Содержание к диссертации
Введение
1. Обзор и анализ результатов научно исследовательских работ по интенсификации конвек тивного теплообмена в каналах 022
1.1. Цели, задачи и краткая классификация методов интенсификации теплообмена 024
1.2. Основные способы интенсификации конвективного теплообмена в каналах 026
1.3. Генерация управляемых отрывных течений в канале - перспективное направление интенсификации конвективного теплообмена 048
1.4. Анализ результативности и рациональности способов интенсификации конвективного теплообмена в каналах 066
1.5. Результаты дополнительной обработки данных исследований рациональной интенсификации конвективного теплообмена в каналах 085
1.6. Промежуточные выводы к разделу 1 108
2. Конструкции экспериментальных пластинчато ребристых теплообменных поверхностей и опытных теплообменников с прямоугольными каналами 110
2.1. Пластинчато-ребристые теплообменные поверхности с рассечёнными каналами 113
2.2. Пластинчато-ребристые теплообменные поверхности с источниками дискретной турбулизации на стенках каналов 123
2.3. Промежуточные выводы к разделу 2 129
3. Аэродинамические трубы и приборы для исследования тепловых и аэродинамических характеристик пластинчато-ребристых теплообменных поверхностей 131
3.1. Методика проведения экспериментов 131
3.2. Аэродинамическая труба № 1 для исследования пластинчато ребристых теплообменных поверхностей с рассечёнными каналами 133
3.2.1. Воздушный контур аэродинамической трубы № 1 134
3.2.2. Водяной контур аэродинамической трубы № 1 139
3.3. Аэродинамическая труба № 2 для исследования пластинчато ребристых теплообменных поверхностей с источниками дискретной турбулизации на стенках каналов 140
3.3.1. Воздушный контур аэродинамической трубы № 2 140
3.3.2. Водяной контур аэродинамической трубы № 2 142
3.4. Методы измерения параметров при проведении испытаний теплообменных поверхностей и опытных теплообменников 143
3.4.1. Измерение расходов теплоносителей 143
3.4.1.1. Измерение расхода воздуха 143
3.4.1.2. Измерение расхода воды 145
3.4.2. Измерение температур 146
3.4.2.1. Измерение температур термопарами 146
3.4.2.2. Измерение температур термометрами сопротивления 148
3.4.3. Измерение давлений 151
3.5. Промежуточные выводы к разделу 3 152
4. Методика обработки результатов экспериментального исследования пластинчато-ребристых теплообменных поверхностей с прямоугольными каналами 154
4.1. Методика обработки результатов исследования пластинчато ребристых теплообменных поверхностей с рассечёнными каналами 154
4.1.1. Расход воздуха 154
4.1.2. Плотность воздуха 155
4.1.3. Скорость воздуха 155
4.1.4. Критерий Рейнольдса 156
4.1.5. Коэффициент потерь давления воздуха 156
4.1.6. Количество теплоты (по воде) 156
4.1.7. Количество теплоты (по воздуху) 156
4.1.8. Коэффициента теплоотдачи 157
4.1.9. Коэффициенты термической эффективности работы 158
4.1.10. Критерий Нуссельта 159
4.2. Методика обработки результатов исследования пластинчато ребристых теплообменных поверхностей с источниками дискретной тур булизации на стенках каналов 159
4.2.1. Коэффициент теплопередачи 159
4.2.2. Температурный напор в теплообменнике 159
4.2.3. Коэффициент теплоотдачи к воздуху 159
4.2.4. Критерий Нуссельта со стороны воды 160
4.2.5. Коэффициенты термической эффективности работы 161
4.2.6. Критерия Нуссельта для воздушного потока 161
4.2.7. Критерий Рейнольдса для воздушного потока 161
4.2.8. Коэффициент потерь давления воздуха
4.3. Зональная аппроксимация экспериментальных зависимостей в логарифмической анаморфозе 162
4.4. Относительные теплоаэродинамические характеристики 164
4.5. Погрешности экспериментального определения критериальных теп-лоаэродинамических характеристик пластинчато-ребристых теплообменных поверхностей 164
4.5.1. Пластинчато-ребристые теплообменные поверхности с рассечён
ными каналами 166
4.5.1.1. Погрешности экспериментального определения значений коэффициента сопротивления трения 166
4.5.1.2. Погрешности экспериментального определения значений критерия Рейнольдса
4.5.1.3. Погрешности экспериментального определения значений крите рия Нуссельта 169
4.5.2. Пластинчато-ребристые теплообменные поверхности с источника ми дискретной турбулизации на стенках каналов 170
4.5.2.1. Погрешности экспериментального определения значений критерия Нуссельта 170
4.5.2.2. Погрешности экспериментального определения значений коэффициента общих потерь давления воздуха 171
4.5.2.3. Погрешности экспериментального определения значений критерия Рейнольдса 172
4.6. Промежуточные выводы к разделу 4 173
5. Сравнение теплоародинамической эффективности теплообменных поверхностей, теплообменников и процесов интенсификации конвективного теплообмена в каналах теплообменных поверхностей 174
5.1. Принципы аналитического рассмотрения задачи относительного
сравнения теплоародинамической эффективности теплообменных по
верхностей, теплообменников и процессов интенсификации конвективно
го теплообмена в каналах 176
5.2. Обобщённый критерий выполнения условий сравнения 178
5.3. Частный случай задачи сравнения объёмов сердцевин теплообменников 184
5.4. Схематизации графоаналитических определений параметров сопоставляемой поверхности с интенсификацией процесса теплообмена 186
5.5. Промежуточные выводы к разделу 5 190
6. Результаты экспериментального исследования пластинчато-ребристых теплообменных поверхностей с прямоугольными каналами 192
6.1. Пластинчато-ребристые теплообменные поверхности с рассечёнными каналами 192
6.1.1. Экспериментальное определение влияния изменения величины параметра рассечения каналов на изменение вида тепловых и аэродинамических характеристик 195
6.1.2. Экспериментальное определение влияния изменения величины параметра относительной толщины ребра на изменение вида тепловых и аэродинамических характеристик 213
6.1.3. Метод экспериментального определения составляющих полного перепада давления в теплообменниках с рассечёнными каналами поверх ностей теплообмена 223
6.2. Пластинчато-ребристые тештообменные поверхности с источниками дискретной турбулизации на стенках каналов 228
6.2.1. Экспериментальное определение влияния изменения величины параметра относительной длины гладкого участка канала на изменение вида тепловых и аэродинамических характеристик 234
6.2.2. Экспериментальное определение влияния изменения величины параметра степени сужения сечения канала на изменение вида тепловых и аэродинамических характеристик 246
6.3. Промежуточные выводы к разделу 6 260
7. Анализ полученных экспериментальных результатов 264
7.1. Условия реализации процесса рациональной интенсификации конвективного теплообмена в прямоугольных каналах пластинчато-ребристых теплообменных поверхностей с рассечёнными каналами 265
7.2. Условия реализации процесса рациональной интенсификации конвективного теплообмена в прямоугольных каналах пластинчато-ребристых теплообменных поверхностей с источниками дискретной турбулизации на стенках каналов 276
7.3. Физическая общность процесса рациональной интенсификации конвективного теплообмена обоими результативными способами в прямо 7 угольных каналах пластинчато-ребристых теплообменных поверхностей.. 292
7.4. Промежуточные выводы к разделу 7 300
8. Алгоритм расчёта и реализация обобщённого метода сравнения эффективности однотипных и разнотипных компактных теплообменников с интенсификацией конвективного теплообмена в каналах 304
8.1. Исходные данные к выполнению расчётов теплообменников 304
8.2. Расчёт параметров элементов оребрения трубчато-пластинчатых теплообменников гладкоканальных и с источниками дискретной турбулиза ции на стенках каналов теплообменной поверхности 308
8.3. Расчёт параметров элементов оребрения пластинчато-ребристой теп
лообменной поверхности с рассечёнными каналами 309
8.4. Конструктивные параметры пластинчато-ребристых теплообменников гладкоканальных и с источниками дискретной турбулентности на стенках каналов 312
8.5. Конструктивные параметры пластинчато-ребристого теплообменника
с рассечёнными каналами 313
8.6. Тепловые расчёты сопоставляемых теплообменников обоих типов с интенсификацией теплообмена в каналах 314
8.7. Определение параметров сопоставляемого теплообменника с источниками дискретной турбулизации на стенках каналов 319
8.8. Определение параметров сопоставляемого пластинчато-ребристого
теплообменника с рассечёнными каналами теплообменной поверхности 326
8.9. Промежуточные выводы к разделу 8 333
Заключение (сводные выводы по работе и рекомендация) 336
Литература
- Генерация управляемых отрывных течений в канале - перспективное направление интенсификации конвективного теплообмена
- Пластинчато-ребристые теплообменные поверхности с источниками дискретной турбулизации на стенках каналов
- Аэродинамическая труба № 2 для исследования пластинчато ребристых теплообменных поверхностей с источниками дискретной турбулизации на стенках каналов
- Погрешности экспериментального определения значений коэффициента сопротивления трения
Введение к работе
Актуальность исследования. Различные отрасли техники – космическая, авиационная, криогенная, холодильная и т.д., – предъявляют высокие требования к совершенству ребристых теплообменников, определяющемуся их габаритными и массовыми характеристиками, энергозатратами на прокачивание тепло- и хладоносителей, величинами тепловых нагрузок, эксплуатационной надёжностью, технологичностью и экономичностью в изготовлении. Наиболее полно перечисленным требованиям отвечают пластинчато-ребристые теплообменные аппараты (ТА) двух важных подклассов [R.L. Webb]: «плоское ребро – плоское ребро» – ПРП и «плоское ребро – труба» – ПРТ. В данной работе ребристые теплообменные поверхности (ТП) теплообменников 1-го подкласса определяются как пластинчато-ребристые гладкоканальные – ПРПгл и рассечённые – ПРПрс (рис. 2), 2-го подкласса, как трубчато-пластинчатые гладкоканальные – ПРТгл и с периодически расположенными на стенках каналов (рёбер) попарно сопряжёнными двумерными дискретными турбулизаторами в виде поперечных выступов и канавок – ПРТвк, превращающих гладкий канал в диффузорно-конфузорный (рис. 4).
В некруглых каналах теплообменных поверхностей ТА обоих подклассов сравнительно несложно организуется интенсификация конвективного теплообмена (ИКТ), а при определенных условиях реализуется и процесс рациональной интенсификации конвективного теплообмена (РИКТ), при котором рост теплоотдачи за счёт искусственной турбулизации потока теплоносителя опережает рост, или равен росту, аэродинамических потерь по сравнению с таким же по форме поперечного сечения, но гладким каналом при одинаковых режимах течения в них. Отмеченное обстоятельство достигается генерацией вихрей в каналах в основном только в пристеночном слое течения теплоносителя двумя результативными способами: 1-й – обтекание плохо обтекаемых тел, что имеет место в наиболее эффективных и перспективных рассечённых теплообменных поверхностях при обтекании теплоносителем лобовых поверхностей множества торцов рёбер с острыми кромками; 2-й – течение теплоносителя на диффузорно-конфузорных участках при соответствующих углах раскрытия диффузора, что имеет место в каналах теплообменных поверхностей с дискретными турбулизаторами на рёбрах (стенках каналов) в виде поперечных выступов и канавок. Отсутствие результатов систематических исследований процессов ИКТ, а в соответствующих условиях и РИКТ, в прямоугольных каналах ПРПрс и ПРТвк ТП, являющихся весьма технологичными и обеспечивающими при высоких величинах параметров щелевидности каналов значительные степени оребрения, заметно осложняет разработку и создание эффективных парогазовоздушных и, особенно, газожидкостных теплообменников, работающих в режимах @ , где << . Существенные площади теплового контакта компактных ТП с парогазовоздушными теплоносителями (при высоких значениях коэффициентов термической эффективности работы ребристых насадок), приводят к снижению внешней необратимости и повышению энергетической эффективности циклов газовых машин, паровых холодильных машин и, особенно, криогенной техники.
Пластинчато-ребристые теплообменные аппараты отличаются значительно большей компактностью, чем любые практически возможные теплообменники с круглыми трубами [W.M. Kays…]. В некруглых каналах их теплообменных поверхностей очень несложно и весьма целесообразно с большой результативностью реализовывать интенсификацию конвективного теплообмена искусственной турбулизацией потока теплоносителя. При обилии использующихся в технике гладкоканальных пластинчато-ребристых ТА, интенсификация конвективного теплообмена в гладких каналах их поверхностей теплообмена позволит значительно снизить объёмы и массы сердцевин теплообменников, практически не требуя затрат на изменение технологического процесса их производства.
Цель и задачи исследования. Целью настоящего исследования является получение новых результатов систематических экспериментальных исследований процессов интенсификации конвективного теплообмена двумя результативными способами в прямоугольных каналах поверхностей теплообмена высокоэффективных компактных пластинчато-ребристых теплообменников обоих подклассов различного назначения.
Достижение цели потребовало решения следующих задач:
а) разработки, апробации и применения в исследовании метода прямого экспериментального определения коэффициента потерь давления потоком на трение в каналах ТП, позволяющего однозначно выявить влияние механизма генерации вихрей способом рассечения длинных гладких каналов пластинчато-ребристых ТП на их теплоаэродинамические характеристики;
б) исследования влияния изменения величин основных безразмерных геометрических параметров на тепловые и аэродинамические характеристики ПРПрс и ПРТвк ТП;
в) в случаях реализации процессов РИКТ в каналах ПРПрс и ПРТвк ТП:
– определения весьма важных с научной точки зрения максимальных значений оценок реализуемых в прямоугольных каналах процессов РИКТ при () = для ПРПрс ТП и при () = для ПРТ ТА;
– определения пределов рационального уменьшения величин основных параметров рассечения (l/d)min, относительной толщины ребра (/d)min для ПРПрс ТП и относительной длины гладкого участка канала (l/d)min, степени сужения сечений каналов (d*/d)min для ПРТвк ТП;
– определения диапазонов изменения значений текущих оценок для каждого случая реализации процесса РИКТ при () = 1 для ПРПрс ТП и при () = 1 для ПРТ ТА, соответствующих экспериментальной ширине областей РИКТ по значениям режимного параметра – критерия Рейнольдса Remin Rei Remax;
г) предложения и апробации метода оценки теплоаэродинамической эффективности процесса РИКТ двух используемых в исследовании способов искусственной турбулизации потока теплоносителя, а также графических зависимостей, позволяющих определять и наблюдать интересующее конструкторов ТА непрерывное изменение оценки и величин основных безразмерных геометрических параметров процесса РИКТ во всей области его реализации по числам критерия Рейнольдса;
д) структурирования обобщённой схематизации областей изменения основных геометрических безразмерных параметров, определяющих реализацию процесса РИКТ в прямоугольных каналах ПРПрс и ПРТвк ТП и апробации схематизации в реальных композиционных координатных системах на основании полученных экспериментальных результатов;
е) получения удобных в практической работе аналитических и графических материалов для расчётов теплоотдачи и аэродинамического сопротивления ТА с исследованными типами ПРПрс и ПРТвк ТП;
ж) проведения апробации использования формально одинаково выстроенных безразмерных геометрических параметров влияния на процесс РИКТ в прямоугольных каналах, с целью сопоставления между собой и (или) с результатами аналогичных исследований, известными из литературных источников, теплоаэродинамических характеристик ПРПрс и ПРТвк ТП в единой координатной системе для получения корректных качественных и количественных сравнительных оценок, с точки зрения единого подхода к вихревой ИКТ в пристеночной области течений теплоносителей в некруглых каналах обоими результативными способами;
з) расширения представлений о физической общности процесса РИКТ в исследованных ранее каналах различных геометрических форм на основе новых результатов данного экспериментального исследования.
Объекты исследования представляли опытные пластинчато-ребристые водо-воздушные ПРП и ПРТ теплообменники с экспериментальными теплообменными поверхностями со стороны воздушного потока: из алюминиевых сплавов с гладкими или рассечёнными каналами; из медного проката гладкоканальными или с дискретными турбулизаторами на стенках каналов в виде выступов и канавок.
Методы исследования. Метод стационарного теплового потока с итеративным определением среднего значения истинного коэффициента теплоотдачи от: ПРПрс и ПРПгл ТП к воздуху на основании высокоточного определения расхода воздуха, средних температур воздуха и поверхности плоских многоканальных трубок опытного ТА; от ПРТвк и ПРТгл ТП к воздуху методом экспериментального водо-воздушного теплообменника, работающего в режиме @ (где << ) на основании высокоточного определения расходов и средних значений температур воды и воздуха. Методы определения аэродинамических потерь в: каналах ПРПрс и ПРПгл ТП – по перепаду статических давлений с введением поправки для устранения погрешности, связанной с увеличением скорости воздуха при нагревании для случаев неизотермических аэродинамических испытаний; ПРТ ТА – по перепаду полных давлений.
Научную новизну исследования составляют:
– метод прямого надёжного экспериментального определения значений коэффициента потерь давления на трение в каналах ПРПрс и ПРПгл ТП, обусловливающего получение чрезвычайно важных, с научной точки зрения, величин истинных максимальных оценок процессов РИКТ при () = 1 без погрешностей влияния потерь давления при входе в теплообменники и выходе из них;
– методика определения максимального значения оценки при () = 1 и отслеживания непрерывного изменения текущих значений оценок процессов РИКТ в каналах ПРПрс ТП при () = 1 и ПРТ ТА при () = 1, основных геометрических безразмерных и режимного параметров в пределах всей области реализации процесса РИКТ, упрощающая поиск рациональных решений и проектирование теплообменников;
– установленные в результате проведённого исследования, не претендующего на исчерпывающую полноту, наибольшие достигаемые значения оценки процессов РИКТ и масштабы областей реализации процессов РИКТ, определившиеся диапазонами изменения значений основных безразмерных геометрических и режимного параметров;
– полученные впервые систематизированные экспериментальные результаты влияния на тепловые и аэродинамические характеристики ТП с каналами прямоугольного поперечного сечения основных безразмерных геометрических параметров: рассечения длинных гладких каналов и относительной толщины ребра – ПРПрс ТП; степени сужения сечения канала и относительной длины гладкого участка канала – ПРТвк ТП;
– максимальные значения оценок процесса РИКТ вследствие искусственной турбулизации потока теплоносителя в прямоугольных каналах при () = 1 для ПРПрс ТП и при () = 1 для ПРТ ТА;
– расширение представлений о физической общности процессов РИКТ генерацией вихрей двумя результативными способами в пристеночном слое течений теплоносителей в каналах различных профилей поперечных сечений.
Основные положения, выносимые на защиту: результаты экспериментального исследования интенсификации конвективного теплообмена в прямоугольных каналах ПРПрс и ПРТвк ТП; методики проведения экспериментального исследования, обработки и обобщения экспериментальных данных, получения оценок реализуемых процессов РИКТ; предлагаемые критериальные и графические зависимости для расчёта теплоаэродинамических показателей исследованных типоразмеров ПРПрс и ПРТвк ТП.
Практическая значимость исследования:
– полученные критериальные и графические зависимости позволяют производить тепловые и аэродинамические расчёты конструкций пластинчато-ребристых ПРП и ПРТ теплообменных аппаратов различного назначения, в которых со стороны воздушных (газовых) потоков используются исследованные типы, соответственно, рассечённых и с поперечными выступами и канавками теплообменных поверхностей;
– в условиях налаженного производства пластинчато-ребристых гладкоканальных теплообменников, применение ТП меньшей длины по ходу воздуха, соответственно, с рассечёнными каналами или с поперечными выступами и канавками на стенках каналов не требует перекомпоновки, изменений в технологии и обеспечивает уменьшение объёмов и масс сердцевин теплообменников с интенсификацией теплообмена;
– оперативность и высокая точность результатов расчётов позволяют рассмотренной и апробированной методике стать надёжным инструментом при сравнении теплоаэродинамической эффективности теплообменников различных типов конструкций, а также при оценке процесса интенсификации конвективного теплообмена в каналах теплообменных поверхностей.
Апробация результатов исследования. Основные результаты диссертационной работы обсуждены и опубликованы в материалах: XI Всероссийской школы-конференции молодых учёных «Актуальные вопросы теплофизики и физической гидрогазодинамики», ИТ СО РАН, Новосибирск, 2010; Пятой Российской национальной конференции по теплообмену, МЭИ, Москва, 2010; Международной 54-ой отраслевой научной конференции, посвящённой 80-летию основания АГТУ, Астрахань, 2010; Seventh International Conference on Enhanced, Compact and Ultra-Compact Heat Exchangers: From Microscale Phenomena to Industrial Applications, Heredia, Costa Rica, 2009; XVII семинаре «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в аэрокосмических технологиях», ЦАГИ и ФАЛТ МФТИ, Жуковский, 2009; International Symposium on «Convective Heat and Mass Transfer in Sustainable Energy», Yasmine Hammamet, Tunisia, 2009; Международной 53-ей научной конференции АГТУ, Астрахань, 2009; 3-ей Международной конференции «Тепломассообмен и гидродинамика в закрученных потоках», МЭИ, Москва, 2008; 6-го Минского международного форума по тепло- и массообомену, Беларусь, 2008; Sixth International Conference on Enhanced, Compact and Ultra-Compact Heat Exchangers: Science, Engeneering and Technology, Potsdam, Germany, 2007; XVI семинаре «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках», СПбГПУ, Санкт-Петербург, 2007; Четвертой Российской национальной конференции по теплообмену, МЭИ, Москва, 2006; Fifth International Symposium on Turbulence, Heat and Mass Transfer, Dubrovnik, Croatia, 2006; Fifth International Conference on Enhanced, Compact and Ultra-Compact Heat Exchangers: Science, Engeneering and Technology, Whistler, British Columbia, Canada, 2005; Международной 49-й научной конференции, посвященной 75-летию АГТУ, Астрахань, 2005; 2-ой Российской конференции «Тепломассообмен и гидродинамика в закрученных потоках», МЭИ, Москва, 2005; XXVII Сибирского теплофизического семинара, Новосибирск, 2004; 5-го Минского международного форума по тепло- и массообмену, Беларусь, 2004; Proceedings of the Fourth International Conference on Compact Heat Exchangers and Enhancement Technology for the Process Industries, Crete Island, Greece, 2003; 48-ой научной конференции АГТУ, Астрахань, 2004; Третьей Российской национальной конференции по теплообмену, МЭИ, Москва, 2002; Proceedings of the Third International Conference on Compact Heat Exchangers and Enhancement Technology for the Process Industries, Davos, Switzerland, 2001; Meeting of commission D2/3 and B2 of the International Institute of Refrigeration, Astrakhan, Russia, 2000; Международной научной конференции, посвященной 70-летию АГТУ, Астрахань, 2000; Международной конференции "Холодильная техника – проблемы и решения", Астрахань, 1999; Meeting of commission D2/3 and B2 of the International Institute of Refrigeration, Astrakhan, Russia, 1997; отраслевом совещании по холодильному направлению, Гипрорыбфлот, Ленинград, 1987; III Всесоюзной научно-технической конференции "Современные проблемы двигателей и энергетических установок летательных аппаратов", МАИ, Москва, 1985; II Всесоюзной научно-технической конференции "Современные проблемы двигателей и энергетических установок летательных аппаратов", МАИ, Москва, 1980; Всесоюзной научно-технической конференции по холоду "Совершенствование процессов, машин и аппаратов холодильной и криогенной техники и кондиционирования воздуха", Ташкент, 1977; Proceedings of the XIV International Congress of Refrigeration, Moscow, 1975.
Публикации. Основное содержание и результаты диссертационной работы изложены в сорока четырёх печатных работах.
Объём и структура диссертационной работы. Общий объём диссертации (390 с.) включает: титульный лист и содержание (7 с.); основные условные обозначения (5 с.); введение (9 с.); восемь разделов с промежуточными выводами – 227 с. текста, 178 рисунков, 35 таблиц (314 с.); заключение – сводные выводы по работе и рекомендация (4 с.); список 181-го литературного источника (23 с.); приложение – 3 рисунка, 16 таблиц, 2 акта (28 с.).
Генерация управляемых отрывных течений в канале - перспективное направление интенсификации конвективного теплообмена
В различных областях техники широкое применение получили пластинчато-ребристые теплообменные аппараты (ТА): в авиационной и космической технике для создания разнообразных ТА систем энергообеспечения, термоста-тирования, кондиционирования воздуха кабин и приборных отсеков [51, 116, 135]; автотракторной промышленности для создания водо-воздушных радиаторов [11, 54]; в химической промышленности в конденсаторах и испарителях чистых газов и жидкостей [9]; в конструкциях рекуперативных и регенеративных высокоэффективных ТА криогенных систем [121, 140]; в холодильной технике в конденсаторах воздушного охлаждения [58, 91, 138], регенеративных те ТА [9, 138], в воздухоохладителях систем кондиционирования воздуха, холодильных камер и скороморозильных аппаратов [4, 169], в устройствах термоэлектрического охлаждения [123]. Такое широкое распространение пластинчато-ребристые ТА получили благодаря большой компактности, превышающей по этому показателю все остальные виды теплообменников. В работе [121] указывается о создании пластинчато-ребристого холодильника турбодетандерного агрегата компактностью поверхности 5500 м /м из гладкой микронасадки с вы-сотой ребра 6-10 м и шагом 0.5-10 м.
Высокая металлоёмкость и низкая компактность остаётся, по-прежнему, нерешённой проблемой многих ТА самого различного назначения. Особенно острой эта проблема является для ребристой аппаратуры, работающей в режиме сильно отличающихся величин коэффициентов теплоотдачи щ « а2 (конденсаторы воздушного охлаждения, воздухоохладители, охладители технологических потоков жидких продуктов, радиаторы силовых установок, градирни закрытого типа и т.п.).
Высокие эффективность и компактность пластинчато-ребристых аппаратов заключаются в возможности использования в их конструкциях двухстороннего оребрения. Причём расстояние между пластинами, а также типы оребрения со стороны каждого потока теплоносителя могут быть различными и выбираться исходя из допускаемых потерь давления на их прокачку. Масса и теплоёмкость пластинчато-ребристых теплообменников намного меньше, чем остальных типов ТА такой же поверхности, так как основная часть теплообменной поверхности (ТП) изготовляется из тонких металлических листов. Стоимость единицы поверхности теплопередачи пластинчато-ребристых теплообменников при их серийном изготовлении значительно ниже, чем теплообменников других типов.
Режимы работы основных ТА машин холодильной и криогенной техники отличаются от режимов работы соответствующих элементов теплоэнергетических установок существенно меньшими величинами перепадов температур и удельных тепловых потоков, что вызвано стремлением к уменьшению внешней необратимости циклов низкотемпературных машин. При этих условиях и когда возможности более плотной компоновки ребристых насадок за счёт уменьшения величин эквивалентных диаметров каналов исчерпаны (опасность засорения, возможности технологии и т.п.), выполнение требований по сокращению удельных металлозатрат, повышению компактности возможно только за счёт интенсификации теплообмена. Следует отметить, что в некруглых каналах пластинчато-ребристых теплообменных поверхностей сравнительно несложно и целесообразно реализовывать вихревую интенсификацию конвективного теплообмена (ИКТ) искусственной турбулизацией потоков теплоносителей.
Современные пластинчато-ребристые теплообменники разнообразны по форме и виду пластинчатых ребристых насадок, образующих для прохода теплоносителя каналы, чаще всего представленные прямоугольником, трапецией или треугольником. Учитывая это, целесообразно рассмотреть методы и способы интенсификации теплообмена в каналах различного поперечного сечения.
Цели, задачи и краткая классификация методов интенсификации теплообмена
Общая интенсивность процесса теплообмена в аппарате определяется отношением количества передаваемой теплоты в единицу времени к температурному напору и площади поверхности теплообмена, и количественно оценивается величиной коэффициента теплопередачи К. Интенсивность процесса теплоотдачи оценивается значением коэффициента теплоотдачи - сложной величиной, зависящей от физических свойств тепло- или хладоносителя, скорости его движения, формы и состояния поверхности разделяющей потоки стенки, вида поперечного сечения канала поверхности теплообмена. Поскольку степень интенсификации конвективного теплообмена теплообменного аппарата (величина К) определяется наибольшим термическим сопротивлением теплоотдаче (1/ом), целью интенсификации конвективного теплообмена в теплообменном аппарате, например в двухпоточном, является повышение меньшего значения коэффициента теплоотдачи аг со стороны газового потока (при условии аг « аж ) или значений коэффициентов теплоотдачи аг и аг со стороны двух газовых потоков (при условии аг « аг ) [100].
Интенсификация процесса(ов) теплоотдачи в теплообменных аппаратах различного назначения позволяет решить следующие основные задачи: - снижение габарита и массы ТА при заданных теплопроизводительности и затратах энергии на прокачку (циркуляцию) теплоносителей; - снижение энергозатрат на прокачку теплоносителей при заданных теплопроизводительности и величине поверхности теплообмена ТА; - увеличение теплопроизводительности теплообменника при заданных габаритах и затратах энергии на прокачку теплоносителей; - увеличение размеров канала поверхности теплообмена при модернизации теплообменника транспортного средства с целью предотвращения опасности засорения каналов при прежней или большей теплопроизводительности, прежних или меньших затратах энергии на прокачку теплоносителей, габаритах и массе сердцевины теплообменника.
Пластинчато-ребристые теплообменные поверхности с источниками дискретной турбулизации на стенках каналов
При определённом соотношении параметров поток у пластины, двигаясь от точки Rb вначале разгоняется, а затем в области положительного градиента давления затормаживается. Положительный градиент давления может стать значительным и вызвать отрыв потока от пластины в точке S2 с последующим прилипанием его в точке R2. При этом в циркуляционной зоне образуется дополнительная отрывная зона S2 - R2 Геометрическими характеристиками циркуляционных зон являются длина зоны xS и расстояние от точки присоединения потока до основания уступа hR. Для определения координаты присоединения потока hR практически всегда используются экспериментальные данные [7, 116]. С точки зрения теплообмена важнейшим является вопрос о тепловых потокох внутри циркуляционной зоны. Размеры отрывных зон, образующихся перед прямоугольными уступами и изменение локальных коэффициентов теплоотдачи в отрывной зоне перед уступом являются распространёнными задачами экспериментальных исследований, поскольку величина коэффициента теплоотдачи и характер его изменения в отрывной зоне зависят от характеристики течения, которая в свою очередь определяется формой и размерами уступа, а также параметрами потока.
При обтекании потоком газа обратного уступа пограничный слой, образовавшийся на поверхности О (рис. 1.21, б), отрывается в точке S и присоединяется к поверхности в точке R, образуя за уступом циркуляционную область движения потока. Линия 1 отделяет невозмущённый поток, движущийся со скоростью ilex» от пограничного слоя и циркуляционного течения. Область циркуляционного течения отделяется от внешнего потока линией постоянной массы 2. В отрывном (циркуляционном) течении часть теплоносителя, расположенная выше линии 3, движется в направлении основного потока. А между линией 3 и основанием уступа течение газа происходит в обратном направлении.
В области линии 3 пограничный слой образуется в результате взаимодействия движущихся в прямом и обратном направлениях течений, а у стенки - при взаимодействии потока с твёрдой поверхностью. Скорость газа в ядре обратного течения возрастает от нуля в точке R до некоторого максимального значения и затем уменьшается. При натекании на уступ обратный поток тормозится, пограничный слой под действием положительного градиента давления отрывается (точка Si на рис. 1.21, б) и присоединяется на вертикальной стенке уступа (точка R[ на рис. 1.21, б). В углу уступа образуется дополнительная зона отрыва.
Изменение коэффициента теплоотдачи внутри циркуляционной зоны на горизонтальной поверхности за уступом является очень важной задачнй. Максимальное значение а соответствует точке присоединения потока R. Левее положения максимума находится циркуляционная область течения. В зоне обратных токов величина коэффициента теплоотдачи существенно переменная. В точке присоединения потока значение коэффициента теплоотдачи примерно в 4 раза выше, чем у основания уступа. Условия теплообмена в отрывной зоне зависят от критерия Рейнольдса, высоты уступа и толщины пограничного слоя перед отрывом. Увеличение толщины пограничного слоя перед отрывом потока приводит к уменьшению коэффициента теплоотдачи ceR. Увеличение скорости внешнего потока приводит к интенсификации движения газа в отрывной зоне, что вызывает рост тепловых потоков. Длина отрывной зоны зависит от высоты уступа (увеличивается с ростом высоты уступа), толщины пограничного слоя перед отрывом и практически не зависит от Re [56, 116, 145].
Отрывные течения представляют рациональный источник повышения уровня турбулентности в пристеночном слое потока теплоносителя для целей реализации процесса рациональной интенсификации конвективного теплообмена в каналах. Наиболее удобными для исследования физическими моделями отрывных течений, обладающих достаточно широкой физической общностью, являются течения: в круглой трубе при внезапном увеличении её диаметра [101, 102, 143]; в плоском канале на участке за односторонним или симметричным двусторонним уступом [130, 149, 167, 172]; в условиях обтекания потенциальным потоком теплоносителя затупленной прямоугольной кромки плоской пластины [117, 118, 139], периодически установленных турбулизаторов на стенках каналов различных профилей поперечных сечений, расположенных на плоской пластине различных по форме впадин (канавок) [88, 127]. Обстоятельно физические модели отрывных течений в круглом и треугольном и каналах описаны и проанализированы в работах А.И Михайлова, В.В. Борисова, Э.К. Калинина [109], В.А. Кирпикова, Ю.А. Архипова [99], Э.К. Калинина, Г.А. Дрейцера, С.А. Ярхо [95,], Г.И. Воронина, Е.В. Дубровского [54] и в описании научного открытия Э.К. Калинина, Г.А. Дрейцера, С.А. Ярхо, Г.И. Воронина, Е.В. Дубровского № 242 (СССР, 1981 г.) «Закономерность изменения теплоотдачи на стенках каналов с дискретной турбулизацией потока при вынужденной конвекции» [87].
В результате экспериментального исследования [149] в отрывной зоне течения теплоносителя за прямым уступом выявлены три характерных области (см. рис. 1.30). 1. Трёхмерная область отрыва длиной х = п, которая характеризуется одним или несколькими вихрями с осями, перпендикулярными к боковым стенкам. Размеры вихрей могут меняться во времени, а их число зависит от формы и размеров выступа. В опытах наблюдалось от 2 до 6 вихрей. 2. Двумерная область длиной в пределах п х т, характеризующаяся расположенным в ней практически двумерным вихрем. 3. Трёхмерная нестационарная область, определяющаяся наличием в ней нестационарных вихрей, преимущественно расположенных в области значений 0.8 х/т 1.25.
Аэродинамическая труба № 2 для исследования пластинчато ребристых теплообменных поверхностей с источниками дискретной турбулизации на стенках каналов
Из табл 1.11 усматривается, по тепловой характеристике рассечённая поверхность с І/d = 1.71 [151] в 2... 1.5 раза превосходит аналога с І/d = 1.68 [53, 54]. А из табл. 1.13 видно, что тепловые характеристики гладкоканальных ТП характеризуются приемлемым совпадением значений. Сравнение аэродинамических характеристик тех же рассечённых ТП показывает их некоторое различие, а вот для гладкоканальных ТП сравнение показывает очень большое завышение (в 2...3 раза) значений коэффициента аэродинамических потерь поверхности ПРПгл 5 [54] относительно Глр-8 [105] и ПРПгл 6 [151]. Эти результаты сранений очень наглядны в графических представлениях. Несомненно, заниженная тепловая характеристика ПРПрс 1 и завышенная аэродинамическая характеристика ПРПгл 5 [54] представляют относительные тепловые и аэродинамические характеристики ПРПрс 1 по сравнению с аналогами для ПРПрс 6 в проигрышном виде, что и можно видеть на рис. 1.54 , б. Несоответствие количественных результатов сравнения относительных характеристик Г.И. Воронин, Е.В. Дубровский [54] объясняют отсутствием геометрического подобия каналов сравниваемых ТП, различием материалов и технологии изготовления ТП, методик и условий проведения экспериментов. Перечисленные причины понятны и, в какой-то мере, приемлемы, но при таких существенных расхождениях в значениях сравниваемых характеристик они не представляются убедительными. Заметно заниженные тепловые характеристики рассечённых поверхностей и очень заметно завышенная аэродинамическая характеристика гладко-канальной (эталонной при оценке теплоаэродинамической эффективности рассечённых ТП) поверхностей искажают и характер протекания относительных характеристик (Nu/Nurn)/(/rn) = f(Re), Nu/Nurjl = f(Re), /гл = f(Re) - см. рис. 1.52 , б, и Nu/Nurj] = f(l/d), /гл = f(l/d) при Re = idem - см. рис. 1.53 . Основываясь на физической общности процесса РИКТ в каналах различной формы поперечного сечения различными способами вихреобразования генерацией отрывных течений, можно достаточно уверенно предположить что качественно, в главном, зависимости /гл = f(Re) должны протекать с подъёмом, а не быть ниспадающими кривыми, для зависимостей Nu/Nurjl = f(Re) характерна выпуклая вверх кривая, для зависимостей ( Nu/Nurjl)/(/rjI) = f(Re) характерна ниспадающя слева направо, иногда с небольшой выпуклостью вверх, кривая. Подробное описание причин указанного характера протекания линий относительных характеристик содержится в разд. 6 (см. также рис. 1.35, 1.45, 1.49).
Рис. 1.52 , г показывает, что начиная с Re = 3500 и выше протекание кривых = f(l/d) не соответствуют сложившимся «правильным» представлениям, в диапазоне значений 1.68 (l/d)3 4.03 они почти горизонтальны и, искажая реальность, даже указывют уменьшение значений при уменьшении значений І/d. Эти искажения переходят и на рис. 1.53 . Поскольку результаты сравнения показали, что тепловые относительные характеристики несколько завышены, а аэродинамические существенно занижены и искажены по углу подъёма с уменьшением параметра рассечения І/d (близки к горизонталям), то устранение этих недостатков привело бы к определению точек «правильных» пересечений линий Nu/Nurjl = f(l/d) и /гл = f(l/d): от точки пересечения слева вверху линия /гл = f(l/d), а внизу - Nu/NurjI = f(l/d); от точки пересечения справа вверху линия Nu/NurjI = f(l/d), а внизу - /гл = f(l/d). Тогда графические зависимости Nu/Nurjl = f(l/d) и /гл = f(l/d) несколькими (і) точками пересечения определили бы область реализации процессов РИКТ с несколькими (і) текущими значениями оценок (9? )Re-этих процессов при условии (K )Re-=l. В этой области была бы определена максимальная оценка (9V) X процесса РИКТ при (K )Re-_ = 1. Несмотря на заведомо известные ошибочные результаты определения относительных тепловых и аэродинамических характеристик, на рисунке 1.53 демонстрационно реализован метод определения области осуществления процессов РИКТ с построением на рис. 1.54 , е кривой (1/d) = f(Re). За левой границей области реализации процессов РИКТ по значениям параметра І/d второй такой области нет.
Выполнение на основе первичных экспериментальных результатов исследования серии 1.4 - ТП № 11... 14 и 5 при 1.85 (l/d)3 4.96 и 5/d = 0.0212 отсутствующей в работах [53, 54] расширенной обработки ещё раз подтверждает, что с получением аэродинамических характеристик испытанных поверхностей теплообмена не всё обстоит благополучно. На рис. 1.55 , а характеристика гл = f(Re) с параметром І/d = 4.96 для ТП № 14 расположена выше аналогов для ТП № 11 (1/d = 1.85), 12 (1/d = 2.97), 13 (1/d = 3.73). Это - аномалия, которую авторы работы не заметить не могли, поскольку любой опыт проводится, по крайней мере, трижды. Последствия оплошности заметны на рис. 1.55 , г и рис. 1.56 . Однако, этот факт в работе объяснения не получил.
На рис. 1.55, г явно видно, что значения для ТП № 14 выделяются несогласованностью со значениями для ТП № 11, 12, 13. Эти, безусловно, ошибочные значения делают формально осмысленными графики зависимостей Nu/NUi-л = f(l/d) и /гл = f(l/d) при Re = idem (см. рис. 1.56 ) с точки зрения наступления случая РИКТ при условии (K )Re- =1. Правда, система этих графиков при шаге перебора ARe = 1000 значений режимного параметра в интервале 2000 ReJ3 8000 показывает безликую статичность этих изображений, сильно отличающихся от реальных. Очевидно, что для этого случая предпринятое экстраполирование с целью получения результата (l/d) x, при котором (TShi/Nurj])Kp (/гл)кр, будет таким же неправомерным, как и в случае с серией 1.1-ТП№ 1...4и5(см. рис. 1.44).
Погрешности экспериментального определения значений коэффициента сопротивления трения
Испытания всех опытных теплообменников проводили в специальных аэродинамических трубах (AT) № 1 [27, 36, 93, 150] и № 2 [53, 54, 93], разомкнутого типа с водяными нагревательными контурами, укомплектованными необходимыми оборудованием и измерительными приборами. Обе аэродинамических трубы предназначены для одновременного экспериментального определения критериальных тепловых - Nu = f(Re) и аэродинамических характеристик в виде зависимости = f(Re) коэффициента суммарных (на вход, трение и выход) потерь давления в опытных теплообменниках с исследуемыми поверхностями теплообмена методом стационарного теплового режима. В силу особой конструкции экспериментального участка в AT № 1 обеспечивалась возможность определения и аэродинамических характеристик в виде зависимости " = f(Re) коэффициента потерь давления на трение в каналах исследуемых пластинчато-ребристых рассечённых и гладкоканальной поверхностей теплообмена опытных теплообменников.
Перед включением в работу производились: осмотр экспериментальной установки в целом; проверка нуля измерительных приборов и достижения побочным спаем термопары в сосуде Дьюара с тающим льдом из дистиллированной воды значения температуры 0 С; измерение барометрического давления воздуха.
Перед началом основных испытаний проводилась пробная работа AT в течение не менее 30 мин., записывались предварительные показания всех измерительных приборов. При отсутствии замечаний AT в соответствии с протоколом испытаний настраивалась на работу в режиме первого опыта. Малая тепловая инерция элементов водяного контура и небольшой шаг изменений расхода воздуха через ребристые каналы теплообменных поверхностей опытных теплообменников позволяли быстро переводить работу экспериментальной установки с одного режима на другой. AT позволяла весьма точно и стабильно поддерживать работу на каждом заданном тепловом режиме испытания вследствие незначительного изменения внешних условий.
Измерение всех параметров производили при установившемся режиме работы AT через каждые 10... 15 мин., а для расчёта брали средние величины че-тырёх-пяти измерений. Продолжительность каждого режима испытания составляла от 45 мин. до 1 часа.
За время проведения всего эксперимента при определении теплотехнических показателей режимы работы водяных контуров несколько раз незначительно менялись с целью поддержания разности температур воды до и после опытных теплообменников в пределах, обеспечивающих необходимую точность её измерения (разности температур, по которым рассчитывают тепловую производительность, не должны быть меньше 3 С [ПО, 137]). Определённая разница температур по воде, подаваемой в опытные теплообменники, достигалась предварительным регулированием её расхода изменением скорости вращения ротора электродвигателя водяного насоса или (и) изменением проходного сечения соответствующих водяных кранов с контролированием расхода по показаниям прошедших тарирование ротаметров. Точное значение расхода воды, подаваемой в опытные теплообменники, измеряли с помощью тарированного мерного сосуда и секундомера. При всех режимах испытаний температура поступающей в опытные теплообменники воды поддерживалась практически одинаковой на уровнях значений 80...82 С (AT № 1) и 115... 117 С (AT № 2).
При испытаниях всех пластинчато-ребристых рассечённых № 1...6, 8... 11 и гладкоканальной № 7 и трубчато-пластинчатых с дискретными турбулизато-рами № 1...31 и гладкоканальных № 32...35 теплообменных поверхностей измерялись следующие параметры.
Расход: воды, циркулирующей через водяные полости опытных теплооб меннков, Мвд; воздуха, протекающего через ребристые каналы теплообменных поверхностей опытных теплообменников Мвз.
Температура: воздуха при входе tB3BX в ребристые каналы опытных теплообменников и выходе tB3.BbIX из них; воды при входе tmBX в водяные полости опытных теплообменников и выходе tBflBbIX из них; поверхности оребрённых плоских многоканальных трубок опытных теплообменников (оснований рёбер) top; манометрической жидкости tc н 0 (этиловый спирт плотностью Pc?HfiO = 809.5 кг/м ) в резервуарах микроманометров марки ММН.
Давление: барометрическое рбар в лаборатории; статическое давление воздуха в мерном сечении входного измерительного лемнискатного коллектора Нкол; разности полных (AT № 2) и статических давлений воздуха в мерных сечениях до и после ребристых поверхностей опытных теплообменников; разность давлений в нормальном расходомерном сопле (AT № 2).
Обработку результатов экспериментов производили на основании средних арифметических значений измеренных величин для каждого режима испытания.
В качестве иллюстраций результатов испытаний приводились графики тепловых Nu = f(Re) и аэродинамических f = f(Re) характеристик теплообменных поверхностей (см. рис. 4.2).
