Содержание к диссертации
Введение
1. Анализ исследований по теплообмену оребренных труб и пучков в условиях свободной конвекции 12
1 1. Обзор конструкций АВО и компоновочных характеристик оребренных трубных пучков теплообменных секций 12
1.2. Анализ исследований свободно-конвективного теплообмена на трубах с поперечными круглыми ребрами 16
1.3. Обзор исследований свободно-конвективного теплообмена в гладкогрубных пучках 22
1.4. Анализ методик расчета теплообмена излучением оребренных труб и пучков 27
1.5. Постановка задачи и программа исследований свободно-конвективного теплообмена оребренных пучков АВО 33
2. Методика экспериментального исследования 36
2Л. Описание экспериментальной установки 36
2.2. Конструкция оребренной трубы-калориметра 37
2.3. Методика и порядок проведения опытов 43
2.4. Методика обработки опытных данных 44
2.5- Оценка погрешности эксперимента 48
2.6. Тарировочные опыты по теплоотдаче 56
3. Уточненная методика определения теплового потока излучением круглоребристых труб и пучков 58
3.1. Расчет теплообмена излучением одиночной оребренной трубы... 58
3.2. Экспериментальное определение эффективной степени
черноты одиночной оребренной грубы 64
3,3, Расчет теплообмена излучением трубных пучков 68
А. Результаты экспериментального исследования свободно-конвективной теплоотдачи пучков аво из труб с накатными ребрами 79
4.1. Одиночная оребренная труба 79
4-2- Однорядные пучки 82
4.3. Двухрядные шахматные равносторонние пучки 88
4.4, Трехрядные шахматные равносторонние пучки 100
4.5. Четырехрядные шахматные равносторонние пучки 110
4.6, Пятирядный шахматный равносторонний пучок 120
47- Исследование влияния продольного шага труб на среднюю теплоотдачу пучка 124
4.8. Исследование влияния наклона продольной оси пучка на среднюю теплоотдачу 128
4Г9Г Исследование влияния установки диффузора и конфузора на среднюю теплоотдачу пучка 131
4,10, Исследование теплоотдачи пучков из труб
с повышенным коэффициентом оребрения і 36
5. Анализ и обобщение полученных данных по свободно-конвективному теплообмену в пучках ребренных труб 141
5.1. Порядная теплоотдача 141
5.2, Средняя теплоотдача 147
Заключение и основные научные результаты 158
Литература
- Анализ исследований свободно-конвективного теплообмена на трубах с поперечными круглыми ребрами
- Методика и порядок проведения опытов
- Двухрядные шахматные равносторонние пучки
- Исследование влияния наклона продольной оси пучка на среднюю теплоотдачу
Введение к работе
В энергетике находят все большее применение воздухоохлаждаемые конденсаторы водяного пара, воздушные холодильники циркуляционной воды и масла турбоагрегатов и газотурбинных установок. Особенно это направление актуально для регионов с ограниченными запасами пресной технической воды. Применение воздушного охлаждения также перспективно в схемах аварийного расхолаживания ядерных реакторов.
Современное состояние экономики страны таково, что на первый план выдвигается проблема энергосбережения на всех участках хозяйственной деятельности. Потенциал энергосбережения, имеющийся на настоящий момент в России, просто огромен и оценивается в 46G...540 млн, т. у. т,, то есть примерно в половину суммарного потребления первичных топливно-энергетических ресурсов в стране за 1995 г [1]. По оценкам российских экспертов, от четверти до трети этого потенциала может быть реализовано в результате осуществления незатратных или малозатратных мероприятий.
