Содержание к диссертации
Введение
1. Современное состояние вопроса 9
2. Экспериментальные стенды для исследования аэродинамики и конвективного теплообмена в вертикальных циклонных нагревательных устройствах 53
2.1. Описание экспериментальных стендов 53
2.2. Методика измерений 62
2.3. Погрешности измерений 66
2.4. Программа исследований 73
3. Результаты исследования аэродинамики промышленных вертикальных циклонных нагревательных устройств 77
3.1. Аэродинамика циклонного нагревательного устройства загруженного круглой цилиндрической заготовкой соосной с его рабочим объёмом, особенности обтекания заготовки 77
3.2. Влияние смещения заготовки на аэродинамику циклонного нагревательного устройства и её обтекание 85
3.3. Влияние диаметра смещённой заготовки на аэродинамику циклонного нагревательного устройства и её обтекание 97
3.4. Аэродинамика циклонного нагревательного устройства загруженного группой заготовок (садкой), расположенных симметрично оси его рабочего объёма. Особенности обтекания заготовок 107
3.5. Влияние расхода газа на аэродинамику вертикальных циклонных нагревательных устройств 121
3.6. Обобщение опытных данных по аэродинамике вертикальных циклонных нагревательных устройств 130
4. Результаты исследования конвективного теплообмена в промышленных вертикальных циклонных нагревательных устройствах 140
4.1. Теплоотдача на поверхности одиночной круглой цилиндрической затотовки, соосной с аэродинамической осью циклонного потока 140
4.2. Местная и средняя теплоотдача на поверхности одиночной круглой цилиндрической заготовки, смещенной с аэродинамической оси циклонного потока 141
4.3. Влияние количества смещённых заготовок в группе (садке) на местную и среднюю теплоотдачу на их поверхности 147
Заключение 156
Список использованной литературы 158
Приложение
- Экспериментальные стенды для исследования аэродинамики и конвективного теплообмена в вертикальных циклонных нагревательных устройствах
- Влияние смещения заготовки на аэродинамику циклонного нагревательного устройства и её обтекание
- Влияние расхода газа на аэродинамику вертикальных циклонных нагревательных устройств
- Местная и средняя теплоотдача на поверхности одиночной круглой цилиндрической заготовки, смещенной с аэродинамической оси циклонного потока
Введение к работе
Повышение производительности оборудования, автоматизация и организация рационального использования топлива в промышленности является актуальной задачей. Нагревательные и термические печи - одни из крупнейших потребителей топлива, важное технологическое звено металлообрабатывающей, машиностроительной и других отраслей промышленности. Эффективность проектирования и эксплуатации печей в значительной мере определяется уровнем знаний о теплообмен-ных и аэродинамических процессах, происходящих в их рабочем объёме.
Выполненные в настоящее время исследования показали, что в промышленных печах целесообразно использовать циклонный принцип организации движения греющих газов. Закрученный поток греющих газов, равномерно обтекающий садку из заготовок, расположенных в центре рабочего объема печи, значительно интенсифицирует конвективный теплообмен и повышает равномерность ее прогрева. Интенсификация теплоотдачи конвекцией к металлу и поверхности кладки позволяет существенно повысить их производительность, а также снизить расход топлива и вредных выбросов, что соответствует требованиям рационального использования топливных ресурсов [92, 103, 106]. Вертикальные циклонные нагревательные устройства широко используются для термообработки крупных, особо ответственных изделий (роторов, валов для паровых, газовых турбин, компрессорных машин, специальных сварных конструкций, гребных винтов и т.п.), горизонтальные печи — для нагрева заготовок под ковку и штамповку, а также в прокатных цехах в качестве печей скоростного нагрева [13, 19, 72, 77, 92]. В циклонных нагревательных устройствах вследствие их малой теплоинерционности упрощается управление процессами термообработки при сложных технологических режимах нагрева, сокращается количество брака. Благодаря высокой скорости нагрева заготовок повышается качество продукции, уменьшаются потери металла с окалиной, снюкается обезуглероживание поверхности, расширяются возможности автоматизации теплового режима.
Преимущества циклонных нагревательных устройств определяются в первую очередь их аэродинамикой и возможностью интенсификации конвективного тепло-
обмена. Поэтому исследование их аэродинамики в сочетании с изучением конвективного теплообмена представляет важную актуальную практическую задачу.
