Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса и задачи исследования 10
1.1. Сушка пиломатериалов в лесосушильных камерах периодического действия 10
1.2. Исследования свободно-конвективного теплообмена воздуха на оребренных поверхностях нагрева 31
1.3. Исследования свободно-конвективного теплообмена воздуха на гладкотрубных поверхностях нагрева 38
1.4. Цель, постановка задачи и программа исследований повышения эффективности сушки длительносохнущих пиломатериалов в камерах периодического действия 42
2. Методика экспериментального исследования 44
2.1. Экспериментальная установка 44
2.2. Конструкция оребренной трубы-калориметра 49
2.3. Методика и порядок проведения опытов 51
2.4. Методика обработки опытных данных 52
2.5. Оценка погрешности эксперимента 55
2.6. Тарировочные опыты по теплоотдаче 61
2.7. Методика определения теплообмена излучением оребренных труб и пучков 65
3. Результаты экспериментального исследования свободно-конвективной теплоотдачи пучков оребренных труб для калориферов специализированной ЛСК 74
3.1. Одиночная оребренная труба 74
3.2. Однорядные пучки 75
3.2.1. Однорядные горизонтальные и вертикальные пучки 75
3.2.2. Однорядные вертикальные пучки с горизонтальным расположением оребренных труб 79
3.3. Двухрядные шахматные равносторонние пучки 85
3.4. Трехрядные шахматные равносторонние пучки 93
4. Анализ и обобщение результатов исследования свободно-конвективного теплообмена биметаллических калориферов для специализированных ЛСК 100
4.1. Теплоотдача по рядам 100
4.2. Средняя теплоотдача 106
5. Выбор компоновочных решений теплообменных узлов специализированных лск для сушки длительно-сохнущих пиломатериалов 112
5.1. Компоновки биметаллических калориферов для
специализированных ЛСК 112
5.2. Уточненная методика расчета биметаллического калорифера 118
Заключение и основные научные результаты 122
Литература
- Исследования свободно-конвективного теплообмена воздуха на оребренных поверхностях нагрева
- Конструкция оребренной трубы-калориметра
- Однорядные горизонтальные и вертикальные пучки
- Средняя теплоотдача
Введение к работе
В настоящее время приоритетной задачей развития науки и техники является освоение эффективных энерго- и ресурсосберегающих технологий и оборудования. Это особенно актуально для вопросов сушки древесины, которые представляют собой одну из важнейших и энергоемких стадий технологических процессов обработки древесины, в значительной степени определяющих качество выпускаемой продукции и эффективность производства.
Сушка древесины является одной из наиболее важных и в то же время длительных операций технологического процесса деревообрабатывающего производства. Увеличивающиеся объемы производства изделий из древесины, повышение качества и долговечности изделий из нее в значительной мере определяются своевременной и качественной сушкой.
В деревообрабатывающей промышленности наиболее распространенной является камерная сушка пиломатериалов. Для сушки пиломатериалов до эксплуатационной влажности применяют в основном лесосушильные камеры (ЛСК) периодического действия. Одним из направлений повышения эффективности, качества и количества высушенной пилопродукции является интенсификация процессов сушки, повышение эффективности работы теплообменного оборудования и снижение энергопотребления путем модернизации малопроизводительных сушильных камер, создание новых высокопроизводительных сушильных камер, а также применение прогрессивных процессов сушки.
Наметившаяся тенденция все большего использования массивной древесины в производстве мебели, столярных и погонажных изделий требует применения заготовок больших сечений из хвойных и лиственных пород древесины. В то же время известно, что сушка их довольно продолжительна и сопряжена с решением различных технических и технологических вопросов, которые до настоящего времени до конца не решены. Сушка таких (далее называемых длительносохнущими) пиломатериалов проводится щадящими режимами в течение длительного времени (от нескольких суток до нескольких недель) в универсальных сушильных камерах [2,7,44,78], рассчитанных на применение энергоемких, в том числе и форсированных режимов, имеющих тепловое и вентиляторное оборудование с большим запасом установленной мощности. Это снижает эффективность работы таких камер при сушке длительносохнущих пиломатериалов, так как при этом происходит перерасход энергии и снижает эффективность работы установки. Поэтому для сушки таких пиломатериалов целесообразно применять специализированные сушильные камеры с малым энергопотреблением и высокоэффективным оборудованием, что позволит существенно уменьшить производственные и эксплуатационные затраты, а в конечном итоге повысить эффективность сушки.
