Разработка методов повышения теплогидравлических характеристик поверхностей с регулярным рельефом Кисёлев Николай Александрович

Содержание к диссертации

Введение

Глава 1. Обзор литературных источников 14

1.1. Сферические лунки 15

1.2. Лунки сложной формы 24

1.3. Визуализация течения и вопрос уменьшения сопротивления 30

1.4. Течение и теплообмен в облуненных трубах 34

1.5. Применение лунок в каналах охлаждения энергоустановок 36

1.6. Обобщение данных по теплогидравлическим характеристик лунок .. 39

1.7. Выводы по Главе 1 44

ГЛАВА 2. Экспериментальный стенд, измерительное оборудование и обработка данных 46

2.1. Экспериментальный стенд 46

2.2. Параметры течения в рабочем канале стенда

2.2.1. Определение коэффициента сопротивления 52

2.2.2. Определение коэффициента теплоотдачи 53

2.4. Выводы по Главе 2 59

ГЛАВА 3. Результаты экспериментальных исследований 61

3.1. Рассматриваемая геометрия 61

3.2. Локальное распределение коэффициентов теплоотдачи 64

3.3. Влияние числа Рейнольдса на интенсификацию теплообмена и

3.3.1. Зависимость коэффициента теплоотдачи от числа Рейнольдса... 71 Стр.

3.3.2. Зависимость коэффициента сопротивления от числа Рейнольдса 75

3.3.3. Теплогидравлическая эффективность 78

3.4. Осредненные значения теплогидравлической эффективности и

относительных коэффициентов теплоотдачи и сопротивления 81

3.4.1. Коридорная компоновка 82

3.4.2. Шахматная компоновка

3.5. Сравнение с опубликованными данными 85

3.6. Выводы по Главе 3 89

ГЛАВА 4. Применение интенсификации теплообмена 94

4.1. Интенсификаторы теплообмена 94

4.2. Целевые функции интенсификации теплообмена 97

4.3. Критерии теплогидравлической эффективности 98

4.4. Выбор оптимального типа интенсификатора 101

4.5. Сравнение различных способов интенсификации теплообмена 104

4.6. Выводы по Главе 4 106

Выводы и заключения 108

Список литературы

• Визуализация течения и вопрос уменьшения сопротивления
• Обобщение данных по теплогидравлическим характеристик лунок
• Определение коэффициента сопротивления
• Критерии теплогидравлической эффективности

Введение к работе

Актуальность темы. Поиск путей интенсификации тепломассообмена привлекал, привлекает и будет привлекать пристальное внимание инженеров, научных сотрудников и всех, кто тем или иным образом связан с теплоэнергетикой. От эффективности передачи энергии в теплообменном оборудовании во многом зависят значения технико-экономических показателей всей энергоустановки в целом. Следовательно, в настоящее время использование эффективных способов интенсификации теплообмена является одним из главных и наиболее доступных путей совершенствования и повышения эффективности и экономичности энергетического оборудования, что подтверждается всё возрастающим количеством публикаций, посвященных данному вопросу.

Одним из наиболее распространенных способов интенсификации конвективного теплообмена является нанесение регулярного рельефа на теплопередающие поверхности. Для сравнения рельефов разного типа между собой, либо с модельной гладкой поверхностью, используют различные параметры теплогидравлической эффективности — соотношения между коэффициентами теплоотдачи и сопротивления единицы площади исследуемой (критерием Стентона St и коэффициентом сопротивления c_x) и гладкой (St₀ и c_x0 соответственно) поверхностей. Коэффициент сопротивления c_x определяет потери полного давления в канале, а критерий Стентона St определяет количество теплоты, которое передается потоку в канале. В качестве теплогидравлической эффективности большинство авторов используют один или оба из следующих критериев:

отношение интенсификации теплообмена St/St₀ к увеличению сопротивления c_xJc_xq. В данном случае используется выражение (St/Sto)/(c_x/c^), или фактор аналогии Рейнольдса (FAR). Этот критерий характеризует уменьшение площади поперечного сечения теплообменного аппарата;

отношение прироста теплообмена к приросту мощности на прокачку теплоносителя при течении в канале, т.е. (St/Sto)/(cx/c_xo)^1/3. Этот критерий характеризует уменьшение объема матрицы теплообменного аппарата.

В дальнейшем, в качестве теплогидравлической эффективности будет рассматриваться отношение (St/St₀)/(c^c^).

