Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Современное состояние исследований по расчету теплообмена и сопротивления в профилированных каналах и пластинчатых теплообменниках 12
1.1. Анализ экспериментальных данных по теплообмену и гидравлическому сопротивлению в профилированных трубах и каналах 12
1.2. Современные методы расчета теплообмена и гидравлического сопротивления в профилированных трубах и каналах на основе моделей процессов переноса 30
1.3. Влияние геометрии капала на теплообмен и сопротивление 50
1.4. Эмпирические зависимости по теплообмену и гидравлическому сопротивлению каналов пластинчатых теплообменников 59
1.5. Выводы и постановка задачи исследования ^з
Глава 2. Гидравлическое сопротивление и теплообмен при турбулентном обтекании пластины и развитом турбулентном течении в трубе. Вывод зависимости по гидравлическому трению и теплообмену на основе модели прерывистого подслоя 65
2.1. Пограничный слой при продольном обтекании пласти ны 65
2.1.1. Трение при продольном обтекании пластины 65
2.1.2 Теплообмен при продольном обтекании пластины ^9
2.2 Изотермическое установившеєся течение в трубе 70
2.2.1.Трение при развитом течении в трубе 70
2.2.2. Теплообмен при гидродинамически
стабилизированном и термически развитом (5 — R, 5( = R)
течении в трубе . 72
2.3. Структура ламинарного подслоя 73
2.3.1. Оценка протяженности зоны рециркуляции
2.3.2. Оценка протяженности зон присоединения, безотрывного обтекания и рециркуляции 75
2.4. Связь температурного и скоростного турбулентных профилей при Р 78
2.4.1. Вывод зависимости по теплообмену при обтекание пластины с учетом связи скоростного и температурного профилей... 78
2.4.2. Вывод зависимости по теплообмену при течении в трубе с учетом связи скоростного и температурного профилей 81
Глава 3. Обобщение опытных данных по теплообмену и сопротив лению на основе модели прерывистого под слоя 83
3.1. Общий вид степенной зависимости для теплообмена и сопротивления 83
3.2. Методика обобщения опытных данных по теплообмену и сопротивлению профилированных поверхностей степенными зависимостями 86
3.3. Результаты обобщения опытных данных для профилированных поверхностей 88
3.3.1. Аппроксимация опытных данных по теплообмену... 88
3.3.2. Аппроксимация опытных данных по сопротивлению 96
3.4. Анализ полученных результатов 99
3.5. Методика обобщения опытных данных по сопротивлению профилированных поверхностей с использованием подхода к шероховатым трубам 100
3.6. Аппроксимация опытных данных по сопротивлению
3.7. Выводы по главе 105
Глава 4. Применение модели прерывистого подслоя для получения обобщающих зависимостей по теплообмену и сопротивле нию ленточно-поточных и сетчато-поточных теплообмен ников 107
4.1. Исходные данные. Выбор основных критериев формы каналов 107
4.2. Обобщение опытных данных по теплообмену и сопротивлению 118
4.3. Анализ результатов и выводы по главе 122
Заключение 123
Литература
- Современные методы расчета теплообмена и гидравлического сопротивления в профилированных трубах и каналах на основе моделей процессов переноса
- Трение при продольном обтекании пластины
- Методика обобщения опытных данных по теплообмену и сопротивлению профилированных поверхностей степенными зависимостями
- Обобщение опытных данных по теплообмену и сопротивлению
Введение к работе
Актуальность работы. Один из наиболее эффективных способов интенсификации процесса теплообмена - применение профилированных каналов или теплообменных поверхностей сложной геометрии, что ведет, как правило, к отрывному характеру течения, трудно поддающемуся описанию. Поэтому при проведении расчетов по гидравлике и теплообмену в таких каналах используют эмпирические зависимости, полученные для каждого типа поверхности. Область применения каждой из них ограничена конкретным типом поверхности или канала и исследованным диапазоном параметров потоков и геометрических характеристик поверхностей теплообмена.
