Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА I. Анализ теоретических и экспершентальшх исследований по теплоотдаче и аэродинамическому сопротивлению пучков оребренных труб
1.1. Влияние профиля трубы и формы ребра на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление 16
1.2. Влияние толщины и материала ребра на теплоотдачу... 20
1.3. Влияние числа заходов ребра на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление 21
1.4. Влияние высоты, шага ребра и числа Рейнольдса на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление оребренных труб 22
1.5. Контактное термическое сопротивление оребренных труб 26
1.6. Влияние поперечного и продольного шагов расположения труб в пучке на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление 27
1.7. Влияние числа поперечных рядов и разрывов по глубине пучка на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление 30
1.8. Анализ обобщенных уравнений подобия по теплоотдаче и аэродинамическому сопротивлению 33
1.9. Влияние метода теплового моделирования на теплоотдачу пучков оребренных труб 36
І.10. Постановка задачи и программа исследования теплоотдачи и аэродинамического сопротивления оребренных пучков аппаратов воздушного
охлаждения 40
ГЛАВА II. Методика экспершентального исследования
2.1. Описание экспериментальной установки 42
2.2. Конструкция калориметра для изучения средней теплоотдачи оребренных труб 44
2.3. Методика измерений и порядок проведения эксперимента 48
2.4. Методика обработки опытных данных 51
2.5. Оценка точности эксперимента 53
2.6. Тарировочные опыты по теплоотдаче и аэродинамическому сопротивлению 56
ГЛАВА III. Результаты эксперишштального исследования теплоотдачи и аэродинамического сопротивления шахматных пучков из оребренных tf/б аппаратов воздушного охлаждения
3.1. Влияние числа поперечных рядов при локальном и полном тепловом моделировании на теплоотдачу пучков 58
3.2. Исследование влияния шагов расположения труб на метод теплового моделирования теплоотдачи пучков .. 77
3.3. Исследование влияния числа поперечных рядов труб в пучке на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление 84
3.4. Исследование влияния шагов расположения труб в
пучке на теплоотдачу и сопротивление 87
3.5. Исследование влияния неравномерности продольного шага пучка на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление 95
3.6. Взаимосвязь интенсивности теплоотдачи с конструктивным параметром пучка и аэродинамическое сопротивление компоновок из труб различных размеров оребрения 105
3.7. Контактное термическое сопротивление оребренных труб аппаратов воздушного охлаждения 116
3.7.1. Метод определения контактного термического со
противления для труб, оребренных навитой завальцованной лентой 117
3.8. Исследование влияния относительной глубины межреберной полости на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление пучков 123
ГЛАВА ІV. Разработка обобщенных уравнений подобия по теплоотдаче сопротивлению шахматных оребренных пучков .аппаратов воздушного охладцения
4.1. Обобщение опытных данных по теплоотдаче 127
4.2. Обобщение опытных данных по сопротивлению 130
ГЛАВА V. Сравнение и анализ исслещованных оребренных шахматных пучков аппаратов воздушного охлазщения по энергетическим характеристикам
5.1. Анализ тепловой эффективности пучков труб 135
5.2. Анализ габаритных характеристик пучков труб 138
5.3. Анализ весовых характеристик пучков труб 139
5.4. Исследование энергетической эффективности различных типов оребренных труб, применяемых в пучках АБО 142
ГЛАВА VІ. Обоснование ржомендаіщй выбора конструктивных параметров шахматного пучка и технологии оребрения
6.1. Влияние технологии оребрения труб с навитой лентой
на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление . 145
6.2. Выбор числа поперечных рядов в пучке конденсатора-холодильника 148
6.3. Выбор шага разбивки труб в трубной решетке 149
6.4. Технико-экономический расчет 153
Выводы 155
Список использованных источников
- Влияние числа заходов ребра на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление
- Методика измерений и порядок проведения эксперимента
- Исследование влияния шагов расположения труб на метод теплового моделирования теплоотдачи пучков
- Анализ габаритных характеристик пучков труб
Введение к работе
Развитие производительных сил всегда было связано с ростом потребления воды. В течение нашего столетия забор свежей воды из речных систем на нужды народного хозяйства возрос в 6*7 раз и тенденция такова, что в концу XX века он значительно увеличится, а это связано с вмешательством в естественный природный режим речных систем и водоемов. Защита водной вреды, а также реально обозначившийся дефицит пресной технологической воды требует рационального подхода к использованию водных ресурсов или полное исключение ее из технологических процессов как охлаждающей среды в теплообменной аппаратуре. Поэтому актуальное значение в настоящее время приобретает пригленение аппаратов воздушного охлаждения (АВО), предназначенных для охлаждения и конденсации парообразных, жидких и газообразных сред в технологических процессах нефтехимической, химической, нефтеперерабатывающей, газовой и других отраслях промышленности.
Аппарат воздушного охлаждения состоит из теплопередающей поверхности и осевого вентилятора, создающего принудительную циркуляцию воздуха, который является охлаждающей средой. Основной элемент теплопередающей поверхности - шахматный пучок из оребренных труб, поперечно омываемый потоком воздуха, с числом рядов по ходу потока четыре, шесть, восемь. Ребра на трубах увеличивают поверхность охлаждения на воздушной стороне с целью интенсификации теплопередачи, так как имеется большое различие коэффициентов тепло-отдачи на жидкостной (1000 * 5000) Вт/(м К) и газовой сторонах (20 * 100)., Вт/(м2 К).
Применение в АВО осевых вентиляторов ограничивает возможности интенсификации теплопередачи увєличеїшєм коэффициента теплоотдачи по воздушной стороне применением повышенных скоростей воздуха или созданием искусственной турбилизации его в межреберных полостях
направленной деформацией ребер [і7І
Производство ABO развивается высокими темпами как в СССР, так и за рубежом. За период с 1971 по 1975 гг. производство АВО на предприятиях Минхимглаша увеличилось более чем в 3 раза И и достигло около 33*34 тыс.тонн. С 1978 по 1985 гг. прирост АБО в год определен по данным ВНИИнефтемаша не менее 10$.
Проведенный наїж анализ проспектов АВО ведущих зарубежных ширм ( GEA , Крезо-Луар, Луммус, Cimpo-Ійіль) капиталистических стран позволил установить основные применяемые типы оребренных труб (рис.1). Динамика количественного соотношения между различными типами оребренных труб, используемых в АВО по годам, приведена на рис.2 по данным работы [23].
Анализ кривых на рис.2 показывает, что производство биметаллических труб, ребра которых экструзированы (накатаны) из толстостенных заготовок (рис.1,а), начиная с 1965 года сокращается и в 1980 году составляло только 10$ от общего объема выпуска труб. Это связано с увеличенным расходом алюминия, большим весом, невысокой до 280С рабочей температурой.
Выпуск труб с ріавитой завальцованноп в несущую стенку лентой (рис.1,6) в 1980 году составлял 20$ от общего объема выпуска труб. Диапазон рабочей температуры у них расширен до 400С. Значительно возрасло производство труб со спирально навитыми под напряжением алюминиевыми ребрами с ножкой (« - образного сечения) (рис.1.в), которые имеют низкую стоимость. Но при температуре выше 70С происходит ослабление крепления, поэтому такой тип ореб-рения пригоден для эксплуатации при низких (до 120С) температурах и стабильных тепловых режимах. Объем выпуска таких труб составил около 60$. Трубы со сшірально навитыми под напряжением алюминиевыми ребрами с расширенной ножкой (LL - образного сечения) (рис.1,г) используют при температуре до 165С, их производство в
ЇЇТП
э
Рис. I. Типы оребренных труб в аппаратах воздушного охлаждения
а- биметаллическая накатная: б- навитая с завалыдованной лентой;в-навитая с лентой L -образного профиля; г-навитя с лентой IL -образного профиля;д-навитая под натяжением плоской ленты
г
50 кО 30 20 10
ш.
Шг.
1915г.
Рис, 2.П]-имеиекис отебренних ттуб в аппаратах воздушного охлаждения О оо значения а,б,в,г,д смотри рис.1.
1980 году достигло 8%.
Конструкция со спиральным оребрением, изготовленным навивкой на трубу ленты с натягом (рис.1,д), характеризуется слабым контактом алкминия со сталью и низкой стойкостью к вибрациям. Этот тип оребрения в настоящее время в АБО не применяется и в 1966 году снят с производства фирмами-изготовителями.
На предприятиях Минхиммаша СССР, основного изготовителя АВО, используются следующие два типа биметаллических труб: с накатными алюминиевыми ребрами [63] , а также с навитыми ребрами из алюминиевой ленты, завальцованной в стенку несущей трубы.
Технология и оборудование труб с накатными ребрами разработана ВНИИМЕТМАШем [55] . Эти трубы производит Таллинский машиностроительный завод им.И.Лауристина (ТМЗ) на станах ХЇЇРТ с коэффициентами оребрения ^=9; 14; 6; 20. На этом же заводе в течение нескольких лет эксплуатируются станки фирмы "Зойрешуц Секафеи" (ФРГ), выпускающие трубы с навитой завальцованной лентой и коэффициентами оребрения ^=13,5; 15,4; 17, 7; 22. Общий объем производства труб на заводах ВПО "Союзнефтемаш" в 1980 г. составил 9,5 млн.м, а к 1985 году достигнет 15 млн.м [45].