Существуют разные типы интенсифицирующих поверхностей. Однако использование большинства известных интенсификаторов (ребер, штырьков, закрученных лент и пр.) обычно приводит к существенному росту сопротивления. Тем интереснее результаты, полученные на теплообменных поверхностях с вихревыми интенсификаторами (лунками), так как в данном случае росту теплообмена соответствует практически равноценный рост сопротивления. Благодаря такому поведению, к поверхностям с вихревыми интенсификаторами проявляется повышенный интерес. Очевидно, что механизмы, вызывающие изменение теплогидравлической эффективности поверхности, существенно зависят как от рельефа поверхности, так и от параметров набегающего потока, поэтому для корректного сравнения исследуемых поверхностей их необходимо рассматривать в одинаковых

условиях. Таким образом, перед исследователем стоят следующие основные
задачи: предельно точное определение коэффициентов теплоотдачи и
сопротивления исследуемого рельефа в широком диапазоне параметров потока
и поиск рельефа, обеспечивающего максимальное значение

теплогидравлической эффективности.

В литературе существует множество работ, посвященных

экспериментальному и численному исследованию вихреобразующих

поверхностей. Однако до сих пор остается открытым вопрос об оптимальной (с точки зрения теплогидравлической эффективности) форме, компоновке и взаимному влиянию лунок в каналах. Несмотря на большое количество данных по вихревой интенсификации, остаются вопросы к способам определения искомых величин в опубликованных экспериментальных работах (в том числе теплогидравлических характеристик наиболее эффективных облуненных поверхностей). Стоит отметить, что в современных исследованиях (в связи с развитием экспериментального оборудования, уточнением методов проведения эксперимента и численных расчетов) вихреобразующие поверхности показывают менее «выдающиеся» результаты. Несмотря на это, лунки до сих пор остаются перспективными интенсификаторами теплообмена.

Все эти факторы свидетельствуют о необходимости создания новых методов определения теплогидравлических характеристик, проведения детальных исследований вихреобразующих поверхностей с применением современного высокоточного оборудования.

Актуальность представленной диссертационной работы заключается
в том, что в опубликованных работах практически отсутствуют данные по
одновременному определению относительных (отнесенных к гладкой стенке)
коэффициентов теплоотдачи и сопротивления. В данной работе представлен
метод одновременного измерения коэффициентов теплоотдачи и

сопротивления облуненной и гладкой поверхностей и определения относительных коэффициентов теплоотдачи и сопротивления на облуненных поверхностях, получены новые экспериментальные данные и зависимости величин относительных коэффициентов теплоотдачи и сопротивления от параметров облуненной поверхности (формы и расположения лунок). Эксперименты проведены на мировом уровне с применением современного оборудования и методов обработки экспериментальных данных.

Цель работы: Разработка методов повышения теплогидравлических характеристик вихреобразующих поверхностей, а именно: исследование возможности нарушения аналогии Рейнольдса в сторону теплообмена на рельефных поверхностях. Для этого необходимо решить следующие задачи:

1. Выбор, разработка и уточнение методов экспериментального определения относительных коэффициентов теплоотдачи и сопротивления в широком диапазоне параметров набегающего потока, позволяющих определять за один пуск экспериментального стенда эти величины с меньшей неопределенностью по сравнению с исследованиями, когда для определения характеристик каждой из поверхностей проводят два отдельных пуска;

2. Существенная модернизация экспериментального стенда для
проведения исследований по выбранным методам;

3. Проведение экспериментальных исследований с целью получения
данных о зависимостях интенсификации теплообмена, увеличения
сопротивления и, соответственно, теплогидравлической эффективности от
числа Рейнольдса, а также параметров вихреобразующего рельефа
(компоновки, плотности нанесения и формы лунок).

Научная новизна работы заключается в следующем:

1. Предложен метод определения локальных значений коэффициентов теплоотдачи, учитывающий форму рельефной поверхности, а также продольные и поперечные перетечки теплоты на ней. В основе метода лежит совместное использование экспериментально определенного темпа охлаждения поверхности и численного решения нестационарной задачи теплопроводности пластины с поверхностным рельефом в трехмерной постановке;

2. Создан метод экспериментального определения фактора аналогии Рейнольдса, а именно: одновременного измерения значений осредненных по поверхности коэффициентов теплоотдачи и сопротивления как для рельефной, так и для стоящей параллельно ей гладкой поверхности с последующим определением относительных коэффициентов теплоотдачи и сопротивления рельефной поверхности;

3. Показана возможность нарушения аналогии Рейнольдса в сторону теплообмена за счет выбора рельефной поверхности. Неглубокие (отношение глубины лунки h к диаметру пятна D_p h/D_p=0,130) лунки обеспечивают значения St/St₀ в диапазоне 1,06-1,45, значения c_x/c_x0 — в диапазоне 1,03-2,36, а значения (St/St₀)/(c_x/c_x0) — в диапазоне 0,48-1,28;

4. Представлены данные и рекомендации, показывающие эффективность применения рельефных поверхностей в теплообменном оборудовании.

Достоверность и обоснованность полученных результатов

обеспечивается использованием современных средств измерения и методов
определения параметров, оценкой неопределенностей измерений,

повторяемостью и согласованием полученных экспериментальных данных с общеизвестными (как теоретическими, так и экспериментальными) данными других авторов.

