Теплогидравлическая эффективность перспективных способов интенсификации теплоотдачи в каналах теплообменного оборудования при вынужденном и свободноконвективном движении теплоносителей

На правах рукописи

Попов Игорь Александрович ТЕПЛОГИДРАВЛИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ ПЕРСПЕКТИВНЫХ СПОСОБОВ ИНТЕНСИФИКАЦИИ ТЕПЛООТДАЧИ В КАНАЛАХ ТЕПЛООБМЕННОГО ОБОРУДОВАНИЯ ПРИ ВЫНУЖДЕННОМ И СВОБОДНОКОНВЕКТИВНОМ ДВИЖЕНИИ ТЕПЛОНОСИТЕЛЕЙ 01.04.14 – Теплофизика и теоретическая теплотехника

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Казань 2008

Работа выполнена на кафедре «Теоретические основы теплотехники» Казан ского государственного технического университета им.А.Н.Туполева – КАИ Научный консультант доктор технический наук, профессор Гортышов Юрий Федорович Официальные оппоненты доктор технических наук, профессор Терехов Виктор Иванович доктор технических наук, профессор Щукин Андрей Викторович доктор технических наук, профессор Гильфанов Камиль Хабибович Ведущая организация Объединенный институт высоких температур Российской Академии наук

Защита диссертации состоится 8 октября 2008 года в 10.00 на заседа нии диссертационного совета Д.212.079.02 в Казанском государственном техническом университете им.А.Н.Туполева – КАИ по адресу 420111, г.Казань, ул.К.Маркса, 10.

С диссертационной работой можно ознакомиться в библиотеке Казан ского государственного технического университета им.А.Н.Туполева – КАИ.

Автореферат разослан._ 2008 г.

Ученый секретарь диссертационного совета, к.т.н., доцент А.Г.Каримова

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. С 1996 года в России начата планомерная ра бота по повышению эффективности использования энергоресурсов. Основ ные задачи были сформулированы в Федеральной целевой программе «Энер госбережение России на 1998–2005 гг.». В 2002 году было принято решение, что основной упор необходим на работу в реальном секторе экономики – энергетике, топливной отрасли и других отраслях промышленности, и при нята программа «Энергоэффективная экономика» (2002–2006 гг.). В настоя щее время основные положения повышения энергоэффективности отраслей промышленности изложены в законе об электроэнергетике и подготовленном проекте закона о теплоэнергетике.

Вся вырабатываемая тепловая энергия в странах мира до своего ис пользования 2–3 раза проходит преобразование в различных теплообменных устройствах. Поэтому эффективность при производстве, передаче и исполь зовании энергии (не только тепловой, но и электрической) напрямую зависит от эффективности теплоэнергетического и теплотехнологического оборудо вания, в том числе теплообменных аппаратов (ТА). Задача повышения эф фективности и компактности ТА в основном решается использованием но вых перспективных способов интенсификации теплообмена в ТА и примене нием новых схем ТА. Число публикаций по данной тематике непрерывно растет. Однако результаты этих исследований противоречивы. Выбор спосо ба интенсификации не всегда обоснован и часто носит случайный характер.

Из анализа обзора литературы установлено, что наиболее перспектив ными способами интенсификации теплообмена для создания высокоэффек тивных образцов теплообменного оборудования являются:

– при вынужденной конвекции – поверхностная интенсификация теп лообмена, в том числе с помощью систем сферических выемок и выступов;

– при вынужденной конвекции в элементах высокотеплонагруженного оборудования – пористое конвективное охлаждение;

– при свободной конвекции на вертикальных поверхностях – дискрет ные поперечные выступы.

Цель работы: повышение теплогидравлической эффективности суще ствующих типов теплообменных аппаратов на основе фундаментальных ис следований механизмов интенсифицированного переноса, разработка на их основе рекомендаций и методик расчета параметров теплообменных аппара тов.

Для достижения поставленной цели необходимо:

1. Провести сравнительный анализ интенсификаторов теплоотдачи по их теплогидравлической эффективности;

выявить наиболее перспективные интенсификаторы и дать рекомендации по их оптимальным параметрам и ра циональным режимам эксплуатации.

2. Разработать методики экспериментальных исследований и соответ ствующие им опытные стенды и рабочие участки. Получить информацию о механизмах интенсификации теплообмена на основе исследования структуры потока около элементов интенсификаторов теплообмена;

о границах режи мов течения в каналах с интенсификаторами теплообмена;

о потенциальной возможности интенсификации теплообмена. Выявить и математически опи сать влияние основных режимных параметров и геометрии интенсификато ров на теплоотдачу и гидросопротивление в каналах.

3. Основываясь на экспериментальных данных дать основы физических моделей течения и теплообмена и при необходимости математические моде ли и методики для прогнозирования уровней гидросопротивления и теплоот дачи в каналах с перспективными интенсификаторами теплоотдачи.

4. Разработать прототипы теплообменных аппаратов и элементов с пер спективными интенсификаторами теплоотдачи и провести натурные иссле дования их теплогидравлических характеристик. На основе испытаний обос новать справедливость и диапазон возможного применения разработанных моделей и методик расчета. Разработать конкретные рекомендации по оценке теплоотдачи и гидросопротивления в каналах теплообменного оборудования с интенсификаторами.

Научная новизна и основные положения, выносимые на защиту:

1. Впервые обосновано расположение перспективных интенсифика торов теплообмена на шкале эффективности;

представлена и обоснована ин формация по оптимальным размерам перспективных интенсификаторов при различных режимах эксплуатации;

2. Впервые получена карта режимов течения в каналах со сфериче скими выемками в качестве интенсификаторов, охватывающая широкий диа пазон режимных параметров;

разработаны физические модели течения и теп лообмена;

установлено и математически описано влияние режимных и гео метрических параметров на гидросопротивление и теплоотдачу в каналах со сферическими выемками при всех видах ламинарного и турбулентного ре жимов;

3. Установлены границы переходов режимов при течении в каналах со сферическими выступами;

математически описано влияние режимных и геометрических параметров на гидросопротивление и теплоотдачу в каналах со сферическими выступами при всех режимах течения;

4. Даны рекомендации для инженерного расчета теплообменных аппаратов с интенсификаторами в виде сферических элементов;

5. Разработаны физические модели течения и интенсификации теп лообмена в каналах с высокопористыми проницаемыми ячеистыми материа лами (ВПЯМ);

выявлены основные закономерности течения и теплообмена в каналах с ВПЯМ;

получены новые экспериментальные данные по течению и теплообмену в каналах с пористыми интенсификаторами теплообмена из ВПЯМ различной конфигурации, отличающиеся пониженным уровнем гид равлического сопротивления: поверхностные пористые слои, дискретная ус тановка пористых вставок, полная и частичная межканальная транспирация;

6. На основе проведенного анализа существующих пористых ин тенсификаторов теплоотдачи разработан, создан, запантентован и исследован новый материал с упорядоченной структурой – УПМ;

установлено и матема тически описано влияние режимных и геометрических параметров на гидро сопротивление и теплоотдачу в каналах с УПМ;

7. Получена новая информация об интенсификации теплоотдачи при свободной конвекции на вертикальных поверхностях в неограниченном пространстве и в каналах за счет использования различных типов шерохова тости и закрутки потока.

8. Разработаны и исследованы прототипы высокоэффективных ин тенсифицированных теплообменных аппаратов и оборудования.

Достоверность и обоснованность результатов подтверждаются соот ветствующей точностью и тарировкой всех измерительных систем, выпол нением ряда тестовых опытов и хорошим согласованием их результатов с ра ботами других исследователей, использованием современных компьютерных аппаратных и программных средств для обработки данных, удовлетвори тельным согласованием расчетных и экспериментальных данных, соответст вием полученных результатов физическим представлениям о процессах пе реноса в данном классе технических способов повышения тепловой эффек тивности теплообменного оборудования.

Практическая ценность и реализация результатов работы. Резуль таты работы использованы ГУ «Центр энергосберегающих технологий Рес публики Татарстан при Кабинете Министров Республики Татарстан» (г.Казань), Российским инженерно–техническим центром порошковой ме таллургии (г.Пермь), опытно–конструкторским бюро «Союз» (г.Казань), НИИ «Турбокомпрессор» (г.Казань), ПРП «Татэнергоремонт» ОАО «Тат энерго» (г.Казань), НИИ «Энергоэффективные технологии» КГТУ им.А.Н.Туполева (г.Казань), НИИ «Энергомашиностроение» МГТУ им.Н.Э.Баумана (г.Москва), Исследовательским центром проблем энергетики Казанского научного центра РАН (г.Казань).

Основные результаты работы вошли в научно–технические отчеты по грантам МАИ (№№ гос. регистрации 01.97.0007286, 01.99.0007286, 01.2.00.308759), МЭИ (№№ 01.2.00.107717), РФФИ (№№ 04-02-08250–офи–а, 06-08-08145-офи, 06-08-00283-а, 07-08-00189-а), программам МО РФ (№№ 01.94.0003030, 01.96.0005387, 01.97.0004012, 01.2.00.510998, Б-0020/2299, 02.516.11.6001, 02.516.11.6025, 2.2.1.9144, 2.1.2.6501) и т.д.

Апробация работы. Полученные основные результаты диссертации докладывались и получили одобрение на ICHMT Международной конферен ции по новым разработкам теплообменных аппаратов (Лиссабон, Португа лия, 1993, 1998), Школе-семинаре молодых ученых и специалистов под руко водством академика РАН А.И. Леонтьева «Проблемы газодинамики и тепло массообмена в энергетических установках» (Рыбинск, 1993, 1995, 1999, 2003, 2005), I, II, III, IV Российской национальной конференции по теплообмену (Москва 1994, 1998, 2002 2006), X Всероссийской межвузовской научно технической конференции «Газотурбинные установки и двигатели», (Москва, 1996), Туполевских чтениях (Казань, 1993–2006);

Межвузовском научно практическом семинаре «Внутрикамерные процессы в энергетических уста новках, акустика, диагностика, экология» (Казань, 1994–2005), II ISHMT ASME Международной конференции по тепломассообмену (Сурафкал, Ин дия, 1995), XV Конгрессе по промышленной энергетике (Лейпциг, Германия.