Анализ процессов сушки пиломатериалов больших сечений и твердых лиственных пород древесины в камерах периодического действия, а также свойств и строения древесины этих пород показал, что интенсивность испарения влаги из них по сравнению с тонкими и быстросохнущими пиломатериалами при одинаковой толщине высушиваемого материала и одинаковой начальной влажности древесины в 2,5 • - 6,5 раз меньше (с увеличением толщины пиломатериала интенсивность удаления влаги уменьшается) и не требует высоких скоростей циркуляции сушильного агента. По результатам проведенных ранее исследований и нашим наблюдениям для таких пиломатериалов оптимальной является скорость движения сушильного агента через штабель 0,5 -ь 1,0 м/с [7,44] (сопоставимая и характерная для режимов свободной конвекции), позволяющая обеспечить требуемое качество сушки при значительно меньших энергозатратах. За счет снижения скорости сушильного агента и подводимого количества теплоты в единицу времени, при сушке медленно отдающих влагу и следовательно, более опасных по растрескиванию и короблению длительносохнущих пиломатериалов, происходит торможение испарения влаги с поверхности материала в сушильной камере, то есть создаются условия более оптимального перераспределения влаги по толщине древесины, без возникновения напряжений.
Для нагрева сушильного агента в существующих лесосушильных камерах обычно применяются стандартные сантехнические калориферы из стальных труб, оребренных насадными стальными пластинами различной конфигурации или навитой стальной лентой, и сборные из стандартизированных чугунных ребристых труб. Эти калориферы не позволяют эффективно проводить процесс мягкой низкотемпературной малоскоростной сушки, имеют низкую тепловую и аэродинамическую эффективность и не удовлетворяют требованиям высокой эксплуатационной надежности из-за интенсивной коррозии стальных труб во влажной высокотемпературной и химически агрессивной среде агента сушки. Существенными недостатками обладают и биметаллические калориферы типов КС и КП. Из-за малого диаметра оребренных трубок, большого аэродинамического сопротивления трех- и четырехрядных пучков с тесными трубными шагами они ограниченно используются в ЛСК. Альтернативным решением проблемы являются конструкции надежных, высокоэффективных в тепловом и аэродинамическом отношении калориферов лесосушильных камер на основе биметаллических труб с накатными из алюминиевого сплава АД1М и навивными из алюминиевой ленты ребрами [47,49,52,88]. Такие калориферы по совокупности энергетических, конструктивных, эксплуатационных и технологических характеристик намного превосходят конструкции применяемых в настоящее время калориферов ЛСК.
Для высушивания длительносохнущих пиломатериалов в специализированных лесосушильных камерах необходимо выполнить высокие требования по аэродинамике ЛСК для обеспечения равномерной циркуляции сушильного агента при его невысокой скорости, а также особые требования к тепловому оборудованию, которое кроме обладания высокими технологическими, конструктивными и энергетическими характеристиками, должно обеспечивать беспрепятственный проход агента сушки. Для решения этих задач в конструкциях лесосушильных камер целесообразно применять современные высокоэффективные калориферы на основе биметаллических оребренных труб, удовлетворяющие низкоскоростной режимной технологии процесса сушки длительносохнущих пиломатериалов. Немногочисленные исследования в этом направлении не позволяют получить ответ на целый ряд технологических и конструктивных вопросов. Поэтому проведение специальных исследований в этом направлении, позволяющих решить задачи повышения эффективности сушки длительносохнущих пиломатериалов в камерах периодического действия, является актуальным.
Основные результаты диссертации отражены в работах [9,10,11,12,13,14,15,16,17,60].
