Содержание к диссертации
Введение
Глава 1 Обзор литературы 16
Глава 2 Экспериментальное исследование в канале с лунками на нижней поверхности 27
2.1 Описание экспериментальной установки 27
2.2 Методика проведения эксперимента для определения температуры и коэффициента теплоотдачи 30
2.2.1 Обработка результатов эксперимента по теплообмену 33
2.3 Измерения перепадов давления в канале 43
Глава 3 Расчёт тепловых и гидродинамических характеристик для различных видов теплообменных каналов с лунками 46
3.1 Математическая модель расчёта теплообменных аппаратов 46
3.2 Модель канала теплообменного аппарата 50
3.3 Модель канала с лунками на нижней стороне канала 53
3.3.1 Сравнение данных численного моделирования с экспериментом 55
3.4 Развитое течение в канале со сменной пластиной из асбеста 58
Глава 4 Анализ экспериментальных данных 66
Глава 5 Применение луночных рельефов в теплообменных аппаратах промышленной теплоэнергетики 75
5.1 Пластинчатый теплообменник с луночным рельефом 75
5.1.1 Расчёт противоточного воздухо-воздушного пластинчатого теплообменника 77
5.2 Расчёт солнечного коллектора 85
5.3 Расчёт рекуператора 89
5.3.1 Тепловой баланс печи 90
5.3.2 Пример расчёта рекуператора 102
Выводы 124
Список литературы 126
Приложение. 133
- Методика проведения эксперимента для определения температуры и коэффициента теплоотдачи
- Модель канала теплообменного аппарата
- Развитое течение в канале со сменной пластиной из асбеста
- Расчёт противоточного воздухо-воздушного пластинчатого теплообменника
Введение к работе
Теплообменные аппараты занимают важное место в промышленной теплоэнергетике и составляют исключительно многочисленную группу теплосилового оборудования, занимая значительные производственные площади и превышая зачастую 50% стоимости общей комплектации не только в теплоэнергетике, но и химической, нефтеперерабатывающей промышленности и ряде других отраслей. Следовательно, для решения такой актуальной проблемы для промышленной теплоэнергетики как рациональное использование топливно-энергетических ресурсов необходимо создание нового экономичного оборудования: снижение его металлоёмкости и габаритов, повышение эффективности и надёжности его работы.
Для достижения поставленных целей улучшения характеристик теплоэнергетического оборудования необходимо разрабатывать новые конструкции теплообменных аппаратов: увеличивать эффективность теплообменных поверхностей, применять современные подходы к проектированию теплообменных аппаратов, создавать новые технологии их производства.
Поэтому правильный выбор теплообменников и их теплообменных поверхностей представляется исключительно важной задачей.
К настоящему времени среди используемого теплообменного оборудования можно выделить два наиболее распространенных < типа аппаратов - кожухотрубные и пластинчатые.
В теплообменниках существуют различные способы интенсификации теплообмена: установка оребрения, нанесение шероховатости или серии углублений, выступы различной формы, лунки и т.д.
Обычно все методы интенсификации теплообмена связаны с ростом гидравлического сопротивления. При этом повышение эффективности теплообмена на 30-40% ведет к росту сопротивления на 40-60%. Следовательно, важной представляется задача поиска геометрий
теплообменных поверхностей которые обладали наибольшим значением коэффициента теплоотдачи при минимально возможном значении коэффициента гидравлического сопротивления (мощности, затрачиваемой на прокачку теплоносителя).
Вихревой способ интенсификации теплообмена, к которому относятся сферические лунки, является одним из самых перспективных, поскольку при его реализации существует опережающий рост относительного коэффициента теплоотдачи по сравнению с ростом относительного коэффициента сопротивления. Дополнительные преимущества этого способа интенсификации заключаются в следующем - при нанесении лунок на поверхность требуется простая технология (особенно для лунок полусферической формы). Нанесение лунок не увеличивают вес конструкции, кроме этого при тонких стенках на противоположной поверхности стенки образуются выступы, что приводит к увеличению коэффициента теплообмена и на этой стороне стенки.
Для того чтобы отдать предпочтение тому или иному способу интенсификации надо сопоставить их по энергетической эффективности.