Непрерывное спиральное оребрение, завальцованное в стенку трубы, обеспечивает прочность крепления ребер, хороши контакт с несущей трубой и более высокую способность передачи тепла через оребренную поверхность. К достоинствам таких труб относятся также: технологические возможности получения высоких коэффициентов оребрения вплоть до If = 25, уменьшенный расход алюминия, небольшой вес (трубы с навитой завальцованной лентой легче накатных примерно в 2 раза) [52] , меньшая шероховатость поверхности ребра, тонкие ребра А = 0,3*0,4 мм (минимальная средняя толщина ребра накатных труб 0,5ч-0,6 мм).
Трубы с навитыми спирально под напряжением алюглиниевыми реб-
рами с ножкой наша промышленность пока не выпускает.
Институтом ВИШПТШі'ІНШТЕАШІАРАІУРЬІ создан огштно-промышлен-ный станок ГД-99 для производства отечественных труб с навитой завальцованной лентой [58] по подобной технологии с линией "Зой-решуц Секафеи". Различие в технологии состоит лишь в том, что канавка для ленты выдавливается накатными роликами, а не режется резцом.
Несмотря на применение самых различных типов оребрения, трубные пучки теплообменников воздушного охлаждения характеризуются большими габаритами и металлоемкостью. Повышение энергетической эффективности их является главншл как при совершенствовании, так и проектировании новых аппаратов с конвективным теплообменом. Расчеты показывают, что применение труб с повышенными коэффициентами оребрениями У>15 позволяют существенно уменьшить металлоемкость трубного пучка, повысить его компактность, сократить число труб на аппарат, а следовательно понизить стоимость. Оптимизация числа поперечных рядов и геометрии оребрения способствует уменьшению эксплуатационных расходов на привод вентилятора. В то время, как биметаллические трубы с накатными ребрами достаточно хорошо изучены, возможность широкого внедрения труб с навитой завальцованной лентой в пучках АВО сдерживается из-за неизученности теплоотдачи и аэродинамического сопротивления. Отсутствуют данные о величине контактного термического сопротивления сопряженной пары труба-ребро, влиянии геометрии оребрения труб и числа поперечных рядов на теплоаэродинамические характеристики. Нет рекомендаций об оптимальных шагах разбивки трубной решетки в АВО. Исследованию этих вопросов и посвящена настоящая диссертационная работа.
Автор приносит благодарность к.т.н., доценту Кунтышу В.Б., со стороны которого была оказана большая помощь в проведении исследований.
Практическая сторона диссертации заключается в получении расчетных формул по теплоотдаче и сопротивлешпо, необходимых для проектирования пучков АБО из труб с навитой завальнованной лентой, оптимизации числа поперечных рядов АБО, численных значений контактного термического сопротивлершя, обоснованных шагов разбивки труб в решетках.
Основное содержание диссертации опубликовано в работах [30, 31, 32, 33, 52, 63] .
16'
Г Л А В A I АНАЛИЗ ТЕОРЕТИЧЕСКИХ И ЭКСПШШНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ ПО ТЕПЛООТДАЧЕ И АЭРОД1ФШ#1ЧЕСКОМУ СОПРОТИВЛЕНИЮ ПУЧКОВ ОРЕБРЕШЫХ ТРУБ
I.I.Влияние профиля трубы и формы ребра на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление
Пучки АВО отечественного изготовления выпускаются из биметаллических круглоребристых труб [49] . Ряд зарубежных фирм - изготовителей АВО, например, GEA J64J применяют для теплопередающей поверхности пучки из эллиптических труб, оребренных насадными прямоугольными пластинами с их отбортовкой у основания. Для устранения дополнительного контактного термического сопротивления в области соединения ребра с несущей поверхностью трубы подвергаются горячей оцинковке.
В практике аппаратостроения применяются также оребренные поверхности с несущей трубой овального, каплевидного и плоскоовального профиля. В основе применения труб обтекаемого профиля заложено стремление интенсифицировать теплообмен повышением скорости воздуха, так как сопротивление пучка из таких труб меньше кругло-ребристых вследствие безотрывного их обтекания на большей части периметра трубки. Кроме того, они характеризуются повышенной компактностью пучка.
Известно, что оребренные круглые трубы создают неудовлетворительные гидродинамические условия [54, 75] для эффективного участия в теплообмене части поверхности оребрения, расположенной в кормовой половине цилиндра. Профильные развитые поверхности сокращают зону аэродинамического следа, большая часть оребрения размещается на боковых участках труб, где шдродинашческий режим об-теканин их потоком более благоприятен.
Четкое представление о влиянии формы профиля оребренной трубы на конвективный теплообмен можно установить по работам [4, 15, 75] , в которых проанализирована эффективность профильных поверхностей по энергетическим характеристикам.
Н.В.Зозуля и Л.А.Хавин [і5] выполнили сравнительные теплотехнические исследования пучков круглых и овальных монометаллических оребренных труб, изготовленных ВНИИЖМАШем сплющиванием алюминиевой круглой трубы с накатным оребрением. Размеры исследованных труб были следующие: наружный диаметр несущей трубы по короткой оси-8,5 мм и длинной - 29,7 мм; К = 8,0 мм; толщина ребра у вершины 0,6 мм; у основания 2,5 мм; 5 = 3,3 мм; if = 7,6. Размеры оребрения круглых труб диаметром 22x2 мм те же, что и овальных.
При шахматной компоновке интенсивность теплоотдачи овальных труб пршлерно на 10% больше интенсивности теплоотдачи круглых труб. Повышение интенсивности теплоотдачи при переходе от круглой к овальной форме оребренной трубы сопровождается заметным снижением (на 204-30%) ее гидравлического сопротивления. Компактность пучка из овальных труб в 1,2 раза выше компактности пучка из круглых труб. При одиншшвых расходах энергии на транспортирование воздуха тепловая эффективность овальных труб при шахматной компоновке пучков на 30ч-40% больше. Н.Брауэр [75] исследовал теплообменники из оребренных труб овального и круглого профиля и установил преимущества овальных труб, оценивая их с помощью коэффициента тепловой эффективности.
Несмотря на выявленные преимущества труб некруглого профиля, для пучков аппаратов воздушного охлаждения наиболее рациональной формой следует считать круглоребристые трубы. Этот выбор продиктован следующими соображениями: механизация производства оребренных труб некруглого профиля затруднительна вследствие большого количества разных по характеру технологических операций, механическая
прочность труб ниже, очистка их от загрязнения очень сложна.
Выбору рационального поперечного профиля ребра посвящено ряд теоретических работ [77, 8l] . Е.Шмидтом [81] установлено, что наивыгоднейшая форма прямого ребра минимального веса образуется контурами дуг окружности. Однако организовать крупносерийное производство таких форм ребер технологически сложно. Наиболее близко к ним примыкает трапецеидальное ребро, которое получается при холодной прокатке по отработанной высокопроизводительной технолопш ВШШЕТШШа.
В АВО применяются трубы с трапецеидальным (накатное ребро) и прямоугольным (оребрение навитой лентой) поперечным сечением. Проследить влияние различного поперечного сечения на теплоотдачу возможно.по изменению коэффициента эффективности ребра этих форм при остальных постоянных параметрах. К.Гарднер [77] впервые, при ряде упрощений, основным из которых являлось постоянство коэффициента теплоотдачи по поверхности ребра, провел аналитическое исследование коэффициента эффективности Е круглых ребер различной
конфигурации. В результате были предложены формулы для
расчета Е
ребра и построены зависимости его от комплекса f>h~ky д д .
Оценим рассчетно-аналитическим методом применительно к АВО влияние формы поперечного сечения на изменение эффективности ребра.
Трубы АВО имеют среднюю толщину накатного ребра Д = 0,75 мм, а навитого А =0,35 мм. Скорость обтекания их потоком воздуха в промышленных АВО составляет 5*6 м/с в узком сечении пучка. Для определения Е выполним расчеты по вычислению коэффициента теплоотдачи исследованных [64] стандартизованных шахматных пучков биметаллических труб АВО с накатными ребрами следующих параметров:
d = 56 мм; d0 = 28 мм; I = 14 мм; S = 3,0 мм; If =.15,23.
Примем скорость воздуха 6 м/с и его среднюю температуру в
пучке 40С, коэффициент теплопроводности ребра из алюминиевого сплава АД I равен L= 213 Вт/(м-К). Получим для трапецеидально-го и треугольного ребра Е = 0,93 приоС = 46,35 Вт/(м К).