Ряд таких мероприятий должен быть направлен на применение энергосберегающих режимов эксплуатации установок воздушного охлаждения, экономичность работы которых главным образом зависит от величины потребляемой электроэнергии на привод вентиляторов охлаждающего воздуха,
В качестве охлаждающего агента для отвода теплоты в технологических процессах, а также от охлаждаемого оборудования до середины 70-х годов в большинстве случаев использовалась пресная вода. Потребление воды промышленностью на цели охлаждения непрерывно увеличивалось, что заметно обострило экологическую обстановку из-за повышения температуры воды в природных водоемах и уменьшения в них содержания кислорода, а также из-за химических загрязнений охлаждаемыми продуктами вследствие разуплотнения теплообменников водяного охлаждения или залповыми загрязнениями в аварийных ситуациях.
Кардинальным решением проблемы сокращения водопотребления в промышленности является замена воды, как рабочего охлаждающего агента, более доступным и дешевым агентом - воздухом. Пракгическая реализация этой идеи оказалась возможной благодаря разработке и внедрению в производство рекуперативных поверхностных аппаратов воздушного охлаждения (АВО) прежде всего в нефтеперерабатывающую и нефтехимическую промышленность. Потребление воды в этих отраслях сократилось на 80..,90% [2], и в настоящее время трудно представить работу заводов по нефтепереработке, оргсинтезу, производству соды и минеральных удобрений без АВО.
Анализ современного состояния энергетики мира [3] показывает, что в структуре мирового снабжения первичными топливно-энергетическими ресурсами (ТЭР) доля нефтяного топлива снижается при одновременном увеличении доли природного газа. За последние 20 лет мировая добыча газа возросла почти вдвое и в 1996 г. достигла 2,3 трлн, м\ из которых более четверти приходится на Россию. От общего объема энергетического сырья, добываемого в нашей стране, на долю газа в настоящее время приходится около 30% [4], а на 2050 г. намечается увеличение до 50%, что вызовет рост газотранспортных магистралей, возрастет количество газоперекачивающих компрессорных станций и потребляемой мощности.
АВО получили исключительное применение на компрессорных станциях магистральных газопроводов [5] вследствие своих преимуществ перед другими типами теплообменных аппаратов: не требуют размещения станций вблизи источников водоснабжения, нет необходимости в дополнительной подготовке энергоносителей, надежны в эксплуатации, обладают экологической ЧИСТОТОЙ, ИМеЮТ ПрОСТЫе СХЄМЬІ ПОДКЛЮЧЄНИЯ.
В последнем десятилетии нашего века системы воздушною охлаждения начинают получать распространение и в энергетике [6, 7] из-за дефицита и ухудшения качества технической воды для охлаждения оборудования и, прежде всего, конденсаторов водяного пара. Все большее число заказчиков в
России, СНГ и за их пределами отдают предпочтение использованию АВО в режиме воздушно-конденсационных установок (ВКУ) в схеме современных паровых турбин. ВКУ следует рассматривать как оборудование, исключающее жесткую связь паротурбинной установки с источником водоснабжения. Анализируются также возможности и целесообразность применения АВО в нетрадиционной энергетике, в частности, на геотермальных электростанциях [8].
Таким образом, наряду с находящимися в эксплуатации десятками тысяч АВО спрос на дальнейшее расширенное применение их в ближайшие десятилетия будет непрерывно возрастать при одновременном требовании высокой надежности и улучшении технико-экономических показателей.
Расчет требуемой площади поверхности теплообмена АВО выполняется по средней для района температуре воздуха в 13 часов наиболее жаркого летнего месяца. Следовательно, значительную часть общегодового времени АВО работают с большим запасом поверхности теплообмена, который увеличивается с понижением температуры атмосферного воздуха. Кроме того, основную часть времени вентиляторы АВО эксплуатируются на номинальном режиме, что приводит к большим годовым расходам электроэнергии. Повышение экономичности и снижение эксплуатационных затрат АВО возможно переводом эксплуатации их в режим естественной конвекции при отключенных вентиляторах в случае достаточно низких температур воздуха, а также в режим периодического включения вентиляторов или отключения части вентиляторов в группе АВО. Отмечается [9,10], что при расчетной температуре атмосферного воздуха и отключенных вентиляторах обеспечивается до 30% номинальной тепловой нагрузки аппарата, а в холодный период года при температурах воздуха ниже -15 С номинальная нагрузка обеспечивается полностью.
