WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!


На правах рукописи

АНИСИН Андрей Александрович

ПОВЫШЕНИЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ ПУЧКОВ ГЛАДКИХ ТРУБ И ПРОФИЛИРОВАННЫХ КАНАЛОВ ДЛЯ ГАЗО-ЖИДКОСТНЫХ ТЕПЛООБМЕННЫХ АППАРАТОВ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ УСТАНОВОК

Специальность 05.14.04 – Промышленная теплоэнергетика А в т о р е ф е р а т диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

САНКТ-ПЕТЕРБУРГ – 2009

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

Официальные оппоненты:

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

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

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

С диссертацией можно ознакомиться в фундаментальной библиотеке ГОУ ВПО "Санкт-Петербургский государственный политехнический университет"

Автореферат разослан "25" сентября 2009 г.

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

Факс: (812)-552-65E-mail: kg1210@mail.ru

Ученый секретарь диссертационного совета К. А. Григорьев

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

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

Значительные металлоёмкость, затраты энергии на перемещение теплоносителей и обслуживание, а также проектно-конструкторские и производственные расходы требуют повышения эффективности теплообменных аппаратов.

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

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

Основными задачами

при этом являются:

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

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

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

- исследование местной теплоотдачи и распределения коэффициента давления на поверхности пучков труб постоянного и переменного сечения и выявление особенностей механизма интенсификации теплообмена в условиях отрывных течений;

- исследование и анализ влияния на эффективность пластинчатой поверхности с двухсторонними сфероидальными выступами и впадинами угла её ориентации относительно потока и обеспечение максимального теплосъёма;

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

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

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

Научная новизна.

В работе впервые исследованы:

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

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

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

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

- теплоаэродинамические характеристики профилированных каналов пластинчатых теплообменников при различном расположении контактирующих сфероидальных выступов и впадин в зависимости от угла обтекания потоком теплоносителя;

- теплоотдача и аэродинамическое сопротивление “нестандартных” компоновок профильной пластинчатой поверхности теплообмена (с промежуточными профильными пластинами-турбулизаторами, с плоскопрофильными теплоотдающими элементами, с профильными вставкамитурбулизаторами в плоском гладком канале и др.).

Основные положения, выносимые на защиту:

1. Зависимость энергетической эффективности поперечно обтекаемых пучков гладких и шероховатых труб одинакового диаметра и комбинированных пучков гладких труб разных диаметров от угла ориентации относительно потока; условия максимального теплосъёма при заданных затратах мощности на перемещение теплоносителя.

2. Результаты исследования энергетической эффективности поперечно обтекаемых симметричных коридорных трубных пучков с различными схемами размещения цилиндрических турбулизирующих стержней в межтрубных ячейках.

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

4. Зависимость энергетической эффективности профилированных каналов пластинчатых теплообменников с различным расположением контактирующих сфероидальных выступов и впадин от угла их ориентации относительно потока; условия максимального теплосъёма при заданных затратах мощности на перемещение теплоносителя.

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

Достоверность результатов исследований обеспечивается использованием общепринятых методов теории подобия, сопоставлением полученных уравнений подобия с известными аналогами для тестовых условий, сопоставлением полученных зависимостей с результатами теоретических и экспериментальных исследований различных авторов и материалами специальной и справочной литературы; cоответствием полученных результатов исследований существующим физическим представлениям о механизме переноса и путях интенсификации конвективного теплообмена.

Личный вклад автора заключается в постановке цели и задач исследований, выработке методологии; в изготовлении экспериментального стенда и опытных теплообменников, проведении экспериментальных исследований; в обработке, формулировке и обобщении опытных данных, а также в анализе и обсуждении полученных результатов.

Практическая значимость. Приведенные в работе результаты исследований и выведенные на их основе уравнения подобия для теплоотдачи и сопротивления трубчатой и пластинчатой поверхностей могут быть использованы при создании теплообменных аппаратов повышенной эффективности, позволят сэкономить металл и снизить энергозатраты.

Материалы и рекомендации работы используются при проектировании, производстве и модернизации трубчато-пластинчатых холодильников наддувочного воздуха и охладителей масла и воды для малооборотных судовых дизелей.

Апробация работы. Полученные результаты исследований и работа в целом докладывались и обсуждались на 3-й Международной научнотехнической конференции “Проблемы повышения качества промышленной продукции» (г. Брянск, 1998 г.); Международной научно-технической конференции “Повышение эффективности теплообменных процессов и систем” (г. Вологда, 1998 г.); XIII Школе-семинаре молодых учёных и специалистов под рук. акад. РАН А.И.Леонтьева “Физические основы экспериментального и математического моделирования процессов газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках” (г. Санкт-Петербург, 2001 г.); 4-ой Международной научно-технической конференции “Качество машин” (г. Брянск, 2001 г.); III Российской национальной конференции по теплооб мену (г. Москва, 2002 г.); 5 Минском международном форуме по тепло - и массообмену (г. Минск, 2004 г.); XV Школе-семинаре молодых учёных и специалистов под рук. акад. РАН А.И.Леонтьева “Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках” (г. Калуга, 2005 г.); IV Российской национальной конференции по теплообмену (г. Москва, 2006 г.);

XVI Школе-семинаре молодых учёных и специалистов под рук. акад. РАН А.И.Леонтьева “Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках” (г. Cанкт-Петербург, 2007 г.); 6 Минском международном форуме по тепло - и массообмену (г. Минск, 2008 г.); XVII Школесеминаре молодых учёных и специалистов под рук. акад. РАН А.И.Леонтьева “Проблемы газодинамики и тепломассообмена в аэрокосмических технологиях” (г. Жуковский, 2009 г.); научных семинарах кафедры “Теоретические основы теплотехники” ГОУ ВПО “СПбГПУ”, 2000, 2006, 2007, 2008 г г., научном семинаре кафедр “Теоретические основы теплотехники” и “Промышленная теплоэнергетика” ГОУ ВПО “СПбГПУ”, 2009 г..

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

Структура и объём работы. Диссертация состоит из введения, списка обозначений, пяти глав, заключения и списка использованной литературы из 212 наименований. Объём диссертации составляет 380 с., включая 1рисунка и 18 таблиц.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

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

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

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

Антуфьева, С.С. Бермана, Ю.В. Петровского, В.Г. Фастовского, И.Г. Фёдорова, Н.В. Барановского, Л.М. Коваленко и др.. Анализ рассмотренной информации показывает, что проблема создания современных теплообменных аппаратов в значительной степени связана с использованием пассивных методов интенсификации конвективного теплообмена в области переходного или турбулентного режимов течения (102 < Re < 2 105 ) при условии допустимых гидродинамических сопротивлений и энергетических затрат.

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

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

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

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

Практическое применение известной поверхности теплообмена сетчато-поточного типа с двухсторонними сфероидальными выступами и впадинами связано также с реализацией “нестандартных” компоновок, позволяющих при использовании промежуточных профильных пластинтурбулизаторов варьировать массовыми расходами, либо при использовании комбинированных теплоотдающих элементов из плоской и профильной пластин, повысить компактность матрицы теплообменника (рис. 1, 2).

Рис. 1. Варианты компоновки опытных теплообменников из плоских и профильных пластин с шахматным (I) и коридорным (II) расположением cфероидальных элементов рельефа (выступов и впадин): а) - обычная «традиционная»; б) - с одним промежуточным профильным листом; в) - с двумя промежуточными профильными листами ; г) - с промежуточным плоским листом; д) - в виде комбинированных водяных элементов из плоских и профильных листов; е) - с турбулизирующей профильной вставкой в плоском гладком канале; ж) - в виде элемента из профильных пластин между теплоотдающими гладкими стенками; з) - в виде водяного элемента из профильных пластин между теплоизолирующими стенками В работе показано, что для интенсификации теплоотдачи и повышения эффективности гладкотрубных теплообменных аппаратов возможно применение комбинированной поверхности теплообмена в виде поперечно обтекаемого пучка труб разных диаметров (большего d1 и меньшего d2 ) с различными схемами их расположения (рис. 3 а). Дальнейшую трансформацию этого варианта представляют поперечно обтекаемые пучки гладких труб переменного сечения с различной конфигурацией: с цилиндрическими участками разных диаметров d1 > d2 (б), с конической поверхностью (d1 > d2 ) (в), с коническо-цилиндрической (г). Эти варианты позволят повысить эффективность пучка вследствие более благоприятных условий обтекания и активизации течения и теплообмена в рециркуляционных зонах межтрубного пространства.