1996), Международной конференции по пористым средам и их применению в науке, технике и промышленности (Koнa, США, 1996), Международной конференции по компактным теплообменникам для промышленности (Сно уберд, США, 1997), 4-ой Всемирной конференции по экспериментальным теплообмену, механике жидкости и термодинамике ExHFT’4 (Брюссель, Бельгия, 1997), 3-ей ICHMT-ASME конференции по тепломассообмену и национальной конференции по тепломассообмену (Канкур, Индия, 1997), 3 ей Международной конференции «Новые энергетические системы и энерго сбережение» (Казань, 1997), 2-го Международного симпозиума по энергети ке, окружающей среде и экономике ЭЭЭ–2 (Казань, 1998), 11-ой Междуна родной конференции по теплообмену (Куонджу, Корея, 1998), Всероссий ской школе-семинаре молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН В.Е. Алемасова «Проблемы тепломасообмена и гидродина мики в энергомашиностроении» (Казань, 1998, 2000, 2002, 2004, 2006 г.г), 4 ой Международной конференции «Новые энергетические системы и преоб разователи» (Осака, Япония, 1999), Международном конгрессе инженеров механиков ASME и 17-м симпозиуме по мультифазному переносу в порис тых средах (Нэшвилл, США, 1999), 4-ой ICHMT-ASME конференции по те пломассообмену и 15 национальной конференции по тепломассообмену (Пу на, Индия, 2000), Минском международном форуме по тепло- и массообмену (Минск, 2000, 2004, 2008), Российском национальном симпозиуме по энерге тике (Казань, 2001), II Международной научно-практической конференции «Автомобиль и техносфера» (Казань, 2001), XXVI Сибирском теплофизиче ском семинаре (Новосибирск, 2002), VII Королевских чтениях (г. Самара, 2003), Международном симпозиуме «Энергоресурсоэффективность» (Казань.

2005), IV и V II Российской конференции «Тепломассообмен и гидродинами ка в закрученных потоках» (Москва, 2005), Международном конгрессе ASME (Чикаго, США, 2006), национальной конференции по теплоэнергетике (Ка зань, 2006), на научно-технических семинарах кафедры ТОТ КГТУ им. А.Н.

Туполева (1994–2008).

Публикации. По материалам диссертации опубликовано 94 печатных работ, включая 2 монографии, 8 статей в центральных российских изданиях, 3 патента РФ на изобретение, 5 статей в российских и зарубежных сборни ках, 6 учебно–методических изданий, 15 тезисов и 54 материалов докладов, включая 17 зарубежных.

Личный вклад автора заключается в постановке общей цели и кон кретных задач исследования, руководстве энергетическими обследованиями теплообменного оборудования, выполнении основной части эксперимен тальных исследований, анализе их результатов, разработке прототипов ин тенсифицированных теплообменных элементов и аппаратов и рекомендаций по повышению теплогидравлической эффективности теплообменного обору дования.

Автор выражает благодарность акад. РАН А.И.Леонтьеву и д.т.н., проф. В.В.Олимпиеву за совместную работу по сравнительному анализу теп логидравлической эффективности различных поверхностных интенсифика торов теплообмена.

Структура работы. Диссертация состоит из введения, шести глав, за ключения, приложений и списка использованных источников, насчитываю щего 476 наименований. Объем диссертации составляет 450 страниц маши нописного текста, включая 112 рисунков, 18 таблиц.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении в краткой форме изложены обоснование актуальности выбранной темы, формулируются цель и основные задачи исследования, от мечается научная новизна, практическая значимость диссертационной рабо ты, перечень решенных в диссертации и выносимых на защиту задач и поло жений, связанных с повышением теплогидравлической эффективности теп лообменного оборудования.

В первой главе показана роль теплообменного оборудования и его ха рактеристик в энергетике, промышленности и коммунально–бытовой сфере.

На основе анализа сформулированы технические требования к современному теплообменному оборудованию и его важнейшим характеристикам. Дан краткий анализ путей решения проблем по повышению характеристик ТА за счет интенсификации теплообмена. Среди перспективных способов интен сификации теплоотдачи выделены поверхностные интенсификаторы тепло обмена в виде дискретной шероховатости (периодических поперечных пото ку выступов, систем сферических выемок и выступов), а также пористые ма териалы и покрытия.

Повышенный интерес к использованию сферических выемок в качестве интенсификаторов теплообмена связан с более ранним ламинарно– турбулентным переходом и более поздним отрывом потока на криволиней ных поверхностях при их использовании. В главе приведены обзоры иссле дований картины течения, гидросопротивления и теплоотдачи в каналах с одиночными сферическими выемками и их системами П.Н.Кубанского, Р.С.Снидекера и С.П.Дональдсона, Г.И.Кикнадзе, А.А.Александрова с соав торами, В.Н.Афанасьева и Я.П.Чудновского, К.К.Бивеса и др., П.Р.Громова, М.И.Рабиновича и др., В.С.Кесарева, А.П.Козлова и А.В.Щукина, В.П.Почуева, А.В.Туркина, Э.Д.Сергиевского и др., А.Сударева и др., К.Пресера, Э.П.Волчкова, В.И.Терехова, С.В.,Калининой и Ю.М Мшвидо бадзе, Г.П.Нагоги и Ю.М.Анурова, А.Б.Езерского и В.Г.Шехова, А.А.Халатова и др., Ф.М.Лиграни, Дж.И.Махмуда, М.Я.Беленького М.Я., М.А.Готовского и др., Р.С.Банкера и К.Ф.Доннеллан, И.Л.Шрадера, К.Л.Мунябина, С.Ф.Баева, Н.К.Бурджесса, Х.-К. Муна и др., С.Муна и С.Лау, К.М.К.Чуи, Й.Ю, Х.Динга и др., Ю.И.Шанина и О.И.Шанина, А.В.Митякова, В.Ю.Митякова и др., Л.В.Арсеньев с соавторами, С.Д.Хванга и Х.Х.Чо, Т.С.Гриффита и др., Ф.Жоу, С.А.Исаева и др., К.С.Йео, Б.С.Ху и З.Уонга, Д.

Чаудхари и др., Дж.Парка, С,С.Бивеса, Т.Дж.Барбера и Э.Леонарди, Ф.Гренарда. В.Куинтилла-Ляройа, Э.Ляроше, В.Патрика и многих других.

Показано, что нанесение рельефов из сферических выемок на плоские и ци линдрические поверхности при их продольном обтекании приводит к росту гидросопротивления в основном от 1,25 до 2,5 раз в зависимости от геомет рических параметров интенсификаторов, хотя имеются работы с ростом в 5– 10 раз. Выявлено, что нанесение системы сферических выемок на цилиндри ческие поверхности при их поперечном обтекании несколько снижает гидро сопротивление систем труб. Интенсификации теплообмена поверхностей с системами сферических выемок достигает 3,5 раз при турбулентном режиме течения основного потока. Однако в существующих работах не отражено ис следований в области ламинарных и переходных режимов, не даны границы переходов режимов течения в каналах и на поверхностях со сферическими выемками, практически отсутствуют обобщенные зависимости для расчета коэффициентов гидросопротивления, средней и местной теплоотдачи в кана лах с выемками, нет простых и надежных методик и рекомендаций для ин женерных расчетов и проектирования теплообменного оборудования с рас смотренным видом интенсификации теплообмена. Показано, что на качество результатов численных исследований оказывает существенное влияние шага расчетной сетки и выбор модели турбулентности. Существует значительная разница в полученных экспериментально и расчетным путем значениях ко эффициентов теплоотдачи.

Исследование гидравлического сопротивления и теплоотдачи в каналах со сферическими выступами проведено в работах И.И.Федорова, С.Д.Хванга и Х.Х.Чо, М.А.Готовского, М.Я.Беленького и Б.С.Фокина, М.Х.Ибрагимова, В.И.Субботина и др., Легкого В.М., Бабенко Ю.А. и Дикого В.А., О.Н.Миронова, К.Л.Мунябина, A.Беркоуна и Т.Т.Эль–Шеммери, Тэйлора, П.Л.Кириллова и др. Анализ данных показал, что интенсификация теплоот дачи в каналах со сферическими выступами достигает в не стесненных кана лах значений 3–3,5 раза. Однако каналы с выступами обладают более значи тельными уровнем гидравлических потерь (за исключением результатов ра боты М.А.Готовского, М.Я.Беленького и Б.С.Фокина). В рассмотренной ли тературе практически не приводятся обобщающие зависимости и рекоменда ции по расчету теплообмена и гидросопротивления в каналах со сферически ми выступами, что не позволяет производить инженерные расчеты и оптими зацию ТА с данным видом интенсификаторов.

В первой главе представлен краткий обзор применения пороматериа лов, дан анализ работ С.В.Белова, М.Э.Аэрова, О.М.Тодеса и Д.А.Наринского, В.Н.Крымасова, В.М.Поляева, В.А.Майорова, Л.Л.Васильева, В.И.Субботина, В.В.Харитонова, Ю.А.Зейгарника, Ю.В.Полежаева, В.В.Аполлонова, Г.П.Нагоги, Ю.Ф.Гортышова, К.Вафаи, А.Берглса, А.П.Можаева, Ф.В.Пелевина и др. по исследованию теплоотдачи и гидросопротивления в каналах с пороматериалами. Показано, что приме нение пороматериалов позволяет значительно – в 10–100 раз – интенсифи цировать процессы переноса тепла, что важно для высокотеплонагружен ных элементов. Однако их использование значительно повышает гидросо противление, что сдерживает их широкое использование в технике и про мышленности. Анализ показал, что существующие математические модели по теплообмену и течению в пористых структурах относятся в основном к транспирационному пористому охлаждению;

практически отсутствуют ме тодики по проведению оптимизации пористых теплообменных элементов;

разработки моделей и теоретические исследования относятся в подавляю щем большинстве к структурам малой и средней пористости;

количество исследований, относящихся к структурам высокой пористости, весьма огра ничены;

практически не имеется рекомендаций и методик для расчета теп лоотдачи и гидросопротивления в указанных условиях.