Исследования свободно-конвективного теплообмена воздуха на оребренных поверхностях нагрева
Процессы, происходящие при свободно-конвективном теплообмене, очень сложны, что особенно характерно для оребренных поверхностей нагрева. Используемые в настоящее время теоретические методы описания и расчета возможно применять только для простейших случаев. Теплоотдачу тел сложной формы необходимо рассматривать в трехмерном пространстве, что еще более затрудняет расчеты. Для некоторых термогидродинамических процессов, особенно для оребренных поверхностей нагрева, характерен сопряженный теплообмен, то есть присутствует радиационная и конвективная составляющие, которые играют существенную роль в нагревании сушильного агента. Использование теоретических методов не обеспечивает требуемой точности результатов, сложно и трудноосуществимо [20,27,36,55]. Удовлетворительное численное решение пока удается получать только для гладкотрубных пучков в двухмерной постановке задачи. Поэтому для расчета свободно-конвективной теплоотдачи оребренных поверхностей калориферов в специализированных ЛСК целесообразно иметь эмпирические критериальные уравнения. Для получения таких обобщающих уравнений применяют экспериментальный метод исследования, теоретической основой которого является теория моделирования тепловых процессов [25,91,94].
Имеющиеся в справочной литературе [58] сведения по расчету свободно-конвективного теплообмена ребристых труб посвящены в основном одиночным трубам.
Обобщенная расчетная формула по свободно-конвективному теплообмену в воздухе одиночной трубы со спиральными ребрами, навитыми из стальной ленты толщиной А = 1 мм [67] средняя температура окружающего воздуха, С; / = - и. — F средняя температура теплоотдающей поверхности оребренной трубы, С; /0 -здесь средняя температура поверхности трубы у основания ребер, С; tP tx + E(tQ -/,) - среднеповерхностная температура ребра, С; Fv — площадь поверхности ребер трубы, м .
За характерный размер в (1.1) принят шаг ребра s. Все физические параметры воздуха определялись по температуре tcp =(t0 + ґ,) / 2, С. Уравнение (1.1) действительно для интервала Gr = (0,1...0,58)-105; his = 1,2...2,0; d(Js= 1,9...4,75.
Обобщенные критериальные уравнения для определения свободно-конвективного коэффициента теплоотдачи в условиях свободной конвекции воздуха на одиночной оребренной трубе с круглыми ребрами для любого материального исполнения ребра имеют вид [68] для горизонтально расположенной трубы ti d0 , -0,197 f -0,208 Nu = l,256(Grl0-5)0-316 (1.2) fhV-]56 (doy для наклонного расположения трубы под углом 45 Nu = l,243(Grl0-5)0-253 (1.3) Уравнения (1.2), (1.3) действительны для диапазона Gr = = (0,031...1,02)-105; his = 0,485...4,45; djs = 0,75... 1,36.
Расчетная разность температур в уравнениях (1.2) и (1.3) также вычислялась как {tx), за характерный размер принят шаг ребра s. В качестве определяющей температуры для свойств воздуха принята температура /.
В [67,68] описана методика расчета лучистого теплообмена, но ничего не сказано о том, как определялась степень черноты.
В работе [106] исследовался теплообмен при естественной конвекции одиночных ребристых труб из стали и алюминия. Диапазон исследованных параметров труб: d0 = 30...56 мм, d = 50...116 мм, 5 = 3,3...25 мм, А = 0,9... 1,5 мм. Опытные данные с погрешностью ±10% обобщены уравнением Nu = 0,519Ra 25M(l -//Л), (1.4) где М= 1,0093 + 0,15m; т = djd\ h0 = 5,6 мм. п d — d0 Свойства
В качестве характерного размера принят dr =воздуха определялись по Гф = (ґст + to)/2. Лучистый теплообмен, судя по всему не учитывался, и полученные результаты отражают суммарный теплообмен. О состоянии поверхности ничего не сказано. В формулу (1.4) не входит шаг ребра, что вызывает сомнение относительно ее обобщающего характера.
Экспериментальные данные с погрешностью ±10% по среднему значению теплоотдачи в воздухе горизонтальной трубы с медными круглыми ребрами J0 = 35MM, $ = 6,35...19,05 мм, / = 60,2...85,7 мм, Аг=11...55К, обобщены уравнением [110] Nu = 0,1 l[Ra( /0 +s)/(dQ 4Чр)] 3\ (1.5) Wedcp = (d + d0)/2. За характерный размер в (1.5) принято межреберное расстояние s, свойства воздуха определяются по /ср = (/ст +10)/2. Уравнение действительно в интервале Ra( /0 +s)/(d0 +dep)= (0,25...4)-105. Среднее значение теплоотдачи горизонтального цилиндра с круглыми тонкими теплопроводными дисками [117]
Конструкция оребренной трубы-калориметра
Конструкция опытной оребренной калориметрической трубы, на которой производились все основные измерения, показана на рис.2.5. Биметаллическая труба 6 крепится в трубных досках 7 из бакелитовой фанеры. Нагрев трубы осуществляется посредством спиральной нихромовой проволоки 4 диаметром 0,5 мм, которая расположена внутри кварцевой трубки 3. Пространство между стальной и кварцевой трубками в целях устранения внутренних конвективных токов воздуха и равномерного прогрева трубы заполнено песком. Для уменьшения потерь теплоты токоподводы 2 и торцы труб защищены фторопластовыми втулками 1,8.
Для измерения средней температуры калориметра ґст у основания ребер калориметра заложено семь медь-константановых термопар 5 вдоль образующей трубы, сдвинутых относительно друг друга на угол 30 на половине окружности трубы, считая, что вторая половина имеет симметричное поле температур. Изолированные электроды термопар уложены в профрезированные канавки в стенке алюминиевой ребристой оболочки размером 30x0,8x0,8 мм и зачеканены свинцовой пластинкой заподлицо с наружной поверхностью трубы диаметром d0. Предварительно термопары были протарированы с точностью 0,1 С.
На обеих фторопластовых втулках 8 заложено по четыре термопары, для определения суммарных торцевых потерь калориметра по результатам предварительно проведенных опытов. Данные опыты [9] показали, что суммарные торцевые тепловые потери практически линейно зависят от ЭДС термобатарей. Это означает, что доля теплопотерь от токоподводов и торцевых поверхностей втулок также зависит от ЭДС.
Для проведения исследований было изготовлено пять идентичных по конструкции калориметров из накатных ребристых труб с параметрами dxdoxhxsxAxl = 70,15x40,75x14,7x3,0x0,7x400 мм. Материал ребер -алюминиевый сплав АД1М. Коэффициент оребрения труб q = 14,5.
Конструкция калориметрической оребренной трубы Алюминиевые спиральные ребра накатаны на стальной трубе наружного диаметра dH=38 мм и толщиной стенки 8=2 мм.
Все используемые в опытах биметаллические ребристые трубы изготовлены по технологии и имели такие же параметры и конструкцию, что и калориметры.
Методика и порядок проведения опытов
Опыты по свободной конвекции на пучках оребренных труб проводили в условиях полного теплового моделирования при обогреве всех труб. Измерения выполняли только на калориметрах, которые устанавливали в центре каждого ряда пучка, за исключением серии опытов с однорядным вертикальным пучком из горизонтально расположенных ребристых труб, где калориметр последовательно устанавливался в каждом из возможных положений. 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 подключения к сети лабораторного автотрансформатора, 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 обьино два-три часа 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 230 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 фторопластовых втулках калориметров. 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.
Однорядные горизонтальные и вертикальные пучки
Проведено 14 серий опытов, во время которых определялась теплоотдача однорядных горизонтальных и вертикальных пучков.
Поперечный шаг разбивки труб в решетках пучков составлял Si = 72; 76; 82; 88; 100; 120; 150 мм; которому соответствовал относительный шаг разбивки труб a, = Si/d = 1,027; 1,084; 1,170; 1,255; 1,427; 1,712; 2,140.
Результаты представлены на рис.3.2., 3.3. Диапазон полученных абсолютных значений приведенных коэффициентов свободно-конвективной теплоотдачи пучков сск = 0,20...2,20 Вт/(м -К). Предельный интервал изменения Ra=(0,7... 12,5)-105; t„ = 32...219 С; t0 = 20...27 С. Теплоотдача излучением составляла 23...55 % от суммарного теплового потока.
Опытные точки каждой серии с отклонением, не превышающим ±11% для горизонтальных пучков аппроксимированы формулами вида (3.1); с отклонением, не превышающим ±9% для вертикальных пучков аппроксимированы формулами вида (3.2).
Теплоотдача горизонтальных пучков с увеличением поперечного шага в диапазоне Si=72...76 (82) мм резко повышается, достигая максимума значений Nu для «S=82 мм (сті=1,170) в интервале Ra=(0,7...2,5)-105 и для Sj=76 мм (71=1,084) в интервале Ra=(2,5... 12,5)-105, так как увеличивается относительная площадь проходного сечения и возрастает скорость потока воздуха. Дальнейшее увеличение шага Sj=76 (82)...150 мм приводит к монотонному уменьшению теплоотдачи, вследствие уменьшения взаимодействия пограничных слоев соседних труб, приближаясь в пределе к теплоотдаче одиночной оребренной трубы. При всех шагах труб и во всем диапазоне чисел Ra пучки имеют на 16...80 % более высокую теплоотдачу по сравнению с одиночной оребренной трубой.
Теплоотдача вертикальных пучков с увеличением шага труб в пучке непрерывно повышается в диапазоне S 1=72...120 мм, в связи с увеличением относительной площади проходного сечения и возрастанием скорости потока воздуха. Причем, в диапазоне шагов Si=72...88 мм теплоотдача увеличивается достаточно быстро, кроме шагов Si=72...76 мм при Ra 100000; в диапазоне Si=88...120 мм - темп роста замедляется, достигая максимума при Si=120 мм (ai=l,714). При дальнейшем увеличении шага Si=120...150 мм теплоотдача монотонно уменьшается.
При переходе от горизонтального в вертикальное положение теплоотдача снижается в 1,9...5,0 раза в зависимости от числа Ra. Рис.3.6. а) схема опытной модели одиночного вертикального ряда с горизонтальным расположением оребренных труб; б) боковой вид опытных моделей II-VI.
Калориметр устанавливали во всех возможных вариантах расположения его по высоте для каждого ряда. Было проведено 40 серий опытов (одиночная труба исследовалась ранее — см. раздел З.1.). Каждая серия условно обозначена двумя цифрами: первая цифра - количество труб в ряду, вторая — положение калориметра в ряду, считая снизу (рис.3.6(6)). Обозначение 11 соответствует одиночной трубе.
В ходе исследования средняя температура стенки у основания ребер изменялась в диапазоне /ст = 24...229 С; температура окружающего воздуха в камере г0 = 16...29 С.
Диапазон полученных абсолютных значений приведенных коэффициентов свободно-конвективной теплоотдачи ак=0,24...2,08 Вт/(м2-К). Предельный интервал изменения Ra=(0,7... 12,0)-105.
Результаты серий опытов Si = 120, 150 мм представлены на рис.3.7 и рис.3.8. Из рисунков видно, что теплоотдача от оребренной трубы при заданном положении ее по высоте ряда практически не зависит от количества труб в ряду. Это наглядно видно из данных по теплоотдаче 1-й нижней трубы для всех опытных моделей II-VI, которая совпадает с теплоотдачей одиночной трубы 11 в пределах погрешности опытов.
Полученные данные по конвективной теплоотдаче отдельной оребренной трубы для шести ее положений в вертикальном ряду, считая снизу, обобщали зависимостями вида (3.1) (на рис.3.7 - отображены сплошными линиями), значения коэффициентов А и п. приведены в табл.3.2. Интервал отклонений опытных точек от аппроксимирующих кривых не превышает ± 15 %, чему соответствуют пунктирные линии на этом рисунке.
Средняя теплоотдача
Среднерасчетное для пучка значение Nu =SNu,/z при Ra = const оказывается выше среднеизмеренного значения NuH, рассчитанного по зависимости, полученной для всего пучка. Это происходит из-за существенного различия значения температур, а следовательно и величины Ra по рядам в заданном тепловом режиме. В тесных трехрядных пучках 5 1 = S2 = 72...76 мм различие между Nup и NuH доходит до 25%. Поэтому с практической точки зрения важно обобщить результаты именно по среднеизмеренной теплоотдаче пучков (далее называем ее средней).
На рис. 4.4. сравниваются значения числа Nu по средней теплоотдаче равносторонних пучков из труб ф = 14,5 с различным числом рядов z при Ra = 2,5-105 в зависимости от величины шага труб S\. Значения числа Nu в точках на рис.4.4. определены по формулам первичной аппроксимации вида (3.1) для средней теплоотдачи.
Подробный анализ влияния различных параметров на среднюю теплоотдачу пучков с заданным количеством рядов от одного до трех выполнен в 3-й главе. Здесь же отметим следующее:
1. Теплоотдача одиночной оребренной трубы может быть как выше, так и ниже средней теплоотдачи пучка. По крайней мере, если S\ 76 мм, то число Nu для любого пучка выше Nu для одиночной трубы. Таким образом, свободно-конвективная теплоотдача пучка теснейшим образом связана с характером взаимодействия пограничных слоев находящихся вблизи друг друга труб.
2. Характер зависимости теплоотдачи однорядных пучков от S\ принципиально отличается от качественно более или менее схожих зависимостей для пучков с другим количеством рядов.
3. Аналогично порядной теплоотдаче зависимость средней теплоотдачи пучков с числом рядов z = 2; 3 от шагов разбивки труб S\ =.% имеет тот же качественный характер: быстрый относительный рост теплоотдачи наблюдается в интервале S\ =.% = 72...100 мм, а при дальнейшим увеличении шага: для двухрядных пучков средняя теплоотдача начинает быстро понижаться; для трехрядных - достигает максимума при Si = 120 мм, а затем медленно снижается.
4. Для пучков 72 S\ 88 мм с z = 2; 3 средний коэффициент теплоотдачи уменьшается с добавлением новых рядов труб, что объясняется воздействием температуры потока воздуха, нагретого в нижележащих рядах.
5. Чем свободнее компоновка пучка и больше число рядов, тем сильнее проявляется эффект разгона воздуха, так как подъемная сила возрастает, а сопротивление движению уменьшается. Поэтому значение числа Nu для трехрядных пучков в интервале 88 S\ 150 мм становится выше значений Nu для двухрядных пучков.
6. При других значениях Ra относительная разница в значениях Nu для различных пучков z = 2; 3, существенно не изменится, так как графические формы зависимостей Nu =/(Ra) приблизительно подобны, хотя больший темп и изменение темпа роста Nu от Ra присущ более тесным компоновкам.
При получении обобщающей формулы по средней теплоотдаче пучков за базовую модель принят горизонтальный пучок с числом рядов z = 3, имеющий равностороннюю компоновку труб ф = 14,5 с шагами разбивки труб S\ =»% = 76 мм, 5г = 65,8 мм и соответствующими относительными шагами а, = а2 = 1,084, а2 = 0,939.
Однорядные пучки при обобщении не учитывались, так как характер изменения их теплоотдачи от геометрических параметров сильно отличается от пучков с другим количеством рядов.
Сначала было сделано обобщение для горизонтальных равносторонних пучков. При постоянном значении числа Ra = 2,5-105 вычисляли коэффициенты К{ =Nu5jjZ/NuB, где Nu5(Z - число Нуссельта для исследованной горизонтальной модели равностороннего пучка с z = 2;3, S\=S2,Z= 72... 150мм (o i = ст2 = 1,027...2,140); NuE - число Нуссельта для базового пучка (z = 3, S\ =,% = 76 мм).
Значения полученных коэффициентов К\ представлены графически на рис.4.5. Точки для каждого значения шагов S\ =»% аппроксимированы линейными функциями