В главе сформулированы цель и основные задачи исследования теплоаэродинамических характеристик новых вариантов трубчатой и Рис.2. Проходные сечения каналов опытных пластинчатых теплообменников с шахматной (I) и коридорной (II) схемами расположения элементов рельефа поверхности: а) - равновеликие сечения смежных каналов; б), в) - разновеликие сечения смежных каналов; III - геометрия профилирующих элементов: а) - при равновеликой штамповке; б), в) - при разновеликой штамповке пластинчатой поверхностей, используемых для создания теплообменных аппаратов с улучшенными энергетическими и массогабаритными параметрами.

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

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

Для исследования теплоаэродинамических характеристик разных вариантов пластинчатой (рис. 1,2) и трубчатой (рис. 3) поверхностей использовалась аэродинамическая труба, на рабочем участке которой размещались модели; результаты обрабатывались в виде общепринятых безразмерных комплексов.

Исследования теплоаэродинамических характеристик для пластинчатой поверхности теплообмена с двухсторонними сфероидальными элементами, выступами и впадинами (рис. 1, 2, 4), проводились путём испытаний Рис. 3. Конструктивные варианты поперечно обтекаемых пучков труб переменного сечения с различной конфигурацией: а) - пучок цилиндрических труб с разными диаметрами d1 и d2 ( d1 > d2 ); б) - пучок труб с чередующимися по длине трубы одинаковыми цилиндрическими участками с разными диаметрами d1 и d2 ( d1 > d2 );

в) - пучок труб конической формы с разными концевыми диаметрами d1 и d( d1 > d2 ); г) - пучок труб с коническо – цилиндрическими участками ( d1 > d2 ); д) - схемы квадратных ячеек труб с разными шагами s = var модельных теплообменников в потоке воздуха. Средняя скорость менялась в пределах 1,0...60,0 м с, что соответствовало диапазону чисел Рейнольдса Reh = ( 0,158...12,6 ) 10. Были изготовлены пластины с профильной частью длиной 210 мм и шириной 100 мм с различными глубиной штамповки h, шагом t и схемами расположения, определяемыми, в частности, углом ориентации 0 1,0 сфероидальных выступов и впадин (здесь =, i o где - угол ориентации поверхности, соответствующий шахматной разo бивке элементов рельефа).

В гл. 3 и 4 работы данные испытаний более 50 модельных пластинчатых теплообменников приведены в виде зависимостей Nuf, h = f (Ref, h ) и Euf = f (Ref, h ). При обработке опытных данных за определяющую температуру принималась средняя температура потока воздуха t, за опредеf ляющий размер - глубина выштамповки (высота) сфероидальных элементов h, за определяющую скорость - средняя скорость w в узком (живом) фронтальном сечении теплообменника. Граничные условия на поверхности Рис. 4. Конструкция опытных пластинчатых теплообменников: I - схема экспериментального пластинчатого теплообменника; II – теплоотдающий элемент из профильных пластин; III – образцы поверхности с равновеликой (а) и разновеликой (б, в) штамповкой; IV – фрагмент пластинчатой поверхности с различными схемами расположения профильных элементов рельефа ( = var ) (площадь проекции профильной части Н L = ( 100 210 ) мм2 ) стенки соответствовали t = tw( x ) = const. Плотность теплового потока рассчитывалась по площади проекции профильной части пластины.

Влияние ориентации трубчатой поверхности относительно потока на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление изучалось в потоке воздуха на опытных теплообменниках с различными схемами расположения труб. Основные конструктивные параметры моделей для базовых теплообменников (в виде коридорных и шахматных пучков гладких латунных труб ДКРНМ 11 НД Л63 ГОСТ 494 – 90) определялись условиями теплогидродинамического подобия и возможностью обеспечения рабочих скоростей потока wуз = 0,7...60 м с, что соответствало числам Рейнольдса Red = ( 0,4...40 )103.

В одном случае за основу была принята квадратная схема расположения гладких труб одинакового диаметра d = 11 мм с межтрубными расстояниями s = 16 мм в условиях изменения относительного угла ориентации = относительно потока (0 1,0 ). Это позволяет реализоi к вать различные варианты компоновки труб и обеспечить соответствующую обстановку при взаимодействии потока с поверхностью: шахматной ( = 2,06; = 1,03 ) с = 0 ( = 0о ), оптимальной коридорной (линей1ш 2ш ной) ( = = 1,45 ) с = 1,0 ( = 45о ), а также промежуточных между 1к 2к шахматной и коридорной, определяемых углами = 0,33 ( = 15о ) и = 0,66 ( = 30о ) внутри интервала 0 1,0 (рис.5а, в).

В другом случае за основу взята треугольная схема расположения труб с d = 11 мм и s1 = s2 = 16 мм. Это не только позволяет объективно сравнить энергетическую эффективность шахматного и коридорного пучков с одинаковой компактностью ( = 2ш = 1к = 2к = 1,45), но и дополняет сведе1ш ния, касающиеся условий обтекания, определяемых величиной угла ориентации =. При этом угол = 26о34 ( = 1,0 ) соответствует обi д д теканию диагонального расположения труб шахматного пучка (1ш = = 2ш = 1,45) с = 0 ( = 0о ). Промежуточным (между шахматной и диагональной) схемам соответствуют углы = 0,33 ( = 9о ) и = 0,66 ( = 18о ) (рис. 5б).

Наряду с пучками гладких труб были испытаны пучки шероховатых труб. Элементы их рельефа представляли собой продольные короткие треугольные рёбра-шлицы высотой k = 0,39 мм с шагом расположения t = 0,96 мм. Шаг равнялся длине дуги на поверхности трубы диаметром 11 мм, соответствующей углу = 10о (рис.5г). При этом, как и в пучках гладких труб, геометрия пучков шероховатых труб ( d = 11 мм, s = 16 мм ) была представлена как шахматной схемой ( 1ш = 2,06; = 1,03 с = 2ш ( = 0о )), так и промежуточной ( = 0,66 ( = 30о )).

Изучение турбулизирующего влияния труб меньшего диаметра d2 на теплоотдачу в симметричном коридорном пучке труб большего диаметра d(патент RU 2006780 C1, рис. 3а) было связано с испытаниями базового коридорного пучка 1,451,45 (рис. 5а, в). В нём на пересечении диагоналей квадратных ячеек труб с d1 = 11 мм (и со смещением = 2,6 мм) распола Рис. 5. Геометрия опытной поверхности пучков труб с оптимальной квадратной ( s1к = s2к = 16 мм ) (а) и треугольной ( s1ш = s2ш =16 мм) (б) схемами расположения и одинаковой компактностью f = 135 м2 м3 в условиях изменения угла её ориентации = относительно направления потока теплоносителя (в); г) - сечение шероi к(д) ховатой трубки гались круглые цилиндрические стержни с наружным диаметром d2 = 1,2 ;

1,6; 2,0; 3,0 и 4,5 мм, имитирующие трубы меньшего диаметра в пучках с комбинированной теплопередающей поверхностью (рис.6). В дальнейшем вместо стержней использовались трубы меньшего диаметра, через которые прокачивался теплоноситель.

Были изготовлены опытные модели теплообменников в виде пучков труб разных диаметров d1 и d2 с треугольной (шахматной) и линейной (ко ридорной) схемами расположения. Один из вариантов поверхности представлял собой пучок труб с d1 = 11 мм и d2 = 6 мм с треугольной схемой размещения труб меньшего диаметра в центрах квадратных ячеек базового пучка ( d2 d1 = 0,545 ). Другим был пучок труб с d1 = 11 мм и d2 = 8 мм с линейной (коридорной) схемой расположения и неравномерными шагами Рис. 6. Геометрия и различные схемы размещения (трапецеидальная разбивтурбулизирующих стержней в трубных ячейках кока) (рис. 7 а, б).

ридорного пучка 1,45 1,45 (а): б) - последова Исследование влияния тельное размещение в центрах ячеек; в) - с продольугла ориентации на эфным смещением вверх по потоку; г) - с продольным фективность теплоотдачи смещением вниз по потоку; д) - в центрах нечётных ячеек; е) - в центрах чётных ячеек; ж) - в центрах проводилось на опытных смешанных ячеек моделях различной компоновки. За основу была принята поверхность представленного выше пучка труб с d1 = 11 мм и d2 = 6 мм. Угол ориентации менялся в пределах 0 1,0, соответствуя при крайних значениях шахматной с = 0 ( = 0о ) и коридорной с = 1,( = 45о ) схемам расположения труб основного диаметра d1, а также промежуточным схемам при = 0,33 ( = 15о ) и = 0,66 ( = 30о ) (рис. 7 в).