Для навитого ребра, при условии одинакового коэффициента теплоотдачиоб = 46,35 Вт/(м К), значения коэффициента эффектив-ности для прямоугольного и треугольного ребра Е = 0,90. Видно, что эффективность ребра высокая (Е>0,9), а форма ребра для применяемых тепловых нагрузок АВО не отражается на интенсивности теплообмена. Этот вывод подтверкдается и опытными исследованиями ЦКТИ [бб] по определению влияния формы ребра на теплоотдачу шахматных пучков со штыревыми, круглыми и пластинчатыми ребрами. Несмотря на весьма существенное отличие в форме ребер, а следовательно, и в характере обтекания их потоком, теплоотдача этих поверхностей практически одинакова.
Дальнейшие исследования местных коэффициентов теплоотдачи с круглыми [22J и спиральными [72] ребрами при поперечном омывании воздухом показали, что теплоотдача по поверхности ребра неравномерна. Э.С.Карасиной [22] выполнено экспериментальное исследование неравномерности теплоотдачи по ребру и получен поправочный коэффициент у= 0,85 для круглых и квадратных ребер к теоретическому значению Е, который учитывает неравномерность распределения теплоотдачи по ребристом поверхности. Исследованиями А.Скринска и Ю.Стасюлявичюса l8] , В.Ф.Юдина и Л.С.Тохтаровой [72] установлена зависимость коэффициента у от параметраbJb практическом диапазоне изменения параметра ребраJ5ft= 0,1* 3,7, которая аппроксимируется аналитической формулой [72]
У= I - 0,058^. (I.I)
1.2. Влияние толщины и материала ребра на теплоотдачу
В работе [2] проведены фундаментальные исследования по выяснению влияния толщины и материала ребра на теплоотдачу. Они показали, что уменьшение толщины ребра в 2,7 раза не отражается на теплообмене. Уменьшение толщины ребра в 5 раз, вызывает снижение теплоотдачи на 13$ при шахматном и на 11$ при коридорном расположении труб. Авторы также установили, что материал ребер играет незначительную роль в интенсификации теплоотдачи. При уменьшении коэффициента теплопроводности материала в 4 раза теплоотдача воз-расла только на 10%.
Аналитические расчеты, проведенные в [12], также подтверждают весьма слабое влияние толщины ребра на интенсивность теплоотдачи. Например, изменение толщины ребра от Л =0,3 мм до 0,9 мм, т.е. в 3 раза, вызывает соответствующие изменения количества передаваемого тепла на .24-3$.
Вопросу влияния теплопроводности металла ребер на теплоотдачу посвящена работа [69] . Авторы исследовали оребренные пучки, изготовленные из различных материалов, коэффициент теплопроводности которых изменялся от 16 до 384 Вт/(м-К). Опыты проведены в диапазоне изменения чисел ^е= 8-Ю -г IQ . Установлено, что теплоотдача увеличивается при прочих равных условиях (одинаковая геометрия пучков и ле =conot ) с увеличением коэффициента теплопроводности ребер, причем рост теплоотдачи происходит доА= 140 Вт/(м-К). При дальнейшем увеличении А теплоотдача практически не меняется. Очевидно, коэффициент эффективности ребра уже при L= 140 Вт/(м-Ю и выше приближается к единице. Основним в теплоотдаче оребренного пучка является тепловое сопротивление от поверхности ребра к воздушному потоку, зависящее, главным образом, от гидродинамических условий обтекания.
Ребра труб ABO выполняются из алюминия или алюминиевого сплава ІЦЦ сЛ>140 Вт/(м/К). Поэтому интенсификация теплоотдачи пуч-ков АБО изменением материала оребрешш представляется бесперспективным направлением. При разработке или применении новых алюминиевых сплавов для ребер труб АБО следует руководствоваться исключительно их свойствами с целью удовлетворения технологических требовании при накатке или навивке ребер.
Таким образом, толщина ребра не оказывает существенного влияния на теплоотдачу, ребра следует выполнять по возможности тонкими, учитывая при этом обеспечение их механической прочности.
В.Б.Кунтыш с соавторами [20] рекомендует принимать толщину навитого алюминиевого ребра равной 0,34-0,33 мм для действующих эксплуатационных режимов АБО и применяемых параметров оребрешш.
1.3. Влияние числа заходов ребра на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление
Прокатные станы типа ХПРТ позволяют изготовлять оребренные трубы с одним, двумя и тремя заходами непрерывного спирального ребра. Переход от однозаходного оребрешш к двутл и трехзаходному ощутимо увеличивает производительность станов. Серийные АБО [39] собираются из труб с одно или двухзаходным ребром. Применение труб с трехзаходным ребром сдерживается отсутствием надежных рекомендаций по расчету теплоотдачи и аэродинамического сопротивления трубных пучков..
Различия в условиях обтекания круглых шайбовых и непрерывных спиральных ребер, рассекающих поток винтовой поверхностью под некоторым углом атаки J" (угол подъема винтовой линии), позволило предполагать, что коэффициент теплоотдачи и сопротивление пучка труб со спиральным оребрением будут возрастать с увеличением числа заходов. Опубликованные исследования относятся в большинстве
случаев к трубам с поперечными шайбовыми [50] или одно и двухза-ходными спиральными ребрами [І8І и шлегот противоречивые данные о влиянии угла атаки оребрения на оредние теплоаэродинамические ха-рактериотики пучка в поперечном потоке воздуха.
Поэтому было проведено целевое экспериментальное исследование [56] влияния числа заходов ребра на приведенную теплоотдачу и сопротивление шестирядного шахматного пучка из биметаллических труб АВО. Изучались пучки с размещением труб по вершинам равностороннего треугольника, относительные шаги которых составляли: поперечный 6J=S^/«= 1,035 и продольный Щ^ - $%№= 0,987, пучки были собраны из труб с однозаходным ( J" = 118) оребрением при шаге о = 3,16 мм, двухзаходным (|"= 236) и S = 3,16 мм и трехзаходным ( |" = 340) и о =2,9 мм. Высота ребра труб пучков /[= 14 мм, d^51 = 25 х 2 мм, ф = 15,23.
Проведенными опытами доказано, что увеличение числа заходов ребра от одного до трех не приводит к измененшо теплоотдачи и аэродинамического сопротивления. Это можно объяснить слишком малыми углами подъема винтовой линии спирали. Переход на изготовление трехзаходных оребренных труб позволит увеличить выпуск АВО без ухудшения их тепловых и аэродинамических характеристик за счет повышения производительности прокатных станов.
1.4. Влияние высоты, шага ребер и числа Рейнольдса на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление оребренных труб
Увеличение поверхности теплообмена ребристой трубы характеризует коэффициент оребрешш. Он зависит в основном от двух величин: высоты И и шага О ребра и определяется по формуле:
ф= і + 2JI ( ft +с4+ Д ) (1.2)
Изучению влияния высоты и шага на тепловые и аэродинамические
характеристики пучков посвящен ряд работ [50, 51, 71, 74] . А.А.Хавин, исследуя изменение шага ребра на экспершлентальных образцах труб с приварным стальным ленточным оребрением (Ц= 38 мм; ft = 8 мм; Д= 0,6 мм), для которых S = 3,8; 6,1 и 10 мм, пришел к выводу, что теплоотдача изменяется от относительного шага (5/u0 ) в степени 0,3, а изменение сопротивления пучка от шага оребрения учитывается симплексом (S/u0) ' . Автор также изучил зависимость теплоотдачи и сопротивления от высоты ребра и установил, что развитие поверхности оребрения увеличением высоты ребра, по сравнению с уменьшением шага ребра, наиболее экономично по затратам металла, так как поверхность теплообмена опережающе возрастает по сравнению с высотой ребра. Но на процесс теплообмена увеличение высоты ребра оказывает отрицательное влияние - повышается термическое сопротивление его и возрастает относительная глубина межреберного канала.
Первый фактор достаточно хорошо учитывается коэффициентом эффективности ребра Е. Например, при высоте ребра Ц - 8 мм ниже всего лишь на 7*12$, чем у ребра с {=4 мм. Влияние относительной высоты ребра учитывается введением в уравнения подобия по теплоотдаче симплекса ( л/а0 )~0'2, а по сопротивлению - (п/а0Т
Углубление межреберного канала ухудшает условия омывания поверхности у корня ребер и участков трубы свободных от ребер, что приводит к снижению коэффициента теплоотдачи. С увеличением высоты ребра неравномерность поля скоростей в межреберном канале и поверхностное трение возрастают, что вызывает дополнительные затраты энергии на перемещение воздушного потока.
Э.С.Карасина [22]установила для труб с поперечными круглыми
ребрами, что размеры оребренияЯ и 5 оказывают влияние на конвек
тивную теплоотдачу коридорных и шахматных пучков согласно зависи-
мостд Jkl" (Wf* (ШҐ. CI-3)
В работе [б] автор, анализируя формулу (1.3) также пришел к выводу, что величина оС снижается намного больше при развитии поверхности за счет уменьшения шага оребрения, чем за счет увеличения высоты ребра. Например, при Ш= 7 м/с для пучка труб ^= 15 ( а= 16,7 мм; S = 5 мм; и0= 25 мм) развитие поверхности до lf= 26 уменьшением шага оребрения снижает оС.на 12%, а при развитии поверхности высотой ребра до указанного значения *Р~сС уменьшается на
6%.