Повышение производительности и экономичности работы промышленных печей определяется более полным использованием их рабочего объема. Поэтому одним из наиболее рациональных и часто встречающихся способов нагрева заготовок (изделий) с малым относительным диаметром является нагрев их в садке, когда заготовки располагаются в группе симметрично относительно оси камеры. Результаты исследований, проведённые сотрудниками СПбГТУ (ЛПИ), ВНИИПромгаза, АГТУ (АЛТИ) [39, 77, 88, 92], позволили установить общую картину движения греющих газов в циклонных нагревательных устройствах и получить представление об уровне конвективного теплообмена на поверхности заготовок. Однако, имеющиеся данные не всегда позволяют достоверно оценить уровень и интенсивность конвективного теплообмена к заготовкам при их групповом нагреве. Обтекание круглых цилиндрических заготовок циклонным потоком является довольно сложным гидродинамическим процессом, зависящим от совокупного влияния их диаметра и длины, количества и величины смещения с аэродинамической оси потока, геометрических параметров циклонного нагревательного устройства и т.д. Условия формирования пограничных слоев, срыв потока с поверхности заготовки, распределение турбулентных характеристик потока в рабочем объёме печи определяют сложность процесса теплоотдачи на её поверхности. Имеющиеся методики аэродинамического и теплового расчёта циклонных нагревательных устройств выполнены в основном в автомодельной области течения греющего потока. Недостаток экспериментального материала по теплоотдаче к садке и отсутствие каких-либо данных по распределению локальных коэффициентов теплоотдачи на поверхности заготовок не позволяет обеспечить необходимую точность расчётов их нагрева. Всестороннее исследование особенностей гидродинамики и теплообмена в рабочем объёме вертикальных циклонных нагревательных устройств, необходимо для разработки методики их расчёта, рекомендаций по проектированию, что будет способствовать их широкому внедрению в промышленности. Отмеченные обстоятельства вызывают необходимость
проведения специальных исследований посвященных, перечисленным выше, практически важным вопросам.
Диссертационная работа состоит из четырёх глав и приложения. В первой главе дается обзор выполненных исследований по аэродинамике и конвективному теплообмену в циклонных нагревательных устройствах, в том числе и вертикальных. Обосновывается необходимость дальнейшего их изучения и определяются задачи исследования. Во второй главе производится описание экспериментальных установок и методики исследования аэродинамики и конвективного теплообмена. В третьей главе анализируются результаты исследований аэродинамики циклонного нагревательного устройства со смещённой параллельно оси рабочего объёма одиночной круглой заготовкой и их группы. Четвертая глава посвящена экспериментальному исследованию конвективного теплообмена к цилиндрическим заготовкам, расположенным в рабочем объеме циклонного нагревательного устройства. Рассмотрена теплоотдача к одиночной заготовке, смещенной с оси потока, к осесимметрично расположенной группе заготовок, а также к заготовке большого относительного диаметра. В приложении приводится пример расчёта вертикального циклонного нагревательного устройства по усовершенствованной методике, на основе полученных в данной работе рекомендаций и уравнений.
Экспериментальные стенды для исследования аэродинамики и конвективного теплообмена в вертикальных циклонных нагревательных устройствах
Основная часть рассмотренных выше исследований выполнена с использованием зондов (пневмометрические датчики, термоанемометры) которые вносят в поток определённые возмущения, которые часто приводят к значительному искажению результатов [73, 111]. Последнее вызывает необходимость использования современных методов аэродинамических измерений. Одним из наиболее совершенных и перспективных методов исследования течений со сложной аэродинамической структурой в ограниченном объеме являются бесконтактные оптические методы измерения, например, методы лазерной доплеровской анемометрии ЛДА (Laser Doppler Ane-J mometrie), основанные на эффекте Допплера [78, 125]. Они позволяют осуществлять измерения скорости и турбулентности потока с достаточно высокой точностью в. практически любых диапазонах их изменения. Особый интерес представляет возможность использования ЛДА для исследования потоков при малых скоростях -низких значениях чисел Рейнольдса.