Теоретическая и практическая ценность данной работы заключается в том, что реализована идея одновременного исследования рельефной и гладкой поверхностей и, следовательно, определения фактора аналогии Рейнольдса за один эксперимент при заведомо одинаковых начальных условиях набегающего потока. Полученные в ходе экспериментальных исследований данные могут быть использованы при проектировании теплообменных аппаратов (ТА), систем охлаждения энергоустановок, в расчетах устройств газодинамической стратификации, а также для валидации программных комплексов. Результаты исследований позволят лучше понять механизмы интенсификации теплообмена и увеличения сопротивления на вихреобразующих поверхностях.

Апробация работы. Основные положения работы были отмечены наградами на: XV Минском международном форуме по тепломассообмену

(Минск, Беларусь, 2016); 6-ой Российской национальной конференции по
теплообмену (РНКТ-6, г. Москва, МЭИ, 2014); конференции-конкурсе молодых
ученых МГУ имени М.В. Ломоносова (Москва, 2016). Основные результаты
были представлены на XVII школе-семинаре «Современные проблемы
аэрогидродинамики» (Туапсе, 2016 г.); XV Минском международном форуме
по тепломассообмену (Минск, Беларусь, 2016 г.); XXII Международной
конференции «Нелинейные задачи теории гидродинамической устойчивости и
турбулентности (Не-За-Те-Ги-Ус)» (Звенигород, 2016 г.); пятой

Международной конференции «Тепломассообмен и гидродинамика в
закрученных потоках» (Казань, 2015 г.); 8th International symposium on
turbulence, heat and mass transfer (Sarajevo, Bosnia and Herzegovina, 2015 г.); VIII
Международном аэрокосмическом конгрессе IAC'2015 (Москва, 2015 г.); XI
Всероссийском съезде по фундаментальным проблемам теоретической и
прикладной механики (Казань, 2015 г.); 6-ой Российской национальной
конференции по теплообмену (РНКТ-6, Москва, 2014 г.); Международной
конференции «VIII Окуневские чтения» (Санкт-Петербург, 2013 г.); 3-х
конференциях «Ломоносовские чтения» МГУ имени М.В. Ломоносова (Москва,
2014—2016 гг.); 3-х конференциях-конкурсах молодых ученых МГУ имени
М.В. Ломоносова (Москва, 2014—2016 гг.); XIX, XX школах-семинарах под
руководством академика А.И. Леонтьева (г. Орехово-Зуево, 2013 г.;

Звенигород, 2015 г.).

Публикации

По теме диссертации опубликовано 27 научных работ (7 статей, 20 тезисов докладов и материалов конференций), из них 7 статей в журналах из списка ВАК РФ, включая 3 в журналах, цитируемых в базах Web of Science, Scopus, общим объемом 8,0 п.л.

Личный вклад автора

Диссертационная работа выполнялась в Межвузовской научно-учебной
лаборатории «Термогазодинамика» (МГУ-МГТУ) на стенде НИИ Механики МГУ
имени М.В. Ломоносова. Автором существенно модернизирован

экспериментальный стенд для реализации одновременного (в ходе одного
эксперимента) определения относительных коэффициентов теплоотдачи,

сопротивления и теплогидравлической эффективности различных поверхностей.
При непосредственном участии Киселёва Н.А. внедрены методы

экспериментального исследования, произведены монтаж и тарировка

измерительного оборудования стенда. Автор принимал участие в разработке,
отладке и тестировании программ автоматизации эксперимента. Киселёвым Н.А.
разработан метод определения двумерного поля коэффициентов теплоотдачи путем
решения трехмерного нестационарного уравнения теплопроводности и создан
набор программ для реализации метода применительно к экспериментальному
стенду. Автором проведены экспериментальные исследования

теплогидравлических характеристик различных облуненных поверхностей. Получены новые экспериментальные данные о влиянии параметров облуненной поверхности (расположения лунок и их формы) на величины относительных коэффициентов теплоотдачи и сопротивления.

На защиту выносятся:

5. Метод экспериментального определения локальных значений коэффициентов теплоотдачи на рельефных (вихреобразующих) поверхностях;

6. Метод одновременного (за один пуск экспериментального стенда) определения коэффициентов теплоотдачи и сопротивления на рельефной и гладкой поверхностях при заведомо одинаковых условиях набегающего потока;

7. Экспериментально полученные данные о влиянии на интенсификацию теплообмена, увеличение сопротивления и теплогидравлическую эффективность следующих параметров:

плотности расположения лунок в коридорной компоновке;

продольных и поперечных шагов шахматного массива лунок;

формы лунки;

4. Данные и рекомендации, показывающие эффективность применения
облуненных поверхностей в теплообменном оборудовании.