С увеличением, высоты ребра при постоянном диаметре трубы растет только толщина пограничного слоя на ребрах. Это приводит к снижению конвективной теплоотдачи, но в меньшей мере, чем при уменьшении шага ребра, поскольку отрицательное влияние прикорневой зоны уменьшается и большая часть поверхности находится в области относительно высоких скоростей воздуха.
Этими факторами можно объяснить превалирующее влияние на конвентивную теплоотдачу симплекса u0/S по сравнению с n/S.
При развитии поверхности за счет уменьшения шага оребрения или увеличения высоты ребра в первом случае на конвективную теплоотдачу отрицательно действуют оба симплекса, а во втором - только симплекс п.jo , влияние которого сравнительно невелико.
Опубликованные исследования в полной мере отражают влияние л и S на тепловые и аэродинамические характеристики.
Теплоотдача и сопротивление зависят от диаметра несущей трубы. А.А.Хавин [57J изучил это влияние на трубах с и0= 22; 32 и 45 мм и показал, что от диаметра трубы теплоотдача зависит в степени (-0,33), а сопротивление в степени (-0,53), т.е. с увеличением диаметра трубы теплоотдача и сопротивление снижаются.
С увеличением диаметра несущей трубы, при постоянной высоте ребра, толщина пограничного слоя на трубе возрастает,что усиливает отрицательное влияние на теплообмен, и , кроме того, теплоот-
дача снижается вследствие роста толщины пограничного слоя на ребрах из-за увеличения длины обтекаемой поверхности ребер вокруг трубы большего диаметра.
В работе [45] рекомендуется при выборе геометрических параметров труб ф> 14,6, по возможности, уменьшать диаметр несущей трубы при сохранении или некотором увеличении шага и высоты ребра. Автор считает, что для АБО следует принимать: d0 =27-=-28 мм, CL = 21 мм или уменьшать 00 до 244-25 мм и Uy до 18 мм.
Теплоотдача шахматных пучков труб зависит от числа Рейнольд-са. Показатель степени Л при яе по данным Э.С.Карасиной в уравнениях конвективной теплоотдачи следует принимать постоянным /1= 0,65. В обобщенных исследованиях [73] утверждается, что йфconst и является функцией величины коэффициента оребрения
О»07 /т л\
Авторы [50] получили при 1?е < 2.I05 - /I = 0,8 и 1?е> 2 Ю5 -П = 0,96.
В работе [бо] даны рекомендации по расчету теплоотдачи и аэродинамического сопротивления ребристых пучков. При определении теплоотдачи заданного ребристого пучка необходимо знать, в какой области лебудет работать теплообменный аппарат, так как зависимости в различных областях ле различны. Зона смешанного решила обтекания простирается в интервале чисел леот 1*10 до 2*10 (диапазон работы АБО). В этой зоне до л?е^ 2-10 при практических расчетах шахматных пучков показатель степени И мокно принимать 0,65. В области числа ле от 2*10 до 2-Ю , когда в смешанном течение пограничного слоя начинает преобладать турбулентное течение, показатель степени повышается до 0,8. Для теплоотдачи пучков в области .Re* 2 »10 показатель степени критерия Re можно принимать равным 0,95.
Для аэродинамического сопротивления при критическом числе
(е*Ю ) осуществляется переход от смешанного режима обтекания к развитому турбуленному, при котором аэродинамическое сопротивление имеет автомодельный характер. В зоне обтекания, при числе е<10 показатель степени числа д?е следует принимать (-0,25).
1.5. Контактное термическое сопротивление оребренных труб
В АБО, состоящих из биметаллических труб и труб с навитой завальцованной лентой, необходимо при расчете коэффициента теплопередачи учитывать влияние контактного термического сопротивления (КТО), которое зависит, в основном, от плотности контакта ребра с трубой. Биметаллическая труба представляет собой составной элемент из гладкостенной несущей трубы и механически контактиру-емой с ней наружной ребристой оболочкой. Из-за дискретного характера соприкосновения металличнских поверхностей возникает КТС, приводящее к температурному скачку между соприкасающимися поверхностями.
Существующая методика расчета АБО [39] не учитывает КТС ввиду отсутствия обоснованных значений для оребренных труб, выполненных из различных материалов (несущая труба из углеродистой,нержавеющей стали, латуни, а ребристая оболочка из алюминиевого сплава).
В работах [43, 61] по контактному теплообмену исследуется влияние на контактную проводимость шероховатости поверхности,давления между соприкасающимися поверхностями, свойства среды и заполнителя, направления теплового потока. Но в этих работах рассматривается контакт плоских тел, когда давление между соприкасающимися поверхностями задано в качестве внешнего определяющего фактора. При щшшдрическом контакте, которьш характерен для труб АБО, величина давлешш зависит от термических, упругих и пластичных деформаций элементов конструкции [79]. В связи с этим, прово-
димость цилиндрического контакта определяется совокупность силовых, механических и геометрических характеристик оребреыных труб и дополнительными условиями, связанными с технологией изготовления труб.
Имеющиеся теоретические решения [24] по контактной проводимости оребренных труб АВО рассматривают влияние отдельных факторов без совокупного их действия. Возможность практических расчетов КТО по теоретическим формулам [43, 61] и полуэмпирическим критериальным уравнениям [78] не подтверждена экспериментальными исследованиями. Число экспериментальных работ по изучению КТО биметаллических труб весьма ограничено [13, 26], причем в обеих работах в явном виде величина Ле не определена. Отмечается лишь качественное влияние КТС на интенсивность теплопередачи.
Расчет коэффициента теплопередачи оребренных труб АВО требует знания конкретных значений величины КТС сопрягаемых пар, зависящих от материала соприкасаемых поверхностей, чистоты их обработки, удельного давления в зоне контакта, загрязнений и т.д.
Для решения этой задачи были осуществлены специальные экспериментальные исследования [27, 29] биметаллических труб различных материальных исполнений с накатными ребрами, применяемыми в стандартизованных АВО. Впервые получены абсолютные значения величины КТС для различных состояний контактной зоны, скорости воздуха,температуры в контактной зоне и других факторов, учитывающих особенности конструкций биметаллических труб АВО.
1.6. Влияние поперечного и продольного шагов расположения труб в пучке на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление
Тепловые и аэродинамические характеристики оребренных трубных пучков существенно зависят от расположения труб в них. Изуче-
шно этого вопроса посвящено значительное число работ [її, 14, 16, 59, 65, 73]. В.Ф.Юдин и Л.С.Тохтарова [65] провели сравнительные исследования шахматных и коридорных пучков из стальных точеных труб со спиральными прямоугольными ребрами. Геометрические параметры труб были следующими: (X = 50 мм; dQ= 32 мм; Ц = 9 мм; S = = 6 мм* А = 1,3 мм; f = 5,1. Шаговые отношения у шахматных компоновок варьировались в интервале: 6j = 1,7 4- 3,0; б= 1,2 4- 3,0; у коридорных: 61 - 1,7 4- 3,0 и ( = 1,2 4- 3.
Установлено, что при увеличении поперечного шага в исследованном интервале теплоотдача шахматных компоновок возрастает до 60$, продольный шаг не изменяет теплоотдачу. В коридорных пучках теплоотдача практически не зависит от поперечного шага, а при увеличении продольного - возрастает в среднем на 25$.
Аэродинамическое сопротивление шахматных пучков увеличивается по мере уменьшения поперечного шага и слабо зависит от продольного шага. Для коридорных компоновок сопротивление увеличивается с уменьшением поперечного шага и увеличением продольного. Сравнение исследованных пучков по энергетическим характеристикам показало целесообразность применения шахматных компоновок. В АВО пучки имеют исключительно шахматную компоновку.
В работе [і4] изучены различные варианты шахматных компоновок из алюминиевых труб Запорожского трансформаторного завода, параметры которых были ц,= 38 мм; а = 8 мм; S = 3,3 мм; А = 1,1 мм;
Р0= 22 мл; ^= 7,5. Относительный поперечный шаг изменялся в диапазоне 61 = 1,52 * 1,39, а продольный - ^ = 0,92 4- 1,079. Опыты проведены в диапазоне изменения числа л?е = (2,2 4- 23) 10 . Показано, что при увеличении поперечного шага теплоотдача повышается из-за изменения режима обтекания труб, продольный шаг в меньшей степени, но то же оказывает влияіше на теплоотдачу. С уменьшением теплоотдача возрастает. Влияние изменения шагов разбивки
труб в пучке на теплоотдачу в большинстве работ [14, 73] оценивается безразмерным симплексом
В.Ф.Юдин в работе |73J , обобщив опытные данные, получил
Р> = (піу Г (для труб с ф = 5,1). Авторы [і4] , исследуя
оребреыные трубы с ф = 7,5 и используя аналогичную методику обоб-
/ S- —г/ \0,4
щения, получили: в = Нп—~f-j
Анализ изменения показателя степени р при безразмерном симплексе Р> по данным различных авторов показал, что f*j(tp) . Для выявления этой закономерности необходима постановка специального исследования влияния изменения дагов расположения высокоребристых труб в пучке на теплоотдачу.