Для исследования аэродинамики циклонных устройств, в том числе и нагревательных, всё ещё практически не используются, интенсивно развивающиеся численные методы. В настоящее время расчётные пакеты прикладных программ, такие как CFX, FlowVision, FLUENT, VP2/3 и другие, являются признанными инструментами исследования, постоянно ведётся совершенствование математических методов расчета гидродинамики и теплообмена для различных прикладных задач [10].Это высокоинтеллектуальные продукты, сконструированные на базе систем объектно-ориентированного программирования с модульной структурой, встроенными каталогами моделей и баз данных. Лежащие в их основе компьютерные технологии решения задач тепло- и массообмена давно служат объектом внимания гидромехаников и теплофизиков [70, 75, 117], позволяя объяснять сложную физическую картину исследуемого течения, уточнять его детали, оптимизировать существующие геометрические характеристики аппаратов. Инженерные методы, основанные на физическом моделировании и натурных экспериментах, являются доминирующими при проведении работ по исследованию аэродинамики и теплообмена в различных технических устройствах. В то же время, изучение той же самой проблемы на основе численного моделирования позволяет более глубоко рассмотреть суть гидродинамических и тепловых процессов. Результатом математического моделирования является более широкий и полный объём информации об особенностях и общих закономерностях турбулентных течений со сложной вихревой структурой, помогая проследить влияние кривизны обтекаемых поверхностей, режимов течения и других факторов [112].
Для исследования аэродинамики и конвективного теплообмена в вертикальных циклонных нагревательных устройствах были разработаны и созданы два экспериментальных стенда. В рамках договора о международном научном сотрудничестве между Архангельским государственным техническим университетом и Университетом прикладных наук, на базе лаборатории прикладной лазерной техники (FHOOW, Institut ftir Angewandte Lasertechnik) университета прикладных наук г. Эмдена (Германия) был разработан и смонтирован экспериментальный стенд , общий вид которого приведён на рис. 2.1. Его принципиальная схема представлена на рис. 2.2. Основным элементом стенда является модель вертикального циклонного нагревательного устройства с торцевым выводом газов, представляющая собой выполненную из оргстекла гладко стенную циклонную камеру 1 с внутренним диаметром DK = 2RK = 179 мм. Корпус модели (рис. 2.3) состоит из секции закручивателя длиной 114 мм и цилиндрического участка длиной 150,5 мм. Общая длина рабочего объёма составляет LK = 272 мм. Подвод воздуха в модель осуществлялся тангенциально внутренней поверхности с двух диаметрально противоположных сторон через каналы 2 с высотой 13 мм и длиной, размер по образующей, равной 40 мм. Безразмерная площадь входа потока fBX равнялась 4,13-Ю- . Отвод воздуха из модели циклонного нагрева тельного устройства производился через осесимметричное с рабочим объемом отверстие в верхнем торце 3. Диаметр выходного отверстия составлял 71,7 мм, что в безразмерном виде соответствует dBbDi — 0,4.
Выбор геометрических характеристик циклонного нагревательного устройства осуществлён согласно рекомендациям, разработанным на кафедре теплотехники АГТУ [92] для вертикальных циклонных нагревательных устройств.
Воздух, от воздуходувки 10, подавался в модель по трубопроводам с внутренним диаметром 46 мм и гибким гофрированным шлангам. После циклонного устройства отработанный воздух улавливался вытяжным зонтом 4 и отводился в систему вытяжной вентиляции.
Нагреваемые заготовки имитировались паровыми калориметрами 5 длиной 231,5 мм, с толщиной стенки 2,6 мм. Диаметр калориметров равнялся 61,5 и 31 мм, что соответствовало параметру d3 = 0,344 и 0,173 соответственно. Относительная величина смещения заготовки с оси рабочего объёма е для диаметра d3 = 0,344 составляла 0; 0,034; 0,067; 0,134; 0,190, а для диаметра d3 = 0,173 - е = 0,190 и 0,324. При групповой загрузке циклонного устройства относительный диаметр заготовок — паровых калориметров d3 равнялся 0Д73. При е = 0,190 количество заготовок п3 было равно 1 и 2, а для е = 0,324 - п3 =1, 2 и 4.
Торцы калориметра отстояли от торцов рабочего объема на расстоянии 23 мм, что исключало непосредственное воздействие на боковую поверхность теплоотдачи торцевых течений. Греющий насыщенный пар из электрического котла 24 по трубопроводу подавался внутрь рабочего объёма калориметра, а пароводяная смесь отводилась из него с помощью конденсатоотводящей трубки — ножки калориметра в дренаж 28. Система крепления устраняла возможную вибрацию калориметра и не вносила существенных возмущений в циклонный поток.
Измерение плотности теплового потока по периметру калориметра осуществлялось с помощью градиентного датчика теплового потока 21 фирмы «Captec" (Франция), анизотропного термоэлектрического преобразователя, изготовленного из монокристаллов висмута. Принцип действия датчика основан на поперечном эффекте Зеебека [118]. Датчик имеет размеры сторон 5 5 мм и толщину 0,450 мм, время реакции датчика составляет 150 мс, его вольт-ваттная чувствительность-0,136 мВ/(Вт/м2). На калориметре датчик закреплялся заподлицо с его поверхностью в среднем сечении модели циклонного нагревательного устройства (z = 0,670). Снятие показаний производилось путём вращения калориметра через 10 вокруг его оси. Отсчёт показаний датчика производился милливольтметром 23 с ценой деления 0,01мВ. Температура поверхности калориметра поддерживалась постоянной, равной ґКШІ=100С и контролировалась с помощью хро-мель-алюмелевой термопары 22 подключенной ко второму милливольтметру 23.
Влияние смещения заготовки на аэродинамику циклонного нагревательного устройства и её обтекание
При расположении заготовки соосно с рабочим объемом устройства наблюдается достаточно высокая равномерность распределения основных интегральных аэродинамических характеристик закрученного потока по периметру и высоте циклонного устройства. Однако даже при небольшом смещении заготовки с диаметром d3 =0,344 (е = =0,034) с оси циклонного устройства (практически совпадающим в начальном положении с аэродинамической осью потока) происходит нарушение осевой равномерности её обтекания закрученным потоком. Изменение безразмерного радиуса ф,„, характеризующего положение интегральной скоростной характеристики циклонного потока м ф,„ [92] (wcpm— максимум тангенциальной составляющей полной скорости), качественно напоминает синусоиду (рис. 3.86) с максимумом в точке ф=0 (ф — угол с вершиной на оси рабочего объёма, отсчитываемый в направлении движения потока от радиуса, по которому происходит смещения цилиндрической заготовки), а минимумом при ф = 180 и амплитудой равной величине смещения заготовки (центральный угол ср показан на рис. 3.9). Поток как бы концентрируется вокруг заготовки и перемещается за ней.
Для анализа течения в работе использовались полученные полуэмпирическим путём линии тока в поперечном сечении циклонного устройства для различных вариантов расположения заготовок. При двухмерном (плоском) представлении циклонного потока функция тока \/, связанна с тангенциальной Т4 ф и радиальной wr составляющими вектора скорости соотношениями
С целью повышения точности расчётов в работе использовались полиномы девятой степени. Постоянная интегрирования С определялась из условия \\j(r,(p)=comt на границе пограничного слоя у боковой поверхности циклонного устройства. Поскольку получение пристенного пограничного слоя у боковой поверхности рабочего объёма в зависіімости от г изменяются сравнительно мало, что является одной из особенностей течения циклонного потока в этой области [92], (линии тока здесь являются практически концентрическими окружностями с центром на оси потока). В качестве примеров на рис. 3.10 — 3.13 представлены описание распределений w9, расчётные распределения функции тока, а также изотах и ф и wz для различных е и d3= 0,344. По распределениям функции тока для каждого заданного значения ф с постоянным шагом равным 0,025 строились линии тока в поперечном сечении циклонного устройства.
При е = 0,034 происходит нарушение симметрии обтекания смещённой заготовки закрученным потоком, деформация линий тока вблизи её поверхности. Изменяется также картина осевых течений. Поток срывается с поверхности заготовки, появляется возвратное течение, которое, взаимодействуя с основным циклонным потоком, дает начало формированию вторичного вихря в области ф / = 180. При е = 0,067 (рис. ЗЛО) поток срывается с поверхности заготовки при угле ф = 107 и затем присоединяется к нему при р / =202. Начинает формироваться двухстороннее обтекание заготовки основным - циклонным потоком и вторичным вихрем. Происходит нарушение осевой симметрии в распределениях тангенциальной и осевой скоростей. При е 0,067 смещение заготовки с оси закрученного потока приводит к нарушению устойчивости течения у его поверхности. Линии тока в этом случае начинают деформироваться и приобретают эллипсообразный вид с большой осью, расположенной в плоскости смещения.
При значительных смещениях с оси рабочего объёма е 0,134 заготовка и боковая поверхность рабочего объема образуют проточный криволинейный канал переменного поперечного сечения конфузор — диффузор и т.д., причем профиль этого канала определяется не только значениями Z)K, d2, е, но и расположением и размерами зон вторичных течений у поверхности заготовки. На рис. 3.11 и 3.12 приведены распределения тангенциальной скорости w9, линии тока, а также изотах тангенциальной и осевой w: скоростей при обтекании заготовки с d3 = 0,344 смещенной на е = 0,134 и 0,190.
По мере перемещения потока в конфузорной части канала и приближения его к наиболее стесненному сечению ф = 0 происходит увеличение уровня тангенциальной скорости и перестройка ее профиля. Максимум w9 приближается к поверхности заготовки и увеличивается по величине. Поток перемещается здесь под влиянием отрицательного градиента давления, способствующему его разгону. В диффузорной части канала (ф 0), положительный градиент давления препятствует продвижению потока у поверхности заготовки и приводит к его отрыву в точке 2. С противоположной стороны наблюдается вторичный вихрь, интенсивность и размеры которого возрастают с увеличением е. О размерах вторичного вихря можно судить по положению нулевой линии тока, которая замыкается между точками 1 и 2.
С увеличением смещения заготовки возрастают размеры вторичного, индуцированного вихря и нулевая линия тока отклоняется от заготовки на большее расстояние. Граница разделения прямого и обратного течений во вторичном вихре (изотаха нулевого значения тангенциальной скорости) на рис. 3.1 \в показана штриховой линией и берет начало в области точки 1. Попятный вихрь срывается с поверхности заготовки около точки 3, положение которой характеризуется центральным углом заготовки ф — углом отсчитываемым в поперечном сечении рабочего объёма от линии смещения заготовки, с вершиной на её оси. В точке Зф « 170. Между точками 2 и расположена область течения со сложной кинематической структурой, в которой также существует обратное течение - у поверхности поток перемещается в направлении точки 2. В результате отрыва с поверхности заготовки более мощного основного (циклонного) потока происходит инжекция части оторвавшегося вторичного вихря и присоединение ее в точке 4.
Между точками 3 и 4 образуется узкий отрывной пузырь. При е 0,134 устанавливается единообразная картина обтекания заготовки. Точка 1 располагается на поверхности заготовки при ф / = 245...250. С увеличением смещения точка отрыва потока 2 смещается к зажатому сечению, что объясняется увеличением стесненности течения. Точки 3 и 4 также смещаются в область меньших углов ф /. Изотахи осевой скорости (рис. 3.11 г) показывают, что во вторичном вихре наблюдается интенсивный сток газа в направлении выходного отверстия. Осевые скорости в этой области соизмеримы с тангенциальными. Характер изменения изо-тах w- в остальной части поперечного сечения также является сложным. Это указывает на то, что смещение заготовки с аэродинамической оси циклонного потока приводит к появлению значительных вторичных течений. Во внешнем циклонном потоке распределения w pH w-остаются практически осесимметричны.
При всех исследованных расположениях заготовки максимальное в поперечном сечении значение м фш находится при ф = 0. Минимальное значение гф„, с увеличением е перемещается от ф = 180 в сторону меньших углов. Суммарный коэффициент сопротивления вх изменяется в диапазоне от 5,89 до 2,73, снижаясь при смещении заготовки с оси циклонного нагревательного устройства. На рис. 3.13 приведены результаты расчёта траектории движения потока, поступающего в рабочий объём из входных каналов (при гш = zB /DK = 1,204) циклонного устройства, а на рис. 3.14 — проекции распределений вектора скорости в её рабочем объёме на среднюю поперечную и диаметральную плоскости. Более жирными линиями на рис. 3.14 показаны изотахи нулевого значения осевой скорости. Расположение характерных точек 1...4 (рис. 3.13а), вполне удовлетворительно согласуются с результатами измерений скорости, и расчётно-опытными линиями тока (рис.3.15). На рис. 3.146 хорошо видны вихри, существующие в рабочем объеме циклонного устройства. Картину обтекания заготовки, дополняют контуры изотах осевой скорости (рис. 3.15 а,б).
