поле массовых сил на поверхности заготовки и боковой поверхности рабочего объема с использованием метода подобия и гидродинамической теории теплообмена.

4. Установлены закономерности формирования пограничного слоя на поверхности соосной с рабочим объемом секции заготовки, влияющие на механизм переноса теплоты конвекцией в условиях консервативного действия массовых сил. Получены рекомендации для расчета характеристик пограничного слоя.

5. Разработаны методы интенсификации конвективного теплообмена, основанные на снижении консервативного влияния массовых сил преднамеренной дестабилизацией устойчивости течения в пристенном пограничном и обеспечивающие увеличение средних коэффициентов теплоотдачи на поверхностях заготовки и рабочего объема в 1,5–2,5 раза.

6. Установлены особенности движения газов и конвективного теплообмена в циклонных секционных нагревательных устройствах с интенсифицированным конвективным теплообменом при варьировании геометрических и режимных характеристик. Выполнено обобщение результатов физического моделирования  аэродинамики и конвективного теплообмена.

7. Разработана инженерная методика теплотехнического расчета циклонных секционных нагревательных устройств, включающая энергоэкономическое обоснование выбора геометрических и режимных характеристик, практические рекомендации по проектированию. Выполнен пример расчета.

8. При проектировании циклонных секционных нагревательных устройств необходимо придерживаться следующих рекомендаций: относительный диаметр загрузки при соосном расположении заготовки -dз =  0,17…0,32; диаметр выходного пережима должен быть минимальным (с учетом возможного биения заготовки); относительная площадь входа для продуктов сгорания -fвх= 0,0241…0,0428; диаметр рабочего объема секции Dк = 0,35…0,45 м; удельное время нагрева не должно быть менее 0,7…0,8 мин/см; безразмерный радиус смещения заготовки в пределах выходного отверстия-rс = 0,37…0,39; безразмерный радиус смещения заготовки одновременно с выходным отверстием -rс  = 0,4…0,5; коэффициент сжатия образующей цилиндрической поверхности рабочего объема секции k = =0,6…0,7; количество заготовок, расположенных перпендикулярно оси рабочего объема секции, nз = 3–5. Наиболее эффективным и экономичным является предложенный автором вариант конструкции циклонного секционного нагревательного устройства с расположением заготовок перпендикулярно оси циклонного потока.

9. Результаты исследований внедрены на ряде предприятий, а также широко применяются в учебном процессе. Новизна технических решений, использованных при разработке циклонных секционных печей с интенсифицированным нагревом, рекуператоров (в том числе и для горелок), рекуперативных горелок подтверждена 8 авторскими свидетельствами.

Основное содержание диссертации опубликовано в работах:

Монографии:

1. Сабуров, Э.Н. Теплообмен и аэродинамика закрученного потока в циклонных устройствах [Текст]/ Э.Н. Сабуров, С.В. Карпов, С.И. Осташев. – Л.: Изд-во ЛГУ, 1989. – 276 с.1

2. Сабуров, Э.Н. Конвективный теплообмен в циклонных секционных нагревательных устройствах [Текст] / Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев. – Архангельск: Изд-во Арханг. гос. техн. ун-та, 2004. – 192 с.

3. Сабуров, Э.Н. Аэродинамика циклонных секционных нагревательных устройств [Текст] / Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев. – Архангельск: Изд-во Арханг. гос. техн. ун-та, 2005. – 264 с. 

4. Осташев, С.И. Расчет циклонных секционных нагревательных устройств [Текст] / С.И. Осташев, Э.Н. Сабуров. – Архангельск: Изд-во Арханг. гос. техн. ун-та, 2008. – 204 с.

Ведущие рецензируемые научные журналы:

5. Сабуров, Э.Н. О влиянии площади выхода на аэродинамику и сопротивление циклонно-вихревых печей скоростного нагрева металла [Текст] / Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев // Кузнечно-штамповоч. пр-во. – 1977. – № 1. – С. 39–41.*

6. Исследование пограничного слоя на поверхности цилиндра в циклонном потоке [Текст]/ Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев [и др.]//Энергетика. – 1977. – № 6. – С. 86–93. – (Изв. высш. учеб. заведений).* ­ – Пер. ст.: Investigation of boundary layers on the surface a cylindrical insert in a cyclone flow [Text] / E.N. Saburov, S.V., S.I. Ostashov [et al]//Fluid Mech.,  Sov. Res.– 1978. – V.7, N 3. – p. 149–157.