В обзоре имеющихся работ по способам интенсификации теплоотдачи при свободной конвекции основное внимание уделено использованию мик ро– и макрошероховатости и рассмотрены работы Р.С.Прасолова, Т.Фуджии и др., Р.Дж.Джофре и Р.Ф.Баррона, П.К.Сарма и др., А.Берглса, С.К.Се и Р.В.Колдви, Л.С.Яо, О.Г. Мартыненко и др., А.Бар-Коэна и В.М.Розенау, С.Е.Квака и Т.Х.Сонга, С. Шакерина, М. Бона и Р.И. Лоэрке, Дж.Танды, И.Х.Ханга и В.М.Шиау, В.Аунга и др., С.А.Саида и Р.Дж.Крэйна, М.С.Бона и Р.Андерсона, В.П Ивакина и А.Н Кекалова, В.И.Терехова и многих дру гих. Обзор свидетельствует о том, что существует несоответствие между ре зультатами выполненных до сих пор исследований в отношении возможно го уровня увеличения теплоотдачи при свободной конвекции около свобод ной поверхности посредством нанесения микро– и макрошероховатости.

Интенсификация теплообмена достигает значений от 10 до 200%. Очевид но, что при выборе оптимальных форм поверхности возможна максималь ная интенсификация теплоотдачи при свободной ламинарной конвекции. В замкнутых полостях с шероховатыми вертикальными поверхностями воз можна значительная интенсификация до 70–200%. Данные для микро– и макрошероховатых открытых вертикальных каналов показывают практиче ски отсутствие интенсификации теплоотдачи, особенно в области турбу лентных течений. Показано, что многие исследования проводились без обоснования выбора высоты и шага интенсификатора, его формы и т.д., а также в узком диапазоне их варьирования. Для окончательного утвержде ния о возможности интенсификации теплоотдачи необходимы комплексные исследования.

Анализ научно–технической литературы показывает, что для решения проблем интенсификации теплоотдачи необходимы комплексные расчетно– теоретические и экспериментальные исследования теплообмена и трения в каналах с интенсификаторами. В соответствии с этим выводом в первой гла ве сформулирована цель и основные задачи исследования.

Во второй главе приведены результаты исследования гидродинамики и теплообмена в каналах теплообменного оборудования со сферическими выемками.

В главе приведены описания рабочих участков и экспериментального стенда для исследования теплоотдачи и гидросопротивления в каналах со сферическими выемками.

Абсолютные значения геометрии сферической выемки с острыми и за кругленными кромками изменялись в следующем диапазоне: глубина сфери а ческой выемки h=0,71–24 мм;

диаметр сферической выемки D=7–58 мм (рис.1). Это позволяло получить сле б Рис.1. Формы рельефов выемок с ост- дующие безразмерные конструктивные рыми (а) и закругленными (б) кромками. параметры интенсификаторов и канала – h/D=0,1–0,5;

h/H=0,06–2,5;

H/D=0,2– 2,3. Такое сочетание H/D обеспечивало исследование гидросопротивления и теплоотдачи, как в стесненных, так и в нестесненных каналах. В исследова нии обеспечивался широкий диапазон чисел Рейнольдса ReD, рассчитанных через эквивалентный диаметр канала, – от 200 до 30000. Выемки располага лись на поверхности опытных пластин в шахматном порядке. Погрешность определения коэффициента теплоотдачи в экспериментах составляла 6–12%, а коэффициента гидравлического сопротивления – 5–8%.

Результаты визуализации подтвердили правильность ранее сделанного выбора классификации режимов обтекания сферических выемок. По резуль татам визуализации сделано уточнение моделей обтекания сферических вы емок, предложенные в работе А.И.Леонтьева, В.В.Олимпиева и др. Рассмот рение работ по визуализации обтекания единичных сферических выемок и их систем позволяет выделить следующие основные режимы: ламинарное без отрывное обтекание, когда линии тока параллельны контуру выемки;

лами нарное течение с присоединением потока в выемке;

ламинарное течение без присоединения потока в выемке;

турбулентное течение с присоединением потока в выемке;

турбулентное течение без присоединения потока в выемке.

Для мелких выемок (h/D до 0,2) при малых скоростях (до 1 см/сек) обте кание выемок происходит ламинарным потоком без отрыва потока (рис.2).

При дальнейшем увеличении скорости происходит отрывное обтекание вы емки с присоединением потока в выемке и образованием рециркуляционной зоны, подобной обтеканию обратного уступа (рис.3).

Начиная со скоростей потока 0,1 см/с для «глубоких» выемок (h/D=0,3– 0,5) и на порядок большими скоростями для «неглубоких» выемок (hл/D0,2) в них образуется вихрь, ось вращения которого располагается поперечно ос новному потоку так, что концы этого вихря замыкаются, «присасываясь» к левой и правой по отношению к потоку поверхностям выемки. Данный ре жим течения называется режимом отрывного обтекания выемки без присое динения потока в выемке (рис.4). Выявлено, что при меньших скоростях для «глубоких выемок» эпицентры вихрей находятся на оси симметрии выемки.

По мере увеличения скорости эпицентры стараются занять место ближе к пе редней кромке выемки.

а б Рис.3. Ламинарное отрывное обтекание выемки с присое Рис.2. Фотографии безотрыв динением потока в ней: а – h/D=0,14;

H/D=0,33;

течение ного ламинарного обтекания справа налево;

б – модель обтекания СВ ламинарным по сферической выемки;

h/D=0,14;

током c присоединением на дне СВ: 1 – зона рециркуля Н/D=0,33;

течение справа на ции, 2 – ламинарный погранслой, 3 – внутренний лами лево нарный пограничный слой в зоне обратного течения, 4 – обновленный внутренний ламинрный пограничный слой а б Рис.4. Ламинарное обтекание выемки с осесимметричными макровихрями: а – резуль таты визуализации, h/D=0,21;

H/D=0,25;

течение справа налево;

ReDк=500–2000;

б – мо дель течения при присоединении потока на задней кромке и формировании осесим метричных макровихрей: 1 – рециркуляционное течение, 2 – сдвиговый слой, 3 – внут ренний ламинарный пограничный слой, 4 – обновленный внутренний ламинарный по граничный слой, 5 – ось парного вихря, 6 – парный вихрь, 7 – боковая пара вихрей на выходе из выемки, 8 – центральная пара вихрей Анализ визуализации течения за выемкой показал, что непосредственно за областью присоединения на задней кромке выемке происходит сильное возмущение потока вниз по течению с образованием боковой и центральной пары вихрей. Переключения работы вихрей не наблюдалось при всей про должительности наблюдений – от 6 с до 20 мин. Однако наблюдается цикли ческий выброс массы из выемки, что приводит к пульсации потока в выемке.

Это согласуется с результатами визуализации Ф.М.Лиграни и др. Отмечено также, что обе части парного осесимметричного вихря в выемке не обмени ваются массой между собой, т.е. при визуализации одна из частей выемки могла захватить часть дыма и в ней хорошо наблюдалась вихревая структура, другая оставалась чистой.

В выемке сравнительно большого абсолютного размера (диаметром мм, глубиной 24 мм) в сильно стесненном канале (высота канала 12 мм) на блюдается возникновение торообразного вихря (рис.6). Данный режим рас сматривается как предельный случай перехода от осемитричной вихревой структуры при ламинарном обтекании выемок к турбулентному моновихре вому обтеканию.

а б Рис.5. Ламинарное обтекание выемки с торообразным вихрем: а – h/D=0,41;

h/H=2;

H/D=0,21;

течение справа налево;

б – картина обтекания выемки ламинарным потоком с торообразным вихревым образованием в выемке Установлено, что на всех ре жимах ламинарного обтекания по верхности со сферической выемки новые порции вещества попадают в выемку в районе задней по потоку кромки (рис.6). Анализ фото- и ви деоматериала показал, что во всех вышеперечисленных режимах над выемкой не возникает вихревой Рис.6. Картина обтекания выемки ламинар- структуры а также не выступает достаточно заметных гидродина ным потоком (течение справа налево) мических тел.

Анализ экспериментальных данных показал, что ламинарно турбулентный переход в каналах со сферическими выемками происходил при массовых скоростях потока 3…4 кг/м2с.

а б Рис.7. Обтекание выемки с образованием единичной вихревой структуры: а – визуа лизация;

h/D=0,14;

H/D=8;

ReDк=1500;

течение справа налево;

б – модель турбулент ного обтекания выемки с образованием единичной вихревой структуры: 1 – рецир куляционная зона, 2 – сдвиговый слой, 3 – внутренний турбулентный пограничный слой, 4 – обновленный внутренний турбулентный пограничный слой, 5 – смерчеоб разный вихрь, 6 – дорожка Кармана В экспериментах при турбулентном обтекании выемок относительной глубиной h/D=0,14–0,5 визуализировался одиночный вихрь, который нахо дится под углом к набегающему потоку и имеет эпицентр на передней части выемки. Выброс массы из вихря производился в задней части выемки по по току. Вид сверху на данную вихревую структуру показывает, что он нахо дится под углом около 45–65° к набегающему потоку (рис.7).

Описанные режимы течения наблюдались в широком диапазоне гео метрических параметров выемок Абсолютные размеры выемок, стесненность канала, наличие системы выемок – все эти параметры не накладывали огра ничений.

На основе представленных данных по визуализации течения разрабо тана карта режимов обтекания одиночной сферической выемки и системы выемок с острыми кромками при Reh=2–10000 и h/D=0,14–0,5. Для удобства обобщения многочислен ных экспериментов предлагается при составлении карты режимов использовать число Рейнольдса Reh, рассчитанного по глубине вы емки. В работе в табличной и гра фической форме (рис.8) представ лены режимы течения в каналах со Рис.8. Карта режимов обтекания поверхно сти с выемками: I – ламинарное безотрыв- сфероидальными выемками.

Исходя из проведенной ви ное обтекание, II - ламинарное отрывное обтекание с присоединением потока, III – зуализации и анализа литературных ламинарное отрывное обтекание без при- данных можно утверждать, что ин соединения потока, IV – ламинарно- тенсификация теплоотдачи при ис турбулентный переход.

пользовании сферических выемок возникает за счет постоянного разрушения пограничного слоя за выемками и повышения уровня турбулентности за ними.

Сравнение полученных данных по гидросопротивлению в каналах со сферическими выемками и без них демонстрирует, что в диапазоне ReD=1000–2000 увеличение коэффициента гидравлического сопротивления D, для относительно «глубоких» выемок (h/D=0,3–0,5) в стесненном канале достигает максимальных значений от 20 до 600 раз, по сравнению с анало гичным гладким каналом;

в области турбулентных чисел ReD=4000– для «мелких» сферических выемок (h/D=0,14) в стесненных каналах коэффи циент гидравлического сопротивления D возрастает от 1,1 до 2 раз. Для «глубоких» сферических выемок (h/D=0,5) коэффициент гидравлического сопротивления D возрастает от 15 до 400 раз.