Структура и объем работы. Текст диссертации изложен на 129 страницах и состоит из введения, 4 глав, заключения и списка литературы. Работа иллюстрирована 34 рисунками и имеет 13 таблиц. Список литературы насчитывает 185 наименований.

Визуализация течения и вопрос уменьшения сопротивления

Области наибольших значений St/St0 возникают вне лунок. Наименьшие значения St/Sto в первой части лунки свидетельствуют о существовании рециркуляционных течений. В [10] указывается, что высота канала и число Re# не влияет на осредненное по поверхности значение St/St0. В работе [11] отмечается, что значения St/Sto и сх/сх0 падают с увеличением Re#. Отмечается, что теплогидравлическая эффективность поверхности с лунками значительно превосходит эффективность поверхности с выступами.

В работе [12] исследовались 2 облуненные поверхности, расположенные в щелевом канале с различной высотой. Коэффициенты теплоотдачи и сопротивления в работе определялись аналогично [10]. Отмечается наличие застойной зоны в первой половине лунки с St/St0 l и области присоединения потока около задней кромки лунки с St/St0 l. Величина (St/StoVfe/Cxo)173 облуненных каналов увеличивалась с уменьшением высоты канала, плотности нанесения лунок и практически не зависела от Re .

В работах [13,14], выполненных в Институте Механики МГУ им. М.В. Ломоносова, представлены результаты экспериментального исследования обтекания лунок сверхзвуковым потоком воздуха. Были получены поля коэффициентов теплоотдачи на нестационарном режиме охлаждения и поля коэффициентов восстановления температуры на стационарном. Отмечается, что в окрестностях лунки среднее значение St/St0 в 1,2-1,5 раза выше, чем для гладкой поверхности. Наблюдалось снижение значений коэффициента восстановления температуры на всей облуненной поверхности.

При численном исследовании сверхзвукового обтекания облуненной поверхности [15] (М=4) получено падение теплоотдачи при значительном увеличении сопротивления.

В работе [16] проведено исследование интенсификации теплообмена при обтекании лунок сферической и цилиндрической формы. Коэффициент теплоотдачи определялся с использованием нестационарного метода с применением тепловизионного оборудования. Отмечается, что лунки на одной стороне щелевого канала интенсифицируют теплообмен на противоположной.

Работы коллектива под руководством Н.Н. Cho [17-19] посвящены исследованию процессов тепло/массообмена на облуненных поверхностях, а также исследованию теплообмена и сопротивления в канале со сложной поверхностью, покрытой выступами и лунками.

В работе [17] определялся коэффициент массопереноса Sh путем возгонки нафталина с последующим измерением профиля поверхности, также измерялись частотные спектры и профили скорости и пульсаций при обтекании одиночной лунки, проводилась визуализация течения. При ламинарном течении вторичные течения в лунке незначительны. При увеличении числа Re и глубины лунки отмечается влияние выходящего из лунки вихря на область за лункой. Визуализация течения показала наличие пары вихревых ячеек в рециркуляционной области. Отмечается наличие максимума интенсификации тепло/массообмена в области присоединения потока. Значение числа Sh практически не зависело то глубины лунки. Коэффициент теплоотдачи и сопротивления в работах [18,19] определялся аналогично [10]. Рассматривались щелевые каналы с односторонним и двухсторонним нанесением лунок или выступов. Отмечается, что теплогидравлическая эффективность облуненных каналов выше из-за меньших потерь давления.

В работах [20,21] выполнены экспериментальные исследования сопротивления и теплоотдачи каналов со сферическими лунками. Отмечено, что величины St/Sto и сх/сх0 увеличиваются с ростом числа Re , при этом наибольшие значения соответствуют глубоким лункам в канале с малой высотой, наименьшие - мелким лункам в высоком канале.

Влияния продольного градиента давления и степени турбулентности набегающего потока на теплогидравлическую эффективность одиночной лунки рассмотрено в работе [22]. Градиент давления приводит к интенсификации теплоотдачи, увеличение степени турбулентности снижает среднее значение St/Sto.

В работах [23,24] отмечено, что St/Sto увеличивается, a CJC Q -уменьшается при увеличении числа Рейнольдса. Коэффициент теплоотдачи определялся на квазистационарном режиме путем измерения подводимой теплоты и перепада температуры потока на длине канала, коэффициент сопротивления — аналогично [10].

Теплообмен и сопротивление 10-ти рядов лунок различной глубины при переходных числах Рейнольдса численно исследованы в работе [25]. Обнаружен симметричный двойной вихрь, который становится несимметричным при увеличении числа Re. Для мелких лунок сх/сх0 \.

Работа [26] посвящена DNS- и LES-моделированию ламинарного и турбулентного обтекания облуненных поверхностей. Отмечается, что процесс интенсификации теплообмена на облуненной поверхности определяется отрывом потока в первой половине лунки, образованием рециркуляционной области и дополнительным вихреобразованием при отрыве и присоединении потока на задней кромке лунки.

