Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Обзор литературы 14
ГЛАВА 2. Экспериментальное исследование теплообмена внутри овальной лунки 23
2.1. Визуализация вихреобразования на установке с одной лункой 23
2.2. Измерение температуры поверхности одиночной лунки при обдувании потоком воздуха 28
2.3. Физическая модель для расчета величины теплового потока, передающегося с вихрем, выходящим из одиночной лунки 33
2.4. Проверка адекватности физической модели 49
2.5. Результаты экспериментальных исследований 58
2.6. Выводы по главе 58
ГЛАВА 3. Экспериментальное исследование теплообмена на олуненных поверхностях 60
3.1. Фильтруемая изоляция с поверхностными интенсификаторами в виде ШС 60
3.2. Оцифровка опубликованных графических данных 65
3.3. Экспериментальные исследования с применением регулярного режима 67
3.4. Обработка результатов эксперимента
3.5. Сравнение коэффициентов теплоотдачи от поверхностей с различными типами овальных лунок 71
3.6. Выводы по главе 73
ГЛАВА 4. Моделирование теплообмена в канале с овальными лунками
4.1. Определение коэффициента теплоотдачи в канале с овальными лунками 74
4.2. Сравнение коэффициентов теплоотдачи от поверхностей с различным типом лунок 78
4.3. Экспериментальное исследование теплообмена в канале с овальными выступами 79
4.4. Обработка результатов эксперимента для канала с выпуклостями 83
4.5. Экспериментальные исследования теплообмена в канале с лунками 85
4.6. Выводы по главе 88
ГЛАВА 5. Разработка теплообменника с поверхностными интенсификаторами в виде овальных лунок и сравнение с традиционными теплообменниками 89
5.1. Определение исходных параметров для расчета энергосберегающего эффекта при применении различных типов пластинчатых рекуперативных теплоутилизаторов 89
5.2 Расчет энергосберегающего эффекта при применении стандартных пластинчатых теплоутилизаторов 96
5.3. Расчет энергосберегающего эффекта при применении теплоутилизатора с овальными лунками 100
5.5 Оценка погрешности приведенных расчетов 122
5.6. Выводы по главе 123
Список литературы 125
- Физическая модель для расчета величины теплового потока, передающегося с вихрем, выходящим из одиночной лунки
- Оцифровка опубликованных графических данных
- Сравнение коэффициентов теплоотдачи от поверхностей с различным типом лунок
- Расчет энергосберегающего эффекта при применении стандартных пластинчатых теплоутилизаторов
Физическая модель для расчета величины теплового потока, передающегося с вихрем, выходящим из одиночной лунки
Были даны частные подтверждения факта значительного увеличения коэффициента теплообмена при незначительном увеличении, а в ряде случаев и снижении гидродинамического сопротивления, но ни в одной работе не дано четкого объяснения этому явлению.
Столь же важны и необходимы результаты интенсификации тепло- и массообмена на вогнутых рельефах, полученные [18] в 1971 г. В этой работе, в частности, обнаружено, что на полусферической одиночной лунке число Нуссельта зависит от числа Рейнольдса (Re = w.L1 /, где L1=0.785.d) в степени n=1.33 и диапазон скоростей, где такая зависимость устойчива, простирается в практически важные турбулентные режимы течения.