Для инженерных расчетов гидравлического сопротивления проведено обобщение экспериментальных данных (табл.1) по уравнению подобия =(Re, h/D, H/D), где в качестве определяющей температуры использовалась средняя по длине канала температура воздуха t в, а в качестве определяюще го параметра – глубина сферической выемки h – при ламинарных и переход ном режиме, – эквивалентный диаметр канала Dэкв – при турбулентном ре жиме.

Таблица Обобщающие зависимости по гидросопротивлению в каналах со сферическими выемками.

Ламинарное отрывное без присоединения потока обтекание поверхности со сферически ми выемками, каналы с двухсторонним расположением выемок с острыми кромками:

h/D=0,21;

h = 0,9338/((H d )2,34 Re h ) (1) Reh=40–2200;

H/D=0,2–0,8.

h/D=0,31;

Reh=40–2200;

h = 2,8393/((H / D ) Re h ) 3, (2) H/D=0,2–0,8.

h/D=0,5;

Reh=40–2200;

h = 76,895/((H / D) Re h ) 3, (3) H/D=0,2–0,8.

Турбулентное (переходное) отрывное обтекание поверхности со сферическими выемка ми, каналы с двухсторонним расположением выемок с острыми кромками:

h/D=0,14–0,31;

3, 7 (h / D )0, h = 1,2406 (h / D ) /(Re h (H / D ) 2, 62 0, ) (4) Reh=270–11000;

H/D=0,21–2,33.

h/D=0,5;

Reh=270–11000;

h = 0,07872/((H / D )2,632 ) (5) H/D=0,21–2,33.

Турбулентное отрывное обтекание поверхности со сферическими выемками, RеD=7·103–5·104, f=0,69, 0,1h/D0,5, 0,1Н/D0, для каналов с односторон = 0,62 Re 0, 25 (H / D) m (h / D) 0, 23 (6) ними выемками с гладкими m=0 при 0,1h/D0,3, m= –0,15 при 0,3H/D0,5 кромками = 0,75 Re 0, 25 (H / D) m (h / D) 0, 23 для каналов с односторон (7) ними выемками с острыми m=0 при 0,1h/D0,3, кромками m=–0,5(h/D)+0,1 при 0,3H/D0, для каналов с двусторон = 0,7 Re 0, 25 (H / D) m (h / D) 0,38 (8) ними выемками с гладкими m= –0,22–1,6(h/D)+1,8(h/D)2 кромками для каналов с двусторон = 0,78 Re 0, 23 (H / D) m (h / D) 0,38 (9) ними выемками с острыми m= –0,1–0,08(h/D)–0,78(h/D)2 кромками Сравнение полученных данных по средней теплоотдаче в каналах со сферическими выемками и без них демонстрирует, что в диапазоне чисел ReD=wDэкв/µ=1000–2000 интенсификация теплоотдачи достигает макси мальных значений – до 7,75 раз, которая уменьшается при увеличении и уменьшении чисел Рейнольдса;

при числах ReD=30–40 интенсификации теп лоотдачи не наблюдается при всех значениях H/D и h/D;

в области турбу лентных течений максимальная интенсификация теплоотдачи наблюдается в стесненных каналах (H/D = 0,34–0,7) при «глубоких» выемках (h/D=0,5) – до 3,5 раз;

в области турбулентных течений интенсификация теплоотдачи в не стесненных каналах (H/D =0,7–2) при «глубоких» выемках (h/D=0,5) состав ляет до 3,3 раз;

в области турбулентных течений интенсификация теплоот дачи наблюдается в стесненных и нестесненных каналах при выемках с h/D=0,21 составляет соответственно до 1,62 и до 1,76 раз. При анализе учи тывалось увеличение поверхности за счет нанесения рельефа выемок и изме нения эквивалентного диаметра канала.

Обобщение экспериментальных данных по теплоотдаче в каналах со сферическими выемками (табл.2) производилось по уравнению подобия Nu=(Re, h/D, H/D), где в качестве определяющей температуры использова лась средняя по длине канала температура воздуха t в, а в качестве опреде ляющего параметра – глубина сферической выемки h – при ламинарных и переходном режимах, – эквивалентный диаметр канала Dэкв – при турбулент ном режиме.

Таблица Обобщающие зависимости по средней теплоотдаче в каналах со сферическими выемками Ламинарное отрывное обтекание с присоединением потока поверхности со сферическими выемками: острые кромки, двухстороннее расположение Nu h = 0,055 Re 0,9 (H D )0,34 (10) h/D=0,14;

Reh=6–183;

h H/D=0,389–2,33.

Ламинарное отрывное обтекание без присоединения потока в выемке поверхности со сферическими выемками: острые кромки, двухстороннее расположение Nu h = 0,012 Re h (h D )0,61 (11) h/D = 0,21–0,5;

Reh = 14–2100;

H/D = 0,28–1,68.

Nu h = 2,62 10 4 Re h (H D )2,66 (h D )0,61 (12) h/D=0,21–5;

Reh=70–1700;

H/D=0,2–0,28.

Турбулентное (переходное) отрывное обтекание поверхности с выемками:

острые кромки, двухстороннее расположение Nu h = 0,025 Re 0,94 (h D )0,887 (13) h/D = 0,14–0,5;

h Reh=270–7200;

H/D=0,28–2,33.

Nu h = 0,9 10 Re h (H D ) (h D ) 1,87 (14) h/D= 0,21–0,5;

Reh=560–11000;

4 0, 1, 07, H/D=0,2–0,28.

Турбулентное отрывное обтекание поверхности со сферическими выемками, RеD=7·103–5·104, f=0,69, 0,1h/D0,5, 0,1Н/D0, Nu = 0,037 Re 0,8 (H / D) m (h / D) 0, 42 для каналов с односторонними (15) выемками с гладкими кромками )–0. m= –0,33(h/D Nu = 0,033 Re 0,8 (H / D) m (h / D) 0, 42 для каналов с односторонними (16) выемками с острыми кромками m= –0,46(h/D)–0. Nu = 0,057 Re0,76 (H / D) m (h / D) 0, 45 для каналов с двусторонними (17) выемками с гладкими кромками ) m= –0,22–1,6(h/D +1,8(h/D) Nu = 0,071 Re 0,76 (H / D) m (h / D) 0, 49 для каналов с двусторонними (18) выемками с острыми кромками ) m= –0,36–0,8(h/D +0,96(h/D) Для оценки влияния f и взаимного смещения выемок при двухстороннем расположении на гидравлическое сопротивление и среднюю теплоотдачу предложены монограммы зависимости отношения /гл и Nu/Nuгл от f и сме щения.

Рис.9. Эскиз и внешний вид кожухопластинчатого теплообменного аппарата На основе полученных данных по гидросопротивлению и средней теп лоотдаче в каналах со сферическими выемками разработаны рекомендации (табличные формы) в виде зависимостей /гл и / гл от режимных парамет ров и геометрии каналов и интенсификаторов для выбора рациональных ин тенсификаторов для пластинчатых, кассетных, кожухопластинчатых, ла мельных и трубчатых теплообменные аппараты.

\ Рис.10. Схема теплообменного эле мента Рис.11. Результаты тепловых исследований кожу хопластинчатого теплообменника при использова нии в качестве теплоносителя холодного воздуха в канале с выступами и горячего воздуха в межка нальном пространстве с выемками В главе приведен анализ выпускаемых промышленностью ТА с интен сификаторами, близкими к сферическим элементам. Для апробации предло женных рекомендаций по расчету и проектированию созданы прототип ко жухопластинчатого ТА (рис.9) и пластинчатого теплообменного элемента (ТЭ) со сферическими интенсификаторами (рис.10).

Проведенные испытания теплообменника при различных сочетаниях теплоносителей и режимных параметров показали, что эффективность ин тенсифицированного теплообменника выше на 25-50%, чем гладкостенного (рис.11–12).

Q, Вт 0 2 4 6 8 Gх, г/с гладкостенный ТА канал, Gг=11г/с гладкостенный ТА, Gг=3г/с интенсифицированный ТА, Gг=11г/с интенсифицированный ТА, Gг=3г/с Рис.12. Результаты тепловых исследований Рис.13. Результаты тепловых исследований кожухопластинчатого теплообменника при теплообменного элемента при течении в использовании холодного воздуха в меж- обоих каналах воздуха канальном пространстве с выемками и го рячего воздуха в канале с выступами Сравнение данных исследований теплообмена в ТЭ при течении в обо их каналах воздуха показало, что при малых расходах теплоносителя наблю дается малая интенсификация – до 25%;

с ростом расхода теплоносителей интенсификация теплообмена достигает 70%, которая уменьшается при вы соких расходах теплоносителя. Исследования гидросопротивления показали, что в общие потери давления основную долю вносят местные сопротивления входа/выхода из ТА и ТЭ. Полученные результаты испытаний ТА и ТЭ пол ностью подтверждают ранее полученные данные по интенсификации тепло отдачи.

В третьей главе приведены результаты исследования гидродинамики и теплообмена в каналах теплообменного оборудования со сферическими выступами.

В главе приведены описания рабо чего участка и экспериментального стенда для исследования теплоотдачи и гидросопротивления в каналах со сфе рическими выступами. Погрешность определения коэффициента теплоотда Рис.14. Форма рельефа выступов чи в экспериментах составляла 6–12%, а коэффициента гидравлического сопротивления – 5–8%.

Экспериментальное исследование проводилось в стесненных и нестес ненных каналах прямоугольного сечения шириной 96 мм при варьировании высоты канала в диапазоне от 5 до 12 мм при следующих безразмерных па раметрах интенсификаторов и канала – h/D=0,210,5;

h/H=0,1250,5;

H/D=0,71,68 (рис.14).