Экспериментальные данные проанализированных работ получены для труб с низкими коэффициентами оребрения ф = 5,1 -f 7,5. Практического применения в АВО такие трубы не находят, за исключанием котлостроения. Трубные пучки АВО выпускаются с разбивкой труб по вершинам равностороннего треугольника 3^ = 02= 58 мм, и частично применяется шаг S. =о> = 63,5 мм. Эти шаги были выбраны на основании рекомендации [з] , как наиболее эффективные тесные компоновки.
Анализ перспектив фирм ЧЕЛ, Луммус, Спиро-Жиль - основных изготовителей АВО за рубежом показал, что в аппаратостроении наметилась тенденция применения трубных пучков с увеличением шага по фронту. Однако научного обоснования целесообразности этой тенденции в доступной нагл литературе не обнаружено. Естественно возникает задача исследования влияния шагов расположения высокоребристых труб АВО на тепловые и аэродинамические характеристики пучков.
1.7. Влияние числа поперечных рядов и разрывов по глубине пучка на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление
Влияние числа поперечных рядов ребристых труб в шахматных пучках на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление достаточно полно изучено в работе [68] . Исследованы пучки с шагами S^Sp5" = 2d » которые собирались из точеных труб со спиральными прямоугольными ребрами и имели шесть рядов по ходу потока.
Геометрические размеры труб следущие: О, = 50 мм; h ~ 9мм; 5 = 6 мм; Л =1,3 мм; U0= 32 мм; ф =5,1. Теплоотдача исследовалась методом полного теплового моделирования. Получено, что средняя теплоотдача ребристых труб с ростом количества поперечных рядов увеличивается и достигает своего конечного значения при Z = 4 ряда.
Показатель степени И при числе Не в функциональной зависимости Ли =СНе с уменьшением числа рядов падает от 0,66 до 0,6. На основе опытных данных построена графическая зависимость (рис.II) относительного поправочного коэффициента Cz=?(l) на средние коэффициенты теплоотдачи от числа рядов по ходу потока. Для пучков при Z > 4 - С„ = I. Численные значения коэффициента Cz вычислялись из соотношения Q-- JrU / JyU- .
С ростом количества поперечных рядов числа Lli для всего
пучка возрастают, а числа CU , приходящиеся на один поперечный
ряд (tu/Z), с ростом количества рядов в пучке падают и при
2 = 5 т 6 рядов достигают своего конечного значения. Таким обра-
зом, для Z> 6 - С„ =1. Построенная графическая зависимость попра-
' Fu- /z
вочного коэффициента С = г /7 * ^приведена на рис. 1.2.
б' Q г т
Ф.М.Иохведов с соавторами [I8J изучал влияние числа поперечных рядов на сопротивление в шахматном пучке из труб с накатными алюминиевыми ребрами следующих параметров: (1=43 мм; Я =18мм;
5 6Z
1 2 3 Ч 5 в Z
Рис.IЛ. Относительный поправочный коэффициент на теплоотдачу иалотядных пучков по данным[Й]
' і- ое- ieooj; г- U soooo
1.2, Относительный поправочный коэффициент на сопхотивле-ние малоуядних пучков
соответственно по данным
№М№>
і- Re* 1200j;
2- Re в 50000
32 5*3,5 мм, Д - 0,6 мм, ip = 9.32. В исследованных пучках число поперечных рядов изменялось в диапазоне Z = I, 2, 3, 4, 5, а относительные шаги были: поперечный QJ= 1,04, продольный 6^ = 0,91.
Результаты исследования удовлетворительно согласуются с данными работы [68], о чем свидетельствует хорошее совпадешіе кривых на рис. 1.2. Видимо, для однотипных форм ребер геометрические размеры оребрения и шаговые отношения не оказывают существенного влияния на величину поправочного коэффициента Cz к сопротивлению малорядных пучков.
Трубы, оребренные навитой лентой, имеют прямоугольное сечение ребра, а шероховатость боковой поверхности ребер значительно меньшая по сравнению с шероховатостью накатных ребер. Эти отличия должны проявиться на характере кривых С=т(2) и Cz=t(z); причем на последней в большей мере.
Данные работы [7б] , полученные при исследовании только аэродинамического сопротивления шахматных пучков с варьированием количества поперечных рядов от I до 7, выявили иной характер кривой Cz =/(zy для труб, оребренных навитой стальной лентой.
Показано, что коэффициент Cz практически не меняется с изменением числа рядов от I до 7 и численно равен Cz = I. Параметры исследованных пучков и труб были: S^ 114,3 мм; S2= 99 мм;
&= 103 мл; с/0= 50,8 мм; = 26,1 мм; 5 = 4, 27 мм иД-1,22 мм. Опытами охвачен диапазон йе= 10000 4- 40000. Кривая С -j^(z) нанесена на рис.1.2. - штрихнунктирной линией. Характер изменения теплоотдачи по рядам пучков не исследовался.
Выполненный анализ исследований указывает на имеющиеся пробелы в вопросе установления влияния числа поперечных рядов на теплообмен и сопротивление пучка применительно к параметрам труб ЛВО и шагам их разбивки в пучке.
В ряде случаев, например, в АВО высокого давления камерного
исполнения из-за ограничений величины гиба труб по условию прочности или по характеру компоновки и технологическим требованиям вынужденно предусматриваются разрывы в межтрубном пространстве по глубине пучка. Для таких трубных пучков характерен неравномерный продольный шаг. Пршленительно к шш в литературе отсутствуют систематические данные о влиянии разрывов на теплообмен и сопротивление, характер их учета при тепловом и аэродинамическом расчете трубных оребренных пучков.
1.8. Анализ обобщенных уравнений подобия по теплоотдаче и аэродинамическому сопротивлению
Накопленный обширный экспериментальный материал по теплоотдаче и аэродинамическому сопротивлению позволил ряду исследователей разработать обобщенные критериальные уравнения и получить расчетные формулы по теплоотдаче [40, 50, 73, 82] и аэродинамическому сопротивлению [б, 25, 36, 50, 70] для широкого диапазона изменения чисел Рейнольдса и параметров оребрения.
Е.Шмидтом [82] предложено уравнение подобия для расчета, конвективных коэффициентов теплоотдачи шахматных пучков
, гА62-(Ш5л033 /т qn
^ » 0.4S& ф ' ft' . (1>9)
Пределы применения уравнения (1.9) по коэффициенту оребрения
В уравнении (1.9) не учтена зависимость коэффициента теплоотдачи от шагов расположения труб в пучке, от количества поперечных рядов для малорядных пучков, (Z < 4).
Ю.К.Стасюлявичюс [50] получил обобщенное уравнение подобия для шахматных пучков
лок--0^аШЫК 4 (1-105)
Диапазон для применения формулы :е = 2-Ю * 2-10 ; Sf/$= 1,3 4- 2,85; $/d0= 0,12 * 0,28; /^= 0,12 * 0,59.
За определяющий размер принят диаметр несущей трубы d9 . Точность формулы +14$.
В эту формулу не введены поправочные коэффициенты на локальный метод моделирования и число поперечных рядов.
В.Ф.Юдиным и Л.С.Тохтаровой в работе [73] получено обобщенное уравнение по конвективной теплоотдаче:
где I - определяющий размер, определяемый по формуле:
e-fd+-fr[W. (I'I2)
Пределы применения формулы: I = 12 * 178; ф = 1 + 21,2; Jb= 0,46 * 2,2; Re =(5 + 37)-103. Точность формулы - 15$.
Авторы [40] приводят обобщенное уравнение по конвективной теплоотдаче: „ 054 ом
Пределы применения формулы: lie = 370 + 66000; a0/S = 2,88 + 12,67; /i/S= 0,4 + 6; р = 0,46 + 2,18. Определяющий размер-3» Точность обобщения - 20$.
Однако все вышеприведенные обобщенные формулы по конвективной теплоотдаче громоздки, требуют больших предварительных вычис-лений и, главное, не удовлетворяют или требованию точности расчета теплоотдачи [40, 50, 8 или диапазону изменения параметров оребрения.
Для труб с навитой завальцованной лентой, характеризующихся повышенными коэффициентами оребрения, возможность применения известных обобщенных завиошяостеи не подтверждена из-за отсутствия опытных исследований таких теплообменных поверхностей.
Предложенные обобщенные уравнения по аэродинамическому сопротивлению имеют невысокую точность [5] , охватывают узкий диапазон типоразмеров труб и компоновок пучішв [50] или основаны на допущениях, требующих дополнительной проверки [25, 36] и, в целом,
не учитывают особенностей проектирования трубных пучков АБО. Большинства отмеченных недостатков лишена работа [70] , в которой опытные данные отечественных и зарубежных исследователей по шахматным пучкам труб с поперечными шайбовыми и непрерывными спиральными ребрами были обработаны и обобщены по единой полуэмпирической методике. В результате получены следующие обобщенные уравнения подобия для расчета аэродинамического сопротивления в пределах изменения числа Ле= (2,2 * 180)-10 и Цй^= 0,15 4-6,5
Для случая?е> 180-Ю3 и /dg = 0,15 4- 6,5
е оъ
^ 0,26ZCZ(^MJ ', (LIS)
где і =2др/ріі/ - коэффициент сопротивления.
Эквивалентны!! диаметр сжатого поперечного сечения определял-
ся по формуле: GL - pJT4 (1.16)
За определяющий размер принята величина
^ = (AT/A)c4+(VA)b,7^(c/a-c/02j . (I.I7) Однако формулами (І.І4) и (І.І5) не охвачено большое число работ, опубликованных после 1972 г., в которых изучено аэродинамическое сопротивление малорядных пучков, щгчков труб с высокими коэффициентами оребрения и работающих при низких числах Рейнолъд-са, а также стандартизованішх поверхностей серийных АВО. С учетом изложенного, представляется целесообразным принять формулы (І.І4) и (І.І5) за структурную основу построения метода расчета сопротивления шахматных щгчков АБО, установить надежность полученных формул путем сравнения с опытными данными стандартных пучков АВО. Для проверки полученных обобщенных уравнений наїж использовано экспериментальное исследование [64] стандартных шахматных шестирндных пучков АВО из труб. Трубы в пучках размещались по вершинам равностороннего треугольника следующих компоновок (?J =& = = I,035;(*0,897; ify = 10,32 - пучок В I и <$j = б = 1,135;
6ij= 0,987; i/dg = 7,63 - пучок lb 2. Трубы имели двухзаходное накатное алюминиевое оребрение с размерам: а = 56 мм; d = 28 мм; І = 14 мм; S = 3 мм; Д = 0,75 мм; (р = 15, 23.
В результате обработки опытных данных по сопротивлению исследованных пучков было предложено следующее уравнение подобия:
Eu-cipRe , (1-м)
где С = 3,19 и 2,89 соответственно для пучков В I и 2.
Эти же экспериментальные данные, обработанные по методике [70] нанесены на рис. 1.3 в виде функциональной зависимости:
из которой видна их, с точностью - 20%, сходимость с расчетными значениями по обобщенной зависимости (I.I9).
Таким образом, обобщенные критериальные уравнения (I.I4) и (I.I5) могут быть применены для расчета аэродинамического сопротивления пучков АВО из труб с накатными ребрами при поперечном обтекании потоком воздуха.
Но возможность расчета сопротивления пучков из труб с навитой лентой требует экспериментального обоснования.
1.9. Влияние метода теплового моделирования на теплоотдачу пучков оребренных труб
Экспериментальное исследование теплоотдачи пучков оребренных труб ведется как методами полного теплового моделирования [3], так и локального [її, 59] . К настоящему времени применительно к многорядным оребренным пучкам сложилось обоснованное тшение, что при локальном моделировании опытные данные по теплоотдаче завышаются на 5 * 20$ в зависимости от числа Ке и шагов расположения труб в пучке по сравнению с полным моделированием. Но ввиду простоты, меньшей громоздкости опытных установок, оперативности при поисковых исследованиях, значительно большей извлекаемой информации по
^ш
l k 1 to 20 JO SO ЦІОГ-
Рис.1.3. Обобщенная зависимость сопротивления пучков от числа Re
А-Б - по формуле ( I.I5 ) О - по данным [64]
локальным тепловым характеристикам теплообменной поверхности и точности их измерений метод локального моделирования нашел наибольшее применение. При этом методе теплоотдача в пучке измеряется одной трубкой-калориметром, последовательно устанавливаемой в различные ряды. Остальные трубки пучка остаются холодными. В данном случае происходит отступлеіше от строгого подобия, так как в модели пучка не воспроизводится теплообмен во всех рядах одновременно, вследствие чего температурные поля, а следовательно и физические константы не соответствуют условиям работы натурных теплообменников.
Изучению влияния метода моделирования на теплоотдачу посвящена работа Г.А.Михайлова [37]. Исследовались гладкотрубные шести-рядные пучки шахматного и коридорного расположения методами локального и полного теплового моделирования. Установлено, что в тесных шахматных компоновках S, = 1,25; So= 1,08а при Кр25000 теплоотдача при локальном методе завышается на 15 * 20$. Если >25000, теплоотдача, полученная обоими методами, практически одинакова.
Такое расхождение в данных по локальному и полному моделированию автор объясняет следующим образом: при локальном методе моделирования набегающий поток на калориметр обладает во всех точках одинаковой температурой, т.е. можно говорить о хорошем перемешивании основного потока и срываьэщегося с труб пограничного слоя предшествующих рядов.
При обогреве всех трубок пучка (тесные компоновки) основной поток не успевает перемешиваться с пограничным слоем, который срывается с труб предшествующего ряда, образуется неравномерное температурное поле. Измерительная трубка-калориметр оказывается в области более высокой температуры.
В.Ф.Юдин и Л.С.Тохтарова [б7] в ЦКТИ впервые изучили влияние.
поперечного $ и продольного SD шагов на метод моделирования. Они исследовали семирядные пучки из точеных труб со спиральными прямоугольными ребрами, изготовленные из углеродистой стали с параметрами: Ц = 32 мм; а = 9 мм; S = 6 мм; Д = 1,3; If = 5,1.
В диапазоне изменения относительного поперечного 6J = I,28 * 1,99, относительного продольного 6L= 0,786 -4- 1,92 и шагов расположения труб при Kq=(I0:* 40)-10 опытами установлено, что теплоотдача, полученная методом локального моделирования завышена, причем разница в теплоотдаче, полученной обоими методами, уменьшается с ростом числа Рейнольдса.Рассчитаны относительные поправочные коэффициенты на величину теплоотдачи, полученную локальным методом моделирования,
В серийных ІШ0 применяются высокоребристые трубы ( <р = 94-22) с параметрами, отличными от исследованных в работе [67] . Они характеризуются относительными шагами ^ = ^= 1,035 и 6] = ^ = * 1,135. Этот диапазон шагов не охвачен опытами [б7]. Наряду с АБО, имеющими число рядов по ходу потока Z^4, выпускаются аппараты с числом рядов труб от одного до четырех, которые применяются на газоперекачивающих станциях магистральных газопроводов и в системах охлаждения компрессоров.
В теплоаэродинамическом отношении такие пучки серийных АБО не исследованы. Возможность распространения установленных поправочных коэффициентов на метод моделирования теплоотдачи оребрешшх пучков с различным числом рядов не обоснована соответствующими исследованиями.
Применение АБО для охлаждения компримированного газа на газоперерабатывающих комплексах, в других отраслях народного хозяйства требует разработки надежных методов тепловых расчетов поперечно-обтекаемых пучков.
На основании вышеизложенного целесообразна постановка спени-
ального исследования влияния метода моделирования на теплоотдачу высокоребристых труб для тесных компоновок как многорядных, так и малорядных.
ІДО. Постановка задачи и программа исследования
теплоотдачи и аэродинамического сопротивления оребренных пучков аппаратов воздушного охлаждения
Приведенный обзор литературы свидетелсьтвует о том, что трубы с навитой завальцованной лентой широко применяются в трубных пучках аппаратов воздушного охлаждения. Они выгодно отличаются от бшлеталлііческих труб с накатньпш ребрами уменьшенным расходом алюминия и в целом снижением массы трубного пучка, возможностью эксплуатации при повышенных рабочих температурах до 400С, меньшей себестоимостью І м оребренной трубы.
В доступной литературе отсутствие данных по тепловым и аэродинамическим характеристикам пучков труб с навитьм завальцованным оребрением не позволяет обоснованно установить место данного типа оребрешш среди других, применяемых в АБО.
Разработанная технология и освоенное оборудование позволяют оребрять трубы в широком диапазоне изменения геометрических разме-ров^трубы и ленты вплоть до коэффициента оребрения tp= 25.
Вскрыть закономерности сложных гидродинамических и тепловых явлений в ребристых пучках современным математическим аппаратом не удается [іо] .
Математическое решение поставленной задачи является чрезвычайно трудным в связи с введением при решении дифференциальных уравнений, описывающих процесс теплообмена и аэродинамического сопротивления, неоднородных и смешанных граничных условий. Приходится ограничиться экспериментальным изучением вопросов теплообмена и сопротивления, обработкой результатов эксперимента с помощью
теории подобия применительно к пучкам труб [2, 3, 38] .
Целью настоящей работы является повышение тепловой и энергетической эффективности пучков АБО из труб, оребренных навитой за-вальцованной лентой.
Программа выполненной работы включает решение следующих вопросов:
Выбор и обоснование метода теплового моделирования пучков АВО с разработкой расчетных формул поправочного коэффициента на метод моделирования теплоотдачи.
Исследование влияния шага оребрения трубы на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление.
Исследование влияния неравномерности продольного шага пучка на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление.
Разработка способа разделения контактного термического сопротивления с приведением коэффициентом теплоотдачи и исследование зависимости контактного термического сопротивления от паршлетров навитого завальцованного ребра.
Выбор оптимального по тешюсъему шага разбивки труб в пучке.
Определение влияния числа поперечных рядов на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление.
Исследование энергетических характеристик различных типов оребрения, применяемых в трубных пучках АВО.
Разработка обобщенных уравнений подобия по теплоотдаче и аэродинамическому сопротивлению пучков АБО из труб с навитой за-вальцованной лентой.
Влияние числа заходов ребра на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление
Увеличение поверхности теплообмена ребристой трубы характеризует коэффициент оребрешш. Он зависит в основном от двух величин: высоты И и шага О ребра и определяется по формуле: ф= і + 2JI ( ft +с4+ Д ) (1.2)
Изучению влияния высоты и шага на тепловые и аэродинамические характеристики пучков посвящен ряд работ [50, 51, 71, 74] . А.А.Хавин, исследуя изменение шага ребра на экспершлентальных образцах труб с приварным стальным ленточным оребрением (Ц= 38 мм; ft = 8 мм; Д= 0,6 мм), для которых S = 3,8; 6,1 и 10 мм, пришел к выводу, что теплоотдача изменяется от относительного шага (5/u0 ) в степени 0,3, а изменение сопротивления пучка от шага оребрения учитывается симплексом (S/u0) . Автор также изучил зависимость теплоотдачи и сопротивления от высоты ребра и установил, что развитие поверхности оребрения увеличением высоты ребра, по сравнению с уменьшением шага ребра, наиболее экономично по затратам металла, так как поверхность теплообмена опережающе возрастает по сравнению с высотой ребра. Но на процесс теплообмена увеличение высоты ребра оказывает отрицательное влияние - повышается термическое сопротивление его и возрастает относительная глубина межреберного канала.
Первый фактор достаточно хорошо учитывается коэффициентом эффективности ребра Е. Например, при высоте ребра Ц - 8 мм ниже всего лишь на 7 12$, чем у ребра с {=4 мм. Влияние относительной высоты ребра учитывается введением в уравнения подобия по теплоотдаче симплекса ( л/а0 ) 0 2, а по сопротивлению - (п/а0Т
Углубление межреберного канала ухудшает условия омывания поверхности у корня ребер и участков трубы свободных от ребер, что приводит к снижению коэффициента теплоотдачи. С увеличением высоты ребра неравномерность поля скоростей в межреберном канале и поверхностное трение возрастают, что вызывает дополнительные затраты энергии на перемещение воздушного потока. Э.С.Карасина [22]установила для труб с поперечными круглыми ребрами, что размеры оребренияЯ и 5 оказывают влияние на конвек тивную теплоотдачу коридорных и шахматных пучков согласно зависи мостд Jkl" (Wf (ШҐ. CI-3)
В работе [б] автор, анализируя формулу (1.3) также пришел к выводу, что величина оС снижается намного больше при развитии поверхности за счет уменьшения шага оребрения, чем за счет увеличения высоты ребра. Например, при Ш= 7 м/с для пучка труб = 15 ( а= 16,7 мм; S = 5 мм; и0= 25 мм) развитие поверхности до lf= 26 уменьшением шага оребрения снижает оС.на 12%, а при развитии поверхности высотой ребра до указанного значения Р сС уменьшается на 6%.
С увеличением, высоты ребра при постоянном диаметре трубы растет только толщина пограничного слоя на ребрах. Это приводит к снижению конвективной теплоотдачи, но в меньшей мере, чем при уменьшении шага ребра, поскольку отрицательное влияние прикорневой зоны уменьшается и большая часть поверхности находится в области относительно высоких скоростей воздуха.
Этими факторами можно объяснить превалирующее влияние на конвентивную теплоотдачу симплекса u0/S по сравнению с n/S.
При развитии поверхности за счет уменьшения шага оребрения или увеличения высоты ребра в первом случае на конвективную теплоотдачу отрицательно действуют оба симплекса, а во втором - только симплекс п.jo , влияние которого сравнительно невелико.
Опубликованные исследования в полной мере отражают влияние л и S на тепловые и аэродинамические характеристики.
Теплоотдача и сопротивление зависят от диаметра несущей трубы. А.А.Хавин [57J изучил это влияние на трубах с и0= 22; 32 и 45 мм и показал, что от диаметра трубы теплоотдача зависит в степени (-0,33), а сопротивление в степени (-0,53), т.е. с увеличением диаметра трубы теплоотдача и сопротивление снижаются.
Методика измерений и порядок проведения эксперимента
Экспериментальное исследование теплоотдачи и аэродинамического сопротивления любого пучка проводилось., по общепринятой методике [64] . После установки пучка в рабочий участок включался вентилятор и проверялась герметичность пучка по воздушной стороне.
Для измерения динамического напора воздуха в центре сопла 21 (рис.2.1) установлена трубка Прандтля 4, соединенная с микроманометром 3 типа ММИ-240. Здесь и далее по тексту ссьшки даются на рис.2.1. По рассчитанной осевой скорости воздуха с учетом коэффициента поля сопла подсчитывался расход воздуха через трубку. Коэффициент поля скорости воздуха в рабочей области числа Рейнольдса был равен Hj. = 0,97.
Температура воздуха перед пучком измерялась ртутным лабораторным термометром 5 со шкалой 0 50С и ценой деления 0,1С.
Температура потока за рабочим участком измерялась многоспайной медь-константановой термопарой 10, спаи которой расположены крестообразно.
В горизонтальной плоскости сечения трубы находилось 19 рав-норасположенных спаев, а в вертикальной - 15, холодные спаи тер-мостатировались в сосуде Дьюара 15. Термопара соединялась с по-тенциметром 17 типа ЇЇП-63 класса 0,05 через переключатель 16. Перед началось опыта многоспайная термопара была проградуирована по лабораторному термометру с ценой деления ОДС в рабочем диапазоне 20 Ю0С. За рабочим участком для контроля был установлен лабораторный термометр 12 на расстоянии, достаточном для перемешивания потока воздуха и формирования равномерного поля температур.
ЭДС термопар, регистрирующих температуры кипения воды в калориметре и поверхности стенок трубы, измерялись потенциометром 17 типа ІШ-63. Холодные спаи термопар также термостатировались в сосуде Дыоара при температуре тающего льда.
Аэродинамическое сопротивление трубного пучка определялось по разности статистического давления воздуха до и за пучком. Датчиками статического давления являлись по три отверстия диаметром I мм, высверленные строго перпендикулярно к внутренней поверхности стенки трубы и расположенные в середине верхней и боковых стенок стабилизирующего и измерительного участков. Отверстия соединялись со штуцерами 7,11, которые подсоединены к микроманометру 6 типа МШ-240.
Электрический обогрев трубок пучка и калориметра производился со специального пульта, электрическая схема которого изображена на рис.2.6. Пульт расчитан на обогрев пучков из 24 трубок, имеет отдельные автоматические выключатели 2 для каждой трубки и общий выключатель I. Электрическая мощность, снимаемая с калориметров 5, отсчитывалась по ваттметру 4 класса точности 0,5 измерительного комплекта К-50. Калориметры поочередно подключались к ваттметру при помощи универсальных переключателей 6 ЛІ53ІІ-И.
Таким образом, экспериментальная установка позволяла выполнять исследования теплоотдачи пучка методом локального и полного моделирования. Методика обработки опытных данных общепринятая в задачах подобного рода [64] . Количество теплоты, передаваемой конвекцией от калориметра к воздуху, определялось из соотношения Q=W-QgA" QTop-GUy4 - (2.1)
Согласно [64]Q »= 0,7 Вт при общей потребляемой мощности W = 300 Вт, а торцевые потери тепла калориметром определены та-рировочными опытами.
По расчетам [47] потери тепла излучением не превышали 1,71-г 0,6% от W при минимальном, максимальном расходе воздуха через пучок и не учитывались.
Приведенный коэффициент теплоотдачи соответствующего ряда труб пучка для локального теплового моделирования, определенный при постоянном расходе воздуха и установившемся тепловом режиме, рассчитывался по формула;
Исследование влияния шагов расположения труб на метод теплового моделирования теплоотдачи пучков
Для расширения границ применимости метода локального теплового моделирования в сторону тесных шагов расположешш высокоореб-ренных труб в многорядных пучках, преимущественно применяемых в АБО, по сравнешпо с известным исследованием В.Ф.Юдина и Л.С.Тохта-ровой [б7j , была проведена данная серия опытов. Конечная цель исследования заключалась в разработке относительного поправочного коэффициента Сд на величину теплоотдачи локального метода теплового моделирования от относительных шагов расположешш труб и числа Re в диапазоне изменения этих конструктивных и режимных характеристик, применительно к пучкам АВО. Функциональную связь Сл с указанными параметрами записываем как: сл - J/u„/J/un =f(S,/d, Sjd, В.) (З.П) Реализация цели осуществлялась на шестирядних шахматных пучках В 5 II (табл.3.3) из труб, оребренных навитой завальцованной алюминиевой лентой и коэффициентом оребрения If =17,7. Геометрические размеры труб и ребер приведены в разделе 3.1.
На рис.3.12 представлены данные изменения теплоотдачи каждого ряда пучков 1Ь 5 II для локального теплового моделирования. Общшл для пучков В 5 4- II является наступление стабилизации коэффициента теплоотдачи со второго ряда. Теплоотдача первого ряда на 16,6$ ниже теплоотдачи стабилизированных рядов.
Средняя теплоотдача пучков В 5 II при локальном тепловом моделировании описывается уравнением подобия: Ли=се . (3.12)
Увеличение поперечного шага S1 от 59 мм до 82 мм, то есть в 1,39 раза при S Conit повышает интенсивность теплоотдачи пучка на 9,8% в изученном диапазоне изменения &. Увеличение продольного шага $2 в 1,56 раза npnS CO st снижает интенсивность теплоотдачи на 8% в том же диапазоне &.
На этом же рисунке, для сравнения, штриховыми линиями нанесена средняя теплоотдача пучков JS 6 4- II по данным локального теплового моделирования. Коэффициенты пропорциональности С , С и экспонента Л приводятся в табл.3.3.
Из сравнения уравнений (3.12), (3.13) и кривых теплоотдачи на рис.3.13 следует общие закономерности, отражающие влияние метода теплового моделирования,, а также шагов труб в пучке на количественное и качественное изменение процесса теплообмена.
1. Теплоотдача многорядного пучка при локальном тепловом моделировании выше теплоотдачи при полном моделировании.
2. Увеличение числа fe уменьшает разницу в величинах коэффициентов теплоотдачи, полученных методами локального и полного моделирования,
3. Большему шагу Sf , при постоянном шаге о% , соответствует увеличивающееся расхождение кривых теплоотдачи локального и полного моделирования. Например, при Ле= 10000 коэффициенты теплоотдачи пучка J5 5 (рис.3.4) различаются на 14,6$, а пучка В 8 с наибольшим S,, на 17,2$. Это явление объясняется влиянием температурной неравномерности по сечению межтрубного пространства пучка, которая явля ется следствием неравномерного скоростного поля, формирующегося за первым рядом.
4. Увеличение о при постоянном о1 сокращает разницу в величи нах коэффициента теплоотдачи при полном и локальном моделировании. Например, при ле= 10000 в пучке & 9 теплоотдача расходится на 19,8$, а для разреженного пучка ІЬ II величина расхождения состав ляет 10,9$. Влияние Sgподобно воздействию начального участка кана ла. С ростом 0 увеличивается расстояние между рядами, на котором осуществляется перестройка скоростного и температурного поля в направлении их выравнивания. Кроме того, большой объем потока воздуха в этом пространстве способствует перемешиванию его. Влияние S физически подобно воздействию на поток больших чисел ле , что подтверждается качественной адекватностью изменения теплоотдачи для сравниваемых способов моделирования.
На рис.3.14 и 3.15 показаны графики зависимости отношения теплоотдачи, полученной методами локального и полного моделирования для различных чисел Re , а также относительных шагов Sf/d и Sg/cf расположения труб. Графические зависимости этого рисунка с точностью - 8% описываются формулой: Сд-ааДО + ве +с, (3.14) где a--0,0 -0,4 (Re/lO 4J+0,2(/2e/f04j2; 6=см2+о,об(Ке/ю4; -о,02(/?е/юУ; С-Ц69+Ц54(«е/04)-"0,25(1ге/ ;2. Формула (3.14) действительна в диапазоне изменения параметров: Re= (3 4- 25)-Ю3; S = (1,035 І,44)0І ; $z= (0,778 4- I,23)d . В таблице 3.4 представлены результаты сравнения для общей области изменения параметров значений Сд , полученных наїж и в работе. [67] , предложенных при исследовании низкоребристых труб, нехарактерных для аппаратов воздушного охлаждения. Данные [б7] приведены .к шестирядному пучку введением поправочного коэффициента по формуле (3.7).
Сходимость результатов удовлетворительная, если учесть влияние примененных различных методов калориметрирования и геометрических размеров исследованных труб. Видимо, геометрия оребрения трубы не оказывает решающего значения на абсолютные значения Сд .
Анализ габаритных характеристик пучков труб
При исследовании теплоотдачи всех типоразмеров труб с навитой завальцованной лентой, температура наружной поверхности несущей трубы измерялась термапарами, заложенными под основание ребер. Поэтому средний приведенный коэффициент теплоотдачи пучка включает в себя термическую проводимость контакта: стенка-заваль-цованное ребро.
Для обобщения опытных данных, учитывающих влияние геометрических параметров, необходимо исключить КТС, которое зависит от целого ряда технологических и конструктивных факторов. Предложенный [27] метод определения КТС для биметаллических труб с экс--трузированными ребрами в данном случае не подходит, так как небольшая глубина завальцовки ребра ( ftj= 0,3 т 0,4 мм) не позволяет надежно выполнить измерения перепада температур между поверхностью несущей трубы и основанием ребра. Поэтому разработан метод сравнительного экспериментального определения контактного термического сопротивления труб, оребренных навитой завальцованной лентой.
Сущность метода состоит в следующем. При одинаковых скорости воздуха ЬУ Ыии и температурных условиях экспериментально исследуется теплоотдача с учетом и без учета КТС идентичных по геометрии оребрения труб. А затем, используя аналитическую зависимость между коэффициентами: теплоотдачи, полученную из системы уравнений ІІ9] применительно к данному типу оребрения = _J +Р (3.36) вычисляется КТС.
Следует отметить, что сопоставляемые оребреыные трубы рекомендуется испытывать в режиме вынужденной конвекции. Очевидно, чем выше эффективность теплообмена, тем заметнее оказывается влияние Rk на теплоотдаче. Поэтому, для уменьшения погрешности в определении R целесообразно проводить соответствующие испытания при возможно высоких значениях скорости воздуха [46] .
Реализация разработанного метода осуществлялась исследованиями теплоотдачи шахматных шестирядних пучков с относительными ша і гами СГ! =(/1= 1,035 из труб, оребренных навитыми завальцованными ребрами (рис.16) и навитыми Z - образными ребрами (рис.Ів).
Параметры труб приведены в табл.3.13. Некоторые отклонения в параметрах оребрения, влияющих на теплоотдачу, учитывались введением поправочных коэффициентов по данным работы [2,50] .
Несущая труба в пучках 1Ї 1 4 иоХО = 25 х 2,5 мм, выполнена из стали 10.
По данным работы [2l] в пучке $ I с навитыми/- образными ребрами терг.юпары были заложены таким образом, что уравнение подобия по теплоотдаче не включает значений Кк. В пучках !Ь 2, 3, 4 с навитыми завальцованными ребрами термопары закладывались под основание ребра, приведенный коэффициент теплоотдачиоС вычислен с КТО.
Пользуясь формулой (3.36) и данными табл. 3.13 рассчитаны численные значения КТС в пучках Г 2 4-4, которые приведены в табл.3.14.
Как видно из графика, КТС .зависит от числа Ке (скорости в узком сечении пучка) и глубины завальцовки ленты в несущую трубу. Наименьшее RK имеет труба JS 3 с глубиной завальцовки ребра /L =0,5ш Оно на 73$ ниже, чем AL ДЛЯ трубы 1Ь 2 при Ке = 10000. На КТС оказывает влияние усилие закатки ребра в канавку не ) сущей трубы, поэтому было определено усилие вырыва ленты у труб & 2 -г- 4 следующим образом: на каждой трубе-калориметре вырезали сегменты (рис.3.336), шесть штук на длине 400 мм, постепенно нагружали их, и динамометром измеряли усилие вырыва ленты из канавки. Усредненные данные по усилиям вырыва ленты приведены в табл. 3.14.
Для определения влияния глубины завальцовки ребра п на усилие вырыва ленты построена зависимость Р = (л» ) (рис.3.33а). Анализ полученной кривой показывает, что усилие вырыва ленты максимальное при глубине завальцовки /L =0,5 мм (труба J3 3). Уменьшение глубины завальцовки от 0,5 до 0,3 мм снижает усилие вырыва ленты в 4,61 раза. В работе [20] выполнены металлографические исследования трубы JS 4 (табл.3.14), на основании которых молено заключить, что по периметру ребра в угловых точках его соприкосновения с несущей трубой имеются воздушные зазоры, которые уменьшают фактическую площадь механического контакта ребра с трубой. Как следствие этого - возрастает КТО.
Наглядное представление о влиянии глубины завальцовки ребра и числа аена изменение КТС можно составить по рис. 3.34.
Применив метод микроскопического анализа, были определены глубины канавок исследованных наїж труб $ 5 4 8, оребренных навитой завальцованной лентой. Описанным выше способом измерены усилия вырыва ленты данных труб с точностью - 0,2 кг. Результаты измерений приведены в табл. 3.14. По глубине завальцовки ребра у труб J0 5 4 8, используя рис. 3.34 определены численные значения nL для = 5000, 10000, 20000, которые сведены в табл.3.14.