Влияние расхода газа на аэродинамику вертикальных циклонных нагревательных устройств
Установлено, что закономерности обтекания круглой заготовки закрученным потоком зависят не только от её диаметра и длины, смещения с аэродинамической оси потока, геометрических характеристик циклонного устройства, но также и расхода газа через него. Рассматриваемая задача представляет большой теоретический и практический интерес с точки зрения дальнейшего изучения аэродинамики и конвективного теплообмена в циклонных нагревательных устройствах.
Со снижением числа Рейнольдса происходит постепенная перестройка профилей тангенциальной и осевой составляющих скорости потока (рис. 3.42). Интенсивность вращательного движения снижается, уменьшаются значения максимума вращательной скорости- w9m, а радиус, характеризующий ее положение, гфот увеличивается, т.е. смещается от поверхности заготовки в направлении боковой поверхности рабочего объема циклонного устройства. Следует отметить, что с уменьшением ReBX увеличиваются осевые скорости потока вблизи поверхности заготовки и проточ-ность этой области течения. Суммарный коэффициент сопротивления ,вк при ReBX Re3xT(Re T- число Рейнольдса начала автомодельной области течения) снижается от 3,59 до 2,75.
В области автомодельного течения потока (при ReBX Re T), максимальная тангенциальная скорость и ф/и и радиус гф,„ определяются методикой аэродинамического расчета [92]. Изменение w9„, и гфШот числа Рейнольдса в неавтомодельной об ласти течения представлено на рис. 3.43 ("%„, и ф,„ — значения -и ф„, и гфт в области. автомодельного течения [92]).
Значения м ф/и и гфЯ}при Re Re 1 могут быть рассчитаны по уравнениям На рис. 3.44 приведены распределения безразмерных тангенциальной w9 и осевой wz составляющих вектора полной скорости по радиусу циклонного устройства при различных значениях ReBX, полученные при помощи ЛДА, а также - цилиндрическим трехканальным зондом по обычной методике [69] при автомодельном режиме течения потока (ReBX = 62,12 -104).
При обтекании заготовки, смещенной с оси рабочего объема, как и при соос-ном её расположении, со снижением числа Рейнольдса до значений меньших Re T происходит постепенная перестройка профилей тангенциальной и осевой составляющих скорости потока. Интенсивность вращательного движения в циклонном потоке снижается. Траектории циклонного потока принимают более осесиммет-ричную и равномерную по периметру рабочего объема форму. Уменьшаются значения максимума вращательной скорости м фл,и интенсивность его изменения от угла ф (рис.3.45). Так если при ReBX = 23,53-104 максимальное значение и фот (при ф и «15) на 44% превышает минимальное (при ф и 270) в этом же поперечном сечении, то при ReBX = 2,22 -104 только на 11%. Радиус гф;я, характеризующий положение и , увеличивается, т.е. максимум w , смещается к боковой поверхности рабочего объема циклонного устройства, а изменение его по периметру уменьшается.
Распределение по периметру осевой скорости, при уменьшении ReBX, также приобретает значительно более равномерный характер. Наиболее существенно профиль w2 перестраивается в диффузорной части поперечного сечения, где периферийное обратное течение оттесняется от заготовки. В конфузорной же части наоборот происходит некоторое расширение периферийного обратного тока. При ReBX =2,22-10 изотаха нулевого значения осевой скорости, изображенная на рис. 3.46 пунктирной линией, становится практически осесимметричной с рабочим объемом окружностью. На рис. 3.46 серым цветом выделена область положительного направления движения осевой скорости - в сторону выходного отверстия циклонного устройства.
Местная и средняя теплоотдача на поверхности одиночной круглой цилиндрической заготовки, смещенной с аэродинамической оси циклонного потока
Как было отмечено выше в обзоре ранее выполненных работ, основные исследования конвективного теплообмена в циклонных нагревательных устройствах (в том числе в промышленных вертикальных) посвящены теплоотдаче наповерхности цилиндрических заготовок соосных с их рабочим объёмом. Число исследований теплоотдачи на поверхности заготовок, смещённых с оси рабочего объёма, значительно меньше. И в том, и в другом случае в основном исследовались средние значения коэффициента теплоотдачи. Локальные значения коэффициента теплоотдачи исследованы лишь в приближённой постановке и в ограниченном объёме. Поэтому в настоящей работе основное внимание уделено исследованию локальных коэффициентов теплоотдачи на поверхности цилиндрических заготовок, смещённых с аэродинамической оси потока, при различных геометрических и режимных характеристиках промышленных вертикальных циклонных нагревательных устройств.