Численная оптимизация размеров и формы лунки рассматривалась в работах [27-31]. В качестве целевых функций в указанных работах были выбраны осредненные значения St/St0 и (сх/сх0)т. При оптимизации в работах [27-30] менялись относительная глубина лунки и относительный шаг шахматной компоновки лунок, в работе [31] — форма лунок, расположенных в коридорной компоновке. Во всех работах лунками были покрыты верхняя и нижняя стенки щелевого канала. Результаты указанных работ довольно противоречивы. В работе [31] площадь пятна оптимальной лунки увеличивалась, в работах [28-30] - уменьшалась (в сравнении с исходной лункой). Безразмерная глубина лунки в работах [28,31] — увеличивалась, в работе [29] — уменьшалась, в работе [30] —оставалась практически неизменной.

Экспериментальному исследованию облуненных поверхностей посвящены работы Ligrani и др. [32-39]. В работе [32] рассматривалась структура течения на облуненной поверхности, в работах [33-39] определялось поле относительных коэффициентов теплоотдачи St/Sto- Визуализация течения проводилась (для малых чисел R-Єщ) с помощью струек дыма, определялись 3 компоненты скорости, полное и статическое давления, продольные нормальные напряжения Рейнольдса. Локальные значения St/Sto определялись на стационарном режиме с использованием ИК камеры. Также для определения St/Sto измерялось количество теплоты, подводимое к поверхности. Измерение коэффициента сопротивления в работах [35-39] аналогично [10].

Обобщение данных по теплогидравлическим характеристик лунок

Экспериментальные исследования проводились на дозвуковой аэродинамической трубе (Рисунок 2.1, а) [16,123-127]. Поток газа, пройдя через высоконапорный центробежный вентилятор (1) и мягкий соединительный рукав (2), поступает в форкамеру (3), где происходит разрушение вихревых структур и выравнивание потока воздуха с помощью хонейкомба и спрямляющих решеток. Далее поток через профилированное сопло (4) с заслонкой (5) поступает в щелевой рабочий канал (6). Рабочий канал установки для определения теплогидравлических характеристик исследуемых поверхностей имеет длину L=1080 мм, высоту Н=30мм, ширину 5=300 мм.

Верхняя и нижняя стенки канала состоят из 4-х секций различной длины. Вместо одной из секций на нижней стенке канала установлена рабочая модель для определения теплогидравлических характеристик различных поверхностей (Рисунок 2.1, 2.2, а). Такая конструкция нижней стенки позволяет варьировать длины динамического и теплового пограничных слоев путем установки рабочей модели в нескольких положениях по длине канала с шагом 135 мм.

В одной из секций верхней стенки выполнено окно из Zn-Se стекла, прозрачного в ИК диапазоне излучения, а над рабочим участком канала установлена тепловизионная камера (ThermaCam SC3000) в светозащитном коробе (7) для исследования тепловых характеристик поверхностей. Для исключения влияния вибраций вентилятора рабочий канал смонтирован на отдельной опорной раме (8) и соединен с вентилятором через мягкий соединительный рукав. Для плавного изменения скорости потока в канале используется частотный преобразователь. Сбор и обработка экспериментальных данных осуществляются с помощью современного измерительного оборудования, подключенного к высокопроизводительному ПК (9). Все каналы данных (кроме тепловизионной камеры) в ходе проведения эксперимента опрашиваются с частотой в 1кГц, сигналы с датчиков давления и упругих элементов поступают на многоканальный аналогово-цифровой преобразователь N1 PCI-6071, термопары подключены к многоканальному аналогово-цифровому преобразователю N1USB-9213. Рабочая модель (Рисунок 2.1, б) состоит из двух плавающих элементов (10), подвешенных на однокомпонентных тензометрических весах - упругих элементах (11). Они регистрируют усилие, равное сумме силы сопротивления при обтекании плавающего элемента и силы, приложенной к боковым торцам плавающего элемента и вызванной перепадом давления на длине пластин. Для учета этой составляющей суммарного усилия в передних и задних зазорах плавающих элементов установлены отборники давлений (12). Между плавающими и упругими элементами установлены электрические нагреватели (13) с теплоизоляцией (14).

На плавающие элементы устанавливаются две пластины: одна из них -«эталонная» (с гладкой поверхностью), другая - с исследуемым рельефом. Каждая из секций нижней стенки может нагреваться, что дает возможность проводить исследования при различных длинах как теплового, так и динамического пограничных слоев [128]. Неравномерность поля температур в пределах каждой секции и между ними в начальный момент времени не превышает 2 К, в пределах исследуемых моделей - 1 К для гладкой пластины и 1,5 К для моделей с лунками (за исключением кромок пластин). Перепад между температурой поверхности стенки и температурой ядра потока в начале эксперимента составляет приблизительно 70 К, далее поверхность пластин охлаждается на 35-45 К. Созданный стенд позволяет проводить в ходе одного эксперимента одновременное исследование тепловых и гидравлических характеристик обеих (гладкой и рельефной) поверхностей.