Для сопоставления теплообменных поверхностей по их энергетической эффективности существуют различные методики. В работе [1] приведен подробный обзор подобных методик, из которого ясно, что характер сопоставления зависит от поставленной задачи. Кроме этого, очевидно, следует разделять сопоставление теплообменных аппаратов, теплообменных поверхностей и элементов теплообменных поверхностей.
Для теплообменного аппарата, в целом, количество переменных, определяющих его эффективность, довольно велико. Например, для компактного теплообменника наибольшую роль играет способ размещения интенсифицирующих элементов на поверхности, расстояния между ними, геометрические характеристики.
В основе всех многочисленных методик, для сравнительной оценки эффективности поверхностей теплообмена, заложены методические основы, предложенные М.В. Кирпичевым [2] и А.А. Гухманом [3].
М.В. Кирпичев в работе [2] ввел в рассмотрение понятие эффективности E = Q/N для оценки тепловых и гидродинамических качеств поверхности.
Методический подход М.В. Кирпичева получил довольно широкое развитие при решении многих задач по сопоставлению поверхностей теплообмена. Наложение ряда условий, при сопоставлении поверхностей по Е, приводит к тому, что метод М.В. Кирпичева трансформируется в метод А.А. Гухмана [3]. Это свидетельствует о том, что критерий Е не противоречит остальным характеристикам поверхностей теплообмена, а является составной частью в ряде различных характеристик.
В работе [4] предложен метод, который позволяет отказаться от приравнивания двух критерием из KV(KF), KQ, и KN единице. Благодаря этому можно наглядно показать повышение передаваемой тепловой мощности при снижении затрат на прокачку теплоносителя и уменьшении объёма теплообменника, либо, в зависимости от предъявляемых по условию эксплуатации требований, оценить возможность улучшения по одному показателю, пренебрегая качеством других. В предлагаемом методе сравнения [4] показатели степени числа Рейнольдса в критериальных уравнениях для определения числа Нуссельта и коэффициента сопротивления в исследуемой и эталонной поверхностях могут не совпадать, в отличие от метода [5], в котором они должны быть равны, что является дополнительным преимуществом, так как эти показатели меняются при изменении способа интенсификации теплообмена. В этом методе, в отличие от большинства предложенных, сравниваются не площади поверхности теплообмена F, а объёмы теплообменников V, то есть рассматривается коэффициент Kv, что представляется более целесообразным. Как было указано метод основан на использовании критериев эффективности по тепловой мощности Kq = QIQ^->
мощности, затрачиваемой на прокачку теплоносителей KN = N/N3, и объему теплообменников Ку ~ V/Уз-
Зависимость, связывающая критерии эффективности Kg, KN, KVi имеет следующий вид [3,4]:
= Nu(Re)/Nu3(Re) ^dAp~2 ,.„
Q tf(Re)/(Re)]" у/ N У '
Где индекс "э" относится к эталонной поверхности (теплообменному аппарату). Черта над величиной означает отношение рассматриваемого значения к значению в эталонном теплообменнике. ($F = FJF — коэффициент живого сечения; q>s = SdIV- коэффициент компактности.
Это соотношение получено при следующих условиях:
диапазоны изменения температур и температурные напоры в рассматриваемом и эталонном теплообменниках близки;
значения физических свойств каждого теплоносителя в обоих теплообменниках полагаются равными;
число Нуссельта и коэффициент гидравлического сопротивления в эталонном теплообменнике описываются степенными зависимостями от числа Рейнольдса: №лэ = CNRe3m, э = QRe3~k; при этом р = т/(3-к).
Критерий эффективности KN\
d
„ _ _ Nu(Re) /Nu (Re)
Для оценки K0 = v ' эЧ J KKlv p примем KN, Kv,
„ „ Nu(Re)/Nu3(Re) _ ff n
Тогда Kn = —-— ——-, где p = m/(3-k).
Из работы [6] m=0.8, k=0.25, следовательно,/? = 0.29.
Число Нуссельта для поверхности с лунками приближённо можно получить из следующей зависимости:
Nu=0.061Re0'74=0.06r(2105)'74=510.61
Для течения в канале (эталонная поверхность):
Nu3=0.023Re0-8Pr0-4==0.023(2105)0'8(0.71)-4=347.19
Соответственно, для коэффициентов сопротивления:
^=0.364Re'018=0.364(2105)_ai8=0.0404
^=0.316'Re--25=0.316(2105)'0'25=0.015
Тогда, показатель эффективности:
Q tf(Re)/(Re)]'
Если же воспользоваться данными из работы [4], то
к ^Nu(Re)/Nu3(Re)^1523
Q [f(Re)/(Re)]>
и тогда можно считать, что использование лунок дает бесспорное преимущество по сравнению с другими способами интенсификации теплообмена (конечно, при этом нужно учитывать дополнительные затраты, связанные с изготовлением такого рода поверхностей).