Далее были исследованы теплоаэродинамические характеристики и тепловая эффективность симметричных коридорных пучков, состоящих из труб переменного сечения. В этом качестве вначале использовались поперечно обтекаемые пучки с поверхностью в виде чередующихся вдоль оси труб цилиндрических участков длиной l = 15 мм с наружными диаметрами d1 = 11 мм и d2 = 8 мм поочерёдно обтекаемых потоком (патент RU 2171439 C1, рис. 3б). Затем исследовались пучки конических труб длиной 100 мм с концевыми диаметрами d1 = 11 мм и d2 = 8 мм в условиях поперечного обтекания поочерёдно расположенных и “перевёрнутых” одних относительно других труб (патент RU 2170898 С1, рис. 3в). Исследовались также пучки труб с коническо-цилиндрической поверхностью (рис.3г);

вдоль их оси чередовались цилиндрические участки с наружными диаметрами d1 = 11 мм и d2 = 8 мм и соединяющие их конические участки с длиной l = 8,3 мм (l dmax = 0,76 ) с оптимальными углами раскрытия в 10о.

Рис. 7. Геометрические параметры опытных вариантов комбинированной трубчатой поверхности с различными схемами расположения труб разных наружных диаметров d1 и d2 : а) - d d = 6 11 ; б) - d d = 8 11 ; в) - d d = 6 11 при = var ;

2 1 2 1 2 г) - трубные ячейки и удельная поверхность теплообмена экспериментальных пучков Исследованы локальные теплоаэродинамические характеристики в пучках цилиндрических разновеликих труб и, для сопоставления, в пучке труб одинакового диаметра (рис. 8).

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

Опытные данные по средней теплоотдаче и аэродинамическому сопротивлению различных вариантов трубчатой поверхности были представ лены в виде зависимостей Nu = f (Re ) и Eu = f (Ref, d 1 ); локальные f, d1 f,d 1 f характеристики - в виде зависимостей = f ( ) и Cp = f ( ). В качестве определяющих параметров при обработке опытных данных принимались значения средних величин: температуры потока воздуха t, его скорости в f свободном сечении гладкого воздушного канала теплообменника w, наружного диаметра труб d1. Граничные условия на поверхности стенки с высокой теплопроводностью соответствовали t = tw( x ) = const.

Энергетическая эффективность различных вариантов трубчатой и пластинчатой поверхностей оценивалась путём сопоставления комплексных характеристик (тепловых, массовых и объёмных), представляющих собой со отношения Q F t = = f ( Q N t ), Q G t = gF = f ( Q N t ) и Q V t = vF = f ( Q N t ), имеющие смысл теплосъёма с единицы площади F, массы G и объёма V поверхности теплообмена соответствующих пуч ков труб и пластинчатых теплообменников в зависимости от энергетического коэффициента Q N t - количества тепла, приходящегося на единицу затрачиваемой на прокачивание теплоносителя мощности N (при температурном напоре в 1 K ).

Для оценки достоверности экспериментальных исследований в работе приведены данные тестовых экспериментов, связанных в одном случае с определением средней теплоотдачи и сопротивления базовых поперечно обтекаемых пучков гладких труб: коридорного 1,45 1,45 и двух шахматных 2,06 1,03 и 1,451,45, в другом - профильной пластинчатой поверхности с шахматным расположением элементов рельефа. Тестом для подтверждения достоверности материалов по исследованию локальных характеристик теплообмена при помощи градиентных датчиков теплового потока послужили результаты исследований распределения местной теплоотдачи по периметру поперечно обтекаемого одиночного цилиндра.

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

В третьей главе приведены результаты исследований средней теплоотдачи и аэродинамического сопротивления и анализ энергетической эффективности профилированных каналов пластинчатых теплообменников с “традиционной” компоновкой пластин с контактирующими равновеликими сфероидальными выступами и впадинами (рис.1а). Дополнительные исследования пластинчатой поверхности с шахматной схемой ( = 0 ) расположения элементов рельефа позволили расширить базу опытных данных, полученных ранее в нашей лаборатории и приведенных в литературе, и уточнить соответствующие уравнения подобия.

Результаты выполненных в работе исследований теплоаэродинамических характеристик описанного выше варианта профильной поверхности в условиях изменения угла ориентации (рис. 4) могут быть представлены уравнениями подобия для теплоотдачи и сопротивления в виде n( ) Nu ( ) = a( )( h tш )k ( ) Re ; Eu ( ) = b( )L tш ( h tш )s( ) Re-m( ), f, h f, h f f, h где числа Nu и Eu, а также коэффициенты a и b и показатели степени m, n, k и s являются функциями относительного угла ориентации поверхности 0 1,0. В главе приведены значения этих величин и их связь с относительным углом ориентации, представленная в виде полиномов третьей степени. При этом h tш = 0,25...0,65 ; s2 s1 = 1; Re = ( 0,3...12,6 ) 10.

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

Однако, при < 1,0 возрастает аэродинамическое сопротивление.

Данные по интенсификации теплообмена и относительной величине сопротивления в каналах, образованных пластинчатой поверхностью с шахматным ( = 0 ) и коридорным ( = 1,0 ) расположением выступов и впадин, согласуются с приведенными в литературе максимальными значениями интенсификации теплообмена и относительных потерь давления в плоских каналах с шахматным и коридорным расположением на их стенках сферических лунок и дистанционирующих выступов с близкой по параметрам геометрией. На основании комплексных характеристик Q F t = = f (Q N t ), рассчитанных по результатам исследований опытных теплообменников, на рис. представлены значения относительных коэффициентов теплоотдачи = (здесь - коэффиi =0o =0o циент теплоотдачи поверхности с шахматной схемой расположения элементов рельефа при = 0о ) для пластинчатой поверхности с глубиной штамповки h = 2,5 и 5 мм в зависимости от относительного угла Рис. 9. Зависимость относительных коэфориентации = при различфициентов теплоотдачи = от i к i =0o ных значениях энергетического коугла ориентации пластинчатой поэффициента Q N t = 50,0; 5,0; 1,0 и верхности относительно направления -потока теплоносителя = f ( ): а) - 0,158 K.

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

Видно, что с увеличением относительного угла от = 0 до = 1,0 Q N t = 50,0 (1), 5,0 (2), 1,0 (3), 0,158 (4) тепловая эффективность опытных K -1; = = f ( ): h = 5 мм, гл i теплообменников (при заданной веtш = 10 мм, dэ = 2h, dгл.тр = 10 мм, личине энергетического коэффици-Q N t = 1,0 K ента Q N t = idem ) в диапазоне -Q N t = 50,0...0,158 K возрастает, достигая максимального значения max при = 0,66 ( = 30o ). Изменение угла ориентации относительно потока приводит к повышению тепловой эффективности на 15 - 20% по сравнению с шахматной схемой и на 30 - 50% - с коридорной. Сравнение тепловой эффективности пластинчатой поверхности ( h = 5 мм и tш = 10 мм ) с эффективностью гладкотрубного канала с dэ = 2h = 10 мм длиной l = 1 м -при турбулентном режиме и при Q N t = 1,0 K демонстрирует превосходство тепловых показателей опытных профилированных каналов над гладким в 1,6…2,3 раза.

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

Недостатком пластинчатых теплообменников с традиционной компоновкой профильных пластин с равновеликими выступами и впадинами ( r1 r2 = 1, рис. 2а) является одинаковая величина проходных сечений каналов s1 = s2 для разных по физическим свойствам и рабочим параметрам теплоносителей. Пластинчатые теплообменные аппараты с разными проходными сечениями для смежных теплоносителей можно создать при использовании профильной поверхности с разновеликими элементами рельефа ( r R < 1, 0,5( d1 + d2 ) < t, рис. 2б, в), или с промежуточными, установленными между теплоотдающими поверхностями, профильными пластинами-турбулизаторами с равновеликими выступами и впадинами (рис. 1б, в).