Число Рейнольдса, определенное по длине невозмущенного пограничного слоя Rex=(V-хи-р)/рі изменялось в диапазоне от Rex=0,2-106 до Rex=7-106. При этом скорость ядра потока V варьировалась в диапазоне от 20 до 125 м/с с шагом 5 м/с. Длина невозмущенного пограничного слоя хи измерялась от начала рабочего канала до передней кромки исследуемой модели и менялась в диапазоне от 0.085 до 0,97 м (см. Рисунок 2.1, в). Плотность р, кг/м3 и динамическая вязкость /л, Па-с определялись по давлению и температуре воздуха в канале [129]. Отборники статического давления располагались на верхней стенке, а термопары (thermocouple! и thermocouples, см. Рисунок 2.1, в) - на оси канала около передней и задней кромок исследуемых пластин.

Толщина пограничного слоя увеличивается по длине (при постоянной среднерасходной скорости), но ядро потока сохраняется по всей длине канала (за исключением малых скоростей потока). Толщина пограничного слоя менялась от 2,2 мм до 15 мм. Число Рейнольдса, определенное по высоте канала, лежало в диапазоне Re//=1,5 104-1,2105. Тепловой пограничный слой развивался только на нижней стенке канала, на длине подключенных нагревателей. Температура ядра потока в экспериментах менялась в диапазоне от 291 до 308 К.

Определение коэффициента сопротивления

Форма области интенсификации за лункой зависит как от продольного, так и от поперечного шагов лунок. При уменьшении поперечного шага от 24 до 18 мм она увеличивается, и далее остается приблизительно постоянной. При увеличении продольного шага эта область интенсификации также увеличивается, а максимальное значение интенсификации теплообмена остается практически неизменным (St/St0=l,68 при продольном шаге tx=\6 мм и St/St0=l,65 при продольном шаге tx=24 мм). При значительном поперечном шаге (модели № 5, 6 с поперечными шагами ty=20, 24 мм) наблюдается область практически невозмущенного потока между лунками (в поперечном направлении), характерная для коридорных компоновок лунок. При уменьшении поперечного шага эта область уменьшается, а коэффициент теплоотдачи между лунками - увеличивается. Осредненное значение St/St0 для области между лунок увеличивается от St/St0=l,08 для модели №3 до St/St0=l,18 для модели №1. Увеличение продольного шага (при постоянном поперечном) приводит к дополнительному разрушению пограничного слоя между лунками и увеличению области интенсификации за лункой. Для модели №10 среднее значение интенсификации теплообмена между лунками составляет St/St0=l,2, в то время как для модели № 7 эта величина не превышает St/St0=l,14. Лунки сложной формы

Распределение St/St0 при обтекании поверхности со сферическими лунками (Рисунок 3.5, а) рассмотрено при исследовании шахматной компоновки (Рисунок 3.4).

Распределение St/St0 при обтекании поверхности №2 представлены на Рисунке 3.5, б. Область минимальных значений St/St0 располагается на сферическом участке в первой части лунки. Далее в лунке формируются две области присоединения потока (проходящего над зоной рециркуляции): около боковой и задней кромок лунки, где наблюдаются максимальные значения St/Sto- После выхода из лунки линии тока сходятся к оси её сферического участка, при этом область интенсификации теплообмена за лункой значительно сужается, а максимальное значение относительного коэффициента теплоотдачи падает (в сравнении со сферической лункой). Локальный максимум St/St0 смещен вниз по потоку относительно задней кромки. Также в лунке наблюдается второй (незначительный) локальный минимум St/St0 - за дальней внутренней сферической кромкой лунки. Между лунок наблюдаются значительные области невозмущенного потока со значениями St/St0 l.

Распределение относительных коэффициентов теплоотдачи St/St0 при Rex=2-106. Направление потока - слева направо Распределение St/St0 при обтекании овальных лунок представлены на Рисунке 3.5, в. Видно наличие двух локальных минимумов относительных коэффициентов теплоотдачи: в передней части лунки - в области рециркуляции потока и на передней кромке цилиндрической части лунки дальше по потоку. Наименьшие значения St/St0 наблюдаются в первой части лунки, максимальные - вдоль цилиндрической части лунки ниже по течению (в области присоединения потока в лунке). За лункой отсутствуют области значительной интенсификации теплообмена - величина St/St0 за лункой остается практически постоянной. В связи со значительной поперечной протяженностью овальных лунок, между ними практически отсутствуют области невозмущенного потока. Здесь наблюдаются значения St/St0 l (кроме области вблизи цилиндрического участка лунки).