На Рис.1 и Рис.2 представлены зависимости для тепловой эффективности и относительного числа Нуссульта в зависимости от относительного коэффициента сопротивления.
На Рис.1 приведена зависимость отношения чисел Нуссельта к сопротивлению трения от безразмерного сопротивления трения для различного вида интенсификации теплообмена [7]. Отношение безразмерного коэффициента теплоотдачи к безразмерному коэффициенту сопротивления в степени 1/3 в зарубежной литературе называют тепловой эффективностью и
- її -
обозначают ТР. На графике приведены данные таких интеясификаторов теплообмена как: прямоугольные ребра, круглые ребра, вращающиеся камеры, лунки, нанесенные .на одну сторону теплоооменной хкжерхиости, на обе стороны, а также углубления, полученные в результате образования лунок на обратной стороне тегшообмешюй поверхности (выступы), поверхностная шероховатость и гладкая" теплообменная поверхность. Видно, что тепловая эффективность при использовании душш является наиболее предпочтительной по сравнению с другими видами интенсифшсаторов.
SJ)
! 1
ff-rf-
>#
РнсЛ. Зависимость тєіхлоііой эффективности от безразмерного коэффициент** сопротивления ^/ дли различных способов интенсификации тсішопбмена
I la Рис,2 кроме выше перечисленных ишенеифякаторов теплообмена отмечена область влияния шероховатости, кольцевые выступы, а также отмечена аналогия Рейнолъдса.
itmMimmwaMi^i^awMW^^
5.0
3. 2.0
(10
\
\ *^л*
Г (І
»омЬаааооаіі»оао^»<»>оо<ЬойОіаі^ааяаааа*с<>дйооФОйо«<»евоеоо<»айс
Л4*
ww~mJ
Рис.2, Зависимость безразмерного «гасла Нуссельта Nu/Nu« от безразмерного коэффициента сопротивления 0 яля различные способов интенсификации
теплообмена
Из графика видно, что безразмерный коэффициент теплоотдачи для лунок, нанесенных с одной стороны теилообменной поверхности., а также частично и с двух сторон лежат выше линии аналогии Рейнодьдса. то есть коэффициент теплоотдачи возрастает значительнее коэффициента сопротивления трения, что предопределило интерес к этой проблеме [8].
Надо отметить, что в работах различных авторов приводятся разные цифры по увеличению относительного коэффициента теплоотдачи и коэффициента сопротивления. В работах [7.9] и [10] (узкие каналы) указывается величина до 2.5 раз. 3 работе [11] отмечено, что другие исследования ставят эти результаты под сомнение и говорят, что 'интенсификация с помощью лунок имеет тот же характер, что и интенсификация с помощью ребер, штырьков, выступов [8], С этим сразу можно не согласится, если посмотреть на график, rjxc приведены данные по этим способам интенсификации, В ггой же работе [11 ] со ссылкой на обзор [12] кажущиеся противоречия объясняются тем, что гидродинамика и
теплообмен при обтекании лунок зависят от многих факторов, как режимных, так и конструктивных.
Каналы со сферическими выемками устойчиво применяются в
современной промышленной практике - в авиатехнике, энергетике. Более того,
каналы со сферическими выемками включены в нормы проектирования,
регламентирующие производство новых водо-водяных теплообменников ЦКТИ
для систем теплоснабжения. Для подогревателей типа ПВМР, изготавливаемых
на АООТ "НПО ЦКТИ", тепловая эффективность в сравнении с выпускаемыми
аппаратами по ГОСТ 27590 (с перегородками в пучках) при гладких трубках в
пучках примерно на 30-35%, а в случае применения профильно-витых трубок
или трубок, имеющих на поверхности формованные сфероидальные лунки, - на
50-60%. В этих теплообменниках с каналами со сферическими выемками
поверхность теплообмена сокращается на 50% по сравнению с гладкотрубным
аппаратом [13]. Можно также привести примеры применения лунок для
теплообменных поверхностей пластинчатых теплообменников систем
отопления и кондиционирования [14], коллекторов гелиоустановок, рекуператоров в металлургической промышленности, конвективных секции подогревателей при сжигании газа в химической промышленности [15].