Сравнение полученных данных по гидросопротивлению в каналах со сферическими выступами и без них демонстрирует, что в диапазоне чисел ReD=1000…2000 увеличение коэффициента гидравлического сопротивления D в стесненном канале достигает максимальных значений – до 20 раз, по сравнению с аналогичным гладким каналом;

в области чисел ReD=4000…30000 для «мелких» сферических выступов (h/D = 0,21) в стес ненных каналах коэффициент гидравлического сопротивления D возрастает – до 2 2,5 раз;

для относительно «высоких» сферических выступов (h/D=0,5) при ReD=4000…30000 коэффициент гидравлического сопротивле ния D возрастает – до 10 раз. Сравнение данных по средней теплоотдаче в каналах со сферическими выступами и без них показало, что в диапазоне чи сел ReD=1000–2000 интенсификация теплоотдачи достигает максимальных значений – до 8 раз, которая уменьшается при увеличении и уменьшении чи сел Рейнольдса;

в области чисел ReD=4000…30000 интенсификация тепло отдачи в каналах с выступами h/D=0,3 возрастает – до 2,5 раз.

Для инженерных расчетов и оптимизации конструкции теплообменных аппаратов с интенсификаторами теплоотдачи в виде сферических выступов получены обобщающие зависимости (табл.3). При обобщении в качестве оп ределяющей температуры использовалась средняя по длине канала темпера тура воздуха t в, а в качестве определяющего параметра – высота сфериче ского выступа h.

Таблица Обобщающие зависимости по гидросопротивлению и средней теплоотдаче в каналах с двухсторонними сферическими выступами Переходный режим обтекания поверхности со сферическими выступами Reh=100530;

h = 6451,24 (h / D ) /((H D ) (19) 4,597 1,853 H/D=0,71,68;

Reh ) h/D=0,210, Турбулентное отрывное обтекание поверхности со сферическими выступами:

Reh=530…16000;

h = 16,315 (h / D )3,572 /(Re 0,15 (H / D )1,5 ) (20) H/D=0,7…1,68;

h h/D=0,21…0,5.

Переходный режим обтекания поверхности со сферическими выступами Reh=105...530;

Nu h = 0,0039 Re 1,1 (H / D )(- 0,789 + 3,89 ( h D ) ) (21) H/D=0,71,68;

h h/D=0,210,5.

Турбулентное отрывное обтекание поверхности со сферическими выступами:

Reh=530...16000;

Nu h = 0,075 Re h (h D ) (22) 0,527 H/D=0,71,68;

0, h/D=0,210,5.

В четвертой главе представлены результаты исследований гидроди намики и теплообмена в пористых теплообменных аппаратах и элементах.

Разработка конструкций теплообменных элементов возможна только при использовании оптимальных материалов и при использовании всех со временных технологических возможностей. Одним из перспективных и эф фективных способов интенсификации тепломассообменных процессов яв ляется использование в теплообменных устройствах пористых металлов.

Физическую основу этого способа составляет чрезвычайно высокая интен сивность теплообмена между высокоразвитой поверхностью проницаемой матрицы и протекающим сквозь нее теплоносителем, вызванная постоян ным перемешиванием теплоносителя в сообщающихся порах, а также высо кий коэффициент теплоотдачи на границе раздела пористый слой – непро ницаемя стенка вследствие постоянного пограничного слоя. Практическая реализация этого способа стала возможной только после того, как развитие технологии и, в первую очередь, порошковой металлургии позволило про изводить разнообразные пористые материалы. Наиболее перспективным материалом для изготовления габаритных облегченных теплонагруженных элементов является пороматериал или высокопористый ячеистый прони цаемый материал (ВПЯМ). Особенности структуры ВПЯМ показаны на рис.15.

Рис.15. Фотография пороматериала (ВПЯМ) разной пористости (П=0,85–0,95) и с раз ными диаметрами пор (dп=0,61–3,5 мм) и схема элементарной ячейки пороматериала Представлена физическая и математическая модель течения и теплооб мена в каналах со вставками из ВПЯМ, которая является универсальной, так как позволяет рассчитывать поля скоростей, температурные поля каркаса и теплоносителя в пористом материале любой структуры. Однако, анализ ма тематической модели показывает, что она содержит некоторые эмпирические коэффициенты переноса (коэффициент внутрипорового теплообмена v, эффективные коэффициенты теплопроводности жидкости ж эф и каркаса к эф, коэффициента теплоотдачи от стенки к жидкости в пристенных порах w ) и сопротивления (вязкостный и инерционный коэффициенты) и не имеет точного аналитического решения. Таким образом, данная математиче ская модель является полуэмпирической, требующей проведения ряда экспе риментальных исследований.

В главе дано описание методического обеспечения исследований теп логидравлических характеристик каналов с пористыми вставками, в том чис ле стендов и рабочих участков для исследования поверхностной эффектив ной теплоотдачи, гидросопротивления и структуры потока при течении жид ких и газообразных теплоносителей.

В работе получены корреляционные зависимости для вязкостного и инерционного коэффициентов сопротивления ВПЯМ с пористостью П=0,80,93 и диаметром пор dп=0,6–4 мм:

= 6,16 107dп–2П –4,75;

(23) = 5,61 102d п –1П –11,2. (24) При обобщении экспериментальных данных по теплообмену в каналах с пористыми вставками малой и средней проницаемости обычно применяет ся коэффициент внутренней теплоотдачи v. Однако ввиду низкой тепло проводности металлического каркаса и ослабления роли v в высокопорис тых структурах, при оценке интенсивности теплообмена, часто возникает необходимость пользоваться не коэффициентом v, а коэффициентом теп лоотдачи на границе «пористый слой – непроницаемая стенка», определяе мым по среднемассовой температуре потока = Q /[ F(Tст Т ж )]. Для полу чения количественных закономерностей по теплоотдаче в каналах с высоко пористыми вставками при течении воздуха были проведены эксперимен тальные исследования на вставках, полученных на основе 16 пористых об разцов из ВПЯМ из меди, нихрома и инвара с П=0,854–0,97, dп=0,8–4,0 мм, длиной L=140–300 мм, установленных в каналах теплообменных трубок, причем все они были разбиты на две группы: 5 из них имели совершенный контакт со стенками каналов и 11 были установлены в каналах за счет сил упругости самого образца.

Исследования теплоотдачи в каналах с вставками из ВПЯМ подтверди ли значительную интенсификацию теплопереноса в каналах с пористыми вставками, не имеющими совершенного контакта со стенками каналов. Ус тановлено, что интенсификация теплообмена в каналах с вставками из ВПЯМ с П=0,944, не имеющими идеального контакта со стенками, составляет при ReD = 2,4 10 4 до 5,1 раз, а для вставок с П=0,899 – до 6,73 раз. Cравнение уровня теплообмена в каналах с пористыми вставками, имеющими и не имеющими совершенного контакта со стенками канала, позволяет заключить, что теплообмен в канале со вставками, имеющими совершенный контакт со стенками, в 3–5 раз выше. Например, для каналов с вставками с П=0,954 при ReD= 2,4 10 4 интенсификация составила 14,0 раз, а для вставки с П=0,904 – до 22,23 раз. Эксперименты, проведенные на нескольких вставках, отли чающихся друг от друга материалом каркаса, показали, что теплоотдача на границе «пористый слой – непроницаемая стенка» дополнительно зависит от соотношения теплопроводности материала каркаса и молекулярной тепло проводности теплоносителя км / ж.

Математическое описание выявленного влияния на теплоотдачу ре жимных и конструктивных параметров канала и вставок позволило во всем диапазоне изменения определяющих параметров получить зависимости:

– для вставок, не имеющих идеального контакта со стенками канала:

Nu D = 0,35 Re 0.65 Pr 0, 4 (Pr/ Prw )0,14 П 5,6. (25) D – для вставок, имеющих идеального контакта со стенками канала:

Nu D = 4,35 Re 0.35 Pr 0, 4 (Pr/ Prw )0,14 ( км / ж ) 0,14 П 8,5. (26) D Зависимость (25) справедлива во всем диапазоне изменения определяющих параметров: Re D = 103...2,5 10 4 ;

П=0,83…0,97;

dп/D=0,06….0,4;

Pr=0,7…8;

км / ж =23…13000;

L/D=1…12, а зависимость (26) – Re D = 9 103...2,5 10 4 ;

П=0,9…0,95;

dп/D=0,06….0,16;

Pr=0,7;

км / ж =358,5…14800;

L/D=9…12.

Сравнение результатов экспериментального исследования эффектив ной теплоотдачи в каналах с образцами из ВПЯМ с данными работ Ю.Ф.Гортышова, В.М.Поляева, В.Н.Крымасова, Г.П.Нагоги, А.Берглса, М.Э.Аэрова и др., где проводились исследования пористых вставок различ ных структур, близких по значению пористости, показало, что интенсивность теплообмена в каналах со вставками из ВПЯМ, не имеющими совершенного контакта со стенками, примерно на порядок выше интенсивности теплооб мена, наблюдаемой в пустых гладких каналах, и примерно в 3 раза выше интенсивности теплообмена в шаровых засыпках и зернистых материалах с таким же скреплением со стенками в данном диапазоне изменений значений ReD и П. В то же время у относительно высокопористых (П=0,7...0,96) вста вок из медных и стальных проволок, также не имеющих совершенного контакта со стенками, коэффициенты теплоотдачи оказались сопоставимы со вставками из ВПЯМ. Кроме того выявлено, что интенсивность теплоотда чи в каналах с ВПЯМ, имеющих совершенный контакт со стенками, удовле творительно согласуется с результатами, полученными на сетчатых материа лах, имеющих такое же скрепление со стенками каналов.

Результаты проведенного опытного сравнения по теплообмену и гид росопротивлению теплообменных трубок с внутренним припаянным оребре нием, хаотической спаянной засыпкой колец тонкостенных медных колец и ВПЯМ, имеющего и не имеющего идеального контакта со стенками канала, показали, что трубы с оребрением и с хаотической спеченной засыпкой колец имеют высокий уровень теплопередачи, свойственный трубам с ВПЯМ, но обладают наименьшим сопротивлением. Поэтому одним из направлений ис следований являлся поиск оптимального способа применения пористых ин тенсифицирующих материалов, обеспечивающих максимальный уровень те плообмена при достаточно низком уровне гидравлического сопротивления.

В работе экспериментально исследовались теплоотдача и гидросопро тивление для случая частичной межканальной транспирации, когда теплоно ситель должен двигаться не вдоль оси канала, в котором установлена порис тая вставка, а поперек или под некоторым углом, сокращая тем самым длину пути и как следствие – потери давления в канале. Как показывает сравни тельный анализ, средняя эффективная теплоотдача (Nu) в канале с пористы ми вставками с частичной межканальной транспирацией (рис.16) по отноше нию к каналам со сплошными вставками (Nu0) не уменьшается во всем ис следованном диапазоне конструктивных и режимных определяющих пара метров. Уменьшение же потерь давления при П=0,954 составляет p / p 0 = 0,50, при 0,899 – 0,47, а при 0,844 – 0,31 (где р 0 – потери давления в канале со сплошной вставкой).