Но АВО эксплуатируются в составе технологических линий и установок со строго ориентированными температурными графиками и промежуточ-
ное недоохлаждение продукта нарушат производственный цикл и вызовет снижение производительности установки по конечному продукту, что в итоге принесет больший экономический ущерб по сравнению с экономией энергии. Для исключения подобных ситуаций необходимо обеспечить надежность температурного регулирования ABG, которая в решающей мере определяется наличием достоверных данных по теплообмену пучков ребристых труб в условиях свободной конвекции.
Сложившееся положение в згой области таково, что не представляется возможным выполнение обоснованных расчетов величины теплового потока от АВО в режиме естественной конвекции из-за отсутствия в справочной научно-технической литературе [II] расчетных уравнений по свободно-конвективному теплообмену шахматных пучков труб любых форм оребрения, не только конструктивных ребер этих аппаратов, Этот факт вполне логичен и закономерен, так как до последнего времени не уделялось должного внимания экономии электроэнергии на привод вентиляторов, и поэтому широких исследований в этом направлении не проводилось.
Автору известна лишь единичная публикация [12] по исследованию теплообмена свободной конвекцией на однорядных пучках из ребристых груб. Эксперименты проводились на биметаллических трубах АВО с накатными спиральными ребрами <р= 15,25, Очевидно, что имеющихся зависимостей недостаточно для удовлетворительного теплового расчета пучков АВО, так как однорядные компоновки не применяются в современных серийных аппаратах.
Все промышленно развитые страны, производящие аппараты воздушного охлаждения, применяют в теплообменных секциях биметаллические трубы с непрерывными спиральными ребрами [13], Можно выделить два основных типа спиральных ребер, отличающихся технологическим процессом изготовления: ребра, сформированные в процессе поперечно-винтового накатывания из толстостенной алюминиевой заготовки; ребра, изготовленные
спиральной навивкой алюминиевой ленты.
Согласно [14], целесообразным является применение в пучках ЛВО труб оребренных навитой и завальцованной алюминиевой лентой. Однако эта рекомендация вряд ли может быть выполнена в ближайшее десятилетие, по-скольку производство оребренных труб для АВО в Российской Федерации осуществляется лишь на Бугульминском механическом заводе и АО "БОР-ХИММАШ" в г. Борисоглебске, которые специализируются на выпуске би-металлических труб с накатным оребрением по технологии ВНИИМЕТМАШ. Оребрение труб лентой было полностью сконцентрировано на Таллиннском машиностроительном заводе им. Лауристина, который производил 50...60% ребристых труб в отрасли бывшего Минхиммаша СССР, а после распада Союза этот завод находится на территории другого государства. Для пере-ориентации оставшихся двух российских заводов на оребрение труб лентой требуются значительные инвестиции, чем отрасль на данный момент не располагает.
Следовательно, приоритетной является задача по исследованию свободно-конвективного теплообмена в пучках из биметаллических труб с накатным Оребрением.
Основой развития АВО являлись биметаллические трубы [14], ореб-ренные накаткой с коэффициентом оребрения q>= 15...20 и наружным диаметром ребра d= 56...57 мм. Наружный диаметр несущей трубы 25 ммэ толщина стенки 2 мч. Ребристая оболочка выполняется из алюминиевых сплавов, а несущая труба из черных или цветных металлов с учетом коррозионно-сти охлаждаемого продукта.
Таким образом, современная экономическая и экологическая ситуация, заставляющая искать пути снижения электропотребления, практически полное отсутствие исследований по свободной конвекции в пучках оребренных труб обосновывают актуальность возникшей задачи по созданию надежной методики теплового расчета АВО при эксплуатации в режиме свободной
конвекции и разработке рекомендаций по выбору эффективных конструктор-ско-компоновочных решений для системы подачи охлаждающего воздуха.