Однако для широкого рационального, экономически оправданного применения каналов со сферическими выемками на практике необходимы достоверные методы теплогидравлического расчета интенсифицированных аппаратов.
Актуальность работы: Вихревой способ интенсификации теплообмена, к которому относятся сферические лунки, является одним из перспективных, поскольку при его реализации существует опережающий рост относительного коэффициента теплоотдачи по сравнению с ростом относительного коэффициента сопротивления. Дополнительные преимущества этого способа интенсификации заключаются в следующем: при нанесении лунок на поверхность требуется сравнительно простая технология, нанесение лунок не
увеличивают вес конструкции, .при тонких стенках на противоположной поверхности стенки образуются выступы, что приводит к увеличению коэффициента теплообмена и на этой стороне стенки.
Актуальность работы определяется тем, что все ранее опубликованные работы по исследованию этого способа интенсификации выполнены для развитого режима течения, поэтому в работе, в первую очередь, исследуются тепловые и гидродинамические характеристики на начальном участке, а также оценивается влияние этого способа интенсификации на характеристики пластинчатых и кожухотрубных теплообменников.
Целью диссертационной работы является разработка метода расчета теплообменников промышленной теплоэнергетики (пластинчатых и трубчатых рекуператоров) и оценка повышения их эффективности при нанесении лунок на теплопередающую поверхность. Для этого необходимо решить следующие задачи:
Провести экспериментальные исследования на начальном участке канала и получить данные по распределению температуры на поверхности пластины (с использованием тепловизионного метода), на которой нанесены лунки при различном их расположении;
Провести расчеты сопряженной задачи на модели рабочего участка при начальном и развитом режиме течения с целью апробирования метода расчета локальных характеристик в канале с лунками;
Получить некоторые обобщающие соотношения и провести расчеты для двух типов теплообменных аппаратов и определить количественные данные по повышению их эффективности.
Научная новизна:
1. Экспериментально на начальном участке прямоугольного канала с лунками, расположенными на нижней стенке для Re =105-КЗ*105 показан опережающий
-15-рост коэффициентов теплоотдачи по сравнению с потерями давления
<^ = 1.4б -^ = 1.17,
^ а 'АР >*
^гл Л1 гл
Получены аппроксимационные зависимости для расчета коэффициентов теплоотдачи и гидравлического сопротивления при различном расположении лунок с учётом степени турбулентности и относительной глубины лунок для начальных участков, а также глубины лунок и относительной высоты канала для развитого режима течения.
Обобщены экспериментальные данные для труб с выступами и лунками в диапазоне чисел Рейнольдса (Re = 4'103-^2*104), отношения глубины к диаметру лунок ( 8ЛЭ=0.1-Ю.4) при их поперечном обтекании.
Достоверность. Приведенные в диссертационной работе научные данные и выводы базируются на проведенных численных и экспериментальных исследованиях, а также на сопоставлении результатов исследования с результатами других авторов [7,9-10].
Практическая ценность. Разработанные расчетные программы (написанные в среде MathCAD, Феникс Ридер) могут быть использованы для проведения проектных расчетов систем кондиционирования, теплоснабжения различных объектов, а также для высокотемпературных установок. Полученные зависимости могут быть использованы при проектировании кожухотрубных, пластинчатых теплообменников и коллекторов.
Методика проведения эксперимента для определения температуры и коэффициента теплоотдачи
Исследования проводились при скорости воздуха на входе 8 и 15 м/с. К нижней части сменной пластины подводилось 50 Вт. Первоначально в эксперименте была исследована пластина без лунок. Для определения поля температуры на поверхности пластины Tw был использован тепловизионный комплекс ИРТИС-200 (Приложение). С целью правильного отображения тепловых полей, исследуемые пластины были зачернены.
Для оценки правильности калибровки тепловизора на пластине были установлены хромель-копелевые термопары. В условиях проведения калибровки термопар температура свободных концов была равна ос. Погрешность в диапазоне от 0+100 С составляла ±2.5С. По результатам калибровки с образцовым ртутным термометром, максимальная поправка к показаниям поверяемым термопарам была равна 1.2 С. Среднемассовая температура воздуха Тв измерялась с помощью выносной хромель-копелевой термопары, а профили скоростей с помощью термоанемометра TSI.