В работе [18] исследуется ранее редко рассматривавшийся случай срыва потока, который наблюдается в том случае, когда первоначально выполненное стационарным поперечное сечение канала неожиданно расширяется, а непосредственно после этого следует вторичное сужение поперечного сечения исходящей части канала, причем поперечное сечение канала становится прежним. Подобное изменение сечения в данной работе обеспечивается введением в канал трехмерного одиночного углубления (лунки), размещенной в стенке канала. С помощью подвижного зонда было получена качественная характеристика изменения давления в полости поверхности. Замеры проводились в неизменном по своим размерам канале прямоугольного профиля (высота H=50 мм; ширина B=150 мм). Были исследованы 109 имеющих различное геометрическое исполнение углублений (полостей) в форме полушарий, цилиндров, конусов, усеченных конусов, призм квадратного и треугольного сечения, квадратных и треугольных пирамид, или усеченных пирамид. Нагрев производился постоянным током с высоким постоянством параметров. Внешние тепловые потери замерялись в ходе отдельного опыта при нулевой скорости потока. Замерялись как сила тока, так и напряжение. Значения числа Рейнольдса изменялись в диапазоне 400 Re 106 . Перенос тепла в воздухе исследовался при Pr = 0,7. Обработка экспериментальных данных с помощью законов теории подобия возможна для всех исследованных форм полостей, если их разделить на три типичные группы. Первая группа включает значение числа Рейнольдса для полости отрыва 104. В группу II входит значения числа Рейнольдса для течения в канале 2300 и значения числа Рейнольдса для полости отрыва 104. Отрывной слой неустойчив. Группа III включает значение числа Рейнольдса для течения в канале 2300. Отрывной слой остаётся устойчивым и течёт над полостью. Экспериментальные данные можно хорошо описать следующими эмпирическими уравнениями: Группа I : Sh = 0.265.Re0.7.Scn(fe).fE0.2; Группа II : Sh = 0.001.Re1.33; Группа III: Sh = 0.001.Re1.33.[1+ 750.(Gr/Re5.33)0.25 ]. Найдено, что среднее значение числа Шервуда, отнесённого к плоскости отрыва, зависит от значения числа Рейнольдса. По сравнению с этим влияние глубины и формы полости является незначительным. Исследование в Институте атомной энергии им. И.В.Курчатова в области термогидродинамики самоорганизующих смерчеобразных потоков газов и жидкостей, проведенных в период 1977-1989 гг., привели к возможности создания теплоэнергетического оборудования с улучшенными телоэнергетическими показателями. Уже достигнутые практические результаты указывают, что при самоорганизации смерчеобразных вихревых структур в газах и жидкостях, обтекающих энергообменные поверхности, формованные сферическими рельефами, скорость передачи тепла опережает гидравлические потери в трубах и каналах.
Таким же образом могут быть достигнуты положительные эффекты в других сферах использования интенсификации тепло и массообмена для энергетических процессов и установок.
В работах, посвященных проблеме интенсификации, вихри, самоорганизующиеся при обтекании двухмерных выступов или впадин-канав, расположенных поперек потока на обтекаемых теплообменных поверхностях, ускоряют охлаждение, повышая при этом уровень потерь энергии, затрачиваемой на организацию движения среды. Подобное повышение обусловлено возникновением поперечных пульсаций, так как процесс обтекания сопровождается образованием отрывных течений, увеличивающих поперечный импульс в потоке, а вихревые структуры усиливают этот импульс. Обтекание трехмерных углублений изучено менее подробно, чем обтекание двумерных канав, уступов, трехмерных штырей, шарообразных выступов и других рельефов.
В статье [22] сообщается об опытных наблюдениях отрывного обтекания водным потоком длинных цилиндров диаметром 10 см с двумя продольными канавками (лунками) глубиной 0.7, 1.2, 1.7 мм расположенными при различных углах от фронтальной образующей цилиндра. Приводятся фотографии течения и угловых координаты точки отрыва потока от цилиндра при числах Рейнольдса до 2200. Излагаются результаты математического моделирования обтекания с вихрями в канавках (лунках). Наиболее эффективными оказались лунки, расположенные под углом 800. Предполагается, что эти результаты справедливы и при больших числах Рейнольдса.