Чтобы получить эмпирические зависимости, обеспечивающие необходимую точность расчетов, весь исследованный диапазон геометрических параметров часто приходится разбивать на два или более подинтервалов и подбирать зависимости для каждого из них. Поэтому количество зависимостей превышает число самих типов поверхностей, что вызывает дополнительные трудности при выборе и разработке теплообменников и при проведении оптимизационных расчетов в процессе совершенствования действующих или создания новых перспективных аппаратов и установок.
Дополнительные сложности возникают вследствие того, что отсутствует единый подход в выборе геометрических переменных, определяющих влияние на интенсивность теплообмена и гидродинамику.
В последние годы ситуация усугубилась тем, что фирмы-производители теплообменников, публикуя данные о выпускаемом оборудовании, не приводят в каталогах и рекламных проспектах необходимую информацию о геометрических и теплогидравлических характеристиках теплообменных аппаратов, вынуждая потребителей пользоваться услугами этих фирм по подбору оборудования, который выполняется не по обобщенным, а по частным зависимостям.
Целью работы является совершенствование методов расчета теплообменных аппаратов с эффективными поверхностями нагрева.
Для достижения указанной цели поставлен ряд научно-технических задач, включающий:
выявление общих закономерностей процессов теплообмена и
сопротивления при течении в каналах сложной геометрии, отличающихся
формой и размерами;
разработка модели, позволяющей описать теплообмен и сопротивление для более широкого класса поверхностей;
апробация модели на имеющихся в литературе опытных данных для диффузорно-конфузориых каналов, труб со спиральными вставками и труб с накаткой, каналов пластинчатых теплообменников;
обобщение данных по теплообмену и сопротивлению профилированных труб и каналов, а так же пластинчатых теплообменников с поверхностями из гофрированных пластин;
разработка универсальной методики обобщения данных по теплообмену и сопротивлению эффективных теплообменников.
Научная новизна.
1. Предложена двухслойная модель турбулентного течения и
теплообмена в каналах, объясняющая механизм интенсификации процессов
переноса в профилированных каналах и опережающего роста теплообмена по
сравнению с ростом сопротивления, а также модифицированная модель
течения в трубах и каналах с дискретной шероховатостью.
В основу первой положено представление о двухслойной структуре течения - турбулентном ядре и прерывистом ламинарном пристенном подслое.
2. На основе обобщения известных опытных данных по теплообмену и
сопротивлению в диффузорно-конфузориых каналах, трубах со спиральными
вставками и трубах с накаткой, выполненного с использованием модели с
прерывистым подслоем и модифицированной модели течения в шероховатых
9 трубах и каналах, выявлено влияние обобщенных геометрических неременных каналов на процессы переноса. Получены зависимости критического числа Рейнольдса, при котором происходит периодическое прерывание подслоя, от вычисляемых по общим правилам для любых типов поверхностей обобщенных безразмерных геометрических переменных - относительной длины периода продольного профиля, степени дросселирования поперечного сечения канала, его кривизны и др.
На основе предложенной модели с прерывистым подслоем и аналогии процессов переноса теплоты и импульса получены зависимости для расчета теплообмена по гидравлическому сопротивлению при турбулентном безградиентном обтекания пластины и установившемся турбулентном течении в трубах и каналах.
Получены обобщенные зависимости по теплообмену и сопротивлению для ленточно-поточных и сетчато-поточных пластинчатых теплообменников, данные по геометрии которых, имеются в доступных для исследователей источниках.
Практическая ценность.
1. Применение предложенных моделей турбулентного течения и
теплообмена позволяет рассчитывать теплообмен и сопротивление в более
широких диапазонах геометрических характеристик, в том числе с учетом
опережающего роста теплообмена.
2. Полученные обобщенные зависимости по теплообмену и
сопротивлению каналов пластинчатых теплообменников, широко
применяющихся в настоящее время в технологии, схемах тепловых пунктов
промышленных предприятий и объектов жилищно-коммунального хозяйства,
могут быть использованы при расчете и подборе теплотехнического
оборудования.
10 На защиту выносятся:
двухслойная модель турбулентного течения и теплообмена для
интенсифицированных поверхностей теплообмена;
модифицированная модель течения в шероховатых трубах и каналах,
позволяющая обобщать опытные данные по гидравлическому сопротивлению в
профилированных трубах и каналах;
зависимости по теплообмену и сопротивлению диффузорно-копфузорных каналов, труб со спиральными вставками и с накаткой, учитывающие влияние геометрии.