Одним из направле ний исследований гидро динамики и теплообмена в каналах с пористыми вставками является изуче ние процессов переноса при наличии пористых Рис.16. Характеристики исследованных пористых вста вок из ВПЯМ слоев или пористых вста вок с различными полостями или сквозными отверстиями в теле пористой структуры (рис.17). Эксперименты показали, что использование сверлений позволяет снизить гидросопротивление до 33 раз при П=0,864, до 19 раз при П=0,899 и до 15 раз при П=0,944 при уменьшении коэффициента теплоотда чи всего на 12–96% по сравнению с каналами с пористыми вставками, полно стью перекрывающими поперечное сечение канала. Анализ полученных ре зультатов показывает, что уменьшение гидравлического сопротивления p o p ( p o и p – сопротивление каналов со вставками соответственно зависит от пористости П и относительной площади поперечного сечения пус тот F = Fсв / F, ( Fcв суммарная площадь поперечного сечения отверстий, F – площадь поперечного сечения канала) и не зависит от диаметра пор d n и режима течения. На основе анализа экспериментальных данных получена за висимость для расчета гидропотерь в каналах со вставками из ВПЯМ со свер лениями:

p o = 1 + 586,5 F1,38 (1 П). (27) p d D D d dD L а б Рис.17. Схемы установок пористых вставок в каналах: а – пористое покрытие;

б – порис тая вставка с отверстиями Для описания средней эффективной теплоотдачи предлагается ис пользовать критериальные уравнения (25) и (26) с использованием вместо обычного значения пористости П модифицированное значение пористости П м = П + (1 + П)Vп / V, которое определяется с учетом дополнительных пус тот в теле пористого материала (Vп – объем пустот за счет сверлений и про чих дополнительных пустот в теле пористой структуры, кроме пор;

V – объ ем канала с пористой структурой).

Проведенные испытания пористых теплообменных аппаратов типа «газ-газ» и «газ-жидкость» показали их высокую тепловую эффективность (до 94%) при высокой компактности и высоких мощностях на прокачку те плоносителя. Использование описанного способа снижения гидросопротив ления позволило при сохранении тепловой мощности снизить уровень гид росопротивления теплообменных пористых матриц до 5 раз.

Физический смысл интенсификации теплообмена в каналах с дискрет но установленными пористыми вставками заключается в поддержании высо кой степени турбулентности за пористыми вставками, т.е. пористые вставки устанавливаются на определенном расстоянии, на котором степень турбу лентности потока достаточно высока, за счет чего поддерживается высокий уровень теплоотдачи. Анализ полученных результатов при термоанемомет рических исследованиях структуры потока за пористыми мембранами пока зывает, что степень турбулентности потока непосредственно на выходе из пористого образца (х=3 мм) достигает местных значений Tu=10–70% (при осредненных по высоте канала значениях Tu=9–32%). Существует взаимо связь степени турбулентности за пористой вставкой и ее параметров. Уста новлено, что длина пористой вставки, высота канала, первичная турбулент ность потока (перед пористой вставкой) и последующая вставка практически не оказывают влияния на степень турбулентности за пористой вставкой.

Анализ данных по влиянию на степень турбулентности и закон ее затухания скорости набегающего поток на пористую вставку показал, что в диапазоне скоростей от 4 до 31,5 м/с средняя степень турбулентности потока на выходе из пористой вставки остается практически постоянной (наблюдается лишь характерное незначительное (до 10%) уменьшение степени турбулентности при увеличении скорости фильтрации). При уменьшении скорости фильтра ции ниже 4 м/с наблюдается резкое уменьшение степени турбулентности по тока на выходе из пористой вставки, что в первую очередь связано с измене нием характера течения теплоносителя в пористом каркасе, характеризуемом уменьшением взаимодействия потоков в сообщающихся порах и пропадания «струйного» потока в сообщающихся порах.

Общий вид уравнения для расчета степени турбулентности за пористой вставкой и закон затухания турбулентности за данной вставкой можно опи сать единой зависимостью в виде:

Tu = 13,694К0,289 – 2,243К0,336ln(x), (28) где Tu – степень турбулентности (%);

х – координата по ходу движения теп лоносителя, мм;

К108 – проницаемость, м2. Зависимость (29) справедлива по всей длине зоны затухания турбулентности, числах Рейнольдса ReD=5000– 40000, образцов из ВПЯМ c пористостью 0,85–0,97 и диаметром пор 0,81–3, мм. Длина зоны затухания может быть оценена путем сравнения степени турбулентности, полученной по зависимости (28) и рассчитанной для гладко го канала. То есть математически длина Xз зоны затухания может быть оце нена как Xз=х если Tu(х) = Tu0(х), где Tu0(х) – степень турбулентности в пустом канале в данном сечении по длине канала, которое может быть рас считано с учетом рекомендаций А.С.Сукомела и др.

На основе проведенного анализа существующих пористых материалов предложен, создан, исследован и запатентован (Патент на изобретение РФ № 22127408. Бюлл. № 7. 10.03.99) новый пористый материал – упорядоченный высокопористый материал (УПМ, рис.18). Этот материал является упорядо ченной, прогнозируемой структурой и сочетает в себе объемно развитую структуру каркаса и канальность, что обеспечивает наличие большой, регу лируемой удельной поверхности каркаса и позволяет достигать эффективно го перемешивания потока теплоносителя при течении сквозь данную порис тую структуру. УПМ не имеет замкнутых и тупиковых пор.

а б в Рис.18. Структура УПМ: а – с ячейками квадратного сечения;

б – с ячейками круглого се чения;

в – штырьковые Для каналов с УПМ проведены экспериментальные исследования теп лоотдачи и гидросопротивления для выработки рекомендаций для их расче тов в инженерных задачах. В эксперименте исследовались вставки из УПМ, выполненные из различных материалов (медь, латунь, нержавеющая сталь, текстолит, алюминий) с различной пористостью П=0,512-0,86, диаметром пор dп=1,5-3,5 мм и шагом между центрами пор t=2,6-5,2 мм.

Увеличение гидравлического сопротивления в канале с УПМ по сравнению с гидросопротивлением в гладком канале составило при Rе = 1500 от 9,1 раз до 28,7 раз в зависимости от пористости, а при Rе = 7000 от 7,7 раз до 30,3 раз.

Получены обобщающие зависимости для вязкостного и инерционного коэффициентов для расчета гидросопротивления по уравнению Дарси:

= 1,53 108 П 1,34 t 2 ;

(29) = 630П 1,75 t 1.

Экспериментальные данные по поверхностной эффективной теплоот даче в канале со вставками из УПМ при условии установки без идеального контакта были обобщены единой зависимостью:

0, 25 0, 071 1, Prf 0, dп Re 0,767 Prf0, 43 к Nu D = 7,34 10 (30) П, Prw D D м а для каналов со вставками из УПМ при условии установки с идеальным кон тактом:

0, 25 0,168 0, Prf 1,52 dп Re1, 45 Prf0, 43 к Nu D = 3,94 10 (31) П.

Prw D D м Приведенные зависимости для УПМ справедливы в диапазоне определяю щих параметров: RеD = 1,5·103…1·104;

П=0,512... 0,86;

dп = 1,5…3,5 мм;

к / ж =0,4…700.

В пятой главе приведены результаты исследований гидродинамики и теплообмена внешних и внутренних свободноконвективных вертикальных течений с интенсификацией. Целью проводимых исследований являлось изучение свободноконвективных течения и теплоотдачи на поверхности вер тикальной пластины и в вертикальных каналах с различными типами интен сификаторов теплоотдачи. Основными задачами

исследований ставились:

уточнение уровня возможной интенсификации теплоотдачи, определение оп тимальных параметров интенсификаторов теплоотдачи при различных режи мах течений и получение зависимостей для инженерных расчетов гидроди намики и теплообмена интенсифицированных свободноконвективных тече ний.

Исследования течения проводились на гладкой вертикальной пластине длиной L = 1000 мм и шириной b = 360 мм. В экспериментах реализовался омический нагрев при постоянном тепловом потоке от стенки q w = const, причем тепловой поток изменялся в диапазоне q w = 12,54...440,07 Вт/м 2.

Определяющие параметры в экспериментах изменялись в следующем диапа зоне: местное число Рэлея ( Ra x ), рассчитанное через t w i = t w i t o : Ra x = 7,6104...4,5109;

местное модифицированное число Рэлея ( Ra # ), подсчитан x ное через q w : Ra # = 3,1105...1,41012;

температурный напор: t w t o = x 6,8...48,5°С;

Pr = 0,7. Во всем диапазоне изменения чисел Рэлея визуализация потока показала, что по всей длине вертикальной поверхности формируется ламинарный пограничный слой. Полученные в ходе обобщения зависимости для местной и средней теплоотдачи на гладкой вертикальной поверхности при свободной конвекции газа в условиях q w = const имеют вид:

Nu x = 0,245 (Ra # ) 0, 239, (32) x Nu L = 0,256 (Ra L # ) 0, 239. (33) Исследования теплообмена и течения проводились также в вертикаль ном гладком плоском канале длиной L = 1000 мм, шириной b = 360 мм при одностороннем нагреве. Высота канала B (расстояние между стенками) из менялась от 15 мм до 60 мм с шагом 15 мм, что позволило получить соотно шение L / B = 16,66...66,66. В экспериментах также реализовался омический нагрев при постоянном тепловом потоке от стенок q w = const (граничные ус ловия 2-го рода), причем тепловой поток изменялся в диапазоне q w = 4,54...460,5 Вт/м 2. Определяющие параметры в экспериментах изменя лись в следующем диапазоне: модифицированное число Рэлея Ra * = D 5,1102...5,4105, рассчитанное через t = t w t 0 :;

модифицированное число Рэлея Ra # = 13,3...1,3106, подсчитанное через q w ;

модифицированное число B Рэлея Ra # = 3,4102...1,9107, подсчитанное через q w ;

модифицированное D Re* = число Рейнольдса 14...347,9, температурный напор D t w t o = 6,8...53,3°С;

Pr = 0,7. Проведенная визуализация показала, что в вер тикальном канале реализовывались как ламинарный, так и переходный и час тично турбулентный режимы течения.