Оцифровка опубликованных графических данных
Расчет выполняется по методу, описанном в [62]: Вычисляем среднемассовую температуру расчетного участка: где / количество элементарных участков по осям х и z, полученных при разбиении расчетного участка; Т - температура элемента матрицы; U -скорость элемента матрицы; Матрицы составляются согласно принятой координатной сетки для каждой координаты «х» (рис. 2.12), далее берется среднее от всех полученных среднемассовых температур. Значения температур поверхности лунки из приложения А. Для того, чтобы применить данный алгоритм к условиям нашей задачи придется допустить несколько условностей практически не влияющих на точность расчета: - так как известна только температура поверхности лунки и температура прилуночной области, для вычисления среднемассовой температуры по сечению будем принимать линейное распределение от температуры поверхности лунки до температуры поступающего в лунку воздуха; - разбиение лунки будет производится на два расчетных участка, путем деления лунки по оси симметрии;
Каждый тип лунки имеет следующую площадь поверхности: Мелкая лунка: Fл=0,000487 м2; Средняя лунка: Fл=0,000944 м2; Глубокая лунка: Fл=0,001256 м2
Рассчитаем среднемассовые температуры для всех расчетных участков, для всех значений скоростей набегающего потока:
Рассчитать суммарный тепловой поток, передающийся с вихрем возможно исходя из полученных ранее данных по следующей зависимости: Gи – расход воздуха истекающего из лунки; Cpв – удельная теплоемкость воздуха; tвх – температура входящего в лунку потока воздуха; tвых – температура сходящего с лунки потока воздуха; Величину tвых возможно найти составив пропорцию из температур и импульсов (см. п.2.3.1):
Тип лунки Скоростьнабегающегопотока, м/с Отношение импульсовP отр/P встреч Входная температура потока tвх , С Выходнаятемпературапотока tвых , С Передающий ся тепловойпоток Qвихр ь ,кВт
Для наглядности построим график зависимости теплового потока истекающего из лунки от скорости набегающего потока, для каждого типа лунок:
Если аппроксимировать точки находящиеся на рис. 2.16 нетрудно заметить, что мелкая и глубокая лунки имеют тенденцию к снижению теплового выброса с увеличением скорости основного потока, в то время как средняя лунка имеет общую тенденцию к увеличению теплового выброса с увеличением скорости потока. Так же среднюю лунку можно признать наиболее эффективной по среднему значению величины тепловых выбросов в зависимости от скорости потока. На более низких скоростях большую эффективность показывают мелкая и средняя лунки, но в данном диапазоне скоростей практически не производится эксплуатация теплообменников. Следовательно, все дальнейшие расчеты будем производить только для средней лунки (h/d=0,375). 2.4. Проверка адекватности физической модели
Проверка адекватности физической модели предложенной в п. 2.3.1. производится путем моделирования поведения потока воздуха при прохождении лунки в системе PHOENICS. Для построения модели бралась средняя лунка по классификации п. 2.1.3. На рис. 2.17-2.19 показаны различные срезы по высоте заглубления. Рисунок 2.17. - Распределение векторов скоростей в 1,94 мм от поверхности пластины Красной стрелкой показано направление течения основного потока. Из рис. 2.17-2.19 нетрудно заметить схожую картину распределения векторов скоростей с предложенной в п. 2.1.3 (рис. 2.6). Т.е. в верхней зоне наблюдается схождение потока с дальней по ходу движения основного потока части лунки, а в нижней зоне наблюдается закручивание потока по периметру лунки. Рисунок 2.18 - Распределение векторов скоростей в 3,88 мм от поверхности пластины
В дальней по ходу потока части лунки наблюдается незначительное закручивание потока, в то время как в основном проекции векторов скоростей на вертикальную ось незначительны. Из этого можно сделать вывод о случайном характере перемещения частиц из одной горизонтальной плоскости в другую (характерном для модели Прандтля) и в тоже время о его обязательном наличие, которое обеспечивает конвективный теплообмен по всему объему лунки.
Для наглядности приведем траектории движения нескольких частиц попадающих в лунку из разных плоскостей:
Из рис. 2.21 нетрудно заметить, что, как и описано в физической модели в п. 2.3.1., все частицы попадают в лунку из пристенной области потока, а схождение всех частиц наблюдается с дальней по ходу потока части лунки.
Сравнение коэффициентов теплоотдачи от поверхностей с различным типом лунок
Для определения коэффициентов теплоотдачи при различных режимах течения и их последующей проверки (проверка адекватности «источникового подхода») будут использоваться две принципиальные модели: - Модель, построенная на основе принятой ранее физической модели и результатах экспериментов (источниковый подход см п. 2.3); - Модель, построенная на реальной геометрии поверхности с овальными лунками;
Обе модели строятся исходя из граничных условий 1-го рода, т.е. задается постоянная средняя температура поверхности теплообмена. Данные граничные условия лучшим образом отражают тепловую картину, полученную экспериментальным способом, чем задание граничных условий 3-го рода. Это связано со сложным механизмом учета тепловых потерь экспериментальной установки, т.е. нам не известен реальный тепловой поток доходящий до поверхности.
В качестве исходных параметров будут применяться выходные параметры рассчитанные ранее. Как и говорилось ранее, все расчеты будут вестись только для средней лунки (h/d=0,375). Далее приведена таблица исходных данных и общий вид расчетных моделей:
Модель канала с траншейными лунками в программе PHOENICS: (а) – с использованием источникового подхода описанного в п.2.3., (б) – с использованием реальной геометрии Для определения коэффициента теплоотдачи в каждом случае будем применять метод анализа пристенных функций описанный в [62]:
Вычисляется критерий Рейнольдса для первого контрольного объема: Re C/ , (4.1) где U\ - скорость течения в первом контрольном объеме, м/с; у\ - координата у в первом контрольном объеме, м; v кинематическая вязкость, м2/с; Далее возможно вычислить значение пристенной функции методом последовательных приближений: SKIN 0.41 ln(9ReiVS»V Критерий Стантона для пристенной области: (4.2) STAN = SKINt (4.3) Pvm(\ + PjSKIN) „ J Pr Y pr Y4 где Р = 9 1 " функция для расчета STAN; Ргт турбулентное число Прандтля; Далее можно рассчитать среднемассовую температуру расчетного участка по формуле 2.19; Соответственно рассчитываем коэффициент теплоотдачи: Nu = STAN Tw Tl RePr, (4.4) К-тср_миср где Tw - среднее значение температуры стенки расчетного участка, К; Tj -температура первого контрольного объема, К; Ucp - средняя по сечению скорость, м/с; Re критерий Рейнольдса для первого контрольного объема Re = ERL Dr гидравлический диаметр; где а коэффициент теплоотдачи от поверхности, Вт/(м2К); X коэффициент теплопроводности теплоносителя Вт/мК; Расчетные участки брались в начале канала, так как в первой половине канала наилучшим образом моделируется процесс, происходящий в перекресноточном или в противоточном теплообменнике.
Значения коэффициента теплоотдачи от поверхности с лунками при различных скоростях набегающего потока при задании источников
Таким образом, сравнивая значения коэффициентов теплоотдачи табл. 4.2 и 4.3 можно говорить о том, что составляющая теплового потока, передающаяся с вихрем является основной в механизме теплоотдачи от поверхности с лунками.
Результаты, полученные с использованием разработанной физической модели (п. 2.3.) удовлетворительно (с расхождением не более 10%) сходятся с результатами, полученными в результате моделирования при задании реальной геометрии поверхности с траншейными лунками. Следовательно, данную модель можно использовать для анализа других типов интенсификаторов луночного типа.
Для сравнения использованы результаты моделирования п. 4.1. аппроксимированные для более высоких скоростей, результаты расчета п.3.2., а также результаты расчета коэффициента теплоотдачи от гладкой поверхности в аналогичном канале рассчитанные по формуле Михеева [35].
Зависимости коэффициентов теплоотдачи набегающего потока для различных типов поверхностей от скорости Рисунок 4.3 Зависимости отношений коэффициентов теплоотдачи интенсифицированной поверхности к коэффициенту теплоотдачи от гладкой поверхности для различных типов лунок
Данное исследование производится с целью определить коэффициент теплоотдачи от поверхности с выступами, образованными в результате выштамповки лунок на противоположной стороне теплообменника. Эксперимент проведен на аэродинамической установке, описанной в 2.1. Исследуемой поверхностью является поверхность с нанесенными овальными выступами, расположенными под углом 45 к набегающему потоку.
Необходимость исследования теплообмена на поверхности с овальными выступами, обусловлена технологией получения овальных лунок, при которой на противоположной стороне пластины образуются выступы, повторяющие форму наносимых лунок. 50 , 50 , J
Расчет энергосберегающего эффекта при применении стандартных пластинчатых теплоутилизаторов
Данная компоновка (рис. 5.11, рис. 5.12) предполагает течение теплого воздуха в пространстве между выпуклостями образованными при выштамповке лунок на тонком металле, т.е. полное отсутствие лунок на стороне теплого воздуха.