уточненная методика обобщения данных по теплообмену и сопротивлению профилированных труб и каналов с использованием обобщенных геометрических переменных, а также моделей прерывистого подслоя и течения в шероховатых трубах и каналах, апробированная при обобщении опытных данных для диффузорно-конфузорных каналов, труб со спиральными вставками и с накаткой;
обобщенные зависимости по теплообмену и сопротивлению ленточно-
поточных и сетчато-поточных каналов пластинчатых теплообменников.
Апробация работы.
Основные положения работы, результаты теоретических и экспериментальных исследований докладывались и обсуждались на международных конференциях:
8 - 10-ой Международных научно-технических конференциях студентов и аспирантов. Радиоэлектроника, электротехника и энергетика, Москва 2002 - 2004 г.
Первой Всероссийской школе-семинаре молодых ученых и специалистов. Энергосбережение - теория и практика, Москва 2002 г.
Третьей Российской национальной конференции по теплообмену.
Вынужденная конвекция однофазной жидкости, Москва 2002 г.
Второй всероссийской школе-семинаре молодых ученых и специалистов. Энергосбережение - теория и практика, Москва 2004 г.
Публикации. Основные научные положения и выводы изложены в 8 опубликованных работах.
Структура и объём работы. Диссертация состоит из введения, четырёх глав, заключения, списка литературы, состоящего из 81 наименований, и приложения. Общий объём диссертации составляет 166 страниц, включая рисунки, таблицы и приложения.
Настоящая работа выполнена в Московском Энергетическом Институте (Техническом Университете) на кафедре Тепломассообменных процессов и установок под руководством профессора, к.т.н. А.Л. Ефимова.
Автор выражает глубокую благодарность к.т.н. доценту АЛ. Ефимову и всему коллективу кафедры ТМПУ МЭИ (ТУ) за помощь, оказанную при работе над кандидатской диссертацией.
Современные методы расчета теплообмена и гидравлического сопротивления в профилированных трубах и каналах на основе моделей процессов переноса
Сложный механизм интенсификации теплообмена и трения, большое разнообразие форм и расположения элементов шероховатости не позволяют пока получить универсальные обобщающие зависимости. Достоверные характеристики таких каналов можно получить только экспериментальным путем, поэтому опытные соотношения до сего времени являются основой расчета интенсифицированных каналов. При отсутствии адекватного математического описания взаимодействия турбулентного потока с дискретно шероховатой стенкой канала моделирование гидродинамической картины течения и процессов тепломассообмена в этих условиях возможно только на основе приближенных представлений [7, 22, 31, 64].
По мнению Ю.Ф. Гортышова и др. [23], для описания структуры потока используется два принципиально различных подхода.
Первый подход базируется на следующих предположениях. Течение около стенки с дискретными поперечными выступами значительно изменяется под влиянием выступов по сравнению с течением на гладкой поверхности. Непосредственно на стенке формируется внутренний слой шероховатости толщиной, yih 2, у+ 30, где h - размер выступа шероховатости, распределение скоростей в котором полностью зависит от местных параметров потока (pi, х, v, И) а дальше от стенки формируется внешний слой, в котором прямой эффект вязкости незначителен, у = А,« /У, где кх размер зерна эквивалентной песочной шероховатости.
При турбулентном течении теплоносителя в гладкой трубе в динамическом пограничном слое толщиной S = R (R — радиус трубы) существуют вязкий (ламинарный) подслой yiR 0,0001 с преимущественно молекулярным механизмом переноса; промежуточный (буферный) слой ylR 0,01, в котором одновременно с основным молекулярным развивается действие конвективного механизма переноса, и турбулентное ядро /7? 0,01 -5- 1 с молярным характером переноса [34, 35]. Это трехслойная схема турбулентного пограничного переноса. В упрощенной (двухслойной) схеме турбулентного пограничного слоя выделяется вязкий подслой 5П =y/R 0,01 (с преобладающим молекулярным переносом) и турбулентное ядро. Вязкий подслой, буферный слой и переходная (логарифмическая) область ядра образуют пристенную (внутреннюю) часть пограничного слоя ylR 0,19. остальная область ядра — внешняя часть пограничного слоя ylR 0,19 — 1. течение и процессы переноса во внутренней части пограничного слоя определяются, в основном, влиянием стенки (например, зависят от шероховатости стенки к ) и мало подвергаются воздействию условий внешнего течения (турбулентности внешнего течения, изменению давления вдоль внешнего потока и д.р.) во внешней части пограничного слоя преобладает влияние внешнего течения [7].
Согласно трехслойной схеме пограничного слоя по Т. Карману [34, 35] вязкий подслой с чисто ламинарным трением в потоке занимает область 0 у 5; буферный слой с ламинарно-турбулентным трением существует в районе 5 у 30; за пределами у 30 — область турбулентного ядра, однако только при у+ 70 исчезает влияние молекулярного переноса и величина трения полностью обусловлена молярным переносом.
На рис. 1.2,1 показан закон сопротивления для труб с песочной шероховатостью. Кривая (1) соответствует закону сопротивления Л = 64/Ке при ламинарном течении, кривая (2) - закону сопротивления X = 0,3164(І7ЙҐ/І "4 при турбулентном течении в гладкой трубе при степенном распределении скоростей при п = 1/7, кривая (3) - закону сопротивления - = = 2,0 lg(—л/Х)-0,8 при турбулентном течении в гладкой трубе, скоростей. При ламинарном течении все шероховатости трубы дают такое же сопротивление, как и гладкие трубы. Критическое число Рейнольдса так же не зависит от шероховатости. И при турбулентном течении для каждой относительной шероховатости существует определенная область чисел Рейнольдса, в которой сопротивление шероховатой трубы такое же, как и в гладкой. Согласно [7], при течении в шероховатых трубах следует различать три режима: 1. Режим без проявления шероховатости, при котором Размеры зерен, образующих шероховатость при таком гидравлически гладком режиме, столь малы, что выступы элементов шероховатости лежат внутри ламинарного подслоя, 2. Переходный режим, при котором 5 - - 70, A = A( iRe). R Элементы шероховатости частично выступают их ламинарного подслоя. Дополнительное, по сравнению с гладкими трубами, сопротивление возникает в основном вследствие сопротивления формы элементов шероховатости, выступающих из ламинарного подслоя в турбулентный пограничный слой. 3. Режим с полным проявлением шероховатости, при котором
Все элементы шероховатости выступают из ламинарного подслоя. Преобладающая часть сопротивления состоит из сопротивления формы отдельных элементов шероховатости, поэтому закон сопротивления получается чисто квадратичным.
Фактически теоретической моделью турбулентного течения около шероховатой поверхности является пограничный слой на гладкой стенке с измененными граничными условиями [23].
И. Никурадзе [36] использовал рассмотренную схему пограничного слоя и, основываясь на опытных результатах, получил обобщающий закон трения для геометрически подобной песчано-зернистой шероховатости. Т. Карман [34] из предложенной им гипотезы подобия вывел квадратичный закон сопротивления для течения при полном проявлении шероховатости: A = [(21g(- ) + l,68)]-3 (1.2.1) Сравнение с измерениями И. Никурадзе [36] показало, что для лучшего совпадения с измерениями следует заменить число 1,68 на 1,74. Таким образом, закон сопротивления при полном проявлении шероховатости принял вид:
Трение при продольном обтекании пластины
Широкое распространение получили пластинчатые теплообменники, причем их можно разделить на две принципиально отличающиеся группы: ленточно и сетчато-поточные.
Для ленточно-поточных теплообменников заслуживает внимания работа A.M. Маслова [23] по получению обобщенных уравнений для ленточно-поточных пластин. Для определения коэффициента общего гидравлического сопротивления единицы относительной длины извилистого щелевидного канала и теплоотдачи, проводя исследования на моделях каналов он получил уравнение здесь ft - угол при основании гофра между горизонтальной плоскостью, на которой лежит пластина, и наклонной к ней стороной гофра; S - шаг гофр; б — зазор между пластинами в точке поворота гофр.
Для вычисления теплоотдачи в ленточно-поточных каналах при турбулентном движении рабочей среды A.M. Масловым получена обобщенная зависимость где Л0 - коэффициент трения в прямолинейном канале при том же Re, что и для
Уравнение (1.4.2.) носит полуэмпирический характер и дает результаты, близкие к экспериментальным, в пределах от 2000 до 20000 и S/S от 3 до со.
Для сстчато-поточных теплообменников подобной обобщающей зависимости не существует и для каждого типа поверхности приходится пользоваться своими, только для них полученными зависимостями, действующими в ограниченном диапазоне чисел Рейнольдса и параметров формы пластины.
Варианты схем тепловых пунктов с пластинчатыми теплообменниками и альтернативными видами оборудования (элеваторами, подмешивающими насосами с частотно-регулируемым приводом и т.п.) и оценка достигаемого энергосберегающего эффекта приведены в приложениях П. t - П. 8.
1. Несмотря на наличие в литературных источниках большого количества опытных данных по теплообмену и сопротивлению в профилированных каналах, как правило, этих данных не достаточно для полного описания геометрии канала, а, следовательно, для выявления влияния геометрии каналов на теплообмен и гидравлическое трение.
2. Многие из существующих моделей либо не полностью описывают процессы, происходящие в отдельных зонах (ламинарный подслой, точки отрыва-присоединения потока, зона возвратного течения), либо вообще не имеют конкретных зависимостей и рекомендаций для расчета теплообмена и гидравлического сопротивления.
3. Практически все модели применимы только для конкретного типа поверхностей, причем в определенном диапазоне чисел Рейнольдса и геометрических характеристик поверхностей.
4. Предложенные А.Л. Ефимовым модифицированные уравнения подобия дают неплохой результат по теплообмену для нескольких типов каналов, даже при использовании только одного параметра формы канала ЇId\ но для получения аппроксимирующей зависимости по сопротивления в диффузорно-конфузорных каналах автору пришлось разделить обработку на группу с постоянной длиной диффузоров и переменной длиной конфузоров и, наоборот. Это указывает на не полный учет влияния параметров геометрии каналов.
5. Обзор информации по пластинчатым теплообменникам показал, что существует два основных типа теплообменников: лснточно-поточные и сетчато-поточные. И если для ленточно-поточных A.M. Масловым получены общие для всех типов пластин зависимости по теплообмену и сопротивлению, то для сетчато-поточных до сих пор для каждого типа пластин существуют свои зависимости по теплообмену и сопротивлению, действующие в определенном диапазоне чисел Рейнольдса.
В связи с выше перечисленным, нами были поставлены следующие задачи исследований: 1. Выявление общих закономерностей процессов теплообмена и сопротивления при течении в различных каналах сложной геометрии. 2. Создание модели, позволяющей описать теплообмен и сопротивление, если не для всех, то хотя бы для более широкого класса поверхностей. 3. Апробация модели на имеющихся в литературе опытных данных для диффузорно-конфузорных каналов, труб со спиральными вставками и труб с накаткой. 4. Разработка рекомендаций для расчета критериев формы и геометрии каналов по общим правилам для всех типов каналов. 5. Обобщение данных по теплообмену и сопротивлению пластинчатых теплообменников с поверхностями теплообмена из гофрированных пластин.
Методика обобщения опытных данных по теплообмену и сопротивлению профилированных поверхностей степенными зависимостями
Здесь приведены только четыре из семи введенных нами в дальнейшем переменных, которых, как показала практика, оказалось недостаточно при обработке данных по сопротивлению для труб со спиральными вставками и с накаткой. Взаимное влияние участков различной геометрии Х2 удалось учесть только в применении к диффузорно-конфузорным каналам.
В переменной, характеризующей сужение-расширение канала Л 3, в [11] рассматривалось соотношение максимального и минимального поперечных сечений канала. Но анализ геометрии пластинчатых сетчато-поточных теплообменников показал, что размер проходного сечения канала может оставаться постоянным, несмотря на изменение его формы. В результате отношение максимального и минимального гидравлических диаметров меняется существенно. Поэтому нами для учета влияния расширения-сужения канала использовано отношение гидравлических диаметров.