7. О расчете теплоотдачи цилиндра, обтекаемого соосным с ним циклонным потоком [Текст] / Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев [и др.] // Энергетика. – 1977. – № 10.– С. 102–107. – (Изв. высш. учеб. заведений).* – Пер. ст.: Calculating of heat transfer from a cylinder plased in a coaxial cyclone flow [Text] / E.N. Saburov, S.I. Ostashov [et al]//Heat Transfer. Sov. Res.– 1979.– Vol.11, N 11.– p. 67–74.

8. Сабуров, Э.Н. Исследование теплоотдачи цилиндрической вставки,  соосной с рабочим  объемом циклонной камеры [Текст] / Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев // Энергетика. – 1979. – № 3. – С. 66–72. – (Изв. высш. учеб. заведений).*

9. Сабуров, Э.Н. Исследование движения газов и теплоотдачи конвекцией в секционной печи для нагрева длинномерных изделий [Текст]/ Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев // Пром. энергетика. – 1979. – № 10. – С. 35–38.*

10. Сабуров, Э.Н. Исследование теплоотдачи нецилиндрической вставки, соосной с рабочим объемом циклонной камеры [Текст]/ Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев, Ю.Л. Леухин//Энергетика. – 1980. – № 4. – С. 112–115. – (Изв. высш. учеб. заведений).*

11. Сабуров, Э.Н. Исследование теплоотдачи некруглых вставок и круглых  стержней, смещенных с оси потока в циклонной камере [Текст]/ Э.Н. Сабуров, Ю.Л. Леухин, С.И. Осташев // Энергетика. – 1980. – №  11. – С. 116–119. – (Изв. высш. учеб. заведений).*

12. Сабуров, Э.Н. Циклонная печь с поперечной подачей заготовок [Текст] / Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев // Пром. энергетика. – 1981. – № 7. – С. 37–41.*

13. Аэродинамика циклонной камеры с боковой поверхностью в форме эллиптического цилиндра [Текст] / Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев [и др.]// Лесн. журн. – 1982. – №  3. – С. 105–109. – (Изв. высш. учеб. заведений).*

14. Сабуров, Э.Н. Исследование теплоотдачи трубы, перпендикулярной аэродинамической оси закрученного потока [Текст] / Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев // Лесн.  журн. – 1982. – №  4. – С. 109–112. – (Изв. высш. учеб. заведений).*

15. Сабуров, Э.Н. О расчете распределения тангенциальной скорости в циклонной кольцевой камере [Текст] / Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев // Лесн. журн. – 1985. – №  2. – С. 59–64. – (Изв. высш. учеб. заведений).*

16. Сабуров, Э.Н. Об особенностях турбулентного обмена в циклонных кольцевых камерах [Текст]/Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев//Лесн. журн. – 1986. – № 1.– С. 91–96. – (Изв. высш. учеб. заведений).*

17. Разработка рекуперативных горелочных устройств [Текст] / В.В. Козырьков, Е.В. Крейнин, С.И. Осташев [и др.] // Металловедение и термическая обработка металлов. – 1986. – № 12. – С. 51–56.* – Пер. ст.: Recuperative burner installations [Text] / V.V. Kozyrkov, E.V. Kreinin, S.I. Ostashev [et al] / Met. Sci. Heat Treat. – 1986. –  Vol. 28, N 11–12,  Nov Dic. –  P. 873–876.

18. Сабуров, Э.Н. Расчет компонентов скорости и давления потока в циклонной кольцевой камере  [Текст]/ Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев // Лесн.  журн. – 1987. – №  1. – С. 51–56. – (Изв. высш. учеб. заведений).* 

19. Сабуров, Э.Н. Аэродинамический расчет циклонной камеры кольцевого сечения [Текст] / Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев // Энергетика. – 1987. – № 5. – С. 75–79. – (Изв. высш. учеб. заведений).*

20. Конвективный теплообмен в кольцевом канале с циклонным генератором закрутки [Текст]/ Ю.Л. Леухин, Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев [и др.] // Энергетика. – 1990. – № 9. – С. 86–90. – (Изв. высш. учеб. заведений).*

21. Сабуров, Э.Н. Экспериментальное исследование аэродинамики циклонной эллипсной камеры [Текст] / Э.Н. Сабуров, Ю.А. Власов, С.И. Осташев // Лесн. журн. – 1993. – №  1. – С. 123–129. – (Изв. высш. учеб. заведений).*

22. Осташев, С.И. Конвективный теплообмен в циклонной камере кольцевого сечения [Текст] / С.И. Осташев, Э.Н. Сабуров // Энергетика. – 1995. –  № 5–6. – С. 69–72. – (Изв. высш. учеб. заведений и энергет. об-ний СНГ).

23. Осташев, С.И. Исследование циклонного потока в окрестности круглой соосной с ним трубы [Текст] / С.И. Осташев, Э.Н. Сабуров, Н.В. Смолина // Лесн.  журн. – 1997. – №  3. – С. 128–140. – (Изв. высш. учеб. заведений).*

24. Сабуров, Э.Н. Аэродинамика продольно оребренного кольцевого канала рекуперативного устройства с циклонным генератором закрутки [Текст] / Э.Н. Сабуров, Ю.Л. Леухин, С.И. Осташев // Энергетика. – 1997. – №  7–8. – С. 56–61. – (Изв. высш. учеб. заведений и энерг. об-ний СНГ).

25. Сабуров, Э.Н. Конвективный теплообмен в продольно оребренном  кольцевом канале рекуперативного устройства с циклонным генератором закрутки [Текст] / Э.Н. Сабуров, Ю.Л. Леухин, С.И. Осташев // Энергетика. – 1997. –  №  11–12.– С. 52–56. – (Изв. высш. учеб. заведений и энерг. об-ний СНГ).

26. Сабуров, Э.Н. Теплоотдача в оребренном шипами кольцевом канале циклонного рекуператора [Текст]/ Э.Н. Сабуров, Ю.Л. Леухин, С.И. Осташев // Энергетика. – 1998. – № 2. – С. 71–76. – (Изв. высш. учеб. заведений и энерг. об-ний СНГ).

27. Осташев, С.И. Теплоотдача в циклонном теплообменном устройстве [Текст] / С.И. Осташев, Э.Н. Сабуров // Лесн. журн. – 1998. – № 4. – С. 138 –144. – (Изв. высш. учеб. заведений).*

28. Осташев, С.И. О сопротивлении циклонных эллипсных камер [Текст] / С.И. Осташев, Э.Н. Сабуров // Лесн. журн. – 1998. – № 6. – С. 118 –124. – (Изв. высш. учеб. заведений).*

29. Сабуров, Э.Н. Аэродинамика и конвективный теплообмен в кольцевом канале циклонного рекуператора [Текст] / Э.Н. Сабуров, Ю.Л. Леухин, С.И. Осташев // Лесн. журн. – 1999. –  №  5. –  С. 129–140. – (Изв. высш. учеб. заведений).*

30. Сабуров, Э.Н. Сопротивление оребренного шипами кольцевого канала  рекуперативного устройства с циклонным генератором закрутки потока [Текст]/ Э.Н. Сабуров, Ю.Л. Леухин, С.И. Осташев // Лесн. журн. – 2000. – №  4. – С. 117–123. – (Изв. высш. учеб. заведений).*

31. Сабуров, Э.Н. Теплоотдача в оребренном шипами кольцевом канале рекуперативного устройства с циклонным генератором закрутки потока [Текст]/ Э.Н. Сабуров, Ю.Л. Леухин, С.И. Осташев // Лесн. журн. – 2000. – № 5–6. –  С. 196–202. – (Изв. высш. учеб. заведений).*

Статьи в трудах, материалах международных и всероссийских конференций,  в сборниках научных трудов:

32. Теплообмен и аэродинамика закрученного потока в циклонных нагревательных устройствах с интенсифицированным конвективным теплообменом [Текст] / С.И. Осташев [и др.] // РНСЭ: материалы докл. – Казань: Казан. гос. энерг. ун-т, 2001. – Т.I. – С. 377–380. – Пер. ст.: Heat exchange and aerodynamics of twisted flow in cyclone heating devices with intensified heat convection [Text] / S.I. Ostashev [et al]// Russian national symposium on power engineering. – Kazan: Kazan State Power Eng. University, 2001. – V.I. – p. 313–316.

33. Сабуров, Э.Н. Интенсификация конвективного теплообмена в промышленных нагревательных устройствах на основе циклонного принципа [Текст] / Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев // Перспективные задачи инженерной науки (AFES2004): V Междунар. науч. форум. – Париж, 2004. – С. 64–69.

34. Сабуров, Э.Н. О роли и методах интенсификации конвективного теплообмена в нагревательных устройствах с вихревым движением теплоносителя [Текст] / Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев, А.Н. Орехов // IV Всесоюз. науч.-техн. конф. «Вихревой эффект и его применение  в технике»: материалы конф. – Куйбышев, 1984. – С. 209–213.

35. Сабуров, Э.Н. Об особенностях взаимосвязи турбулентных и осредненных характеристик потока в вихревой камере [Текст] / Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев // V Всесоюз. науч.-техн. конф. «Вихревой эффект и его применение в технике»: материалы конф. – Куйбышев, 1988.–С. 154–158. 

36. Исследование теплоотдачи цилиндра в циклонном потоке с параллельной и перпендикулярной ему аэродинамической осью [Текст] / Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев [и др.] //Тр. РНКТ-2. – М., 1998. – Т.6. – С. 199–203.

37. Сабуров, Э.Н. Конвективный теплообмен в циклонном нагревательном устройстве с расположением заготовок перпендикулярно оси греющего потока  / Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев, О.А. Белозерова // Тр. III Рос. нац. конф. по теплообмену (РНКТ-3). – М.: Изд-во МЭИ, 2002. – Т.6. – С. 195–198.

38. Сабуров, Э.Н. Теплообмен и аэродинамика циклонных устройств эллипсного поперечного сечения [Текст] / Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев, И.А. Кортоева // Там же. – 2002. – Т.6. – С. 199–202.

39. Осташев, С.И. Аэродинамика и конвективный теплообмен в циклонном секционном нагревательном устройстве с заготовками, смещенными параллельно  аэродинамической оси греющего потока [Текст] / С.И. Осташев, Э.Н. Сабуров, А.Н. Соколов // Тр. IV Рос. нац. конф. по теплообмену (РНКТ-4). – М.: Издательский дом МЭИ, 2006.– Т.6. – С. 266–269.

40. Аэродинамика циклонной газовой печи скоростного нагрева штанг [Текст]/ Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев, А.Л. Бергауз [и др.] // Газовая пром-сть. Сер. Использ. газа в нар. хоз-ве: сб. тр.// ВНИИЭгазпром. –  1980. –  Вып. 11.–  С. 8–11.

41. Конвективный теплообмен в секции циклонной печи скоростного нагрева штанг [Текст] / Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев, А.Л. Бергауз [и др.] // Газовая  пром-сть. Сер. Использ. газа в нар. хоз-ве: сб. тр. / ВНИИЭгазпром. – 1981. – Вып. 12. – С. 10–18.

42. Осташев, С.И. Исследование теплоотдачи в циклонной печи с поперечной  подачей заготовок [Текст] / С.И. Осташев, Э.Н. Сабуров, О.А. Белозерова // Охрана окружающей среды и рацион. использование природ. ресурсов: сб. науч. тр. / АГТУ. – Архангельск, 1997. – Вып. II. – С. 92–102.

43. Осташев, С.И. Теплоотдача на боковой поверхности эллипсной циклонной  камеры [Текст] / С.И. Осташев, Э.Н. Сабуров, И.А. Кортоева //Там же. – Вып. III. – С. 115–125.

44. Методика теплового расчета циклонных нагревательных устройств специальных конструкций [Текст] / С.И. Осташев [и др.] // Охрана окружающей среды и рацион. использование природ. ресурсов: сб. науч. тр. / АГТУ. – Архангельск, 2002. – Вып. VIII – С. 119–129.

45. Оптимизация тепловой работы циклонных секционных нагревательных устройств специальных конструкций [Текст] / С.И. Осташев [и др.] // Оптимизация и интенсификация теплотехнических процессов в энергетике и промышленности: сб. науч. тр./ Арханг. техн. ун-т. – Архангельск, 2004. – С. 113–125.

46. Осташев, С.И. Повышение тепловой эффективности циклонных секционных нагревательных устройств специальных конструкций [Текст] / С.И. Осташев, Э.Н. Сабуров // Энергосбережение в промышленности и теплоэнергетике: сб. науч. тр. / Саратовский гос. техн. ун-т. – Саратов, 2005. – С. 114–122.

47. Осташев, С.И. Результаты экспериментального и численного моделирования аэродинамики циклонных секционных нагревательных устройств [Текст]/ С.И. Осташев, Э.Н. Сабуров, А.Н. Мальцев // Наука – северному региону: сб. науч. тр./ Арханг. гос. техн. ун-т. – Архангельск, 2005. – Вып. LXII. – С. 131–133.

48. Методика расчета циклонных секционных нагревательных устройств с соосным расположением заготовки [Текст]/ С.И. Осташев [и др.] // Вестник АГТУ, сер. Энергетика. – Архангельск, 2006. – Вып. 63. – С. 69–85.

49. Осташев, С.И. Результаты численного моделирования аэродинамики циклонных секционных нагревательных устройств с поперечной подачей заготовок [Текст] / С.И. Осташев [и др.] // Там же. – С. 62–69.

50. Технико-экономическая оценка конструкции циклонного секционного нагревательного устройства с соосным расположением заготовки [Текст] / С.И. Осташев [и др.] // Наука – северному региону: сб. науч. тр. / Арханг. гос. техн. ун-т. – 2006. – Вып. 67. – С. 398–411.

Авторские свидетельства:

51. А.с. 690265 СССР, МКИ F 9/38. Секция циклонной печи скоростного нагрева металла [Текст] / Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев (СССР). – № 2542353/22-02; заявл. 09.11.77; опубл. 05.10.79, Бюл. № 37. – 2 с.

52. А.с. 924478 СССР, МКИ F 27 1/08. Циклонная шахтная печь [Текст]/ Э.Н. Сабуров, Ю.Л. Леухин, С.И. Осташев (СССР). – № 2990518 /29-33; заявл. 08.10.80; опубл. 30.04.82; Бюл. № 16. – 3 с.

53. А.с. 1093871 СССР, МКИ F 16 L 53/00. Сушильная установка для подогрева труб [Текст] /Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев (СССР) [и др.] – № 3529040/29-08; заявл. 12.11.82; опубл. 23.05.84; Бюл. № 19. – 3 с.

54. А.с. 1134869 СССР, МКИ F 27 B 15/00. Циклонная шахтная печь [Текст]/ Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев, А.Н. Орехов (СССР). – №  3653233/29-33; заявл. 17.10.83; опубл. 15.01.85; Бюл.  № 2. – 4 с.

55. А.с. 1171644 СССР, МКИ F 23 D 14/00. Горелка [Текст]/ В.В. Козырьков,  Е.В. Крейнин, С.И. Осташев (СССР) [и др.]. – № 3606499/23-06; заявл. 15.06.83; опубл. 07.08.85; Бюл. № 29. – 3 c.

56. А.с. 1281821 СССР, МКИ F 23 D 14/00. Рекуперативная горелка [Текст] / Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев (СССР) [и др.] – № 3900572/24–6; заявл. 27.05.85; опубл.  07.11.87; Бюл. № 1. – 3 с.

57. А.с. 1386804 СССР, МКИ F 23 L 15/04. Теплообменный элемент рекуператора [Текст] / Э.Н. Сабуров, С.И. Осташев (СССР) [и др.]. – № 4133125/24-06; заявл. 14.10.86; опубл. 07.04.88; Бюл. №  13. – 3 с.

58. А.с. 1590847 СССР, МКИ F 23 D 14/00. Рекуперативная  горелка [Текст]/ Ю.Л. Леухин, С.И. Осташев (СССР) [и др.]. – № 4620287/24-06; заявл. 14.12.88;  опубл. 07.09.90; Бюл. № 33. – 2 с.

и других  публикациях.

Результаты исследований частично опубликованы в монографии Сабурова Э.Н. «Циклонные нагревательные устройства с интенсифицированным конвективным теплообменом. – Архангельск: Сев.-Зап. кн. изд-во, 1995. – 341 с.».


1 Публикации в изданиях, рекомендованных Перечнями ВАК (1987–­2008 гг.)






© 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.