На рис. 5.12 красным цветом обозначены разграничивающие перегородки, они выполняют функцию несущих ребер и их толщина может незначительно варьироваться по результатам конструкторского расчета. Если сделать горизонтальный срез по тракту теплого воздуха (1-1) получим следующую картину:
То есть фактически для теплообменника изготавливаются две матрицы со смещением лунок 15мм по линии движения теплого воздуха. В качестве материала выбираем алюминий толщиной = 0,125 мм. На основе разработанных матриц будем вести дальнейшее конструирование теплообменника под заданные геометрические характеристики. Ниже приведен эскиз теплообменника: Разграничивающие пластг чиє потока нопо воздуха \ШШ 1 ОРЯМИ и возд олод ШШ Холоди ыи воз Направление потока горяцего воздуха
1. Разбиваем проходное сечение каждого тракта теплообменника на каналы. Для горячего тракта они определены перегородками (рис. 5.12.), для холодного тракта условно принимаем ширину канала 30мм (данная величина возникла из экспериментальных данных о расслоении потока в широких каналах). Таким образом: Пі - количество каналов по холодному тракту; п2 - количество каналов по холодному тракту; / длина теплообменника по горячему тракту (принимается исходя из данных подбора стандартных теплообменников п. 5.2), м; а длина теплообменника по холодному тракту (принимается исходя из данных подбора стандартных теплообменников п. 5.2), м; h - высота теплообменника (принимается исходя из данных подбора стандартных теплообменников п. 5.2), м; где Re2 - число Re для холодного теплоносителя, м; Re2 - число Re для холодного теплоносителя, м; v кинематическая вязкость холодного теплоносителя, м2/с; v2 кинематическая вязкость горячего теплоносителя, м2/с; 4. Теперь возможно посчитать «сухие» (без учета влаговыпадения на стороне горячего теплоносителя) коэффициенты теплоотдачи. Расчет коэффициента теплоотдачи для холодного теплоносителя будет вестись исходя из данных п. 4.1. Для горячего теплоносителя, в условиях нашей задачи, допустимо использовать формулу расчета коэффициента теплоотдачи полученную для средних выпуклостей из табл. 4.4. Таким образом: где а2 - коэффициент теплоотдачи со стороны горячего теплоносителя (без учета конденсации) Вт/(м2 К); а.2 - коэффициент теплоотдачи со стороны холодного теплоносителя. Находится исходя из данных п. 3.1. с использованием логарифмической экстраполяции, Вт/(м2К); \ - коэффициент теплопроводности холодного теплоносителя Вт/(м К); 2 - коэффициент теплопроводности горячего теплоносителя Вт/(м К); 5. Произведем расчет площади теплообменной поверхности теплообменника исходя из вписывания его в габариты стандартных теплообменников «Hoval» подобранных в п. 4.2.1: где Fmon - общая площадь поверхности теплообмена, м2; Fn3 - площадь поверхности занимаемая одной лункой, м2; FJI - площадь поверхности лунки, м2; пл - количество лунок на одной пластине;
Процесс охлаждения при этом считается по политропе до пересечения с линией 100% относительной влажности, таким образом определяется температура горячего теплоносителя на выходе. Расчет расхода конденсата (по разности абсолютных влажностей в начальной и конечной точках): Gк= p2(d22-d21); (5.12) где GK - расход конденсата, кг/с; d22 - абсолютное влагосодержание на выходе горячего теплоносителя, кг/кг; 108 d2i - абсолютное влагосодержание на входе горячего теплоносителя, кг/кг;
Расчет коэффициента теплоотдачи с учетом конденсации. Производится по методике описанной в [35]. Данная методика вполне применима, так как течение не является стабилизированным, и по факту будут иметь место зоны застоя в районах хождения потока с выпуклостей. С высокой степенью вероятности именно в этих зонах и будет образовываться пленка конденсата, следовательно, допустимо производить расчет для стационарного массообмена основного потока с пленкой конденсата: t =(t22+t21)/2 + (t12+tn)/2. (5ЛЗ) где tпов - температура поверхности пленки конденсата, С; t22 - выходная температура горячего теплоносителя (из п.7), С; t2i - входная температура горячего теплоносителя, С;