Для учета влияния количества периодов использована переменная V = / // Ниже приведенные критерии не имеют аналогов в [11] и введенные для более точного описания сопротивления каналов. При описании теплообмена их влияние незначительно. Переменная Xit учитывающая кривизну стенок, вычисляется, как отношение длины обтекания поверхности на одном периоде к длине периода.
Для труб со спиральными вставками была введена дополнительная переменная, характеризующая закрутку потока Х6. Эта же переменная может быть применена для вставок типа шнек и т.п. Хь вычислялась, как отношение длины спирали к длине одного периода. В итоге, после уточнения и дополнения переменных использованных в [11] для обработки опытных данных по теплообмену и сопротивлению нами было предложено использовать: Xx=l !d \ X2=l]/l ; X, = Jhlll /c/mi„; Xt =LJl0;X5=f th ; x6 = Lcn/10 (3.2)
Модель прерывистого подслоя позволила получить решения, содержащие дополнительный параметр — критическое число Рейнольдса подслоя, рассчитываемое по длине периода последнего L и скорости на его внешней границе (см. гл. 2). Значение указанного параметра, по достижении которого происходит разрушение подслоя, в общем случае зависит от формы и состояния поверхности. После выделения Re и учета всех введенных переменных уравнение (3.1) принимает окончательно следующий вид: - = л -Re,/(AY -х2у-х -х;-х; од (з.з)
При Re - 22I50X, -+\\Х2 - 1;...Х6 - 1 уравнение (3.3) упрощается и в нем остаются только те переменные, которых достаточно для обобщения опытных данных по теплообмену и сопротивлению при установившемся тепловом и гидродинамическом режимах в трубе.
На первом этапе обобщение опытных данных по теплообмену и сопротивлению свелось к нахождению зависимости Re от формы и геометрии канала сводилось к тому, чтобы, при наличие опытных данных по теплообмену и сопротивлению для любого типа поверхности найти аппроксимирующую зависимость вида (3.3).
Вычисление значений и и Re по опытным данным из [4, 5, 22, 61] выполнялось следующим образом: - для теплообмена п = 2/(1-/?) -1, где р - показатель степени при Re в эмпирической формуле Nu=A Re и 2(чН) Rew= — (и-1) (3.9) - для сопротивления п = —1lq \, где q — показатель степени при Re в эмпирической формуле X = В Req и Показатели степени при Re в (3.7), (3.8) p-q- в общем случае )i + \ являются функцией тех же аргументов, что и Re r в (3.2) и могут быть аппроксимированы аналогичными зависимостями. Поэтому техника нахождения коэффициентов пропорциональности и показателей степеней при Х,,Х2,Х Х4 для них будет такой же, как при обобщении данных при Re .
С целью проверки работы модели прерывистого подслоя, предложенной в главе 2, были использованы данные по теплообмену и сопротивлению диффузорно-конфузлрных каналов [4; 5], труб с пластинчатыми спиральными вставками [22] и круглых труб с накаткой [22, 61]. теплообмену достаточным оказалось введение четырех геометрических переменных.
Основные соотношения для безразмерных геометрических переменныхЛ",, ,Х3,ХА а так же исходные данные по теплообмену приведены в табл. П 3.1.— 3.4. В табл. 3.2. - 3.3. - основные соотношения для вычисления продольных и поперечных характерных размеров. Заштрихованные участки (см. табл. 3.2 - 3.3) соответствуют одному повторяющемуся по длине канала периоду.
В диффузорно-конфузорных каналах аппроксимирующее выражение значения ReKp при Re-ІО4 -105; 0,507 ХХ 3,831; 0,297 Х2 2,94; 1,178 Х3 1,506; 5,625 Х 18,75 имеет вид: Re,, = 7666,8 X,0 617 Х2--т - Л-/ 4" Л-,"0 046 (3.11) Опытные значения А,р при Re= 104иЯе= 105 приведены в табл. П.3.1 приложения. Среднеквадратичные отклонения опытных значений чисел Re ,, от рассчитанных по аппроксимирующей зависимости (3.11) не превышают 14,6%, при максимальном + 36,7 %. Аппроксимирующее значение для показателя степени при Re имеет вид: Р = 0,7024 Х Х М7 Х/п Х т (3.12) Среднеквадратичное расхождение для показателя степени р - Fie более 3,7% при максимальном - 9,3%. Результаты обработки опытных данных представлены на рис. 3.1 - 3.2.
Обобщение опытных данных по теплообмену и сопротивлению
В данной главе рассмотрены поверхности реальных сетчато-поточных и ленточно-поточных теплообменников, каждая из которых, имеет свои геометрические характеристики.
Источником опытных данных по ленточно-поточным теплообменникам послужили данные В.М Антуфьева [61] (табл. П.4.1), а также Н.В. Барановского (табл. П.4.2) и др. [15]. Причем в [15] для каждой поверхности приведены частные эмпирические зависимости по теплообмену и сопротивлению (табл. 4.1). Провести совместную обработку указанных данных с использованием полного набора переменных из табл. 3.1 не удалось потому, что в данных из [61] отсутствует приведенная длина пластины, а, следовательно, невозможно вычислить количество периодов на ее длине. Исходные данные для сетчато-поточных теплообменников взяты из работы
H.B. Барановского и др.[15] (табл. ПА4). В этом случае для каждой поверхности также имеются частные эмпирические зависимости по теплообмену и сопротивлению (табл. 4.2). При их обработке использована дополнительная переменная Х% =dttim!B, где йшт - диаметр входного штуцера; В ширина пластины, — для учета влияния расширения потока при его входе из коллектора в канал между пластинами и последующего сужения на выходе из канала,
Для обработки данных по ленточно-поточным теплообменникам введем безразмерные критерии Х,,Х ХА,Х5(см. табл. 3.1), определяемые общими правилами для всех поверхностей, но с учетом специфики для каждого типа канала.
Наиболее распространенным типом ленточно-поточных пластин (рис. 4.1) являются пластины с горизонтальными гофрами треугольного, синусоидального или иного профиля. Конструкции таких пластин отличаются разнообразием в формах и размерах деталей, но для каждого из них характерно наличие периодически повторяющихся гофр, ориентированных параллельно меньшей стороне пластины. Форма потока жидкости между пластинами подобна форме волнистой гофрированной ленты, причем геометрические характеристики потока могут быть различными, но во всех случаях поверхность омывается поперек гофр.
Жидкость после выхода из углового отверстия в межпластинный канал растекается по расширяющейся входной части, а затем движется вдоль пластин по широкой извилистой щели между пластинами. При омывании поверхности жидкость подвергается искусственной турбулизации, которая вызывается частыми поворотами потока. При этом происходит периодический срыв и присоединение потока после каждого поворота гофры.
Наличие возмущающих элементов на поверхности теплообменных пластин или каких-либо иныхтурбулизирующих деталей в канале характерная черта современных пластинчатых аппаратов, благодаря которой удается получить интенсивную теплоотдачу при сравнительно малой скорости потока, что позволяет при этом заметно уменьшить затраты на проталкивание жидкости.
Анализ движения жидкой среды в извилистом межпластишюм канале показывает, что механизм гидравлических сопротивлений на его участках существенно отличается от механизма сопротивлений при движении равномерных потоков в каналах с гладкими стенками.
Как известно, в равномерных потоках сопротивление движению жидкости обусловлено тормозящим действием неподвижных стенок, так как касательные силы трения направлены навстречу движению потока.
В извилистых каналах на участках образования вихрей отсутствует устойчивый пофаничньш слой, а касательные усилия на стенках направлены в ту же сторону, что и течение в ядре потока, поскольку само движение жидкости в области вихря направлено в сторОЕгу, противоположную течению в ядре. Таким образом, появляются две, как бы компенсирующие друг друга, составляющие касательного напряжения. В результате чего значение сопротивления движению жидкости на стенке, в зоне возвратного течения начинает колебаться в районе нуля, что подтверждается исследованиями А.А. Жукаускаса [21] при рассмотрении зоны рециркуляции, образующейся при обтекании цилиндра.
В приведенных ниже формулах для щелевидных извилистых каналов эквивалентный диаметр потока находим как: d =—-,где F - площадь поперечного сечения потока в одном канале (см. рис. 4.1) F = S-(! -M) + 2 M-S = S-(f M + M) = S-l S - минимальный зазор между поверхностями гофр, измеренный но нормали к их поверхностям