На основе экспериментальных данных получена зависимость для взаи мосвязи средней скорости свободноконвективного потока и подъемной силы:

Re* = 0,68 (Ra * ) 0, 479. (34) D D Обработка экспериментальных данных по теплоотдаче выполнена в виде уравнения подобия Nu = f (Ra # ), где в качестве определяющего размера выбиралась либо высота канала B, либо эквивалентный диаметр канала D. В качестве определяющей температуры использовалась температура теплоно сителя на входе в канал t o. В первом варианте результаты эксперименталь ных исследований средней теплоотдачи во всем диапазоне изменяемых па раметров для гладкого вертикального канала были обобщены зависимостью, которая справедлива в следующем диапазоне определяющих параметров:

L / B = 16,66...66,66;

Ra # = 13,3...1,3106;

Pr = 0,7:

B Nu B = 0,286 (Ra # ) 0, 28. (35) B Во втором варианте результаты экспериментальных исследований средней теплоотдачи во всем диапазоне изменяемых параметров для гладко го вертикального канала были обобщены зависимостью, которая справедлива в следующем диапазоне определяющих параметров: L / D = 9,72...34,72;

Ra # = 3,4102...1,9107;

Pr = 0,7:

D Nu D = 0,207 (Ra # ) 0, 287. (36) D Исследования теплообмена и течения проводились также в вертикаль ном цилиндрическом канале длиной L = 400...1630 мм, с внутренним диамет ром D = 41,3 мм и соотношении L / D = 9,68...39,47. В экспериментах реали зовался нагрев при постоянном тепловом потоке от стенок q w = const, при чем тепловой поток изменялся в диапазоне q w = 4...1800 Вт/м2. Определяю щие параметры в экспериментах изменялись в следующем диапазоне: моди g 2 c p ( t w t 0 ) D # =6102–6104, модифици фицированное число Рэлея Ra = Lµ g 2 c pqD 5 3 рованное число Рэлея Ra* = =210 –210, модифицированное чис L µ wD Re # = ло Рейнольдса =34–225;

средний температурный напор D µL t w t o = 2–150°С. В опытах реализовывались режимы с развивающимся профилем температур (ядро потока прогрето) и с профилем температур по добным профилю температур на одиночной (изолированной) стенке (ядро потока не прогрето).

Выявлено, что в потоке присутствуют продольные пульсации скорости, а значит и температуры потока, что вероятно связано со сложной структурой взаимодействия прогретых поднимающихся пристенных потоков и внутрен него холодного ядра. Амплитуды пульсаций температуры составляют при мерно ±5% от среднего значения, а период – 10–40 секунд. При свободной конвекции в каналах существует взаимосвязь подъемной тепловой силы и скорости движения теплоносителя, выраженная как Re # = f(Ra # ) :

Re # = 0,817(Ra # ) 0,5. (37) Обобщения данных по теплоотдаче в гладком канале при ламинарном режиме течения было решено провести двумя способами. И в первом, и во втором случае обобщение экспериментальных данных производилось по за висимости Nu D = f (Ra*, L / D ). В первом варианте экспериментальные дан ные обобщались методом выравнивания. Полученная в ходе обобщения за висимость Ra * Nu = L/D L L (38) 1,59(L / D ) 3, 0,56 0,008 3,86 Ra * D D справедлива в следующем диапазоне определяющих параметров:

L / D = 9,68...39,47;

Ra* = 2103...2106;

Pr = 0,7.

Для определения границы перехода между ламинарным течением в гладком канале и режимом течения с большим влиянием продольной тепло проводности (кондуктивный режим) и описания особенностей теплоотдачи в указанных режимах, было проведено обобщение полученных в эксперименте данных вторым способом. Во втором варианте данные для L D 13,3 обоб щаются зависимостью вида Nu = 0,158Ra *0,345, (39) а данные для L D 13,3 зависимостью вида L Nu = 2,05 0,07 Ra *0, 2, (40) D граница описывается зависимостью L/D Ra *cx =. (41) 0,00012(L / D ) 0, а б Рис.19. Картины свободноконвективного течения на пластине с интенсификаторами: а – температурный напор 10°С, T/H=2, H=3,2 мм;

б – температурный напор 10°С, T/H=10 – 80, H=3,2 мм Режимы течения при экспериментальных исследованиях свободной конвекции вдоль вертикальных пластин и в вертикальных плоских каналах определялись прямым путем – визуализацией потока, и косвенным методом – по изменению влияния на коэффициент теплоотдачи определяющих пара метров. Полученные данные по визуализации потока показывают, что в про цессе естественной конвекции на вертикальной нагреваемой пластине при наличии одного или нескольких прямоугольных выступов при t / h 3 возни кает отрыв динамического пограничного слоя, сопровождающийся возник новением в отрывной области циркуляционного течения, состоящего из двух противоположно вращающихся вихрей (рис.19а). При t / h 3 возникает вих ревое течение в области между выступами (рис.19б).

Наличие на вертикальной пластине дискретно установленных выступов приводит к увеличению теплоотдачи при ламинарном режиме до 2,79 раза по сравнению с гладкой вертикальной пластиной. Максимальные значения ин тенсифицированной теплоотдачи = 5,052...10,187 Вт/м 2 К на дискретно шероховатых поверхностях во всем диапазоне чисел Ra приходятся на t / h = 2...3. Результаты экспериментальных исследований местной теплоот дачи во всем диапазоне изменяемых параметров для вертикальной пластины при наличии теплопроводных интенсификаторов были обобщены зависимо стями:

NuX = 0,824( Ra # ) 0, 22 для t / h = 2…10, (42) x 0, NuX= 0,996( Ra # ) 0, 22 t / h (43) для t / h = 10…80.

x Для средней теплоотдачи получены следующие зависимости:

Nu L = 0,936(Ra L # ) 0, 22 для t / h = 2…10, (44) Nu L = 1,132(Ra L # ) 0, 22 ( t / h ) 0,069 для t / h = 10…80. (45) Так как интенсификаторы были изготовлены из хорошо теплопрово дящего материала, то при расчетах местных коэффициентов теплоотдачи учитывалось увеличение площади теплообмена за счет наличия интенсифи каторов, причем Fинт / Fглад = 1,016K1,925.

Из анализа результатов исследований средней теплоотдачи в верти кальных плоских дискретно-шероховатых каналах с односторонним нагре вом можно сделать вывод о том, что наличие в вертикальном канале дис кретно установленных выступов приводит к увеличению теплоотдачи при ламинарном режиме примерно в 1,01...5,34 раза по сравнению с гладким вер тикальным каналом, таким образом, интенсификация теплоотдачи в этом случае выше, чем на дискретно-шероховатой поверхности. Наибольшая ин тенсификация достигается при t / h = 20...40. При уменьшении относительно го шага теплоотдача резко снижается, то же происходит и при увеличении относительного шага. В первом случае возникает застойная зона между вы ступами, в которой скорость вращения достаточно низка по сравнению с ана логичными случаями для дискретно-шероховатой поверхности. По мере уве личения расстояния между выступами происходит присоединение потока, и в этом случае средний коэффициент теплоотдачи в дискретно-шероховатом канале максимален. Дальнейшее увеличение расстояния между выступами приводит к увеличению толщины динамического пограничного слоя и уменьшению коэффициента теплоотдачи.

В итоге результаты экспериментальных исследований средней тепло отдачи по длине вертикального канала, при наличии теплопроводных интен сификаторов во всем диапазоне изменяемых параметров при свободной кон векции и одностороннем нагреве, были обобщены зависимостью:

Nu B = 0,1497( Ra # ) 0, 202 (t/h) 0,351 (h/B) 0,335, (46) B где: Nu B = B/, Ra # = g q w 2 c p B 5 /(µ 2 L). Зависимость (46) описывает B все экспериментальные данные с погрешностью ±20% при доверительной вероятности 0,95 и справедлива в диапазоне изменения определяющих пара метров – Ra # = 20,7...1,4106;

t/h = 10…40;

h/B = 0,068 …0,27.

B Проведены исследования теплообмена и течения при свободной кон векции в вертикальных цилиндрических дискретно-шероховатых каналах.

При ламинарном режиме течения и для определенных параметров интенси фикаторов наблюдалась интенсификация теплоотдачи до 1,2 раз, при перехо де к турбулентному режиму теплоотдача равна теплоотдаче в гладком канале или даже меньше.

Для дискретно-шероховатых каналов зависимость Re # = f(Ra # ) имеет примерно такой же вид, что и для гладких каналов, поэтому для расчета ско рости в интенсифицированном канале можно использовать зависимость (37).

Обобщение экспериментальных данных по теплоотдаче в цилиндриче ском дискретно-шероховатом канале производилось по следующей модели Nu D = f (Ra *, D / L,2h / D, t / D), где в качестве определяющей температуры использовалась температура потока на входе в трубу t 0, а в качестве опреде ляющего линейного размера – внутренний диаметр трубы D. В итоге резуль таты экспериментальных исследований для дискретно-шероховатых каналов были обобщены зависимостью:

0,189 0, 235 0, * 0, 239 2h D t Nu = 0,956Ra (47) D L D Результаты обобщения экспериментальных данных по теплоотдаче в дискретно-шероховатых каналах по модели Nu D = f (Ra #, D / L,2h / D, t / D) для ламинарного режима течения для L D 13,32 имеют вид уравнения:

0, () 0, # 0,325 2h t Nu = 0,256 Ra (48) ;

D D а для ламинарного режима течения для L D 13,32:

0, () 0, # 0, 256 2h t Nu = 0,83 Ra (49) ;

D D По аналогии с вынужденной конвекцией проведены исследования воз можности интенсификации теплоотдачи в цилиндрической трубе с постоян ной закруткой потока закрученной лентой с относительными шагами закрут ки s / D = 8,5-20,6, а также с одновременной закруткой потока лентой и раз рушением в пристенной области пограничного слоя кольцевыми вставками высотой h = 2-3,8 мм и шагом размещения t = 43-100 мм. Использование низ котеплопроводного материала ленточного закручивателя позволило исклю чить развитие поверхности и выявить интенсификацию теплообмена только за счет изменения гидродинамической картины течения.