Измерения тчр кщ&рами прм скорости набегающего потока 15 м/с шказали значення температур 47,76 4?.?6С, 49,22. 49.22 п 49.22С Тешювижонные наказания: в этих точках оказались олнжи К ранее измеренным температурам (49С, 49,2. 49.8 49 и 49.9). То єсть максимальная разшща между жжа&шиями составляет менее 2%, После нроі5еде?шя калибровки в канате б.шш установлень ітистшш с 2? и 28 лунками
В качестве примера а работе приведена іжшовижожтп картина с 28 (р&с,2.5а) н 27 лунками (рис.2.56) ари скорости набегающего потока 15 м/с. полученных зкенеримевтадшмк данных видно., что на пластике образуются зоны с пкншшеннымв к пошжвшшми мнерйтураш-і В передней ЧИСТИ лунки (по потоку) заметно повышение температуры, в то .время как в задней част я за лункой температура уменьшается.
Тепловой ноток являлся постоянной величиной, равной 50 Вт. Температура отензш была получена в результате тшловюионных измерений для гладкой н обяунешюй одастш. При наличии лунок осреднёинад температура воздуха была выше, чем для гладкой поверхности вследствие выноса тепла нз лунок.
Также был проведен расчет отношений коэффициентов теплоотдачи ддя пластины с шахматным расположением лунок. Результаты расчета для центральной лунки второго ряда представлены в Таблице № 23, а для восьмого ряда лунок в Таблице № 2,4, Исходя ю анализа полученных результатов можно сделать шаод о авичяоета" восьмой лунки для. коридорного расположения и шестой ддя шахматного расположения лунок.
Кроме измерения коэффициента теплоотдачи для канала с лунками и без них было проведено экспериментальное исследование перепада давления в канале. Были проведены эксперименты при двух скоростях набегающего потока. Для этого были использованы трубки Пито, в канале измерялось полное и статическое давление. Трубки Пито были присоединены к жидкостному микроманометру, с помощью которого определялся перепад давления в канале в мм спиртового столба и с помощью переводных коэффициентов преобразовывался в Па. Определяя, таким образом, полное и статическое давление в канале, можно также вычислить динамическую составляющую давления и, следовательно, скорость потока в канале. Для тарировки измерений давления в канале были использованы термоанемометры АТТ-1003 и АТТ-1004.
Для гладкого канала полное давление, а также динамическая и статическая составляющие для второй скорости набегающего потока приведены в Таблице № 2.7, где в первом столбце 1 - измерения на входе, 2 - измерения на выходе из канала, во втором, шестом и девятом столбцах представлены данные по перепаду давления, измеренные в мм спиртового столба, в третьем, седьмом и десятом столбцах они были помножены на коэффициент К=0.2, учитывающий наклон измерительной трубки/ после чего в четвертом, восьмом и одиннадцатом столбцах приведено давление в Па. В пятом столбце приведено значение скорости на входе и выходе из канала без лунок. Далее приведена таблица № 2.8 для коридорного расположения 27 лунок на нижней пластине, заполнение таблицы проводилось аналогично Таблице № 2.7.
Модель канала теплообменного аппарата
Одна из моделей, представлена на рис.3.1. Это тарировочная модель канала без лунок. Размеры канала х = 0.3 м, у = 0.06 м, z = 0.092 м, где х - длина, у - ширина и z - высота канала. Под высотой канала z принимаем площадь проходного сечения канала z =0.062 плюс толщина 2 текстолитовых пластин, воздушной прослойки и исследуемой пластины из алюмшшя. Рассмотрим трехмерную постановку задачу, то есть будем считать, что физические параметры, такие как скорость., давление и температура, будут изменяться но длине, ширине и высоте канала, При заданных граничных условиях рассмотрим К-Є модель турбудшгаосш. С помощью Бычисяш едыюго комплекса Phoeoics 3.5 было получено распределение скорости, давления и температуры по длине, ширине и высоте канала. Длина канала была разбита на 50, ширина на 20, а висота на 70 неравномерных ячеек.