Решению этой задачи посвящена тема кандидатской диссертации "СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МЕТОДИКИ ТЕПЛОВОГО РАСЧЕТА И ПРОЕКТИРОВАНИЯ АППАРАТОВ ВОЗДУШНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ С ШАХМАТНЫМИ ОРЕБРЕННЫМИ ПУЧКАМИ".
Экспериментальная часть работы была выполнена на созданной автором опытной установке для исследования процессов свободно-конвективного теплообмена пучков труб в лаборатории кафедры промышленной теплоэнер-гетики Архангельского государственного технического университета (АГТУ).
Основные результаты диссертации опубликованы в статьях [15...21].
Анализ исследований свободно-конвективного теплообмена на трубах с поперечными круглыми ребрами
Имеющиеся в справочной литературе [11] сведения по расчету свободно-конвективного теплообмена ребристых труб посвящены в основном только одиночным трубам, применяемым в холодильной технике [33] и для охлаждения элементов радиоэлеюгронной аппаратуры [34].
Автору известны лишь две публикации [35, 12] по исследованию теплоотдачи при свободной конвекции воздуха на трубах, применяемых в АВО. Опыты выполнены на биметаллических трубах с накатными алюминиевыми спиральными ребрами с параметрами JX/JXJXAX/ 56x14x3x0,75x300 мм, Ф = 15,25; наружный диаметр несущей трубы 25 мм, толщина стенки 2 мм. Оси труб наклонялись под углом у к горизонтальной плоскости. За хараістер-ный размер принят диаметр трубы у основания ребер сі$ = d-2h. Теплофизи-ческие свойства воздуха определялись по температуре / = (ґсг + )/2, Результаты обобщались уравнениями подобия вида Nu= RaV (1.1) В работе [35] исследовалась одиночная оребренная труба. В результате получены уравнения вида (1.1), в которых А = 0,097 и я = 0,25; /1 = 0,0245 и п = 0,358; А = 0,01 и п = 0,434; А = 0,003 и п = 0,0532; А =0,03 и п = 0,293 соответственно для углов у = 0; 30; 45; 60; 90, Уравнения действительны в интервале Ra = (4,4.. Л 2,2 104. При обработке данных по теплообмену вертикальной трубы в качестве характерного размера использовалась также ее длина /. Уравнение имеет вид Nu-Ot062RaCl27, (1-2) справедливое в интервале Ra= (0,46...2,2)-10й.
Снижение коэффициента теплоотдачи тем больше, чем круче угол наклона трубы к горизонтали и чем меньше температурный напор. При угле наклона 30 теплоотдача уменьшается на 5..,15%, при угле 45 - на 10...25%, при угле 60 - на 20...35%, а при вертикальном положении - почти в два раза.
Работа [12] - одна из известных автору, в которой изучалась теплоотдача лучков ребристых труб при свободной конвекции. Опыты выполнены на однорядных пучках при следующих значениях относительного поперечного шага; Syfd = 1,035; 1,135; 1,25; 1,5; 2,0; 2,5; 3,0; 4,0. Оси труб располагались под углом у —0; 45; 90 к горизонтальной плоскости. Опытные серии аппроксимированы уравнениями вида (1Л) в интервале Ra = (3,5...11,4)-104. Значения коэффициентов Ann приведены также в справочнике [13]. Отклонение Опытных значений числа Nil от расчетных по (1.1) не превышает ±14%, Хотя однорядные пучки не применяются в современных серийных АВО, изучение их может быть полезным применительно к калориферам.
Анализ результатов [12] показывает, что при одинаковых S\/d теплоотдача уменьшается с возрастанием угла наклона пучка. Для угла у-0 наибольшая теплоотдача соответствует шагу S}/d = 1,135, а для у 45 и 90 -S\/d= 1,25. Для у = 0 изменение S\ld- 1,135...1,25 существенно не влияет на теплоотдачу, ноприУ 1,25 интенсивность теплообмена уменьшается, при S\/d= 1,035 наблюдается перегрев труб с ухудшением теплоотдачи. Влияние соседних труб друг на друга при относительных шагах Sj/d = 2,5,,.4,0 ощущается только при разности температур (/ст о) = 120,.. 150 С. Отмечается, что для каждого относительного шага в пределах S}/d= 1,25...2,0 существует критическое значение Ra , до которого теплоотдача трубы в пучке развивается по законам свободной конвекции одиночной оребрешюй трубы.
Благодаря результатам [12] стало ясно, что теплоотдача даже однорядных сребренных пучков существенно отличается от теплоотдачи одиночной трубы, и поэтому необходимо продолжать целенаправленные исследования для выяснения закономерностей, происходящих в пучках АВО с иным числом рядов. К сожалению, в работах [35, 12] неверно учитывался тепловой поток излучением, так как приведенная степень черноты принималась равной нормальной степени черноты алюминиевой поверхности в диапазоне = 0,07.,.0,15 в зависимости от температуры стенки- Однако близко расположенные ребра значительно увеличивают приведенную степень черноты
Рассмотрим еще несколько известных работ, посвященных изучению свободно-конвективной теплоотдачи одиночных труб с круглыми и спиральными ребрами.
Методика и порядок проведения опытов
Опыты по свободной конвекции на пучках оребренных труб проводились в условиях полного теплового моделирования при обогреве всех труб. Измерения выполнялись только на калориметрах, которые устанавливались в центре каждого ряда пучка. Поскольку электрические сопротивления нагревателей труб были практически равны, считали, что все трубы в пучке выделяют одинаковое количество тепла.
Перед началом проведения эксперимента осуществлялась проверка схемы подключения нагревателей труб и приборов, наличие льда в сосуде Дьюара и установочные положения измерительных приборов.
После пуска генератора включали источник независимого возбуждения и, плавно вращая реостат, задавали мощность, подводимую к трубам пучка. Запись показаний приборов в журнал наблюдений производили с наступлением стационарного теплового режима. Время выхода системы на этот режим составлял обычно час-полтора после последнего регулирования мощности. Режим считался установившимся, если в течение 10 мин показания термопар практически не изменялись. Эксперимент проводили с наращиванием подводимой к трубам мощности от одной опытной точки к другой. Предельная мощность, подводимая к трубам, ограничивалась температурой стенки около 220 С.
В установившемся тепловом режиме замерялись следующие величины; - подводимая электрическая мощность для каждой трубы-калориметра; - температура воздуха в диагонально противоположных углах камеры, - ЭДС термопар на поверхности труб-калориметров; - ЭДС дифференциальных термобатарей на эбонитовых втулках калориметров. 2.4, Методика обработки опытных данных
Установка калориметров в каждом ряду пучка позволила в стационарном тепловом режиме одновременно получать необходимые первичные данные для определения средней теплоотдачи как любого отдельного ряда, так и пучка в целом.
Средний приведенный коэффициент теплоотдачи свободной конвекцией с поверхности калориметра, Вт/(м2-К), находили по формуле
Среднюю температуру поверхности стенки калориметра /С1 определяли по среднеарифметическому значению ЭДС семи термопар, заложенных у основания ребер калориметра.
Среднюю температуру воздуха в камере h принимали равной среднеарифметической температуре по показаниям термометров, расположенных в диагонально противоположных углах камеры.
При расчете теплового потока излучением от калориметра ( считали, что температура каждой точки ребристой поверхности всех труб пучка имеет температуру стенки калориметра данного ряда. Окружающую среду считали абсолютно черным телом с температурой Го, поскольку площадь поверхность камеры намного превышает взаимную поверхность лучистого теплообмена пучка и среды. При числе рядов труб в пучке z 2 применяли зональный метод. Способы разбиения на зоны, вычисления угловых коэффициентов, а также методика и результаты определения эффективной степени черноты ребристой трубы детально описаны в 3-й главе.
Величина торцевых потерь теплоты калориметром Qnoi определялась для различных тепловых режимов по результатам предварительно поставленных опытов. Для их проведения был изготовлен калориметр из гладкой стальной трубы 28x4 мм. Внутренняя конструкция его была подобна оребренным трубам-калориметрам, длина теплоотдающей части 300 мм. Торцевые участки этой трубы позволяли устанавливать описанные выше теплоизолирующие втулки с дифференциальными термобатареями. Снаружи труба обматывалась изоляционным материалом (асбестовая ткань). Для контроля температуры на поверхности изоляции в средней части длины трубы закрепляли 4 термопары по периметру окружности через 90,
В опытах по определению тепловых потерь для установившегося теплового режима замеряли: подводимую электрическую мощность W \ температуру поверхности изоляции ta; температуру наружного воздуха %\ ЭДС дифференциальных термобатарей, заложенных на эбонитовых втулках Е\ и Ei. С увеличением толщину изоляции наращивали от 30 до 65 мм, добиваясь того, чтобы разность температур (fra o) в стационарном тепловом состоянии не превышала 3...4 С. Поскольку этот температурный перепад незначителен, считали, что вся подводимая мощность W рассеивается через торцы трубы (втулки и токоподводы). Результаты представлены на рис, 2,5,, где (2поі= W\ Есу л-Е\ + Ег. В дальнейшем торцевые тепловые потери сребренной трубы-калориметра определялись по аппроксимирующей линейной зависимости, которая с отклонением не выше ±7% описывает опытные данные.
Двухрядные шахматные равносторонние пучки
Ввиду того, что число калориметров равнялось числу поперечных рядов, это позволило одновременно измерить при стационарном тепловом режиме необходимые первичные данные для определения теплоотдачи как каждого ряда в отдельности, так и пучка в целом. Расчет коэффициентов приведенной свободно-конвективной теплоотдачи выполнялся соответственно по формулам (2,1) и (2.7), Результаты опытов по средней теплоотдаче в критериальной обработке представлены на рис. 4,7., 4.8. Диапазон полученных абсолютных значений приведенных коэффициентов средней свободно-конвективной теплоотдачи ( = 0,51...2,9 8 2 }. Теплоотдача излучением составляла 15,..30% от суммарного теплового потока. Предельный интервал изменения Ra = (0,3. ..4,0)105. Опытные точки каждой серии по средней теплоотдаче с отклонением не превышающим ±4% аппроксимированы формулами вида (4Л). Значения постоянных А7 В, п7 а также интервалы применимости по числу Ra даны в табл. 4.3. Результаты опытов, полученные для пучков с углом наклона труб у = 60э аппроксимированы чисто степенными зависимостями (5 — со).
Результаты по теплоотдаче отдельных рядов двухрядных пучков представлены для горизонтального положения труб (у = 0) на рис. 4.9 - 4.11. (нумерация рядов по ходу движения воздуха). Порядная теплоотдача аппроксимирована также формулами вида (4Л). Значения постоянных -4, Ву н и ин 90 Ra-10-5 Рис. 4.7. Средняя свободно-конвективная теплоотдача двухрядных равносторонних шахматных пучков из оребренных труб ф = 16,8 для различных S\ и углов наклона у: I-III-номера пучков по табл. 4.3, 1 -5-у = 0; 15; 30; 4У; 60.
Рис. 4.8. Средняя свободно-конвективная теплоотдача двухрядных равносторонних шахматных пучков из оребренных труб ср - 16э8 для различных S{ и углов наклона у: IV-VII-номерапучков лотабл. 4-3, 1 -5-у = 0; 15; 30, 45, 60. Таблица 4.3.
Значения постоянных Ау В, п в формуле (4.І) и диапазоны применимости по числу Ra для средней теплоотдачи двухрядных шахматных равносторонних пучков из труб ф — 16,8, Номер пучка I II III IV V VI VII S] = & , мм 58 61 64 70 76 86 100 Диап. Ra-10"s 0,45...3,3 0,42...3,5 0,42...3,7 0,35...3,7 0,33...3,5 0,33...3,8 0,34...3,9 Y = 0 4-Ю1 3,46 7,15 9,70 12,20 12,50 16,20 15,40 п 0,50 0,46 0,44 0,44 0,44 0,42 0,42 /МО-5 4,8 5,8 6,7 6,4 6,0 Л0 7,8 у=15 ,4-103 3,28 6,82 9,25 11,60 12,00 15,70 55,40 п 0,50 0,46 0,44 0,44 0,44 0,42 0,42 S10"5 4,8 5,8 6,7 6,4 6,0 7,0 7,8 у = 30 АЛО3 3,00 7,80 10,70 16,30 17,50 18,00 14,50 п 0,50 0,44 0,42 0,40 0,40 0,40 0,42 ВЛ0% 5,0 6,4 7,8 7,7 7,8 8,0 7,8 у = 45 .4-Ю3 5,08 9,65 11,80 19,60 20,80 22,40 22,50 п 0,44 0,41 0,40 0,37 0,37 0,37 0,37 я-кг5 6,2 7,2 8,5 9,0 8,8 8,8 9,9 у = 60 Л-103 14,10 20,20 16,80 20,20 21,00 23,20 23,40 п 0,33 0,33 0,35 0,35 0,35 0,35 0,35 ВЛ0 ъ QO СО СО СО ОО со со тервалы применимости по числу Ra для у = 0 даны в табл. 4.4,
Следует отметить, что в тесных пучках (5S , S] 64 мм) температура стенки труб по рядам в одном и том же тепловом режиме существенно различалась. Например, при подводе к каждой трубке горизонтального пучка S] = лу - 58 мм электрической мощности 136 Вт и при /Q = 23С средняя температура калориметров по ходу движения воздуха в первом ряду была равна 164С, во втором - 218С.
Исследование влияния наклона продольной оси пучка на среднюю теплоотдачу
Исследована свободно-конвективная теплоотдача опытной модели пя-тирядного шахматного пучка из труб с коэффициентом оребреиия ф - 16,8. Поперечный и диагональный шаги разбивки труб в пучке одинаковы и составляли S\=S2 64 мм, которым соответствовали относительные шаги a] =S\ld= QI -S%ld= 1J5L Продольный шаг разбивки Si = 0,866 1 = 121 - 55,4 мм, которому соответствовал относительный шаг 2 = Slid = 0S997. Пучок испытывался при следующих углах наклона осей труб к горизонтальной плоскости: у = 0; 15; 30; 45; 60.
Выбор значения шага труб не являлся случайным, а учитывал необходимость тепловых расчетов серийных АВО второго поколения [14].
Результаты опытов но средней теплоотдаче ииибидний конвекцией пятирядного пучка представлены на рис. 431. Диапазон полученных абсолютных значений приведенных коэффициентов свободно-конвективной теплоотдачи а р = 0,67,.Д,25 Вт/(м:-К). Теплоотдача излучением составляла около 10% от суммарного теплового потока. Интервал изменения Ra = (0,33.,,3,0)-105 Опытные серии по средней теплоотдаче с отклонением до ±4% аппроксимированы формулами вида (4,1), Значения постоянных , 3, п даны в табл. 4.9,
Результаты по теплоотдаче отдельных рядов пятирядного пучка представлены для горизонтального положения труб (у = 0) на рис. 4.32. Порядная теплоотдача также аппроксимирована формулами вида (4.1). Значения постоянных А, В, п и интервалы применимости по числу Ra для -у = 0 даны в табл, 4Л0.
Температура стенки труб по рядам пучка в заданном тепловом режиме заметно различалась. При подводе к каждой трубке горизонтального пучка S\ = S2 58 мм максимальной электрической мощности 99 Вт и при /0 = 24С Ra 123 средняя температура калориметров по ходу движения воздуха в первом ряду была равна 119С, во втором- 153С,втретьем- 194С, в четвертом-226С, в пятом - 228С. Поэтому среднерасчетное значение числа Нуссельта Nup превышает среднеизмеренное значение Nurf до 20%. Значения постоянных , В, п в формуле (4,1) и диапазоны применимости по числу Ra для порядной теплоотдачи горизонтального (у - 0) пятирядного шахматного пучка Si - Si = 64 мм из труб ф = 16,8,
Качественно зависимости Nu =/(Ra) для рядов схожи, но из-за разности температур стенки по рядам диапазоны по числу Ra смещаются вправо для каждого последующего ряда (см. рис. 4.32). Характерно, что теплоотдача любого ряда со 2-го по 5-й при Ra = const снижается по сравнению с предыдущим рядом примерно на постоянную относительную величину 25...30%. Так же как двух-, трех- и четырехрядные пучки пятирядный пучок S\ = Si = 64 мм может считаться тесным с точки зрения свободно-КОНБЄІЄТИВНОГО движения, так как основное влияние на порядную теплоотдачу оказывает не скорость, а температура потока воздуха, подогретого в нижележащих рядах. В среднем по отношению к первому ряду при у = 0 теплоотдача второго ниже на 27%; третьего - на 52%; четвертого - на 65%; пятого - на 75%.
На рис. 4.33, представлена графическая зависимость поправочного коэффициента CY - Nuy/NLtpo" от угла наклона у для средней теплоотдачи пятирядного пучка. Погрешность определения Сг по кривой на рис. 4.33. увеличивается с ростом угла наклона и зависит от числа Ra, но не превышает +5%. Увеличение угла наклона сопровождается плавным снижением средней теплоотдачи, и при у = 60 она составляет 65...70% по отношению к горизонтальному пучку (у = 0).
Для выяснения влияния продольного шага труб S2 на среднюю свободно-конвективную теплоотдачу пучков были проведены опыты на горизонтальных четырехрядных шахматных пучках из ребристых труб о = 16,8 с равнобедренной компоновкой. Было испытано три модели пучков, для которых поперечный шаг разбивки труб был одинаков S\ = 64 мм (в\ =S\!d= 1,151), а продольный шаг составлял 2 50,2; 60,6; 65,8 мм (и2 = Sz/d= 0,903; 1,090; 1Л84),
Такие значения шага S2 были выбраны не случайно, поскольку они равны значениям S2 для равносторонних компоновок соответственно Si - Si = 58; 70; 76 мм и рекомендованы к применению в перспективных АВО [32], Сравнение по теплоотдаче осуществлялось с базовым равносторонним четырехрядным пучком номер Ш по табл. 4,7, (Si - 5i = 64 мм, . = 55,4 мм, а2 = S2id = 0,997). Результаты опытов по средней теплоотдаче свободной конвекцией исследованных пучков в критериальной обработке представлены на рис. 4,34. Диапазон полученных абсолютных значений приведенных коэффициентов свободно-конвективной теплоотдачи ар=0,67..Л,58Вт/(м2 К). Предельный интервал изменения Ra = (Q,4...3,0)105, Опытные серии по средней теплоотдаче с отклонением до ±4% аппроксимированы формулами вида (4,1), Значения постоянных А, В, п даны в табл. 4.11. Опытные серии для S2 -60,6 мм и , = 65,8 мм аппроксимированы одной кривой из-за малозаметного различия. Пунктиром нарис. 4.34. нанесена зависимость вида (4.1) длн базового пучка. На рис, 4.35. представлена зависимость поправочного коэффициента Q = Nus /NuE к средней теплоотдаче базового (S\ = Si = 64 мм) пучка. В указанном интервале числа Ra погрешность определения CV пе превышает ±3%, так как серии опытных точек на рис, 4.34. проходят практически эквидистантно.