Для каналов c постоянной закруткой потока зависимость Re # = f(Ra # ) в исследованном диапазоне определяющих параметров имеет такой же вид, что и для гладких каналов, поэтому для расчета скорости в интенсифициро ванном канале можно использовать зависимость (37).

Для каналов с L D = 9,68-20,58 при наличии в них скрученной ленты с s D = 10,3-20,6 наблюдается интенсификация теплоотдачи при Ra * = 104...105, которая составляет 1,2-1,3 раза по сравнению с гладким каналом Результаты экспериментальных исследований теплоотдачи во всем диапазоне опреде ляющих параметров для каналов с постоянной закруткой потока были обоб щены зависимостью:

0, 0, 0, 207 D s Nu = 7,491(Ra *) (50).

L D Выявленная интенсификация теплообмена в условиях свободноконвек тивного течения при постоянной закрутке потока может быть увеличена за счет использования спиральной ленточной вставки из высокотеплопроводно го материла и действия эффекта внутреннего оребрения трубы. В работах В.К.Щукина показано, что эффект оребрения ленточным завихрителем мо жет увеличить тепловой поток в стенку трубы примерно до 30%, причем эта поправка имеет существенное значение при небольшой интенсивности теп лообмена, что обычно и наблюдается при свободной конвекции и достаточно хорошем контакте ленточного завихрителя со стенкой трубы.

Проведенные исследования режимов обтекания вертикальных поверх ностей со сферическими выемками и выступами свободноконвективными те чениями показали, что они подобны тем, что наблюдаются при вынужденной конвекции. Исследования течения и теплообмена проведены на теплообмен ной матрице ТА, показанного на рис.9, при ее вертикальной установке. Из мерения тепловой мощности теплообменной матрицы и сравнение ее с ре зультатами испытаний гладкостенной матрицы не выявили значимой интен сификации теплообмена при температуре подаваемого горячего воздуха для нагрева матрицы – от 45 до 85С, и скорости свободноконвективного потока между нагреваемыми пластинами – от 0,3 до 1,3 м/с. Для оценки целесооб разности интенсификации теплоотдачи с помощью систем сферических вы емок и выступов также произведена серия экспериментов по определению тепловой мощности радиатора «Расстал-7», поверхности которого имели различных конфигурации: 1 - без интенсификаторов;

2 - с интенсифика торами в виде систем выемок и выступов;

3 - с интенсификаторами в виде системы сферических отверстий для периодического разрушения погра ничного слоя. Анализ проведенных тепловизионных исследований интенси фицированных радиаторов показал, что в выемках температура поверхности выше, т.е. коэффициент теплоотдачи в них меньше, чем на гладкой поверх ности. За выемками наблюдалось незначительное повышение теплоотдачи.

Установлено, что применение систем выемок и выступов при исследованных их геометрических соотношениях не позволяет интенсифицировать теплоот дачу. Показано, что радиатор с периодическими отверстиями имеет мощ ность такую же, что и гладкостенный радиатор. Это связано с тем, что отвер стия позволяют разрушать пограничный слой в свободноконвективном тече нии, но уменьшают поверхность теплообмена.

В шестой главе проведен анализ методов оценки эффективности ин тенсификаторов теплообмена, каналов и ТА в целом. Для этой цели дан краткий обзор литературы по интенсификации теплоотдачи посредством наиболее перспективных интенсификаторов теплообмена, для которых обсу ждены механизмы интенсификации. Представлена новая научно-техническая информация: систематизированные характеристики эффективности ряда ин тенсификаторов, таблица их оптимальных геометрических параметров. Уста новлена существенная физическая общность теплогидравлических механиз мов интенсификации теплоотдачи для целого ряда интенсификаторов.

Для оценки эффективности использования интенсификации теплооб мена в ТА рекомендуется коэффициент = (Nu Nu 0 ) ( 0 ), который можно переписать в форме = E E, т.е. представить отношением коэффициентов E = Q / Nt (Q – тепловой поток, N – мощность на прокачку теплоносителя, t - температурный напор) для ТА с ИТ и для обычного ТА (гладкостенного, с индексом «0»). Необходимо отметить, что форма коэффициента = E E предпочтительна, т.к. она отчётливо и в полной мере демонстрирует индиви дуальное совершенство и соотношение качеств интенсифицированного и обычного ТА.

Оценка теплогидравличской эффективности проведена отдельно для турбулентного (рис.20) и ламинарного (рис.21) режимов течения.

При турбулентном режиме наибольшая эффективность свойственна низким кольцевым поперечным выступам в трубе (линия 2, рис.20). В облас ти чисел Re = 80 1000 максимальная эффективность также характерна для кольцевых поперечных выступов относительно большой высоты h D 0, (линия 3, рис.21). Этот тип интенсификации теплообмена изучен наиболее основательно по сравнению с другими интенсификаторами.

Лишь в очень узком интервале чисел Re при турбулентном режиме те чения качество мелких сферических выемок оказывается выше (линия 13, рис.20), чем у поперечных выступов.

Рис.21. Сравнение эффективности раз личных поверхностных интенсификато ров теплоотдачи при их оптимальных Рис.20. Сравнение эффективности различных геометрических параметрах при турбу поверхностных интенсификаторов теплоотда лентном режиме: 1 – гладкий канал, 2 – чи при их оптимальных геометрических пара спиральная проволочная вставка метрах при турбулентном режиме: 1 – гладкий [Ю.Г.Назмеев и др.], h D к = 0,171, канал, 2 – кольцевые выступы [Г.А.Дрейцер и t D к = 4,3 ;

3 – поперечные выступы др.]: t/h =50-100;

h/D к =0,01-0,02;

3 – спираль ные выступы [Ю.Н.Боголюбов и др.;

d D к = 0,8, [Ю.Г.Назмеев и др.], П.А.Савельев]: t/h =15;

h/D =0,04;

4 – выступы t D к = 0,66 ;

4 – спиральные выступы скошенные, неразрезные [Хан и др.]: t/h =10;

[Ю.Г.Назмеев и др.], d D к = 0,72, h/D к =0,0625;

=45;

5 - выступы скошенные, t D к = 0,72 ;

5 – спиральная проволочная разрезные [Хан и др.]: t/h =10;

h/D к =0,0625;

вставка [Уттарвар и др.], h D к = 0,079, =45;

6 - сферические выступы [А.Беркоун и = 76 ;

6 – поперечные выступы др., П.Л.Кириллов и др.]: t/h =17;

h/D к =0,047, h/D =0,5;

7 - сферические выступы 2h D к = 0,2 0,24, [В.В.Олимпиев], [П.Л.Кириллов и др.;

Тэйлор и др.]: t/h =16;

t h = 25 ;

7 – диафрагмы [В.П.Ельчинов h/D =0,5;

8 –сферические выступы и выемки и др.], d D к = 0,25, t D к = 0,32 ;

8 – по [А.К.Анисин]: h/D =0,25, t/h =2,8;

9 – мелкие перечные выступы [Ю.В.Петровский и сферические выступы [И.Л.Шрадер и др.];

10 – др.];

9 – спиральная проволочная вставка мелкие сферические выемки [И.Л.Шрадер и [Н.В.Зозуля и др.], t D к = 6,5 ;

10 – по др.];

11 – крупные сферические выемки [И.Л.Шрадер и др.];

12 – сферические выемки перечные выступы [С.Г.Закиров и др.], h D к = 0,0625, t D к = 0,706 ;

11 – попе [Г.П.Нагога]: H/D к =0,66;

h/D =0,13;

f =13%, h/D к =0,025;

13 - сферические выемки речные канавки [С.Г.Закиров и др.], h D к = 0,0625, t D к = 0,706 ;

12 – сфе [М.Я.Беленький]: t/h =1,1;

h/D =0,1, h/D к =0,225. рические выступы [автор], h D = 0,21, h H = 0,186, H D = 1,12 ;

13 – сфериче [автор], h D = 0,21, ские выемки h H = 0,3, H D = 0,71 ;

14 – спиральная проволочная вставка [С.Ф.Баев].

Следует отметить, что опытные данные для мелких сферических вы емок, соответствующие данным различных авторов, в том числе автора дис сертации, хорошо согласуются между собой. Сферические выемки (линия 13, рис.21) обеспечили и в диапазоне Re = 1000 2000 опережающий рост ин тенсивности теплоотдачи по сравнению с увеличением сопротивления. Соот ветственно, достигнута повышенная эффективность канала с выемками 1,7 относительно гладкой трубы. Следовательно, сферические выемки вполне рационально использовать для интенсификации турбулентной и ла минарной теплоотдачи.

Достаточно неожиданно оказалось, что эффективность давно известно го интенсификатора теплообмен – сферических выступов, даже для крупных (высоких) выступов приближается (и частично совпадает) к эффективности мелких сферических выемок при турбулентном и ламинарном режимах тече ния. Сферические выступы гарантируют большие коэффициенты теплоотда чи, чем выемки. Но в случае выступов нарастание теплоотдачи достигается за счет одинакового или опережающего роста сопротивления. Опытные дан ные для мелких (низких) сферических выступов (линия 7 рис.20) еще требу ют дальнейшего экспериментального подтверждения.

Проведенный в шестой главе анализ эффективности различных интен сификаторов теплоотдачи позволяет утверждать, что промышленное приме нение интенсифицированных каналов гарантирует многократное повышение теплопроизводительности теплообменников или соответствующее снижение металлоемкости интенсифицированного теплообменного оборудования по сравнению с гладкотрубными серийными вариантами. Значительно повыша ется энергосберегающая способность интенсифицированного оборудования по сравнению с обычным.

В заключении сформулированы следующие основные выводы по ра боте:

1. На основе статистического анализа данных по энергетическому об следованию теплообменных аппаратов различных типов и назначения, про веденных и обобщенных автором, а также сопоставления с имеющимися в литературе данными, выявлены основные факторы, влияющие на эксплуата ционные характеристики современных теплообменных аппаратов.

2. Выявлено влияние основных режимных и геометрических парамет ров на картину течения в каналах со сферическими выемками. Установлены границы переходов режимов. Впервые получена карта режимов течения, ох ватывающая широкий диапазон режимных параметров. Установлено и мате матически описано влияние режимных и геометрических параметров на гид росопротивление и теплоотдачу в каналах со сферическими выемками при всех видах ламинарного и турбулентного режимов в диапазоне чисел ReD=20030000;

Reh=4011000;

h/D=0,140,5;

H/D=0,22,3;

h/H=0,062,5.