Аналогично экспериментальному анализу были проведены численные исследования отношений коэффициентов теплоотдачи для канала с 27 лунками и гладким каналом. Так как алюминий обладает высокой теплопроводностью, то полученные в результате расчета температуры по поверхности алюминиевой пластины отличаются незначительно (на сотые доли градуса). В результате расчета температура алюминиевой пластины без лунок составила — 48С3 а пластины с лунками 44С. Среднемассовая температура воздуха в первом случае была - 23С5 а во втором - 24С. Таким образом, отношение ее коэффициентов теплоотдачи составило —— = 1.33. После этого было произведено сравнение по отношениям коэффициентов теплоотдачи и перепадам давления, полученным в результате экспериментальной работы и численного моделирования. В качестве примера рассмотрим сечение, находящееся на расстоянии 0.1741 м от начала канала (рис. 3.6). Сопоставление полученных данных дает максимальное расхождение по отношениям коэффициентов теплоотдачи (1.53-1.33)/1.53100=13.1%, в среднем это расхождение составляет (1,53-1.46)/1.53100=7%.
Кроме этого было проведено еоносташн?ние результатов по распределению температур по длине канала в трехмерной п одномерной постановке задачи (ряс. ЗЛ, 3.8, 3.8,1). Подогрев пластины по давне канала для трехмерной постановки задачи составлял от 41.S до 43.3 VC, в одномерной постановке от 41 до 43.2 С. Таким образом для дальнейших расчетов тешюобмешого оборудования, можно использовать одномерную постановку задачи.
Для сравнения полученных результатов с литературными данными для обеспечения развитого режима течения, при численном моделировании канала его высота была уменьшена до 1 см. В качестве исследуемой была рассмотрена ххластиш из асбеста и была проведено сравнение по коэффициентам теплоотдачи и перепаду давления для гладкой поверхности и для поверхности, на которую были нанесены 27 лунок.
Аналогично экспериментальному исследованию был проведен расчет отношений коэффициентов теплоотдачи для .канала без яунок и для канала, на нижней поверхности которого были нанесены 27 лунок. В качестве характерной будем рассматривать центральную лунка в 8 ряду по потоку воздуха, а также ее окрестность, представленную на рис. ЗЛО. поверхности.
Значения температур, а также отношения коэффициентов теплоотдачи представлены в Таблице Ш ЗЛ. Для сечений, находящихся на расстоянии 0.1685, 0.170 ), 0.1741 и 0.1765 м от начала канала были получены, а затем осреднены отношения коэффициентов теплоотдачи, которые составили; 1.344, 1.460, 1.383 и. 1.725 соответственно. Оередненное отношение коэффициента теплоотдачи в рассматриваемой области сосгавшш 1.478. їїо результатам расчетов были построены графики (рис, 3 Л1.) отношений коэффициентов теплоотдачи.
Также было проведено ер&ачение подученных данных в сечения, находящемся на расстоянии X:::G.l?4i м с результатами іженериментального исследование проведенного в узком канале є низкотеплопроводіінм материалом нижней стенки [9].
При оценке влияния луночных , рельефов на теплообменные и гидродинамические характеристики в каналах был проведен анализ и сравнение имеющихся в литературе данных по теплообмену и гидродинамике в каналах, с собственными экспериментальными исследованиями. В эксперименте, проведенном на аэродинамической установке открытого типа отношение глубины лунки к диаметру составляло S/d=0.375. Для лунок, расположенных в коридорном порядке при скорости равной 15 м/с, а также для гладкой пластины были проанализированы отношения коэффициентов теплоотдачи и также тепловой эффективности. Экспериментальные данные были сравнены с работой [26], в которой исследовалось течение воздуха внутри канала с лунками при геометрических характеристиках, представленных в таблице:
Развитое течение в канале со сменной пластиной из асбеста
В этих зависимостях не учитывается взаимное расположение лунок, так как из экспериментальных исследований найден узкий диапазон продольных Si и поперечных S2 шагов между лунками, в котором интенсификация теплообмена является эффективной, при этом S[=S2—(1.5-2) Зл.
Приведённые зависимости были получены из результатов анализа экспериментальных данных [9] с погрешностью 6.0% для коэффициента теплоотдачи и 9.4% для коэффициента сопротивления. В дальнейшем они были использованы в главе 5 для расчетов характеристик пластинчатых теплообменников и гелиоколлекторов.
К числу работ, относящихся к течению воздуха внутри труб следует отметить работу [26], посвященную влиянию различных видов интенсификаторов теплообмена на коэффициент теплоотдачи и гидродинамическое сопротивление. Были представлены несколько графиков отношений коэффициентов теплоотдачи и сопротивления для мелких лунок, нанесенных на внешнюю поверхность труб для чисел Рейнольдса, лежащих в промежутке от 10000 до 20000. Таким образом, на внутренней поверхности труб при изготовлении лунок большого диаметра и небольшой толщины стенки образовывались выступы. Были обработаны экспериментальные данные по выступам и получены зависимости для определения коэффициентов теплоотдачи и сопротивления. Исходя из анализа экспериментальных данных, была предложена зависимость для определения числа Nu для труб с лунками вид,а:1МиЛ).н = C-Rem-Pr04. Предположим, что изменение коэффициента теплоотдачи или числа Nu как и для течения в канале зависят от коэффициента С, а коэффициент m примем, как в случае обтекания гладкой трубы равным 0.8. Зная экспериментальные значения для коэффициента теплоотдачи, можно подобрать коэффициент С для отдельных чисел Рейнольдса.
Кроме этого для обтекания выступов внутри труб была проанализирована работа [25] с различными геометрическими характеристиками, в качестве примера одна из геометрий представлена в Таблице 4.4. Таблица 4. 5, м Глубина лунки 0,0006 di, м Внутренний диаметр трубы 0,0166 р, м Расстояние между центрами лунок 0,01 D,M Диаметр лунок 0,0055 N Количество рядов с лунками Число Нуссельта рассчитывалось как: Nu =C-Rem Pr033, (4.11) где коэффициенты Сит зависели от исходных геометрических параметров о \ to S_ S С = 0.01369 (4.13) di (4.12) m = 1.066 Коэффициент трения, рассчитывался как f = J-Re", где 0.6455 f _\1.5434 О / \ -0.5633 J = 0.0667- — di D /лч-о.«зэз /-у"19 f „ 4)8132 -0.2587 N m = -0.0977 \&J lj = 4.f а коэффициент сопротивления, (4.14) (4.15) (4.16) (4.17) -73 Для расчета числа Нуссельта и соответственно коэффициента теплоотдачи для течения в гладкой трубе, а также коэффициента 0.8 -п-0.33 сопротивления были использованы зависимости NuM = 0.023- Re0 8-Pr и гл =0.184/Re0,2. Для чисел Рейнольдса, лежащих в диапазоне от 10000 до 20000 были рассчитаны отношения коэффициентов теплоотдачи и трения трубы с лунками к гладкой трубе, а также коэффициент тепловой ее, лун а эффективности, равный ТР = —- (4.18). В результате были получены лун данные, представленные в таблице 4.5. Таблица 4. Re- Nu /лун / f /3 лун / ТР 10000 1,3315 0,949 1,3548 15000 1,3735 0,971 1,3868 20000 1,4041 0,987 1,4099 Таким образом, было получено увеличение коэффициента теплоотдачи в 1.3 - 1.4 раза без увеличения коэффициента сопротивления. Было произведено сравнение полученных результатов с данными [26] для мелких лунок, представленными в таблице 4.6. Таблица 4. Re /Nu„ s лун / Дгл ТР 10000 1,143 1,25 1,071 15000 1,148 1,5 1,004 20000 1,152 1,688 0,966 -74 Из полученных результатов видно, что при близких геометрических условиях отношения чисел Нуссельта, а также тепловой эффективности в работе [26] лежат ниже, чем в работе [25], вследствие того, что в работе [26] исследовались лунки с отношением 6/(Іл=0.1. Сопоставление полученных Nu / результатов дают максимальное расхождение в отношении лу%т равное / гл (1.4-1.143)/1.4100=18.3%, а по отношению ТР равное (1.41 0.966)/1.41100-31.4%.
В случае нанесения лунок на внешнюю поверхность труб, при их продольном её обтекании, коэффициент теплоотдачи и сопротивления можно описать следующими зависимостями [26]: Nu -0.0287.Re".Рг" (4.19) = 0.279/Re02 (4.20) Для поперечного обтекания пучка труб с лунками, экспериментальные данные [27] были обобщены в виде зависимости: Nu =0.415.Re06S.Pr036 (4.21) лун v Таким образом, по сравнению с обтеканием гладкого пучка труб, коэффициент теплоотдачи для пучка труб с лунками увеличился на 19%. К сожалению, данные по коэффициентам сопротивления для поперечного обтекания пучка труб противоречивы и можно лишь сделать вывод о незначительном изменении коэффициентов сопротивления по сравнению с обтеканием гладкого пучка.
В настоящее время для изготовления теплообменных аппаратов стали применять интенсификаторы теплообмена в виде полусферических лунок. Области применения подобных аппаратов были приведены во вводной части диссертационной работы. Рассмотрим три типа теплообменных аппаратов: пластинчатый и кожухотрубный теплообменники [37-38,46-49,62] и солнечный коллектор. Для каждого типа теплообменника и солнечного коллектора рассматриваются гладкая поверхность и поверхность с нанесённым луночным рельефом. Производится сравнение по их эффективности.
Расчёт противоточного воздухо-воздушного пластинчатого теплообменника
Особенность теплообменника заключается в использовании поверхностей теплообмена с нанесёнными на них полусферическими лунками. Пластины складываются параллельно с использованием прокладок и затем свариваются вместе. Благодаря форме прокладок, которые на каждой пластине развёрнуты в разные стороны, организуются разные проходы теплоносителя. Схема течения теплоносителей внутри теплообменника - противоток. Для расчетных режимов теплообменник обеспечивает разность температур между входом одного и выходом другого теплоносителя менее 2С. В ассортименте, предлагаемом компанией доступны как варианты с двумя, так и с несколькими теплоносителями.
Возможные комбинации теплоносителей используемых В теплообменниках данного типа - жидкость/жидкость, пар/жидкость, т-аз/жидкость, газ/газ а также в кондиционерах и холодильных установках включая работающие на аммонии).
Исходные данные для расчёт пластинчатого теплообменника выберем аналогично предлагаемым компанией Tranter:
Горячий теплоноситель - индекс g: расход Gg=0.2778 кг/с; давление на входе Р2=8 105 Па: температура на входе в теплообменник Tgi=606 К и на выходе из теплообменника Tg2=386 К; геометрические характеристики пластинчатых поверхностей теплообмена: bg=3.2 10"3 м - высота проходного сечения; ag=3.1" 10"3 м - ширина проходного сечения;
Холодный теплоноситель - индекс х: расход Gx=0.7222 кг/с; давление на входе Рх=0.5 105 Па; температура на входе в теплообменник Тх1=245 К; геометрические характеристики пластинчатых поверхностей теплообмена: Ьх =6.1410-3 м - высота проходного сечения; ах=9.2 10"3 м - ширина проходного сечения;
Для определения геометрических характеристик теплообменного аппарата был произведен расчет площади единичного фронтального сечения по холодному и горячему теплоносителям. В результате чего было получено количество ходов по горячему и холодному трактам.
Используя имеющуюся методику расчета, была произведена оценка влияния лунок, как интенсификаторов теплообменных поверхностей, на увеличение эффективности теплообменного аппарата при неизменных геометрических характеристиках.
Коэффициент отвода тепла - отношение фактического теплового потока к тепловому потоку при максимальной разности температур между поглощающей пластиной и окружающей средой, то есть когда температура теплоносителя по всей длине близка к температуре на входе.
В топливном балансе страны одним из основных составляющих является природный газ. По потреблению газа Россия занимает второе место в мире после США. Расход газа на экспорт и на внутреннюю потребность страны за последние годы составляет 700-800 млрд.м . Основными потребителями природного газа являются: энергетическая, металлургическая и химическая промышленности. Исходя из потенциала экономии природного газа в 12-15 млрд.м в металлургии относительно 34-42 млрд. м в промышленности [39, стр. 18], доля металлургической промышленности во всей отрасли составляет от 28 до 35%. Таким образом, с точки зрения энергосбережения для металлургического комплекса приоритетным направлением является экономия природного газа. Одним из наиболее эффективных и распространенных средств экономии топлива в промышленных печах металлургических заводов является утилизация теплоты уходящих дымовых газов для подогрева воздуха, идущего на горение, в рекуператорах или регенераторах. Экономия топлива тем выше, чем выше температура уходящих газов и температура подогрева воздуха. В качестве объекта исследования рассмотрим промышленный комплекс, состоящий из плавильной печи и рекуператора.