На рис. 4.2 приведены распределения по периметру заготовки местного коэф фициента теплоотдачи аф, отнесенного к его среднему значению а. При безотрывном обтекании заготовки с d3 = 0-344 ( е = 0,034) неравномерность теплоотдачи по периметру не превышает 17%. Максимальные значения коэффициента теплоотдачи наблюдаются при ф ? « 120 и 270, а минимальные - при ф « 60 и 190. Такой характер изменения ссф, вероятно, можно объяснить различной степенью влияния центробеж-ных сил на формирование пограничного слоя на поверхности заготовки при увеличении скорости потока в конфузорной части течения и его торможении в диффузорной.
С увеличением смещения заготовки d3 = 0,344 (рис. 4.2), до начала отрывного её обтекания (е = 0,101 и 0,134), максимальное локальное значение аф расположено в лобовой критической точке 1 при щ «250 и превышает среднее значение ос на 33 %. При более значительных смещениях (е= 0,190 для d2 = 0,344 и е = 0,190 и 0,324 для d3 = 0,173) значения? максимумов коэффициента теплоотдачи и местоположение лобовой точки различаются что, вероятно, обусловлено различием интенсивности турбулентности потока натекающего на заготовку и неравномерным ее распределением по периметру и радиусу циклонного устройства.
В конфузорной части поперечного сечения по мере продвижения потока от лобовой точки 1 (см. рис. 4.2), а также в его диффузорной части до точки отрыва 2 (при угле Ф /ЯЙ.ЗО"- 50), с увеличением толщины теплового пограничного слоя, происходит снижение коэффициента теплоотдачи. Причем в окрестности точки 2 для обеих заготовок наблюдаются наименьшие по периметру значения аф,. со ставляющие 62... 65% от его средней величины. Снижение otq, происходит и в вихре до его отрыва в точке 3. Для заготовки с d3 = 0,173, при рассмотренных её смещениях, в точках 3 (ф /« 170 — 180) наблюдается еще один минимум значений коэффициента теплоотдачи.
В кормовой области течения возможно образование двух небольших по величине максимумов - один за точкой отрыва 2 циклонного потока при ф « 60 - 70, а второй в окрестности точки 4 при ф /« 120 - 140. Распределение коэффициентов теплоотдачи в этой части заготовки, как и в вихре, в значительной степени определяется совокупным влиянием таких факторов, как присоединение вихря в точке 4 с последующим развитием пограничного слоя, высокой интенсивностью турбулентных пульсацищобразованием вторичных течений и осевым стоком газа в направлении
Следует отметить, что влияние турбулентности потока и формы проходного канала поперечного сечения (являющейся в определённой степени аналогом параметра загромождения обычного плоскопараллельного потока) на теплоотдачу заготовки, как в лобовой точке, так и в других частях её поверхности, не может рассматриваться отдельно, так как в исследуемой задаче они сами зависят от величины её диаметра и смещения.
В качестве характерной скорости при анализе и обобщении опытных данных по теплоотдаче, как и в ранее выполненных работах [83, 90, 92], использовано значение максимальной тангенциальной скорости w m в наиболее стесненном поперечном сечении модели циклонного нагревательного устройства (при ф = 0), которое может быть определено по методике их аэродинамического расчета [92] с учётом рекомендаций и уравнений, приведённых в разделе 3.6. настоящей работы.
Известно, что турбулентность натекающего потока определяет не только уро вень, но и различную интенсивность зависимости: коэффициента теплоотдачи от скорости течения или числа Рейнольдса [6]. В рассматриваемом случае для лобовой точки при обтекании заготовки с d3 = 0-344 ранее отмеченный рост турбулентности с увеличением е приводит к повышению показателя степени при числе Рейнольдса от 0,45 до 0,54, а для d3 = 0,173 при исследованных значениях е от 0,44 до 0 46. Результаты обобщения опытных данных по теплоотдаче в лобовой точке заготовок исследованных диаметров представлены на1 рис. 4.3 линией Г и с достаточной для практического использования точностью 10 могут быть обобщены уравнением
На рис. 4;3 приняты следующие обозначения: Nu = ad3/X, Nuq, = a dj k.— среднее и местное числа Нуссельта Кефт = "и ф,„ d /v - число Рейнольдса, X и у - коэффициент теплопроводности и кинематический коэффициент вязкости при средней температуре потока.