Распределение St/St0 при обтекании каплеобразных лунок, расположенных под углом 45, представлены на Рисунке 3.5, г. Область минимальных значений коэффициентов теплоотдачи расположена в первой половине лунки и соотносится с застойной рециркуляционной областью. Эта область имеет ярко выраженную несимметричную форму (как при рассмотрении поля St/St0, так и линий тока на поверхности) и располагается сразу за входной кромкой. Далее идет область присоединения потока и интенсификации теплообмена. Максимальное значение St/St0 наблюдается около задней кромки лунки. Поперечный размер области интенсификации теплообмена за лункой незначителен, однако максимальное значение St/St0 здесь достаточно велико. Стоит отметить две различные области течения между лунками. В одном случае наблюдается область со значениями St/St0 l (область между входными кромками лунок) и область между выходными кромками лунок, где происходит значительная интенсификация теплообмена. Осредненные по площади значения равны St/St0=l,15 в первом случае и St/St0=l,25 во втором. Распределение St/St0 при обтекании сферических лунок со скругленными кромками представлены на Рисунке 3.5, д. Здесь стоит отметить область незначительного снижения теплообмена в первой половине лунки, а также область интенсификации теплообмена на скругленной задней кромке. Поле St/Sto схоже со случаем обтекания обычной сферической лунки, однако величины минимумов и максимумов не такие значительные. Из-за малости вихревых структур, создаваемых такими лунками, между ними (в поперечном направлении) существуют области практически невозмущенного потока, в которых отсутствует интенсификация теплообмена. Осредненные величины St/Sto ниже соответствующих величин для остальных форм лунок.

Распределение St/Sto при обтекании сферических каплеобразных лунок представлено на Рисунке 3.5, е. В первой половине лунки, как и в случае повернутой каплеобразной лунки, наблюдается отрыв потока и образование застойной зоны. Однако форма лунок и их компоновка обеспечивают интенсификацию теплообмена St/St0 1 на всей площади лунки. Далее, поток присоединяется к стенке во второй половине лунки и, как в случае моделей 2 и 3, выходя из лунки, сходится к её оси. Максимальное значение St/Sto наблюдается на расстоянии 0,22 Dp от задней кромки за лункой. Кроме того, выходящий с кромок дальней части лунки поток взаимодействует с пограничным слоем между лунок, что приводит к интенсификации теплообмена в этой области.

Критерии теплогидравлической эффективности

Ограничения, связывающие расход (G) и скорость теплоносителей (с) в ТА, приводят к главным отличиям в возможных зависимостях для критериев теплогидравлической эффективности. Увеличение коэффициента сопротивления на интенсифицированной поверхности приводит к необходимости уменьшения скорости для обеспечения заданной мощности (N) на прокачку (или заданных потерях давления (Ар)). При условии сохранения расхода теплоносителя, такое ограничение приводит к необходимости увеличивать площадь поперечного сечения (или количество труб (z) в кожухотрубном ТА). Для кожухотрубных ТА при неизменном диаметре труб это приведет к увеличению диаметра оболочки. При уменьшении расхода возможно сохранение площади поперечного сечения при снижении скорости. Однако во многих случаях расход теплоносителя должен оставаться неизменным, и такое уменьшение расхода не допускается.

В Таблице 11 показано влияние установки интенсификаторов на основные эксплуатационные параметры ТА для различных целевых функций. Основные эксплуатационные параметры ТА: количество переданной теплоты 2, мощность на прокачку N (или потери давления Ар), расход G и скорость теплоносителей с, которые влияют на площадь фронта ТА (количество труб z), длина ТА /, и объем его матрицы V. Критерий оценки эффективности устанавливается выбором одного из переменных для оптимизации, в то время как на остальные параметры накладываются конструктивные ограничения. Целесообразно при этом относить параметры интенсифицированного ТА (z, /, V, с, G, N, Q, Ар и А Т) к параметрам исходного ТА (z0, /0, V0, С0, G0, N0, 20, Ар0 и АТ0) для получения относительных величин (z, /, V, с, G, N, Q, Ар и AT соответственно). В дальнейшем также будет рассмотрено отношение величин производства энтропии интенсифицированного S еп и исходного Sgen0 ТА, или число единиц производства энтропии S [179]. Критерии разделены по 3-м типам геометрических ограничений: постоянная геометрия ТА (критерии А), постоянное число труб (и, соответственно, наружный диаметр кожухотрубного ТА, критерии Б) и варьируемая геометрия (критерий В). В каждой группе критериев установлены 3 целевые функции: уменьшение объема матрицы ТА V, увеличение количества передаваемой теплоты, снижение мощности на прокачку (№1-11 в Таблице 11). В некоторых задачах интенсификации ТА (например, при проектировании газотурбинного оборудования) в качестве гидравлической характеристики матриц ТА используется величина потерь давления. Выражения для основных параметров ТА при этом различаются в случае переменного расхода теплоносителя и соответствуют критериям №12-15 в Таблице 11. Рассмотрим применение указанных критериев теплогидравлической эффективности.