Исследования теплоаэродинамических характеристик пластинчатой поверхности с отношением сечений смежных каналов s2 s1 1,5 (при шахматной и коридорной схемах расположения элементов рельефа с r R = 2,5 15 ) показали существенное различие теплоотдачи и особенно сопротивления по обеим сторонам пластины в условиях соответствующего загромождения каналов с соотношением радиусов контактирующих участков сегментной ( r R = 2,5 15 ) и сфероидальной ( R r = 15 2,5 ) поверхности выступов (рис. 2б, в). Как видно из рис. 10, величина тепловой эффективности схем с разновеликими проходными сечениями ( R r = 15 2,5 ) смежных каналов превосходит эффективность соответствующих вариантов с равновеликими проходными сечениями: с шахматным (2 и 5) распо-ложением элементов рельефа (при Q N t > 1,17 K ), с коридорным (4 и 6) -(при Q N t > 0,24 K ) и сохраняет тенденцию роста при увеличении Q N t.

Уменьшение гидродинамического сопротивления в каналах с s2 s1 > 1 по одной из сторон пластинчатой поверхности при обеспечении приемлемого (из условия располагаемого перепада давления в тепло обменнике) сопротивления по другой её стороне, с учётом теплофизических свойств потоков, можно рассматривать как один из способов повышения энергетической эффективности опытной пластинчатой поверхности теплообмена при “прочих равных условиях”.

Использование компоновок пластинчатой поверхности с промежуточными профильными пластинами-турбулизаторами с равновеликими ( r 1 r2 = 1) элементами рельефа позволит существенно изменить отношение проходных сечений каналов для смежных теплоносителей ( s2 s1 > 1): в 2 раза при одном промежуточном листе, Рис. 10. Сравнение средней теплоотдачи и сопротивв 3 раза при двух листах ления ( Re = 5 103 ) (а) и тепловой эффективности f, h (рис. 1 а, б, в).

(б) отдельных вариантов пластинчатой поверхности с Интенсивное турбуравновеликой и неравновеликой штамповкой элеменлизирующее воздействие тов рельефа с шахматной (1, 2, 5) и коридорной (3, 4, 6) схемами расположения пластины снижает значения критических чисел Reкр, определяющих точки излома зависимостей Nu = f (Re) и границу смены режимов поперечного обтекания контактирующих элементов рельефа, по сравнению с обычной компоновкой поверхности. Видно (рис. 11), что протяжённость переходной области для теплоотдачи определяется глубиной штамповки сфероидальных элементов h: с уменьшением высоты канала турбулентный режим наступает позднее и переходная его область затягивается.

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

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

при Re = 158...8f, h Nu = 0,0275( h / tк )0,7 Re1,05 ;

f, h f, h при Re = 810...126f, h 0,Nu = 0,205 ( h / tк )0,7 Re ;

f, h f, h при Re = 158...126f, h -0,Eu = 0,476 ( h / tк )-0,5 L / tк Re.

f f, h Наблюдаемое во всём исследованном диапазоне изменения чисел Re отклонение опытных точек от обобщающих зависимостей не превышает ± 12 %.

Целесообразность использования компоновок поверхности в виде комбинироРис. 11. Зависимость протяжёнванных элементов, состоящих из профильности переходной области для ной и гладкой плоской пластин одинаковой теплоотдачи пластинчатой потолщины, предопределяет увеличение ком- верхности от глубины штамповки профильных элементов с пактности матрицы теплообменника, сникоридорным расположением жение затрат на изготовление и предReкр = f ( h ): 1 - обычная компоположительно высокий уровень теплоотновка (рис. 1 IIа); 2 - компоновка дачи на плоских пластинах вследствие турповерхности с одним промежуточбулизирующего влияния на поток теплоным профильным листом (рис. носителя контактирующих с плоской поIIб); 3 - компоновка поверхности верхностью сфероидальных выступов с двумя промежуточными просмежного листа с различными схемами фильными листами (рис. 1 IIв) расположения (рис. 2 I, IIд).

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

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

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

Представляет интерес сопоставление энергетической эффективности каналов указанных компоновок из плоских и профильных пластин с шахматной и коридорной схемами расположения элементов рельефа, приведенной в виде зависимостей Q F t = = f ( Q N t ) и Q V t = vF = = f ( Q N t ) (рис. 12).

Из рис. 12 видно, что в области переходного режима, соответствующей более высоким значениям коэффициента Q N t, изменяющегося в -пределах от 25,0 до 0,25 K, эффективность теплоотдачи каналов с коридорными выштамповками выше показателей однотипных компоновок с шахматной схемой (при Q N t = idem ), имеющих, как было отмечено, более высокое аэродинамическое сопротивление.

В пятой главе приведены результаты исследований конвективного теплообмена в поперечно обтекаемых пучках гладких и шероховатых труб одинакового диаметра d, в пучках труб разных диаметров d1 > d2, а также в пучках труб переменного сечения с различными геометрическими характеристиками и схемами расположения. Анализ известных из литературы и собственных данных по теплоаэродинамическим характеристикам поперечно обтекаемых пучков гладких труб позволил установить, что максимум тепловой эффективности наблюдается при значении угла ориентации пучка = = 0,66.

i к( д ) На основании комплексных тепловых характеристик Q F t = = = f ( Q N t ), рассчитанных для пучков труб с d = 11 мм и разной геометрией разбивки (квадратной с = 2,06 1,03 и треугольной с 1ш 2ш = 1,45 1,45 ), на рис. 13 приведена зависимость = ( - 1ш 2ш i o o коэффициент теплоотдачи шахматных пучков) от относительного угла ориентации трубчатой поверхности при различных значениях энергетическо-го коэффициента Q N t = 10,0, 1,0 и 0,1 K. Видно, что промежуточные схемы компоновки в обеих группах пучков оказываются более эффективными, чем шахматная и коридорная, и при =0,66 эффективность тепопт лоотдачи трубчатой поверхности может быть повышена в среднем на 10% Рис. 13. Зависимость относительных коэффициентов теплоотдачи = = f ( ) от относительного угла ориентации пучков труб с различной i =0o геометрией: а) s1 d = 2,06, s2 d = 1,03, б) s1 d = s2 d = 1,45, d = 11мм (шахматные -1 -1 -пучки); 1 - Q N t = 10,0 K ; 2 - Q N t = 1,0 K ; 3 - Q N t = 0,1 K по сравнению с шахматным и на 22% - по сравнению с коридорным расположением труб в пучках с 1,0 2,0 при Q N t = idem.

1ш 2ш В работе представлены результаты исследований локальных характе ристик теплоотдачи = f ( ) и коэффициента давления Cp = f ( ) на поверхности труб с d = 27 мм ( Re d1 = 5100 ) в малорядных модельных пучках с разными компоновками: = 0o (шахматная схема с = 2,0 1,0 ), 1ш 2ш = 15о и 30о (промежуточные), = 45o (коридорная схема с = = 1,414 ). При этом зависимость местного коэффициента теплоотда1к 2к чи = f ( ) и коэффициента давления Cp = f ( ) в глубинных рядах труб в пучках с = 15 и 30o характеризуется явно выраженными неравномерностью и ассиметрией, существенно отличается от “стандартных” характеристик шахматного ( = 0о ) и коридорного ( = 45о ) пучков и, в целом, определяет максимум среднего коэффициента теплоотдачи ( ) в благоприятных услоmax виях обтекания трубчатой поверхности при = 0,66 ( = 30о ).

Полученные зависимости позволяют заключить, что колебания давления, нестабильность вихревого течения и, как следствие, активизация обменных процессов переноса в рециркуляционных зонах межтрубного пространства в основном и определяют особенности механизма течения и эффект интенсификации теплоотдачи трубчатой поверхности при изменении её ориентации относительно направления потока.

Установлен ёный эффект интенсификации теплообмена в поперечно обтекаемых пучках Рис. 14. Влияние угла ориентации поверхгладких труб, обеспеченный опности теплообмена на относительные характимальной ориентацией и соб- теристики теплоотдачи и сопротивления: 1, 2 - опытная трубчатая поверхность (рис. 5);

людением рациональных гид3 - поверхность с цилиндрическими стержнеродинамических условий обтевыми рёбрами [1]; 4 - опытная пластинчатая кания, нашёл подтверждение в поверхность со сфероидальными элементами исследовании теплообмена на (рис. 4) при Red = 2 103 (1 - 3) и Reh = 5 103 (4) поверхности в виде коротких [1] Метцгер Д.Е., Фэн Ц.С., Хейли С.В. Влияние форстерженьковых цилиндрических мы и ориентации рёбер на характеристики теплотдачи и потери давления для поверхности теплообмена со рёбер с h d = 1, пучков труб с стерженьковыми рёбрами // Труды ASME. Энергетиразными наружными диаметраческие машины и установки.- 1984.- № 1.- С.158-164.

ми d1 > d2, пластинчатой поверхности теплообмена с двухсторонними сфероидальными выступами и впадинами (рис. 14). Связь между условиями обтекания при изменении угла ориентации и теплоаэродинамическими n характеристиками в виде уравнений подобия теплоотдачи Nu = a Re и сопротивления Eu = b Re-m поперечно обтекаемых пучков труб с d = 11 мм и относительной длиной l d = 10 и поверхности профилированных каналов пластинчатых теплообменников с низкими ( h = 5 мм, tш = 10 мм ) контактирующими сфероидальными выступами представлена на рис. 15 зависи мостями a = a i a o = f ( ), b =b i b o = f ( ) и n = F( ), m = F ( ). На рис. 16 приведена зависимость коэффициентов теплоотдачи = = f ( ) представленных пучков труб с = = 1,45 и поверх 1к 2к i o ности профилированных каналов с h = 5 мм (dэ = 2h ), tк = 14,14 мм, tк dэ = 1,414 от величины угла ориентации элементов соответствующих трубчатой и пластинчатой поверхностей при значении энергетического -коэффициента Q N t = 1,0 K. Как видно из рис.15, 16, значения a, b, m и n для каждой из сопоставляемых поверхностей близки, а ход кривых = f ( ) качественно одинаков, что выявляет сходство теплогидродинамических процессов и общность механизма переноса (в условиях внешней и внутренней задачи), обеспечивающих интенсификацию теплоотдачи.

Приведены результаты исследований теплоаэродинамических характеристик и тепловой эффективности пучков шероховатых труб диаметром Рис.15. Относительные коэффициенты a = a i a o и b = b i b o и показатели степени n и m в уравнениях подобия теплоотдачи Nu = a Ren и сопротивления Eu = bRe-m пучков труб и профилированных каналов пластинчатых теплообменников с квадратной схемой разбивки труб ( s d = 16 11 = 1,45 ) и сфероидальных выступов и впадин (t d = 14,14 10 = 1,414 ; dэ = 2h ) в зависимости от угла ориентации = э i o 11 мм с элементами рельефа в виде коротких продольных треугольных рёбер - шлицев (рис.

5г) в условиях изменения ориентации трубчатой поверхности относительно потока. Из результатов исследования пучков труб с шероховатостью и углами ориентации = 0 и 0,66, а также базового гладкотрубного шахматного пучка ( = 0 ), в виде характеристик Q F t = = = f ( Q N t ) следует, что при Рис.16. Зависимость относительных коэффивеличине энергетического коциентов теплоотдачи = = f ( ) i o -эффициента Q N t = 79,5 K пучков труб (1) и профилированных каналов (небольшие массовые скорости) пластинчатых теплообменников (2) от угла -эффективность шахматного ориентации = при Q N t = 1,0 K ; i o гладкотрубного пучка выше - s1к d = s2к d = 16 11= 1,45 (рис. 13а, кр. 2); 2 - эффективности шахматного h = 5 мм, tк = 14,14 мм ( t dэ 1,414 ) (рис. 9а, пучка шероховатых труб с = кр. 3) при = var в 1,24 раза, а пучка шероховатых труб с = 0,66 - в 1,15 раза. При этом пучок шероховатых труб с углом ориентации = 0,66 эффективнее шахматного пучка шероховатых труб -( = 0 ) в 1,09 раза. При Q N t = 0,2 K шахматный пучок шероховатых труб эффективнее шахматного пучка гладких труб в 1,48 раза, а пучок шероховатых труб с = 0,66 - в 1,43 раза. Представленные результаты и анализ литературных источников подтвердили различие в механизме интенсификации теплоотдачи в поперечно обтекаемых пучках гладких и шероховатых труб.

В главе рассмотрена также задача интенсификации теплообмена в симметричном коридорном пучке 1,451,45 гладких труб диаметром dпри введении в него гладких цилиндрических турбулизирующих стержней диаметром d2 < d1 (рис.6). Динамика изменения теплоаэродинамических характеристик исследованных пучков со стержнями показана на рис. 17 в виде зависимостей Nui Nuк.п и Eu i Eu к.п от параметра d2 d1 при различных значениях числа Red1. Введение стержней создаёт более благоприятные гидродинамические условия обтекания и изменяет характеристики теплоотдающей поверхности. Уравнение подобия имеет вид Nu = a Ren, где в диапазоне d2 d1 = 0,109...0,409 и 6,3 102 Re 1a = -0,1593+ 9,2251( d2 / d1 )- 55,716( d2 / d1 )2 + 139,82( d2 / d1 )3 - 115,74( d2 / d1 )4 ;

n = 0,65545 - 0,0838( d2 / d1 ) - 0,0019( d2 / d1 )2 + 3,2( d2 / d1 )3 - 8,57( d2 / d1 )4.

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

Уравнение подобия Eu=bRe-m при 0,109 d2 d1 0,409 имеет следующие значения b и m:

при 4 102 < Re < Reкр b = 307,126 ( d2 d1 ) + 30,915 ;

m = 0,252 ( d2 d1 ) + 0,082 ;

при Reкр < Re < 1b = 420,5( d2 d1 )0,57 ;

m = 0,3( d2 d1 )0,21.

Расчёт характеристик Q F t = = = f (Q N t ) по результатам Рис. 17. Динамика изменения теплоисследований теплообмена в бааэродинамических характеристик коридорзовом пучке с турбулизирующиного пучка 1,45 1,45 при использовании в ми стержнями позволил опреего компоновке турбулизирующих стержнеделить значения относительных вых элементов (рис. 6б) ( d2 d1 = var ); 1 - коэффициентов теплоотдачи 3 Red1 = 1,2 10 ; 2 - Red1 = = / ( - коэффициент i к.п i теплоотдачи опытных вариантов поверхности, - коэффициент теплок.п отдачи базового коридорного пучка) в зависимости от величины параметра d2 d1 при различных значениях энергетического коэффициента Q N t (рис. 18). С увеличением параметра d2 d1 тепловая эффективность симметричного коридорного пучка в диапазоне изменения энергетического коэф-фициента Q / N t 1,0...40,0 K возрастает, приобретая наибольшие -значения = 1,17 при Q / N t = 11,2 K (кривая 1) и = 1,145 при -Q / N t = 1,0 K (кривая 2), соответствующие поверхности со стержнями диаметром d = 4,5 мм ( d2 d1 = 0,409 ). С увеличением скорости потока максимум эффективности достигается в соответствующем коридорном пучке с турбулизирующими стержнями диаметром d2 = 3 мм -(d2 d1 = 0,272 ): = 1,183 при Q / N t = 0,1 K (кривая 3).

Анализ тепловой эффективности вариантов базового коридорного пучка с “разреженными” (нечётной, чётной и смешанной) схемами размещения (рис. 6д, е, ж) турбулизирующих стержней диаметрами d2 = 1,6 и 4,5мм показал, что при уменьшении аэродинамического сопротивления указанных вариантов поверхРис. 18. Зависимость = = f ( d2 d1 ):

i к.п ности по сравнению с вариан-1 -1 - Q N t = 11,2 K ; 2 - Q N t = 1,0 K ;

тами последовательного рас-3 - Q N t = 0,1 K положения стержней в каждой ячейке трубчатой поверхности одновременно наблюдается существенное (особенно для поверхности со стержнями большего диаметра d2 = 4,5 мм ) уменьшение коэффициента теплоотдачи и, как следствие, снижение энергетической эффективности испытанных компоновок. По сравнению с эффективностью базового коридорного пучка 1,451,45 поверхности с “разреженными” схемами размещения стержней-турбулизаторов всё же являются более выгодными.

Результаты исследования теплообменников с различной компоновкой комбинированных трубных пучков с d1 > d2 представлены на рис. 19а, где приведены значения относительных коэффициентов теплоотдачи = / i о (здесь - коэффициент теплоотдачи комбинированной поверхности с уго Рис. 19. Зависимость относительного коэффициента теплоотдачи от относительного угла ориентации комбинированной поверхности труб разных диаметров dи d2 = f ( ). а) - = f (, Q N t ) : =, = ;

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

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

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

max Вместе с тем, на рис. 19б представлена другая интерпретация зависимости = f (, Q N t ), в которой аргументом является относительный угол ориентации поверхности для труб разных диаметров d1 = 11 мм и o d2 = 6 мм : = (угол ориентации о ( d1 d2 ) = 0 соответстd d i о ( d d ) 1 2 1 вует треугольной (шахматной) схеме расположения в пучке труб большего d1 и меньшего d2 диаметров (рис. 7а, в)). Видно, что с уменьшением Q/ N t -от 11,2 до 0,1 K (с увеличением массовой скорости потока) эффективность теплоотдачи поверхности коридорного пучка с линейной схемой чередующихся труб большего d1 и меньшего d2 диаметров с = 1,0 (45о ), d1 dкак и близкого к нему по условиям обтекания поверхности пучка труб с - = 0,66 (30о ), возрастает. При Q / N t = 0,1 K = =45o =0o = 1,02, а d1 d = =30o =0o = 1,09, что в представленном “зеркальном ” плане угла max ориентации демонстрирует, как и для пучков труб одинакового диаметра d = 11 мм (рис. 13), максимум тепловой эффективности комбинированной поверхности при = 0,66 (30о ).

max опт Тепловая эффективность комбинированной поверхности пучков труб разных диаметров существенно выше, чем у базового коридорного пучка / = 1,38 при 1,451,45 (рис. 20): = / = 1,393 и = =45o к.п =30o к.п -Q / N t = 11,2 K (кривая 1); = / = 1,43 и = / = 1,32 при =15o к.п =45o к.п -Q / N t = 0,1 K (кривая 3), а также превосходит эффективность поверхности равнокомпактного коридорного пучка труб с d = 11 мм 1,17 1,17, расчётные характеристики которого определялись по обобщённым уравнениям теплоотдачи и сопротивления “Нормативных методов расчёта котельных установок”: при -Q / N t = 11,2 K величина = =30o к.п 1,17 1,17 = 1,19 и / = =45o / = 1,17.

к.п 1,17 1, Из результатов сравнения объёмных характеристик Q / V t = = f ( Q / N t ) комбинированной поверхности пучка труб с d1 = 11 мм и d2 = 6 мм с углом ориРис. 20. Сравнение тепловой эффективентации = 45o и поверхности ба- ности пучков труб разных диаметров d1 = 11 мм и d2 = 6 мм с эффективностью зового коридорного пучка труб базового коридорного пучка 1,45 1,45 :

диаметром d = 11 мм, имеющих = = f (,Q N t ), различную величину коэффициентов 1,45 1,45 d i -компактности ( fкомб = 208,6 м2 м3 и = ; 1 - Q N t = 11,2 K, d i о d 1 -1 -2 - f1,451,45 = 135 м2 м3 ), следует, что Q N t = 1,0 K, 3 - Q N t = 0,1 K замена обычного коридорного пучка 1,45 1,45 пучком с опытной комбинированной поверхностью позволяет прогнозировать уменьшение объёма матрицы теплообменника вдвое.

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

Схема расположения поперечно обтекаемых потоком газа труб пучка с геометрическим параметром d2 d1 = 9 16 0,56, практически одинаковым с опытным ( d2 d1 = 6 11 0,55 ), соответствовала экспериментально установленному оптимальному углу ориентации комбинированной трубчатой поверхности = 0,66 (рис. 7а, в, 19, 21а).

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

Сравнение приведенных на рис. 21б объёмных Q V = f (Vг ) характеристик расчётного конструктивного ряда теплообменников (кривая 1) с характеристиками подогревателей EV VI - 1, EV VII - 1, EV VIII - 1 (кривая 2) (при одинаковых номинальных расходах газа Vг = 104, 2 104 и 3104 нм3 час, характерных для выпускаемых АГРС) показывает возможность существенного (более чем в 1,5 раза) сокращения объёмных характеристик теплообменных аппаратов при использовании в них комбинированных пучков труб с разными диаметрами d1 > d2, что в дос таточной мере отвечает условиям жёстких габаритных ограничений, предъявляемых к подогревателям подобного типа на АГРС.

Тепловые комплексные характеристики комбинированного пучка труб с d1 = 11 мм и d2 = 8 мм с линейной (коридорной) схемой их расположения (рис.7б) показывают его преимущество по тепловой эффективности во всём диапазоне изменения коэффициента -Q / N t = 0,1...40,0 K в сравнении с обычным симметричным коридорным пучком 1,451,45 с такими же межтрубными зазорами = 5 мм :

= комб. к.п 1,451,45 = 1,15 при / -Q / N t = 11,2 K ; = 1,216 при -Q / N t = 1,0 K ; = 1,28 при -Q / N t = 0,1 K.

Значительная часть работы связана с исследованиями теплообмена и аэродинамического сопротивления поперечно обтекаемых потоком воздуха при Red уз = ( 0,1...7,0 ) 10 симметричных коридорных пучков гладких труб переменного сечения с поверхностью различной формы: разновеликой цилиндриРис. 21. Схема подогревателя и разбивки его ческой, конической, коническотрубной доски при Vг = 10000 нм3 час (а); сравцилиндрической (рис. 3 б, в, г).

нение тепловых объёмных характеристик поПолученные данные покадогревателей природного газа Q V = f (Vг ): 1 – зывают, что с повышением расчётные варианты, 2 – подогреватели типа плотности компоновки (с EV (РМГ-ГАЗЕЛАН) [2] (б) [2] РМГ - Справочное пособие. - Кассель, Германия:

уменьшением межтрубных зазоИзд. 10 - е, 1995. - 244 с.

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

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

Сравнение энергетической эффективности исследованных вариантов в виде комплексных характеристик Q F t = = f ( Q N t ) (рис.22) показывает динамику изменения относительного коэффициента теплоотдачи = / пучков труб переменного сечения с цилиндрической (криi 1,451,вая 1), конической (кривая 2) и коническо-цилиндрической поверхностью (кривая 3) в зависимости от условного относительного шага разбивки s dпри различных значениях энергетического коэффициента Q N t = 10,0 ; 1,-и 0,1 K ( - коэффициент теплоотдачи соответствующих опытных пучков i труб с различной конфигурацией; 1,451,45 - коэффициент теплоотдачи базового коридорного пучка 1,451,45 труб с d = 11 мм ).

Как видим, для пучков цилиндрических труб максимум тепловой эффективности, соответствующий величине шага s d1 = 1,18, сохраняется во всём интервале изменения энергетического коэффициента -Q N t = 10,0...0,1 K (кривая 1). Эффективность теплоотдачи для пучков труб с ко- Рис. 22. Динамика изменения зависимости = = i 1,451,нической и коничес- = f ( s d1 ; Q N t ) пучков труб переменного сечения с цико-цилиндрической линдрической (1), конической (2) и коническоцилиндрической (3) формой поверхности поверхностью -(кривые 2, 3) при небольших массовых скоростях потока (Q N t = 10,0 K ) меньше, чем эффективность пучков цилиндрических труб (кривая 1), однако с увеличением скорости теплоносителя и плотности компоновки (при -Q N t = 1,0 и 0,1 K ) она существенно возрастает. Более заметный рост относительного коэффициента теплоотдачи поверхности пучков конических и коническо-цилиндрических труб по сравнению с пучками цилиндрических является, на наш взгляд, результатом дополнительной турбулизации потока при его взаимодействии с трубчатой поверхностью сложной формы и активизации теплообмена в межтрубных рециркуляционных зонах при увеличении массовой скорости.

По результатам исследований опытных теплообменников рассчитаны характеристики эффективности для наиболее рациональных вариантов гладкотрубной поверхности Q F t = = f ( Q N t ), Q G t = gF = f (Q N t ) и Q V t = vF = f ( Q N t ).

На основании указанных характеристик интенсифицированных трубчатых по- Рис. 23. Относительные тепловые, массовые i верхностей 2 - 10 и поверх( gF )i и объёмные ( vF )i показатели опытных ности базового коридорнопучков 2 - 10 труб с различной формой и геометриго пучка 1 (1,451,45) труб ей: 1 - коридорный пучок 1,45 1,45 труб с с d = 11 мм, показатели коd = 11 мм, = 1,0 ; 2 - шахматный пучок 2,06 1,торого и в этом случае притруб с d = 11 мм, = 0 ; 3 - пучок труб с d = 11 мм, няты в качестве масштаба = 0,66 - рис. 5а, в; 4 - коридорный пучок цилиндотнесения, на рис. 23 прирических труб с разновеликими участками поверхведены относительные теп- ности с d1 d2 = 11 8, s1 = s2 = 13 мм - рис. 3 б; 5 – ловые =, массовые коридорный пучок коническо-цилиндрических труб i i с d1 d2 = 11 8, s1 = s2 = 13 мм - рис. 3 г; 6 – кори( gF )i =( gF )i ( gF )1 и дорный пучок конических труб с d1 d2 = 11 8, объёмные ( vF )i =s1 = s2 = 13 мм - рис. 3 в; 7 - пучок труб разных диа=( vF )i ( vF )1 показатели метров d1 = 11 мм и d2 = 8 мм - рис. 7 б; 8 - корисопоставляемых трубчатых дорный пучок 1,45 1,45 труб с d1 = 11 мм с поверхностей при значении турбулизирующими стержнями с d2 = 3 мм - рис. 6 б;

энергетического коэффици9 - шахматный пучок труб разных диаметров -ента Q N t = 1,0 K (здесь d1 = 11 мм и d2 = 6 мм, = 1,0 - рис. 7 а; 10 - пуdi = 2 - 10 – номера рассматчок труб разных диаметров d1 = 11 мм и d2 = 6 мм, риваемых пучков труб с = 0,33 - рис. 7а, в d различной формой). Из рис. 23 следует, что эффективность теплоотдачи базового пучка 1 с коридорной (линейной) схемой расположения труб, может быть повышена путём изменения угла и реализации при этом схемы расположения труб в пучке, обеспечивающей более благоприятные условия обтекания. При этом повышение тепловой эффективности поверхности может составить при данных условиях примерно 15%, как в шахматном пучке 2 с = 0, или 26%, как в пучке 3 с = 0,66. Применение стержнейш опт турбулизаторов диаметром d2 = 3 мм (пучок 8) повышает теплосъём с поверхности базового коридорного пучка 1 в условиях изменения характера обтекания потоком труб с d1 = 11 мм и увеличения коэффициента теплоотдачи 1,15 до уровня относительного коэффициента теплоотдачи поверхности шахматного пучка 2 с = 1,15. Наблюдаемая при этом трансформация поверхности пучка 8 подобна применению шахматного пучка 9 труб разных диаметров d1 = 11 мм и d2 = 6 мм.

Показатели тепловой эффективности коридорных пучков труб переменного сечения с цилиндрической 4, коническо-цилиндрической 5 и конической 6 поверхностями при s d1 = 1,18 существенно выше характеристик более свободного пучка 1 с s d1 = 1,45. При этом относительный коэффициент теплоотдачи = 1,25 пучка конических труб несколько меньше, чем относительный коэффициент теплоотдачи пучков цилиндрических (4) и коническо-цилиндрических (5) труб = = 1,3. Среди пучков 4 - 6 наи4 больший теплосъём с единицы объёма соответствует пучку 4:

( vF )4 = 1,74, ( vF )5 = 1,688, ( vF )6 = 1,629, а теплосъём с единицы массы пучка 4 ( gF )4 = 1,413 - наибольший среди всех сопоставляемых поверхностей 2 - 10.

Пучки 9 и 10 труб с d1 = 11 мм и d2 = 6 мм с разными схемами расположения, обусловленными величиной угла, имеют наибольшую плотность компоновки с коэффициентом компактности f = 208,6 м2 м3. При этом = 1,34, = 1,38. Теплосъём с единицы объёма пучков 9 и 10 - наи9 больший среди поверхностей 2 - 10: ( vF )9 = 2,06, ( vF )10 = 2,1. Теплосъём с единицы массы этих пучков несколько меньше массовой характеристики пучка 4 разновеликих цилиндрических труб: ( gF )4 = 1,413, ( gF )9 = 1,37, ( gF )10 = 1,41.

Показатели эффективности пучка 7, составленного из труб разных диаметров d1 = 11 мм и d2 = 8 мм, имеющего одинаковые с базовым пучком межтрубные зазоры и плотность компоновки ( vF 1 vF 7 ), заметно превосходят характеристики последнего: = 1,216 ; ( vF )7 = 1,2 ;

( g )7 = 1,23.

F Для выявления механизмов, улучшающих теплообмен в диапазоне Reуз = (0,9...6,0 )104, были проведены исследования местного коэффициента теплоотдачи = f ( ) и распределения коэффициента давления Cp = f ( ) на поверхности цилиндрических труб переменного и, для сравнения, постоянного поперечного сечения в малорядных модельных пучках, соответствующих условиям приближённого моделирования (рис.8). Были также получены значения местного коэффициента теплоотдачи и распределения коэффициента давления на поверхности одиночных цилиндров из латуни и оргстекла постоянного диаметра d1 и переменного с разновеликими участками ( d1 d2 > 1 ), а также их пар, расположенных в незагромождённом канале сечением 100127,4 мм при поперечном обтекании воздухом с числом Re d1 = 5100, соответствующим развитому режиму течения. Некоторые результаты указанных исследований показаны на рис. 24, 25.

Сопоставление и анализ локальных теплоаэродинамических характеристик опытных коридорных пучков труб и отдельных одиночных и сдвоенных трубчатых элементов позволили уточнить особенности механизма интенсификации теплообмена и обосновать возможность повышения тепловой эффективности поверхности при использовании профильных труб переменного сечения. Известно, что интенсивность теплоотдачи в значительной мере определяется скоростью рециркуляционного течения, развивающегося вблизи поверхности труб. При поперечном обтекании пучка труб с разновеликими цилиндрическими участками ( d1 d2 > 1) реализуется положительный гидродинамический эффект взаимодействия потока с элементами трубчатой поверхности, при котором при определённом угле его отрыва от кормовой части труб меньшего диаметра d2 точке присоединения потока (точке соударения) на поверхности лобовой части труб большего диаметра d1 соответствует меньший по величине (по сравнению с пучками труб одинакового диаметра) угол присоединения. В результате кормовая и лобовая рециркуляционные зоны сокращаются, что способствует усилению циркуляции жидкости в вихре, снижению сопротивления и повышению интенсивности теплоотдачи поверхности в пространстве между цилиндрическими элементами с меньшим d2 и большим d1 диаметрами.

При этом теплообмен в области рециркуляции определяется высокотурбулентным течением, связанным с перемещением крупномасштабных вихревых структур из зоны присоединения потока в лобовой части труб и последующим их взаимодействием с поверхностью кормовой части впереди стоящих труб, а также непосредственным контактом со сдвиговым (отрывным) слоем и внешним потоком между смежными продольными трубными рядами. Одновременно в зоне между участком трубы большего d1 и участком последующей трубы меньшего d2 диаметра, находящемся в полосе аэродинамического следа, интенсивность циркуляции поддерживается путём изменения градиента скорости течения, вектор Рис. 24. Распределение местной теплоотдачи = f( ) и коэффициента давления Cp = f ' ( ) в глубинных рядах коридорных пучков труб постоянного и переменного сечения Рис. 25. Распределение коэффициента давления Cp = f ' ( ) по периметру труб переменного сечения в глубинных рядах коридорного пучка которой смещается в сторону диагонального сечения между двумя трубами с участками меньшего диаметра d2, реализуя в некоторой мере особенности обтекания труб в пучке с условной треугольной (шахматной) схемой расположения. Это подтверждается также ассиметричной картиной распределения коэффициента давления по периметру участков трубы с разными диаметрами и более высокими значениями среднего коэффициента теплоотдачи для участков трубы с меньшим диаметром. При этом динамика изменения коэффициента давления на поверхности перехода между серединой каждого из цилиндрических участков разных диаметров представляет сложный и неоднозначный характер зависимостей Cp = f ( ) как для разных по глубине пучка рядов труб, так и для различных по высоте трубы точек 1 - 9 отбора давления (рис. 25). Полученная картина распределения коэффициента давления Ср демонстрирует наличие в потоке переменных полей давления, вызывающих направленное действие вторичных течений на границе потока и теплоотдающих стенок. Изменение ориентации вектора скорости течения и градиента давления по высоте и глубине пучка в межтрубном пространстве с чередующимися в трёх направлениях разновеликими цилиндрическими участками поверхности активизирует периодические отрывные вихревые явления и при росте пульсационных составляющих скорости (особенно поперечной) и температуры способствует непрерывному обмену вещества, импульса и энергии между циркуляционной зоной и основным потоком в межтрубных каналах и интенсификации теплоотдачи.

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

Из рис. 26 следует, что средний коэффициент теплоотдачи в пучке труб переменного сечения с d1 d2 = 27 19,6 в исследованном диапазоне чисел Re на 11% выше, чем коэффициент теплоотдачи пучка 2 труб постоянного сечения с d = 27 мм с более узкими межтрубными зазорами и более плотной компоновкой. При величине отношения живого сечения опытных пучков S1 S2 = 1,76 и одинаковых межтрубных расстояниях сопротивление пучков представляет собой соотношение Eu1 Eu2 = 0,78 (рис. 27).

Полученные данные по местным коэффициентам теплоотдачи и распределению давления по периметру цилиндрических труб переменного и постоянного сечения в симметричных коридорных пучках, а также Рис. 26. Сопоставление средней теплоотдачи пучков 1,18 1,18 гладких труб на основе методов полного и локального моделирования Рис. 27. Аэродинамическое сопротивление опытных модельных пучков труб постоянного (2) с d = 27 мм и переменного (1) с d1 = 27 мм и d2 = 19,6 мм сечения при t = const (1, 2 – эксперимент, 3 – расчёт по [3]) f [3] Кузнецов Н.В., Шербаков А.З., Титова Е.Я. Новые расчётные формулы для аэродинамического сопротивления поперечно обтекаемых пучков труб// Теплоэнергетика.- 1954.- № 9.- С. 27-установленные на их основе уравнения подобия теплоотдачи и сопротивления показывают возможность существенной интенсификации теплообмена при использовании пучков труб переменного сечения с разновеликими цилиндрическими участками, обусловленной активизацией процессов переноса в рециркуляционных зонах межтрубного пространства.

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

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

3. Исследованы варианты компоновок профильных пластин с внутриканальными пластинами-турбулизаторами и с плоско-профильными теплоотдающими элементами, позволяющие улучшить эксплуатационные и массогабаритные показатели пластинчатых теплообменников.

4. Показана возможность применения межтрубных круглых цилиндрических стержней-турбулизаторов диаметром d2 для интенсификации теплоотдачи поверхности коридорного пучка труб с d1 > d2. Установлено, что при d2 d1 = 0,27 энергетическая эффективность пучка 1,451,45 увеличивается на 18 %. Обосновано применение высококомпактных комбинированных пучков труб разных диаметров (d1 > d2 ) с различными схемами их расположения.

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

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

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

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

Основное содержание диссертации отражено в следующих работах:

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

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

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

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

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

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

11. В.Т.Буглаев, А.А.Анисин, А.К.Анисин. Трубчатый теплообменник / Патент на изобретение РФ № 2206850 // БИ. – 2003. – №17.

12. А.А.Анисин. Трубчатый теплообменник / Патент на изобретение РФ № 2350873 // БИ. – 2009. – №9.

13. Буглаев В.Т., Анисин А.К., Анисин А.А. Повышение эффективности компоновок пластинчатой поверхности теплообмена с двухсторонними сфероидальными элементами // Физические процессы и явления, происходящие в теплоэнергетических установках. Сборник научных трудов. – Брянск: Изд-во БГТУ. – 1997. – С.30–41. (0,75/0,25 п.л.) 14. Анисин А.А., Буглаев В.Т. Тепловая эффективность компоновок пластинчатой поверхности с каналами различной геометрической формы // Некоторые результаты совершенствования работы теплоэнергоустановок. Сборник научных трудов. - Брянск: Изд-во БГТУ. – 1998. – С.14–27. (0,87/0,43 п.л.) 15. Анисин А.К., Анисин А.А., Буглаев В.Т. Интенсификация процесса теплоотдачи в каналах трубчатых теплообменных аппаратов // Некоторые результаты совершенствования работы теплоэнергоустановок. Сборник научных трудов. – Брянск: Изд-во БГТУ. – 1998. – С. 4–13. (0,62/0,2 п.л.) 16. Анисин А.А., Анисин А.К., Буглаев В.Т. Эффективность теплоотдачи при поперечном обтекании пучков с использованием в схеме их компоновки труб разных диаметров // Исследование элементов теплоэнергетических установок. Сборник научных трудов. - Брянск: Изд-во БГТУ. – 1999. – С.107–120. (1,18/0,39 п.л.) 17. Буглаев В.Т., Анисин А.А. Интенсификация теплообмена при поперечном обтекании коридорного пучка труб с различными схемами размещения в его ячейках турбулизирующих стержней // Интенсификация работы теплоэнергетических установок. Сборник научных трудов. – Брянск: Изд-во БГТУ. – 2000. – С.9–20.

(0,75/0,37 п.л.) 18. Анисин А.А. Интенсификация процесса теплоотдачи в каналах пластинчатых теплообменных аппаратов: Тез. докл. Междунар. науч.-техн. конф. “Повышение эффективности теплообменных процессов и систем”. – Вологда: Изд-во ВоПИ. – 1998. – С. 44 – 48. (0,31/0,31 п.л.) 19. Буглаев В.Т., Анисин А.А. Оптимизация теплогидродинамических характеристик работы аппаратов энергоустановок // Проблемы повышения качества промышленной продукции. – Брянск: Изд-во БГТУ. – 1998. – С. 3 - 4. (0,125/0,06 п.л.) 20. Анисин А.А. Интенсификация конвективного теплообмена при поперечном обтекании газовым потоком трубчатых поверхностей // Труды XIII Школысеминара молодых учёных и специалистов под руководством академика РАН А.И.Леонтьева. – М: Изд-во МЭИ, 2001. – Т.2. – С. 361–365. (0,58/0,58 п.л.) 21. Анисин А.А., Буглаев В.Т. Пути повышения эффективности трубчатых теплообменных аппаратов // Тез. докл. Междунар. науч.-техн. конф. “Качество машин”- Брянск: Изд-во БГТУ. – 2001. – С. 67. (0,06/0,03 п.л.) 22. Буглаев В.Т., Анисин А.А., Анисин А.К. Влияние на эффективность теплообмена расположения и геометрии гладкой трубчатой поверхности при поперечном обтекании теплоносителями // Труды III Российской национальной конференции по теплообмену. – М: Изд-во МЭИ, 2002. – Т. 6. – С. 57–61.

(0,62/0,2 п.л.) 23. Буглаев В.Т., Анисин А.А., Анисин А.К. Теплоотдача и аэродинамическое сопротивление поперечно обтекаемых пучков гладких труб с различной геометрией поверхности // Труды IV Минского международного форума по тепло - и массообмену. – Минск, 2004. – Т. 1. – С. 39–40 (текст доклада на СD - 7 с.).

(0,43/0,14 п.л.) 24. Анисин А.А. Теплоотдача и аэродинамическое сопротивление поперечно обтекаемых коридорных пучков гладких труб со сложной конфигурацией // Труды XV Школы-семинара молодых учёных и специалистов под руководством академика РАН А.И.Леонтьева. – М. : Изд-во МЭИ, 2005. – Т.2. – С. 129–132. (0,46/0,46 п.л.) 25. Анисин А.А. Теплоотдача и аэродинамическое сопротивление поперечно обтекаемых коридорных пучков гладких труб с поверхностью различной формы // Труды IV Российской национальной конференции по теплообмену. – М: Изд-во МЭИ, 2006. – Т. 6. – С. 150–153. (0,5/0,5 п.л.) 26. Анисин А.А. Сравнение эффективности теплоотдачи поперечно обтекаемых потоком воздуха симметричных коридорных пучков труб переменного сечения с различной конфигурацией // Труды XVI Школы-семинара молодых учёных и специалистов под руководством академика РАН А.И.Леонтьева. – М: Изд-во МЭИ, 2007. – Т.2. – С. 353–357. (0,62/0,62 п.л.) 27. Анисин А.А. Эффективность теплоотдачи поперечно обтекаемых симметричных коридорных пучков труб переменного сечения с различной конфигурацией // Труды V Минского международного форума по тепло - и массообмену. – Минск, 2008. – Т. 1. – С. 56–61 (текст доклада на СD - 14 с.). (0,87/0,87 п.л.) 28. Анисин А.А. Сравнительный анализ эффективности поперечно обтекаемой трубчатой поверхности с различной формой и геометрией // Труды XVII Школысеминара молодых учёных и специалистов под руководством академика РАН А.И.Леонтьева. – М: Изд-во МЭИ, 2009. – Т.1. – С. 276 – 279. (0,46/0,46 п.л.)







© 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.