Интенсификация теплообмена при постоянной геометрии ТА. При этом подразумевается замена гладких труб на интенсифицированные трубы той же длины. В случае А-1 (А-2) целевой функцией будет увеличение передаваемой теплоты (снижение логарифмического напора) при постоянном расходе G = 1 и скорости теплоносителя с = 1. Мощность на прокачку теплоносителя также вырастет из-за увеличения сопротивления интенсифицированной поверхности. Критерии А-3 и А-4 имеют ту же, что и А-1 и А-2, целевую функцию, однако накладывается ограничение на сохранение мощности на прокачку N = 1. Для критериев А-6 и А-7 сохраняются потери давления в матрице ТА Ар = 1. Мощность на прокачку сохраняется за счет снижения скорости теплоносителя и, следовательно, расхода. Критерий А-5 (А-8) соответствует уменьшению мощности (потерь давления) на прокачку при той же передаваемой теплоте Q = 1 при уменьшении расхода. 100 Интенсификация теплообмена при постоянном наружном диаметре ТА, т.е. сохранении площади проходного сечения. Для кожухотрубного теплообменника с равным диаметром гладких и интенсифицированных труб это означает постоянство количества труб z = 1. Случай Б-1 (Б-3) соответствует уменьшению площади теплообмена за счет снижения длины труб при постоянной мощности на прокачку N = \ (потерях давления Ар = 1). При этом возможно снижение расхода теплоносителя для удовлетворения условия неизменности мощности на прокачку или потерь давления. В случае Б-2 будет получено снижение мощности на прокачку при постоянной тепловой мощности = 1 и расходе G = l. Интенсификация теплообмена при переменной геометрии ТА. В большинстве случаев ТА спроектирован под определенную тепловую нагрузку = 1 и заданный расход G = l. В этом случае критерии А и Б не применимы.

Так как в большинстве случаев интенсификации необходимо снижение скорости теплоносителя в трубах из-за возросшего сопротивления интенсифицированной поверхности (за исключением облуненных поверхностей), необходимо увеличивать проходное сечение для сохранения заданного расхода. Для этого необходимо увеличивать либо количество труб, либо их диаметр. Однако увеличение диаметра ТА приводит к дополнительному увеличению стоимости оборудования. Применение таких интенсификаторов целесообразно при рассмотрении многозаходных ТА, в этом случае возможно уменьшение числа заходов при уменьшении скорости теплоносителя. Критерии В-1, В-2, В-3 соответствуют Б-1, Б-2 и А-5 с тем отличием, что в случае критериев А и Б будет происходить снижение расхода. Целевые функции для критериев этого типа также представлены в Таблице 11.

Критерии, рассмотренные в Таблице 11, соответствуют следующим критериям в работе [159]: А-1, А-2 (В-1), А-3, А-4 (ВЗ), А-5 (В-4), В-2, В-3 (В-8), Б-1 (В-5), критерии (В-2) и (В-6) соответствуют А-6, А-7 и Б-3, критерий (В-7) соответствует Б-2 критерию. Критерии А, В и С работы [183] соответствуют В-1, В-2 и В-3. Критерии работы [158] соответствуют критериям первым 11 критериям Таблицы 11.

Для простоты рассмотрим кожухотрубный ТА, в трубах которого течет газ. Количественные выражения для критериев теплогидравлической эффективности должны описывать целевую функцию и определять тепловые и гидравлические характеристики в сравнении с исходным ТА. Для упрощения анализа эффективности различных видов интенсификаторов рассмотрим следующие допущения: номинальные диаметры гладких и интенсифицированных труб равны; отсутствует тепловое сопротивление загрязнений; отсутствует тепловое сопротивление стенки трубы; коэффициент теплоотдачи (жидкости) с наружной стороны трубы значительно превышает коэффициент теплоотдачи с внутренней стороны, т.е. аж»а0. Также предположим, что исходный ТА имел оптимальный с точки зрения генерации энтропии диаметр труб, S 0 = q2/л7"2Nu0 + 32G3cx0/7r2p2T d5 = min.

Для поверхностей без интенсификаторов значения коэффициентов теплоотдачи и сопротивления запишутся в общем виде следующим образом: Nu0=Ao-Re0m и cx0=Bo-Re0a, где Nu0=Sto-Re0. При сравнительном анализе различных интенсификаторов в качестве степенных показателей целесообразно использовать значения, соответствующие зависимостям Блазиуса и Диттуса-Болтера [130,184], для которых т=0,8, я=-0,2. Так как интенсификаторы не влияют на гидравлический диаметр, то Re/Re0=c/c0 и можно записать: