Компоновки трубных пучков и синтез конвективных поверхностей теплообмена с повышенной энергоэффективностью тема автореферата и диссертации по физике, 01.04.14 ВАК РФ

На правах рукописи

ПРОНИН Владимир Алексеевич

РГБ ОД

г с- АВГ 2008

компоновки трубных пучков и синтез

конвективных поверхностей теплообмена с повышенной энергоэффективностыо

01 04 14 - Теплофизика и теоретическая теплотехника

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

МОСКВА-2008

003445534

Работа выполнена в Московском энергетическом институте (техническом университете) на кафедре Теоретических основ теплотехники им МП Вукаловича

Официальные оппоненты доктор технических наук, профессор Гумеров Фарид Мухамедович, доктор технических наук, профессор Игонин Владимир Иванович, доктор технических наук, профессор Кузма-Кичта Юрий Альфредович.

Ведущая организация ОАО «ВНИИкефтемаш44

Защита состоится 26 сентября 2008 г в 10 00 на заседании диссертационного совета Д 212 157 04 при Московском энергетическом институте (техническом университете) по адресу г Москва, ул Красноказарменная, д 14, Малый актовый зал

Отзывы на автореферат просим присылать по адресу 111250, Москва, ул Красноказарменная, д 14

С диссертацией можно ознакомиться в научно-технической библиотеке Московского энергетического института (технического университета)

Автореферат разослан «£» 2008 г,

Ученый секретарь диссертационного совета, к.ф -м н доцент

Мика В И

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ Актуальность темы Трубные теплообменные поверхности - трубные пучки широко используются во многих теплотехнических устройствах Компоновка труб в пучке является основой при создании наиболее компактных форм поверхностей теплообмена с продольным и поперечным оребрением труб В связи с этим поиск и теплофизические исследования более эффективных способов размещения труб в гаадкотрубных пучках, наряду с исследованиями компактных оребренных поверхностей теплообмена, является актуальным

Трубные пучки широко используются в газожидкостных теплопередающих системах - аппаратах воздушного охлаждения (ABO, ВКУ), котлах - утилизаторах ПТУ, энергетических котлах и т п Для них характерно повышенное аэродинамическое сопротивление и сравнительно низкие значения коэффициентов теплоотдачи Это приводит к необходимости применять малорядные пучки и использовать оребрение обтекаемых газом труб

Известно, что формирование вихрей, связанное с закруткой потока в межтрубных каналах пучков приводит к усилению обменных процессов При этом теплообмен происходит одновременно с потерями энергии на вихреобразование Известные методы интенсификации, основанные на организации диффузорного течения, позволяют разрабатывать новые компоновки пучков труб при организации межтрубного течения с положительным градиентом давления В этой связи представляется актуальной постановка задачи, как по интенсификации процесса теплообмена, так и по снижению аэродинамического сопротивления, т е задачи разработки методики компоновки трубных пучков, как из гладких, так и оребренных труб с повышенной энергоэффективностью

Целью работы является разработка физической модели теплоаэродинамиче-ских процессов перспективных трубных систем и обоснование возможности применения этой модели для повышения энергоэффективности трубных систем Создание физической модели позволяет проводить составление трубных пучков с заданными теплоаэродинамическими характеристиками Поставленная задача может быть решена на основе локальных характеристик поверхностного трения, статического давления, локальной теплоотдача Локальные характеристики позволяют составить картину течения в межтрубных каналах поперечноомываемых пучках труб Кроме того, исследование теплоаэродинамических характеристик перспективных трубных систем шадких и оребренных труб, позволяет проводить анализ их энергетической эффективности, выявить перспективные компоновки Значение работы для практики связано с обоснованием возможности комплексного решения задач повышения энергоэффективности трубных теплотехнических устройств Научная новизна работы заключается в следующем

1 Разработан метод повышения энергетической эффективности поперечно-омываемых пучков труб, заключающий в себе решение проблемы создания новых энергоэффективных компоновок трубных пучков конфузорно-диффузорного типа, обеспечивающих существенное снижение аэродинамического сопротивления, что открывает возможности повышения компактности теплопередающих устройств

2 Предложена физическая модель течения и теплообмена в пучках, основанная на рассмотрении присоединенных вихрей в условиях градиента давления в межтрубных каналах.

\

3 Получено новое аналитическое решение уравнения баланса турбулентной энергии с введением линейной функции продольной координаты М(х) Дня плоских каналов с полуцилиндрическими выступами интегральные соотношения позволяют рассчитывать локальную теплоотдачу на плоской поверхности ниже по течению от области присоединения потока

4. Впервые получены экспериментальные данные по теплоаэродинамическим характеристикам для новых нетрадиционных компоновок пучков гладких и ореб-ренных труб Получены средние значения поверхностного трения, лобового сопротивления и подъемной силы, их распределение по рядам труб пучков. Впервые обнаружена несимметрия течения и теплообмена на плоской и цилиндрической поверхностях Выявлена связь несимметрии течения и присоединения в канале с несимметрией областей отрыва на цилиндрических поверхностях. Получены обобщенные соотношения по теплообмену и гидродинамике для плоской и цилиндрической поверхностей в плоских каналах исследованных пучков труб.

5. Проведены исследования теплоаэродинамических характеристик диффу-зорных и конфузорных оребренных пучков труб Впервые установлено, что для диффузорной компоновки опережающее снижение аэродинамического сопротивления приводит к повышению энергетической эффективности теплоотдачи

6 Впервые получены экспериментальные данные по распределению теплоотдачи, статического давления и трения на поверхности цилиндров шадкотрубных пучков конфузорно-диффузорной, извилистой и коридорно-диффузорной компоновок, позволяющие составить схему течения теплоносителя в межтрубных каналах новых компоновок пучков труб. Получены значения средних теплоаэродинамических характеристик и результаты обобщения в критериальном виде.

7 Впервые получены экспериментальные данные по теплоаэродинамическим характеристикам воздушного водоохладителя с синтезированной компоновкой пучка спирально-проволочнооребренных труб шнфузорно-диффузорного типа Обнаружено, что теплоотдача в смежных рядах труб распределяется неравномерно

Разрабатываемые новые компоновки трубных пучков соответствуют уровню изобретений, по которым получены охранные свидетельства («Конвективная трубчатая поверхность» А.С № 1560896 Бюллетень «Открытия Изобретения». №16 1990 , «Система охлаждения конденсатора паротурбинных установок». Полезная модель. (Б №Гос. per 98115190. Бюллетень, 1998).

Практическая ценность работы Полученные результаты по теплоаэродинамическим характеристикам исследованных пучков труб позволяют создавать компоновки трубных теплообменных систем как для малорядных (до 6-8 рядов, воз-духоохлаждаемые установки), так и многорядных (конвективные поверхности котлов) Полученные результаты измерения локальных характеристик теплоотдачи и аэродинамики расширяют возможности математического моделирования.

Локальные характеристики позволяют проводить расчеты температурных режимов элементов поверхностей теплообмена, работающих в теплонапряжен-ных участках теплотехнических систем, что может повысить надежность и безопасность работы теплоэнергетических устройств

Разработаны высокоэффективные поверхности теплообмена. Предлагаемые конструкции трубных секций ABO позволяют (при прочих равных условиях) снизить мощность электропривода в 1,5-2 раза и уменьшить металлоемкость

конструкции до 60% В связи с этим результаты диссертационной работы представляют практическую ценность и введены в информационную базу системы проектирования ABO, функционирующую во ВНИИнефтемаше (см справку о внедрении) Ряд разделов диссертации включен в курс «Интенсификация процессов конвективного теплообмена в энергетических установках» для студентов, обучающихся по направлению «Теплоэнергетика»

Автор защищает

— Метод физического моделирования сложных течений в межтрубных каналах пучков труб, включающий выявление общих закономерностей вихреобразо-вания, а также их особенностей,

— Общий подход в построении физических моделей компоновок трубных пучков, основанный на использовании сочленения отдельных трубных групп при наличии в пучках крупномасштабного градиента давления,

— Модели, основанные на решении дифференциального уравнения для турбулентной кинетической энергии и проникновения тепла в присоединенный вихрь, позволяющие проводить эскизное проектирование разрабатываемых компоновок трубных пучков в современных вычислительных средах (ANSIS, FLUENT и т п),

— Результаты измерения теплоаэроданамических характеристик и оценки энергетической эффективности разработанных пучков гладких и оребренных труб,

— Способы компоновки труб пучка с улучшенными энергетическими показателями, малорядных и многорядных, для теплотехнического (ABO) и теплоэнергетического оборудования котла

Работы в данной области выполнялись по договору с МКНТ (договор №ЭН/8 «Разработка воздушного конденсатора нового поколения для электростанций и изготовление модуля опытно-промышленной установки ВК») и отмечены грантами Совета по поддержке научной школы НШ-1414 2003 8., Грантом РФФИ №06-08-01537 «Расчетно-экспериментальное исследование переносных свойств и теплообмена в вихревых потоках веществ углефторидного состава»

Личный вклад автора. В основу диссертации легли результаты исследований, выполненные автором на кафедре Теоретических основ теплотехники им Вукаловича М.П

Постановка задач и способ их решения, а также анализ и обобщение результатов экспериментального исследования осуществлялись при непосредственном участии автора Разработка принципов моделирования, методов исследования и их анализ, а также разработка методов синтеза компоновок осуществлялись лично автором

Апробация работы. Основные положения и результаты работы докладывались на 2, 3-ем Минских международных форумах по тепло- и массообмену (Минск, 1992,1996), на 1,2,3,4-ой Российских национальных конференций по теплообмену (Москва, 1994, 1998, 2002, 2006), на 5-ой Международной научной конференции «Методы кибернетики химико-технологических процессов» КХТО-5 (Казань, 1999), Международной научно-практической конференции «Экология энергетики - 2000» (Москва, 2000), на Юбилейной научно-практической конференции АНТОК СНГ, (Москва, 2001), на 5-ой международной конференции по экспериментальному теплообмену (Греция, г Салоники, 2001), на научно-технической конференции «Проблемы энергосбережения Теплообмен в электротермических и факельных печах и топках» (Тверь, 2001), на Международном симпозиуме по компактным теплообмен-

никам (Франция, г Гренобль, 2002), на электронной конференции по программе «Топливо и энергетика» (Москва, МЭИ, 2002 E-mail, http /nir mpei ac.ru/konf), на 5-10-ой Международной научно-технической конференции студентов и аспирантов (Москва, 1999-2004), на Второй Российской конференции «Тепломассообмен и гидродинамика в закрученных потоках» (Москва, 2005).

Публикации. По теме диссертации опубликовано 37 печатных работ в научных изданиях, из них 1 Авторское Свидетельство, 1 Свидетельство на Полезную Модель, 2 доклада в иностранных издательствах в трудах Международных конференций.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 4 глав, заключения, списка литературы, приложения Она изложена на 379 страницах машинописного текста и снабжена по тексту 149 иллюстрациями Список литературы содержит 135 наименований

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

1. СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ИССЛЕДОВАНИЙ ЭНЕРГОЭФФЕКТИВНЫХ КОМПОНОВОК ТРУБНЫХ ПУЧКОВ

В главе 1 рассмотрены существующие методы поиска эффективных компоновок поперечно обтекаемых трубных пучков Выделяются два направления -«формальное» и «энергетическое»

К формальному направлению относятся те методы поиска конфигураций трубных пучков, которые не связаны и не ставят целью разработку физической модели течения и теплообмена в межгрубных каналах Этот подход содержит только самые общие оценки энергетической эффективности. Конфигурация компоновки формально видоизменяется, например, «поворотом шахматного пучка», «изменением направления обтекания», «смещением труб поперечного ряда шахматного пучка»

Другое направление связано с разработкой физической модели течения и теплообмена в межтрубных каналах пучков

В рассматриваемом разделе проведен общий анализ методов интенсификации конвективного теплообмена и повышения энергетической эффективности (Гух-ман А.А, Жукаускас А А, Кирпиков В А ) в плоских каналах. Рассматривается возможность реализации этого подхода при создании высокоэффективных компоновок пучков труб Интенсификация теплообмена достигается посредством воздействия на тепловой по1раничный слой. Реализация этого метода представляет собой систему прямоугольных профилированных каналов из рядов труб.

Результаты работ Гухмана А А, Кирпикова В А, Жукаускаса А А, Улинска-са РВ дают основание рассматривать присоединенные вихри как генераторы турбулентности, имеющие масштабы меньшие, по сравнению с аналогичными в дорожке Кармана

Влияние поперечных шагов труб в пучках на теплоаэродинамические характеристики выявляется при анализе известных критериальных уравнений, полученных Жукаускасом А.А для гладкотрубных шахматных пучков, при расположении труб по вершинам равностороннего треугольника - Eu ~ (а -l)~° * («а» -относительный поперечный шаг), для компактных коридорных гладкотрубных пучков аэродинамическое сопротивление Eu~(a-i)"0,36, для сжатых коридорных гладкотрубных пучков аэродинамическое сопротивление Eu~(a-i)-1,31.

Для шахматной компоновки спирально-оребренных труб известна аналогичная зависимость для расчета аэродинамического сопротивления Ей-(а)-0'32

Для расчета коэффициента сопротивления шахматных пучков труб с ра-диально-винтовыми ребрами предложена зависимость Еи~а-0'55 Ь-0'5 е0,5, где е-коэффициент оребрения, «а» и «Ь» - поперечный и продольный относительные шаги

Сравнивая изменение аэродинамического сопротивления при изменении поперечного шага (его увеличении), можно сделать вывод о снижении аэродинамического сопротивления при увеличении поперечного шага труб пучков как гладкотрубных, так и оребренных пучков Особенно сильно влияние поперечного шага проявляется для сжатых коридорных гладкотрубных пучков, Ей ~(а -I)"1,31

Для глубинных рядов гладкотрубных коридорных пучков теплоотдача не зависит от шагов труб в пучке, а для шахматных гладкотрубных пучков зависи-0 л

мость ' Теплоотдача для шахматных пучков оребренных труб -

Ми~р0;! р|°'18 р!^0'14) где «б», «Ь>, «с!» - параметры оребрения трубы диаметром «с!» Следует отметить слабую зависимость теплоотдачи пучков от шагов труб и параметров оребрения

Современные работы (Леонтьев А И, Дрейцер ГА, Дзюбенко Б В, Лобанов И Е, Харченко В Б, Исаев С А, Кудрявцев НА), посвященные математическому моделированию интенсифицированного теплообмена, численному моделированию отрывных течений с вихревыми и струйными генераторами, смерчевой интенсификации теплообмена и т п, затрагивают вопросы интенсифицированного теплообмена при турбулентном течении в каналах с искусственной вихревой интенсификацией пристенной области

В работе Харченко В Б на основе численного моделирования проведен анализ физических вихревых механизмов снижения лобового сопротивления Исследованы способы управления обтеканием тел с помощью вихревых ячеек при интенсификации циркулирующего в них потока за счет распределенного отсоса, а также при переброске жидкости из зоны высокого давления перед телом в зону низкого давления за ним Явление самоорганизации (синхронизации) вихревых структур в пристенном слое при обтекании рельефов из упорядоченных глубоких сферических лунок обусловливает высокую относительную теплоотдачу от стенки при незначительном превышении гидродинамических потерь

В последнем разделе рассматриваемой главы проведен анализ энергетической эффективности известных способов организации течения в межтрубных каналах - коридорных и шахматных гладкотрубных пучках Для выявления энергетически выгодных поверхностей теплообмена (компоновок трубных пучков), те для сопоставления поверхностей теплообмена по энергетической эффективности используется известный метод «при прочих равных» Гухмана А А, Кирпикова В А Используя три основные характеристики для сравниваемых поверхностей О [Вт], N [Вт], Ё [м ], проводится энергетическая оценка и сравнение поверхностей теплообмена В результате анализа энергетической эффективности и теплогидроди-

намических характеристик традиционных пучков труб сделаны выводы 1 Коридорная компоновка имеет ограничения по показателям энергетической эффективности (Кц=—г- и связанные со снижением теплоотдачи при формирова-<51 N1

нии вихревых областей Для пучков а х Ь = 1,1 х 1,1, с компактностью /3=85 [м^м3] у шахматной компоновки получено большее значение коэффициента энергетической эффективности по сравнению с коридорной «при прочих равных» (Кр=1,3) С другой стороны, компоновки коридорного типа отличаются пониженным аэродинамическим сопротивлением, что позволяет рассматривать их как перспективные, 2 Коридорные и шахматные компоновки могут служить основой разработки физической модели течения и теплообмена в межтрубном пространстве с присоединенными вихрями; 3 Неустойчивость течения в шахматных компоновках приводит к диагональным течениям по коридорным проходам

2. аналитическое исследование теплоаэродинамиче-ских процессов при поперечном омывании систем

цилиндров

В главе 2 проведен анализ теилоаэродинамических характеристик отдельных поперечноомываемых групп цилиндров - одиночный цилиндр; пары цилиндров, расположенных один за другим вдоль течения, пары цилиндров, расположенных рядом поперек потока Все другие расположения пар цилиндров относятся к промежуточным положениям

Существуют два принципиально важных вида организованного течения Формирование вихрей может происходить с их отрывом («дорожка Кармана») или образуются присоединенные вихри с закруткой потока

Для одиночного цилиндра (Яе~90) непосредственно в кормовой области образуется неустойчивая к симметричным возмущениям пара вихрей, происходит периодический сход вихрей Если установить разделительную пластину в следе обтекаемого цилиндра, то регулярный отрыв вихрей прекратится

Изменение градиента давления оказывает большое влияние на переход ламинарного пограничного слоя в турбулентный Падение давления (конфузорносгь) стабилизирует пограничный слой, а его увеличение (диффузорность), наоборот, понижает устойчивость пограничного слоя Увеличение степени загромождения приводит к смещению минимума давления в направлении течения до ф~110° При этом увеличивается коэффициент лобового сопротивления, максимальная теплоотдача смещается от лобовой точки до 50°, ее уровень повышается Для различных взаимных положений цилиндров выделяются две картины обтекания пары цилиндров, которые характеризуются скачкообразным изменением ряда параметров, в частности частоты схода вихрей. Это приводит к необычному поведению в распределении статического давления и сопротивления второго цилиндра В случае если продольное расстояние между центрами цилиндров в тандемной паре меньше критического, те (^А1)-3»8, то обтекание системы цилиндров имеет ряд особенностей, связанных с формированием стоячих вихрей

Сход вихрей происходит с поверхности нижележащего по течению второго цилиндра, наблюдается согласование скачкообразных изменений чисел Струхаля при докрити-ческом расстоянии между цилиндрами в тандемной паре и одиночного цилиндра с разделяющей пластиной, в распределении давления на поверхности заднего цилиндра, в лобовой его части наблюдается очень низкое (отрицательное) давление, что указывает на существование практически застойной области, присутствие цилиндра приводит к возрастанию донного давления и уменьшению сопротивления переднего цилиндра, существенное влияние на местную теплоотдачу системы двух цилиндров наблюдается при их расположении рядом на расстоянии х < Зй один от другого Происходит ранний переход ламинарного пограничного слоя в турбулентный При /5=0° и (х/с! = 1,15) в области Яеи8 104 -1,6 105 сопротивление давления второго цилиндра близко к нулю и второй цилиндр со всех сторон обтекается вихревым потоком

Теплоаэродинамические процессы при течении в межтрубных каналах в большой степени определяются компоновкой пучка Гидродинамическое сопротивление пучка труб определяется его формой (крупномасштабное вихреобразование) В межтрубкых смежных каналах на входе турбулентность потока имеет низкий уровень, который постепенно повышается В спектре пульсаций скорости выделяется максимум энергии, создаваемой формированием вихрей

При увеличении скорости течения место присоединения оторвавшегося потока смещается к передней критической точке Это свидетельствует о том, что с увеличением числа Яе турбулентность возрастает

Корма трубы обтекается расширяющимся струйным потоком и циркуляционная зона позади трубы сужается Значительное смещение точки отрыва происходит на трубах вторых рядов пучка Сужение вихревой области приводит к уменьшению сопротивления второго ряда

Течение теплоносителя в поперечном направлении коридорного пучка труб рассматривается как истечение потока из плоской щели. Образовавшиеся вихри взаимодействуют с внешним потоком При омывании полости между трубами, над ней образуется турбулентная струя В полости формируется вихрь, на который накладывается периодическая составляющая Теплоноситель из турбулентной струи попадает в полость При этом давление в полости повышается и струя, отклоняясь, выпускает теплоноситель во внешнее течение После этого давление в полости уменьшается и теплоноситель вновь устремляется в полость Автоколебательный процесс сопровождается непрерывным оттоком жидкости во внешнюю область течения (см рис 1)

Рассматриваемый механизм течения и теплообмена можно формализовать, анализируя процессы обновления стоячих вихрей с частотами Струхаля При этом за полпериода происходит проникновение тепла в вихрь За вторую половину периода вихрь покидает межтрубную полость Можно выделить некоторые важные детали физической модели, объясняющей механизм переноса тепла и

Рис 1 Схема течения теплоносителя в межтрубных каналах с присоединенными вихрями (вихревая модель)

импульса. Вихревые структуры связаны с ограниченной областью межтрубного пространства, те. формируются стоячие вихри, которые омывают лобовую и кормовую поверхности трубы, т е каждая труба окружена четырьмя присоединенными вихрями, нестационарные процессы характеризуют неустойчивость отдельных вихрей, т е колебания вихрей

Для изучения температурных волн решена задача проникновения тепла в вихрь при граничных условиях 1 рода на поверхности вихря температура изменяется по гармоническому закону. Математическая постановка задачи выглядит следующим образом

tno» = t+At Sm(coT), dt di

= а

ЗУ

-l'(t=t, т = 0),

(1) (2)

(I = I + А1 8т(<эт). т>0. у — 0) {1 —> I, х > 0. у-» со ). или при (<} = (♦-Л) (э = 0при(т = 0), (Э = Д1 81п(©0)при(Х>0,у = 0),(9->0 при т>0,у->») Предельное решение, относящееся к установившимся колебаниям, которым соответствует условие (у/2л/ат)->0 при Т —> оо,

e = ^"fSmf«Dt-ffl-il

J ^ 4ац2

■Jn ;

ехр

(-V)dH.

(3)

(4)

вычисление которого дает & = д^-^ yjsm|at-

Расстояние между максимумами этой функции соответствует глубине проникновения тепла в вихрь 6 = -Jn а т0 Полученное решение позволяет определить толщину 5, а также получить выражение для Nu-

Nu =1,13 Vsh Re Pr (5)

Формула (5) получена при следующих допущениях- использование вихревой модели подразумевает чисто молекулярный перенос, уравнение для среднего теплового потока от плоской поверхности в полубесконечную среду непосредственно используется для цилиндрической поверхности, принято, что вихри обновляются, не оставляя на задней поверхности никаких прилипших частиц жидкости Разработанная модель дает возможность определить среднюю по времени теплоотдачу по всей поверхности

При сравнении результатов расчета коэффициента теплоотдачи (X по «Нормативному методу» и «вихревой модели» получено следующее

Изменение коэффициента теплоотдачи пучков труб при изменении относительного шага одинаковы Для 27 s2/J коридорных пучков коэффициент те-Рис 2 Сопоставление расчета теплоот- плоотдачи, рассчитанный по вихревой дачи по «нормативному методу» и по модеш1> с Удлинением отаосительно-«вихревой модели» го шага становится меньше коэффи-

циента теплоотдачи, рассчитанного по нормативному методу, на 12,5 % При этом коэффициент теплоотдачи, рассчитанный по вихревой модели, с увеличением относительного продольного шага уменьшается быстрей, чем коэффициент теплоотдачи, рассчитанный по нормативному методу (см рис 2)

Анализ опытных данных, проведенный Жукаускасом А А, Лойцянским Л Г, Идельчиком И Е указывает на обратный характер взаимосвязи между коэффициентом полного сопротивления Со и числом Струхаля (БЬ) Согласно обобщению Митрофановой О.В для цилиндрических тел, эта связь в диапазоне изменения чисел Яе от 102 до 107 может быть выражена следующим соотношением.

С0 =-2,2+——— (6)

° 5)1 + 0,53

Сравнение зависимости (6) с результатами экспериментов свидетельствует о подобии рассматриваемой зависимости для всех режимов отрывного обтекания цилиндров Это свидетельствует о доминирующей роли вихреобразования в кормовой области тела на формирование поля давления на его поверхности Полученное решите (5) позволяет прогнозировать рост теплоотдачи и одновременное снижение полного гидродинамического сопротивления (см (6)). Например, для диффузорного канала при уменьшении скорости течения значение Струхаля (БЪ) будет увеличиваться, т к частота колебаний расхода в межгрубных каналах определяется вихревой структурой первого ряда на входе (наибольшая скорость течения)

В разделе 2 проведено также аналитическое исследование течения и теплообмена (физическая модель развивающегося течения) в трубных пучках с разделяющими пластинь-ли В межгрубных каналах такого типа (мембранные пучки) отсутствуют поперечные перетоки, те рассматривается схема течения и теплообмена в коридорных пучках труб с разделяющими пластинами Отрыв потока теплоносителя в рассматриваемом случае происходит в кормовой области поперечнообтекаемых тел Одной из отличительных особенностей оторвавшегося потока является то, что касательное напряжение принимает максимальное значение на удалении от поверхности, что подобно течению в зоне перемешивания на границе свободной струи

Энергия турбулентности, образующаяся в удаленной области оторвавшегося потока, где наблюдаются высокие значения касательного напряжения, передается посредством конвекции и диффузии в область, прилегающую к стенке Уравнение баланса турбулентной энергии для области присоединения оторвавшегося потока имеет вид

±(куг у ^- = 0 (7)

У ¿у У ¿у) р ¿у

Координата у направлена поперек потока и отсчитывается от стенки Здесь первый член характеризует диссипацию, второй — диффузию, третий — генерацию турбулентной кинетической энергии Турбулентная вязкость определяется соотношениями т/р = у —> = с к1/2 у,т/р = т у

т ду

Далее следуя Сполдингу Д Б, исходное дифференциальное уравнение принимает вид

йу Г У ¿у) С к1'2

■г 7

— / ^— V—

Ж

х„ А

Рис 3 Расчетная схема развивающегося течения

Линейная функция к = т у [с (а-3/2 Ь)]~1/2 удовлетворяет уравнению и условию к=0 при у=0 Рассматривая двухслойную схему турбулентного потока -область влияния вязкости и турбулентное ядро, внешней границей турбулентного ядра у! принимаем такое расстояние от стенки, при котором нарушается линейное распределение величины к поперек пристеночного слоя

В области присоединения уровень турбулентной кинетической энергии вблизи стенки и, следовательно, величины ут повышены Поскольку уровень турбулентности в области присоединения выше, то абсолютная величина у0 будет

меньше, чем в гладкой трубе ось канала При 77=40 для гладкой трубы имеем, Ут/У=\6

Соответственно получим к]/ко=у1/уо Интенсификация теплообмена в областях присоединения и развивающегося пограничного слоя связана с существованием высокого уровня турбулентности Максимум турбулентных пульсаций расположен выше по потоку от области присоединения приблизительно на одну высоту уступа, а затем быстро убывает Чем протяженней область рециркуляции, тем дальше от стенки расположен максимум турбулентности Затухание турбулентности вниз по течению различно при изменении расстояния от стенки интенсивность турбулентности вблизи стенки убывает значительно медленнее, чем при удалении от стенки Очевидно, это связано со слабым влиянием начальных условий на процесс присоединения сдвигового слоя Представленные основные характеристики позволяют, основываясь на известных соотношениях гидродинамики и теплообмена, построить расчетную схему теплоотдачи в плоском канале с полуцилиндрическими выступами

На рис 3 представлена расчетная схема течения за полуцилиндрическими коридорными выступами в плоском канале Если сопоставить соотношения энергии турбулентности для областей присоединения и стабилизации, то очевидно, что их можно описать выражением (к1/к0)=Мх (У1/У0) Значение коэффициента (Мх) меняется по продольной координате X от 1 в области присоединения до некоторого значения (мх) в области стабилизированного течения Введение коэффициента (Мх) позволяет предположить, что линейное распределение кинетической энергии турбулентности по нормали к стенке сохраняется вплоть до стабилизированного течения, те

74,56

Получим

Ке0,875 Н

Nu„ =

U6 M

n

H

1/3

— I Re У1

2/3

t-u

у 1уо i o

í df

Jo,

)J_

Pr+[ V PrT

(10)

Для расчета теплоотдачи необходимо знать изменение величин, по

длине каналов от области присоединения до полностью развитого течения В настоящей работе значение определяется на основе рассмотрения опыт-

У'Лд

ных данных по теплоотдаче в круглой трубе

Расчет местной теплоотдачи возможен, если известна длина области присоединения пограничного слоя В настоящее время отсутствуют надежные рекомендации для определения этой величины Однако, в случае присоединения и дальнейшего развития пограничного слоя в канале можно предположить, что значение этой величины близко к длине начального термического участка Для определения неизвестной величины ) примем, что затухание энергии турбулентности

и

вдоль оси канала происходит так же, как и с турбулизаторами на входе

V u

-Ц!

о»

Интеграл разбивается на три интеграла с пределами интегрирования по толщине вязкого подслоя, промежуточной области и турбулентному ядру

У|/Уо í

Рг I V

- í

d —

í

1 . v

Уо

0,002486 Re®-875 d

Pr

1

Уо

(12)

J_ Pr"

1

Pr,

Для ламинарного вязкого подслоя примем соотношение для такое же, как и в гладкой трубе f ^тj = 614 (у/уо)4 пРомежУточн°й области примем

^íc 1-й lJ*A-i Для турбулентной области распределение (| можно наити сле-

дующим образом- _

vT=c Vk у,К/К0 = М (y/y^VK» ЕЖ Vt=c Щ Уо (у/у0р ' 03)

но

Сл/К^У

о

Уо

( S3^

: 16, поэтому = 16 X м1/2 v UoJ

Интегралы в формулах теперь можно рассчитать аналитически Примем для расчета среднее значение Ргт=0,9, постоянное по всему сечению

Решение балансного уравнения для кинетической энергии турбулентности доказало возможность представлять течение в канале с полуцилиндрическими выступами так же, как и в обычном канале с прямыми выступами с учетом степени отрыва

На рис 4 представлено сравнение результатов расчета Nu/Nu ю = f(X/H) с опыг-

I I I г

■Nu/Nu,

-а).

3 +

Х7Н

Nu/Nu,

0 2 4 6

Рис 4 Сравнение результатов расчета N^N1^ =ф</Н) с опытными данными

ными данными для плоского канала с коридорными полуцилиндрическими выступами - а) и двойным уступом - б), в) а) Н/Ь=4,49; 1,2 - короткое и длинное присоединение, 11е„=3490, 3 - Ие1г47415, 4,5 _ расчет, Кец=3490, 47415, б) Ш1=2,125, 1,2 - «данные Филетги и Кейс», короткое и длинное присоединение, 11ен= =34900-102250, 3, 4 - расчет, Кен=34900, 102250, в) Н/Ь=ЗД, 1,2 - «данные Филетги и Кейс», короткое и длинное присоединение Сравнение показы-

вает, что в целом расчеты теплоотдачи согласуются ^"Х/Н с опытными данными

Постановка задачи экспериментального исследования Для отработки физической модели теплоаэродинамических процессов перспективных трубных систем поиск энергетически эффективных способов компоновки трубных пучков необходимо сосредоточить на конфигурациях из продольных рядов гладких и оребренных груб «конфузорно-диффузорного» типа

Гладкотрубные. Из отдельных пар цилиндров формируются конфузорно-диффузорные, извилистые и промежуточные компоновки. Рассматриваемые конфигурации характеризуются средними значениями поперечных и продольных шагов труб Поперечное смещение пар труб в рядах определяется величиной Д, которая для коридорной компоновки равна нулю А=0. Диффузорные компоновки из прямолинейных рядов труб формируют соответствующие течения диффузорного типа Геометрические характеристики таких конфигураций выбраны в полярной системе координат, продольные шаги соответствуют радиальному направлению, а степень диффузорности - углу поворота прямолинейных рядов труб вокруг оси первой трубы ряда В этом случае диффузорность характеризуется ушом поворота ф° (для коридорной компоновки значение ф°=0°).

Оребренные Плоский канал с полуцилиндрическими выступами (мембранное оребрение) представляет собой простую физическую модель межтрубных каналов пучков труб Отдельные ряды поперечно-оребренных труб позволяют составлять межтрубные каналы диффузорного и конфузорного типа При этом появляется возможность разрабатывать множество компоновок пучков ребристых труб, сочетающих смежные межтрубные проходы диффузорного и конфузорного типа

3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕПЛОАЭРОДИНАМИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК ТРУБНЫХ ПУЧКОВ

Третья глава посвящена экспериментальному исследованию теплоотдачи и гидродинамических характеристик разрабатываемых компоновок пучков труб Гладкотрубные компоновки, составленные из спаренных цилиндров, формируют различные сочетания межтрубных каналов «конфузорно-диффузорные», «извилистые», «промежуточные» с постоянным расстоянием между трубами (030,85) Ь' =1,1 и постоянным средним поперечным относительным шагом а=2,0 со смещением труб в каждой из компоновок Д =0,511, Д =111; Д =1,511.

Для пучков с промежуточными компоновками при Д =1,511 производится смещение поперечных рядов труб соответственно на величину Д =0 мм (конфу-зорно-диффузорный), Д = 3x5, Д = 5х8, Д = 4 мм, (до извилистого пучка), (см рис 5) Коридорные продольные ряды труб могут поворачиваться вокруг оси первой трубы каждого ряда

При этом получается множество диффузорных компоновок со степенями диффу-зорности р°=0° (коридорный пучок), р"=0,5; 1, 5°, (коридорно-диффузорные пучки)

Аналогично получены «шахматно-диффузорные», «шахматно-конфузорные» и тп компоновки Для экспериментальной отработки физической модели трубных пучков разработаны экспериментальные методики локальных измерений поверхностного трения, локальной теплоотдачи, распределения статического давления

Приводится описание экспериментальных установок, опытных участков, гладких и оребренных калориметров

X . X

ЩФ

«А» «Б» «В» «Г»

Рис 5 Гладкотрубные компоновки «А» - «конфузорно-диффузорная; «Б» - «извилистая», «В» - «промежуточные», «Г» - «диффузорная», Обозначения для «А» и «Б» компоновок Ц1, Ц2-номера цилиндров по течению, 1 и 2-выступ и впадины

Гладкотрубные пучки а) из спаренных цилиндров Измерение теплоотдачи в гладкотрубных пучках с компоновками «конфузорно-диффузорных», «извилистых» и «промежуточных» осуществляется при непосредственном электрокало-риметрировании ^=сопб1) по методу полного теплового моделирования Результаты измерения локальной теплоотдачи согласуются с данными Жукаускаса А А

ф-Ф ф

«Б»

мерительные цилиндры |

1 1

" а- 1 г "

а

40 120 ^

о i] [2-

§ к №

40 120

«А»

«Б»

Рис 6 Распределение локальной теплоотдачи по периметру цилиндров А (извилистых) и Б «конфузорно-диффузорных» пучков (обозн по Рис 5)

Анализируя полученные результаты по теплоотдаче, можно сделать вывод о том, что рассматриваемый способ расположения труб в пучке приводит к существенному изменению омывания и распределения локальной теплоотдачи. При этом относительное расположение рядов смещенных труб («конфузорно-диффузорное» или «извилистое») оказывает влияние в основном только на распределение теплоотдачи второго цилиндра тандемной пары (сравни теплоотдачу для Ц2 по Рис.6.), а величина смещения - на теплоотдачу первого цилиндра Обобщение результатов по средней теплоотдаче представлено на рис 7. Как видно, теплоотдача «конфузорно-диффузорного» пучка Д =Я близка к теплоотдаче шахматного ах в=2х 1,1, а также при Т1е<20 ООО теплоотдача исследованных пучков со смещением труб выше, по сравнению с исходным коридорным пучком Следовательно, смещение труб группами по две трубы приводит к интенсификация теплоотдачи по сравнению с равновеликим коридорным пучком.

Рис 7 «А» - Средняя теплоотдача коридорного, «конфузорно-диффузорного» и «извилистого» пучков, асрхв=2х1,1, 1 - шахматная компоновка, 2 - конфузор-но-диффузорная, A=R, 3 - извилистая, A=R, 4 - извилистая, A=0,5R; 5 - коридорная, а*в=2><1,1, 6 - конфузорно-диффузорная A=0,5R «Б» - Средняя теплоотдача коридорной (К), шахматной (Ш) (а*в=2х 1,1), извилистой, конфузорно-диффузорной и промежуточных компоновок (1-10)

Для сравнения здесь же представлены данные по средней теплоотдаче шахматного (Ш) и коридорного пучка (К) при ахв=2х1,1, а также конфузорно-диффузорного и извилистого пучков Д =0,5R и Д =1R (заштрихованная область) В случае исследованных компоновок пучков труб теплоотдача выше, чем для других пучков Больший выигрыш в теплоотдаче можно получить при меньших числах Red Для значений чисел Red~5 104 интенсивность теплоотдачи всех представленных пучков выравнивается и способ размещения труб в пучке не оказывает существенного влияния на среднюю теплоотдачу

Результаты измерения гидродинамического сопротивления конфузорно-диффузорных и извилистых пучков представлены на рис 8 Важно отметить, что гидродинамическое сопротивление почти всех исследованных пучков значительно превосходит сопротивление коридорного пучка, за исключением извилистого пучка A=0,5R Для этого пучка гидродинамическое сопротивление при ма-

лых и средних числах Яе^ совпадает с сопротивлением коридорного пучка, но при числах Ке<|>20000 становится ниже

Результаты измерения для пучков с промежуточной компоновкой свидетельствуют, что значение сопротивления всех исследованных пучков значительно больше, чем в случае компоновок при а*в=2х1Д Изменение вихревой структуры для различных компоновок («конфузорно-диффузорные» и «извилистые») приводит к вырождению области квадратичного сопротивления при Яе^Ю4 для конфузорно-диффузорного пучка Для выявления различных зон обтекания поверхности труб, определения интенсивности гидродинамических процессов на их поверхности проведено измерение поверхностного трения (метод выступающей планки Престона) и статического давления Измерения осуществлялись посредством поворота цилиндров вокруг оси с помощью одной выступающей планки и отбора статического давления Результаты измерения тир для извилистых и конфузорно-диффузорных пучков Д=0,511 и Д=Ш представлены на рис 9 и 10

2 4 6 8 104 2 4 6 8 10®

Рис 8 Аэродинамическое сопротивление гладкотрубных пучков из спаренных цилиндров 1 - коридорная компоновка, ахв=2><1,1, 2 - извилистая компоновка,

Д=0,511, 3 - конфузорно-диффузорная Д=0,5Я, 4 - извилистая компоновка, Д=Я,

5 - конфузорно-диффузорная, А=Я; б - Нормативный метод для коридорного пучка 2*1,1

Распределение поверхностного трения т и статического давления р для извилистых и конфузорно-диффузорных пучков подобно, разница в основном лишь в максимальных и минимальных тир для конфузорно-диффузорных пучков обеих компоновок при Д=1Я По результатам измерения поверхностного трения и статического давления по окружности трубы получены значения коэффициенты лобового сопротивления и подъемной силы, составлены схемы течения в пристенной области поперечно обтекаемых цилиндров, установлены точки отрыва, присоединения, области торможения и ускорения потока вдоль периметра труб в тандемной паре. Для выявления особенностей течения в межтрубном пространстве проведено измерение распределения статического давления в боковой стенке пучков

о 40 И 120 160 0 40 80 120 160

Рис 9 Результаты измерения т и р для извилистых пучков Д=0,5Т1 и Д=т А-Д=0,5К; 1^=26540, Б -Д=Ж, 1^=27400, В - Д=0,5Я, Яе(1=:26540, (обозн по Рис 5)

Эти измерения позволили установить а) перепады давления и поперечные перетоки между параллельными каналами извилистых и конфузорно-диффузорных пучков, б) меньшую интенсивность поперечных перетоков в извилистых пучках и тенденцию к извилистому течению в конфузорно диффузорных пучках Распределение поверхностного трения тир меняются при переходе от «конфузорно-диффузорной» компоновки к «извилистой» Взаимное расположение конфузоров и диффузоров приводит к формированию вихревых структур в межтрубном пространстве Если для конфузорно-диффузорной компоновки характерной особенностью течения являются два крупномасштабных симметричных вихря во «впадинах», то в последующих компоновках происходит смещение этих вихрей относительно друг друга, а затем их трансформация в более мелкие структуры в «извилистой» компоновке При этом для некоторых промежу-, точных компоновок крупномасштабные вихри становятся даже неразличимыми (при визуализации течения), а затем при дальнейших смещениях рядов труб они формируются вновь Изменение вихревых структур внешнего течения приводит к перераспределению поверхностного трения и статического давления по поверхности цилиндров По результатам измерения поверхностного трения, статического давления по окружности трубы и визуализации течения в различных компоновках определяются точки отрыва и присоединения, области торможения и ускорения потока вдоль периметра труб в тандемной паре для всех исследованных компоновок

Диффузорные пучки Продувки экспериментальных пучков осуществлялись при различных степенях расширения. (3=0° (коридорный пучок а><Ь=1,065x1,065), /3=0,5°, 1°, 5°, 10° (корвдорно-диффузорные пучки), диапазон чисел 11е=(10-100) 103 На рис 11 представлены результаты измерения локального поверхностного трения и статического давления. По представленным данным можно

заключить следующее распределение указанных характеристик имеет немонотонный характер с максимумами и минимумами

Для коридорного пучка отрыв потока происходит при ф~96° (j-* 0) для первого по ходу воздуха цилиндра и образуется застойная зона при ф~96°-144° (т-» 0) Для диффузорного пучка аналогичная картина изменяется, в частности отрыв потока с первого цилиндра происходит уже при ф~ 150°, а статическое давление на поверхности второго цилиндра практически постоянно Рассмотренные характеристики позволяют сделать вывод о том, что для диффузорного пучка на первом цилиндре отсутствует застойная зона, тк имеет место более поздний отрыв с первого цилиндра Таким образом, плоская струя, сформировавшись между трубами первого поперечного ряда пучка, свободно проходит вблизи следующих рядов труб по ходу воздуха При этом в межтрубном пространстве отсутствуют крупномасштабные завихрения Следовательно, потери энергии будут определяться только мелкомасштабной турбулентностью, те уменьшатся На рис 12 уменьшение теплоотдачи в диффузорных пучках находится в пределах разброса, в то время как аэродинамическое сопротивление уменьшается существенно

Д=0,511,1^=26480 (обозначения по Рис 5)

Анализ взаимодействия присоединенных вихрей с поверхностью обтекаемых цилиндров можно провести, представив результаты измерения локальной теплоотдачи в виде зависимости от числа Рейнольдса ш = с Ке1?

ф а

На рис 13 в логарифмических координатах нанесена сетка в виде линий, соответствующих двум показателям степеней т=0,5 и т=0,8. При |3=2°, 5 ряд теплоотдача в области присоединения оторвавшегося потока, (ф=40°-60°) наибольшая

Показатель степени т20,5 при Яе£)=(20-60) 103 При Яе^бО 103 показатель степени т >0,8, что свидетельствует о существенной турбулизации течения В области отрыва потока (</>=120о-140°) локальная теплоотдача имеет наименьшие значения и общая тенденция увеличения показателя степени т с возрастанием Лей сохраняется в кормовой области цилиндров

О 50 100 150 200

Рис.11. Статическое давление и поверхностное трение по периметру и рядам труб диффузорного и коридорного пучков. (1-К7 - ряды труб).

юооо

100000

Рис.12. Теплоотдача и сопротивление «Коридорно - диффузорных» пучков.

Рис.13. Локальная теплоотдача, (коридорно-диффузорныйо пучок, /3=2°, 5-й ряд).

Для коридорного пучка также сохраняется показатель степени т~0,8. Полученные результаты и их анализ свидетельствуют о формировании течения в виде присоединенных вихрей с точками отрыва и присоединения, между которыми формируется тепловой пограничный слой, периодически нарастающий по течению теплоносителя.

Рассматриваемая картина формируется в условиях «работы» присоединенных вихрей со средним положительным

РХ

01

0 02

0 06 -

0 02

Рядытр\б

1 ! 1 1

11 V \ ! 1 1 ! 1 1 1 V- Ч

\! 1 1 1

г ^^ __ к 1_(

1214567 1234567

Рис 14 Равнодействующая сил статического давления а) коридорный пучок /3 =0°, б) коридорно-диффузорный пучок ¡3=1°

градиентом давления При этом область смешения, те. область взаимодействия присоединенного вихря и основного потока в значительной степени неустойчива Это значит, что обновление вихрей с частотой Струхаля в условиях положительного градиента давления происходит с повышением уровня турбулентности Кроме того, формирование отрывного течения в первом ряду диффузорной компоновки приводит к синхронизации частот автоколебательного процесса в межтрубных полостях нижележащих рядов труб Причину снижения аэродинамического сопротивления диффузорных пучков можно увидеть на рис 14

Распределение равнодействующей силы давления по рядам труб пучка показывает, что полное аэродинамическое сопротивление всего пучка определяется первыми рядами труб Кроме того, для второго ряда равнодействующая сил давления имеет низкое значение, как для исходной коридорной компоновки, так и для диффузорных пучков

Пучки оребренных труб (Рис. 15) Плоский канал с полуцилиндрическими коридорными выступами В плоском канале с выступами измерение теплоотдачи осуществляется при непосредственном «электрическом калориметрировании» ^=сопз{) раздельно для пластин и полуцилиндров

А ярус

______ ___ -.г--г________ - шахматно-

■ ( диффузорный (винтовые ребра), б) - шахматно конфу-1 зорный (винтовые ребра), в) плоский канал с псшуцилин-дрическими коридорными выступами (мембранное ореб-рение), г) - спирально-проволочное оребрение Мод 1 (ср° = 10°), Мод 2 (<р° = 15°)

При этом реализуется метод полного теплового моделирования с расчетом температуры смешения и компенсацией тепловых потерь полуцилиндрических калори-

метров Дня определения локальной плотности теплового потока конвективной теплоотдачи проведены тарировки потерь

Результаты измерения локальной теплоотдачи в плоском канале с полуцилиндрическими коридорными выступами представлены на рис. 16 при ахв= =1,28x5,33 По полученным данным можно заключить, что при тесном поперечном шаге а=1,28 имеет место несимметрия течения и теплообмена на противоположных стенках канала в виде короткого и длинного присоединения (светлые и темные точки)

400,

Ориентация шала ¡1.

ж

320

а - 1 1 "б) -4-

■ « Т' - - ч

-А

--к

40 80 120

Рис 16 а) Локальная теплоотдача плоской поверхности а><в=1,28х5,33, 1 -Ие„=5200.2 - 1^=6400, 3 - Яен=46500

б) Локальная теплоотдача полуцилиндрических выступов ахв=1,28><5,33, 1 -1^=169852,2 - Яеа=80772,3 - Яе(1=6935

При этом несимметрия теплоотдачи на плоских поверхностях и полуцилиндрических калориметрах связаны Можно отметить извилистое течение в плоском канале с выступами при ах в=1,28х 5,33 При уменьшении продольного шага (ахв=1,28хЗ,04, ахв=1,28х2,13) несимметрия теплоотдачи становится менее выраженной при ах в=1,28x3,04 и практически вырождается при ахв=1,26х2,13 Влияние поперечного шага было выявлено по распределению статического давления вдоль теплообменных поверхностей - плоских и цилиндрических. При значениях ах в=1,5x5,33 несимметрия распределения статических давлений на противоположных стенках канала исчезает

Проведено обобщение результатов по теплоотдаче для плоской и цилиндрической поверхностей = 0,251^65 Ь""0 356 (14)

=0,241 Ке°-67 (15)

На рис 17а представлена обобщенная зависимость (14) для цилиндрической поверхности Расслоению опытных точек на рис 17а соответствует несимметрия

теплообмена на противоположных стенках канала с выступами Средняя теплоотдача для плоскоцилиндрической поверхности описывается уравнением

N11, = ОДббКе! Ь

(16)

Результаты измерения гидродинамического сопротивления представлены на рис 176 Следует отметить, что для значений >(20-30) 103 гидродинамическое сопротивление мембранного пучка меньше, по сравнению с гладкотруб-ным пучком (по данным Жукаускаса А А) Результаты экспериментов удовлетворительно описываются зависимостью

Ей, =1,9Яе^ • Ь

(17)

Распределение потерь давления по рядам выступов представлено на рис 176 Распределения давления по рядам труб мембранного и пгадкотрубного пучков изменяются Стабилизация гидродинамического сопротивления наступает с 3, 4, 5 ряда при значениях Ь=5,33, 3,04,2,13 соответственно

Ф'Р

ю,'

а)

я

"Г шг

А 1

1-2 з2/а

I 1

0

|

б)

N |

? Н —о м 8

И & 1 Р ■1 9

Ъ

123456 789 10 И 12

10°

5 6 10'

1 -Ша=0:5 й;"65 в^6. 2-Ж>кцскас

Рис 17

60

40

20

1а

ШхА

■3 О/Э д»»

в X * 1 ■ ■ 2 А 3 X 4 о 5

оу^ х л X

юооо

а)

20000 30000

20000 30000

Рис 18 Приведенная теплоотдача пучков оребренных труб а) «шахматно-диффузорных», б) «шахматно-конфузорных»

«Шахматно-диффузорные» и «-конфузорные» пучки оребренных труб ("винтовые ребра) В поперечно обтекаемых пучках оребренных труб проведены измерения распределения теплоотдачи по рядам труб пучков «шахматной», «шах-матно-диффузорной (Ш-Д)» и «шахматно-конфузорной (Ш-К)» компоновок и аэродинамического сопротивления Полученные результаты обработаны в критериальном виде и получены обобщенные соотношения в виде

Ки=Г(Яс,22,^), Еи=^(Ке,г2,/30) (18)

Теплоаэродинамические характеристики получены для «диффузорных» и «конфузорных» компоновок шахматного пучка оребренных труб при различных степенях диффузорности (конфузорности) /3°=0° (шахматная компоновка), 5°, 10°, 15°, 20° межтрубных каналов поперечноомываемых трубных пучков в диапазоне чисел Ке(1=(10-З0)103.

На рис 18 представлены результаты измерения средней приведенной теплоотдачи для «шахматно-диффузорных» и «шахматно-конфузорных» пучков оребренных труб

Приведенные коэффициенты теплоотдачи определялись путем усреднения измеренных значений температуры стенки по периметру каждого калориметра. При этом было получено распределение приведенной теплоотдачи по рядам продольного ряда пучка. Установлено, что интенсивность теплоотдачи «шахматно-диффузорных» пучков труб существенно отличается от теплоотдачи шахматно-конфузорных (30% и 150%) На рис.19 представлены результаты измерения распределения относительной теплоотдачи по рядам труб пучков «шахматных», «шахматно-диффузорных» (Ш-Д)'и «шахматно-конфузорных» (Ш-К) компоновок при различных углах диффузорности /3°=0-20° (конфузорности) и числах Яеа

Уменьшение теплоотдачи по рядам труб, очевидно, связано с расширением проходного сечения Ряды труб пучка формируют межтрубные рециркуляционные вихревые течения и струйные течения в коридорных проходах В «шахматно-конфузорных» пучках распределение теплоотдачи по рядам труб уже не яв-

при различных углах диффузорности (3? и числах Ке<] 1) «шахматно-диффузорные» (Ш-Д). 1-шахматный пучок, 2,3,4,5 - диффузорные пучки; 2) «шахматно-конфузорные» (Ш-К). 1 - «шахматный», 2,3,4,5 -конфузорные пучки.

По рисунку рис. 19 можно отметить, что вследствие сужения проходного сечения, течение в первых трех рядах происходит со снижением теплоотдачи Однако, начиная с 4-го ряда, турбулизация течения приводит к росту теплоотдачи

Аналогично шахматно-диффузорному пучку, для шахматно-конфузорной компоновки опытные точки расслаиваются по числам Ле,! Кроме того, для шах-матно-конфузорного пучка обнаружены две области - убывания и возрастания теплоотдачи по рядам труб пучка Распределение теплоотдачи по рядам труб пучков и для шахматно-конфузорного компоновок при различных углах диффу-зорности /3°=0~20° представлено на рисунках Из графиков видно, что в шахматном пучке труб теплоотдача по рядам монотонно возрастает, а в диффузорном пучке труб теплоотдача сначала убывает, а потом возрастает Причем при ушах диффузорности Р>5° теплоотдача диффузорных пучков убывает в большей мере В конфузорном пучке труб, теплоотдача также сначала убывает, а потом возрастает Но в отличие от диффузорного пучка возрастание теплоотдачи происходит уже со второго ряда.

На рис 18 представлены результаты измерения средней теплоотдачи для шах-матно-диффузорного и шахматно-конфузорного пучков в зависимости от числа Ле в исследованном диапазоне Ле=(10-З0)х103 Как следует из рисунков, теплоотдача исходного шахматного пучка (/3°=0°) выше, чем в исследованных «диффузорных» и «конфузорных» пучках труб Для всех исследованных компоновок можно отметить существенное снижение теплоотдачи при /3°=5° и 10° В случае /3°=15° и 20° средняя теплоотдача изменяется незначительно. Следует отметить, что средняя теплоотдача для шахматно-конфузорной компоновки пучка в зависимости от угла ф уменьшается в большей мере, чем при шахматно-диффузорных компоновках Например, наибольшее снижение теплоотдачи при /3° =40-20° для шахматно-диффузорной компоновки составляет приблизительно 25%, но для Ш-К компоновки при тех же /3° средняя теплоотдача снижается уже до двух раз, т е приблизительно на 100%

При увеличении скорости воздуха теплообмен для шахматно-коридорные пучков не изменяется, тк по рисунку видно, что кривые Ш(Ле) эквидистантны для всех исследованных пучков Для пучков Ш-Д по рис 18 можно увидеть, что зависимость Ки(Ле) для исследованных диффузорных пучков идет круче, чем для исходного шахматного. Например, для шахматного пучка показатель степени 0,7 в зависимости для числа Ми<1 сохраняется для исследованных конфузорных пучков Для диффузорных пучков при интенсивном струйном течении показатель степени повышается до 0,8, т е доля ребристой поверхности, обтекаемой ламинарным потоком, уменьшается и течение приближается к безотрывному

Полученные результаты свидетельствуют об интенсифицирующем влиянии струйного течения теплоносителя на теплоотдачу оребренных труб пучка. Исследуемые пучки «шахматно-диффузорной» компоновки позволяют исследовать влияние неоднородности давления Это значит, что в потоке создаются поля давлений, вызывающие вторичные течения, которые повышают уровень турбулентности в ограниченных областях потоков вдали от стенки Вследствие этого энергия турбулентности, образующаяся в отдаленной области при высоких значениях касательного напряжения оторвавшегося потока, посредством механизма

конвекции и диффузии передается в область вблизи стенки Интенсивность турбулентности в пристенной области является определяющим фактором теплоотдачи, что подтверждается следующими примерами обтекание поверхностей с последовательным чередованием плоских диффузоров и конфузоров, с серповидными выступами, которые создают последовательность стоячих вихрей, с угловой перфорированной насадкой Во всех перечисленных случаях возникают неоднородности давления, которые порождают вторичные течения, приводящие интенсивному обмену массой между внешним течением и пристенной областью Результаты измерения аэродинамического сопротивления исследованных «Шахматно-Коридорных» и «Шахматно-Диффузорных» пучков труб при различных числах Яе воздушного штока представлены на рисунках рис 20 Для «Ш-К» и «Ш-Д» пучков полученные данные по полному аэродинамическому сопротивления соответствуют автомодельной области по числам

Например, при изменении угла /8° до 20° аэродинамическое сопротивление исследованных пучков уменьшается до трех раз Для пучков при /3°=5° наблюдается снижение аэродинамического сопротивления до двух раз соответственно для «III-К» и «Ш-Д» компоновок по сравнению с исходной шахматной компоновкой

Проведено обобщение данных по коэффициентам теплоотдачи по рядам труб пучка, аэродинамическому сопротивлению пучков, определены их средние значения и получены критериальные зависимости шахматно-диффузорный-^=0)013кео,8 с с_, С2=1;242-0,126, Ср = 1 (19)

шахматно-конфузорный- ЭДщ ='0>052• (р+1)°^Ке^ С2> с2 = и5 2г"0Д58 (20)

Ж-,24 (П>1)0,318

аэродинамическое сопротивление - Ец, ' ^ ' (21)

Для аэродинамического сопротивления шахматно-конфузорных и диффузор-ных пучков получена единая зависимость (21)

«Конфузорно-диффузорные» пучки оребренных труб (спирально-проволочное оребрение) Теплопередача конфузорно-диффузорного пучка спи-ральнооребренных труб На рис 15 представлена компоновка исследуемого пучка Результаты измерения теплопередачи и аэродинамического сопротивления представлены на рис 21

В сравнении с исходной плотной шахматной компоновкой пучка («0» по рис 21) и разрабатываемой «диффузорно-конфузорной» компоновкой для трёх ярусов с различной ориентацией продольных рядов, можно отметить существенную неоднородность теплопередачи по рассматриваемым ярусам Наибольшее значение теплопередачи соответствует 3-му и 2-му ярусам («2» и «3» по рисунку) Дтя модификации Мод 2 наблюдается аналогичная картина, но для второго яруса теплопередача практически такая же, как для шахматного пучка В Мод 1 и Мод 2 компоновка труб представляет собой периодическое сочетание 1, 2, 3, 2 ярусов Это значит, что каждому ярусу соответствует определенная доля полной трубной поверхности Б'1 ярус - У<¥, 2 ярус - 2/4Р, 3 ярус - Если определить долю поверхности, составленной из продольных рядов труб, то для первого яруса (ухудшенная теплопередача) эта доля соответствует 1Л всей поверхности

10

Еш

а)

1

10000

1-6-®-

к I

1 2"

3

4

I 5

ю

30000

Еи]-

XX

6)

* *

X

♦ 1

«2

»3

х4

х5

10000 3 0 0 00

Рис 20 Аэродинамическое сопротивление шахматного, шахматно-диффузор-ного и шахматно-конфузорного пучков оребренных труб а) - шахматно-диффузорный;

б) - шахматно-конфузорный. 1-шахматный пучок, 2,3,4,5 - диффузорные (кон-фузорные) пучки 2 - р=5°, 3 - Р=10°; 4 - Р=15°, 5 - р=20°

Следовательно, можно констатировать, что средний коэффициент теплопередачи в синтезированных компоновках может быть выше, по сравнению с исходным шахматным пучком Для пучка Мод 1 (фс—10°) увеличение поперечного шага для группы из 4-х труб по 4 штуки составит в ~1,5 раза Расчетное увеличение теплоотдачи - в 1,08 раза По рис 21 можно отметить существенно большее различие коэффициентов теплопередачи, очевидно связанное с «конфузорно-диффузор-ными каналами»

Аэродинамическое сопротивление На рис 21 представлены результаты измерения удельных затрат мощности п [Вт/м2] на прокачку воздуха в шахматном пучке (/3°=0°) и конфузорно-диффузорных компоновках Мод 1 (ф°= 10°) и Мод 2 (ф°= 15°) Следует отметить существенное снижение аэродинамического сопротивления для пучка Мод 2 На рис 21. снижение аэродинамического сопротивления более существенно (до 2 раз), по сравнению с обычной шахматной компоновкой При одновременном измерении теплопередачи к и потерь напора ЛР можно определить связь между теплопередачей и потерями напора На рис 21. представлена полученная зависимость в виде графика п=^к) При одинаковой удельной мощности на прокачку теплоносителя п значение коэффициента теплопередачи к будет существенно выше Следовательно, исследуемые компоновки позволяют улучшить теплоаэродинамические характеристики пучков оребренных труб

На представленных рисунках видно, что путем организации конфузорно-диффузорных течений воздуха в межтрубных каналах можно существенно уменьшить потери мощности на прокачку. При одинаковом тепловом потоке С! и поверхности теплообмена Б в случае конфузорно-диффузорной компоновки требуется существенно меньшая мощность для прокачки воздуха вентилятором по сравнению с пучком труб шахматной компоновки

В работе измерены коэффициенты теплопередачи к(\у) и удельные затраты мощности на прокачку воздуха п(\у) для двух модификаций «конфузорно-диффузорных» компоновок (см рис 15) спирально-оребренных труб (Мод 1 и Мод 2)

Кроме этого, в работе получено распределение указанных характеристик по отдельным продольным рядам труб (трубным системам - «ярусам») Для проведения расчетов и анализа энергетической эффективности получены аппроксима-ционные уравнения к^^у1 и п=а(те) для исследуемых «конфузорно-диффузорных» пучков Мод 1 и Мод 2, а также для исходной шахматной компоновки - «поверхности сравнения».

Рис.21. Теплопередача и аэродинамическое сопротивление (удельные затраты мощности на прокачку) конфузорно-диффузорного пучка Мод 1 • 0 - шахматная компоновка, «1» - 1-й ярус, «2» - 2-й ярус; «3» - 3-й ярус

Компоновка «Мод 1» (О°=10и) Компоновка «Мод 2» (ф°=15и)

1 ярус к=48,6шм п=2,31 к=46,9 1 п=1,76^'9

2 ярус к=97,7%1"1

3 ярус к= 126,3 к=122,2

Б] /82=58/18 мм «Шахматная компоновка» (ф°=0и, (016 мм)

к=82^у п=3,25^у

4. ЭНЕРГЕТИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ РАЗРАБАТЫВАЕМЫХ КОМПОНОВОК ПУЧКОВ ТРУБ

Для выявления энергетически выгодных поверхностей теплообмена используя три основные характеристики для сравниваемых поверхностей С! [Вт], N [Вт], Б [м2]

4.1. Гладкотрубные пучки.

Пучки из спаренных цилиндров (конфузорно-диффузорные. извилистые и пучки с промежуточными компоновками)

Эффективность извилистой компоновки со смещением труб A=0,5R выше, чем исходной коридорной ахв=2><1,1 Конфузорно-диффузорная компоновка со смещением Д=К. имеет самую низкую эффективность среди исследованных пучков (ниже, чем шахматной ахв=2х1,1) Сопоставление исследованных компоновок с базовым коридорным пучком по принципу «при прочих равных» представлено на рис 22 В этом случае выигрыш в тепловом потоке дают все компоновки при Red<16><103, а извилистые пучки Д-0,511 и A=R имеют значение Kq выше, чем у равновеликого шахматного пучка при Red<104 Аналогично и выигрыш по мощности, те Kn<1 имеют извилистые пучки при Red<30*103, а при Red<12xl03 извилистая компоновка A=R эффективнее шахматной Более эффективной компоновкой является извилистая с малым смещением A=0,5R. Для всех извилистых и конфузорно-диффузорного A=u,5R пучков значение ет больше единицы Этот результат свидетельствует о нарушении аналогии Рейнольдса между передачей тепла и импульса Конфузорно-диффузорный пучок A=R в этом случае наименее эффективен, что свидетельствует о плохой организации течения как в пристенной области, так и во внешнем потоке

Для второго цилиндра извилистого пучка A=0,5R при Red>104 поверхностное трение меньше, чем у первого цилиндра. Самая большая эффективность извилистой компоновки A=0,5R подтверждается также и данными по коэффициенту лобового сопротивления. Для второго цилиндра значение С«, совпадает с аналогичным для коридорного пучка при Re~15000, но для первого цилиндра Ст значительно выше Значения Ст уменьшаются при увеличении числа Re и они меньше, чем в случае коридорного пучка при Re>30000 Почти для всех компоновок вторые цилиндры более эффективны при меньших числах Re, но при его увеличении эффективности обоих цилиндров выравниваются Исключение составляет конфузорно-диффузорная A=0,5R компоновка, у которой первый цилиндр в паре эффективнее второго во всем исследованном диапазоне чисел Re

Для промежуточных компоновок наибольшая эффективность достигается при течении по извилистым межрядным проходам, наименьшая - по конфузор-но-диффузорным Если сравнить эффективность извилистых и конфузорно-диффузорных пучков при A=R по €=St/Eu\, то можно утверждать, что хотя смещение пар цилиндров до /1=1,5 R ухудшает эффективность пучка, однако промежуточные компоновки позволяют повысить значение е В этом случае способ продольного смещения рядов труб позволяет улучшить организацию течения в межтрубных каналах пучка Выигрыш в тепловом потоке дают все компоновки при Red>30 103 Извилистая компоновка позволяет получить выигрыш при больших числах Red При малых числах Red наиболее эффективными оказываются промежуточные компоновки №7 Значение Kq увеличивается при уменьшении числа Rej для всех компоновок Аналогично и выигрыш по мощности, те Kn<1 имеют все исследованные пучки при Red<30 103, а при Red<104 промежуточная компоновка № 7 становится самой эффективной

и извилистых пучков из спаренных цилиндров

«Коридорно-диффузорные» Определение энергетической эффективности исследуемых пучков проведено по зависимостям 1\и=Щ1е) и Еи=$Де) Проведенные оценки энергетической эффективности коридорно-диффузорных пучков показывают возможность повышения энергетической эффективности как по <3, [Вт], так и по N. [Вт] На рис 23 представлены результаты оценки энергетической эффективности исследованных шадкотрубных пучков труб в виде заштрихованных областей

Можно отметить, что наибольший выигрыш по тепловому потоку «при прочих равных условиях» могут дать компоновки диффузорного типа. При этом энергетические характеристики «К-Д» и «И» компоновок могут быть улучшены путем смещения продольных рядов труб с формированием промежуточных компоновок

Пучки ребристых труб Коридорные пучки с ограничивающими пластинами (плоские каналы с полуцилиндрическими выступами) Показатель энергетической эффективности € для плоского канала с полуцилиндрическими коридорно расположенными выступами рассчитан по средней конвективной теплоотдаче

при (52/с1)=5,33, 3,04, 2,13 и соответственно аэродинамическому сопротивлению в пересчете на один плоско-цилиндрический элемент При определении эффективности не учитываются такие особенности процессов, как несимметрия течения и теплообмена, а также влияние рядности выступов на теплообмен и гидродинамическое сопротивление Следует отметить, что энергетическая эффективность плоской и цилиндрической поверхностей канала с выступами меньше, чем у обычного гаадкотрубного коридорного пучка Кроме этого, рассматриваемая эффективность повышается при уменьшении продольного шага выступов Получено, что Кр<1 и Кц>1 во всем диапазоне исследованных чисел Яе Для более полного анализа энергетической эффективности проведен расчет коэффициента энергетической эффективности Е, а также объемного коэффициента теплоотдачи а, Следует отметить, что при фиксированном значении числа Яе^ величина Е для исследованных каналов выше, чем в случае коридорных пучков и растет при увеличении продольного шага выступов

1000 10000 100000

Рис 23 Энергетическая эффективность исследованных гладкотрубных пучков труб

По значению Е при различных продольных шагах выступов самая большая эффективность соответствует самому большому продольному шагу выступов Однако зависимость объемного коэффициента теплоотдачи от продольного шага противоположна При Е=1с1ет самый большой объемный коэффициент теплоотдачи имеет канал при в=2,13 Влияние продольного шага на эффективность плоских каналов с выступами соответствует такой же зависимости, как и для о^, Для анализа энергетической эффективности размещения труб в коридорном пучке с ограничивающими плоскими стенками необходимо рассмотреть данные по теплоотдаче и аэродинамическому сопротивлению отдельно для полуцилиндриче-

ских выступов По представленным результатам получено обобщение средней конвективной теплоотдачи для цилиндрической поверхности-

N11=0,25 Яе0'65 И356

По этой зависимости видно, что с увеличением продольного шага выступов теплоотдача падает Гидродинамическое сопротивление плоского канала с полуцилиндрическими выступами определяется в основном лобовым сопротивлением выступов, а роль ограничивающих стенок проявляется в формировании набегающего на выступы потока В связи с этим, аэродинамическим сопротивлением выступов будем считать полное сопротивление элемента плоского канала с выступами

Ей, = 1,9 Яе0'22 Ь0'21

При увеличении продольного шага эффективность цилиндрической поверхности знэчитепъно уменьшается, Такой же вывод следует и из результатов расчета значений Кд и Кк, ще при продольных шагах в=2ДЗ получен выигрыш в тепловом потоке, т е Ко>1 и мощности на прокачку, те Кк<1, а при больших шагах, т е в=3,04 и 5,33 цилиндрическая поверхность перестает быть эффективной Оценка энергетической эффективности элементов плоского канала с полуцилиндрическими коридорно расположенными выступами, а также эффективности цилиндрической поверхности в условиях ограниченного плоскими стенками обтекания, дает непротиворечивые результаты, те снижение энергетической эффективности при увеличении протяженности теплообменной поверхности (эффект «начального термического участка»)

Диффузорная и конфузорная компоновки (винтовые ребра) Расчет значений Ко и Кк по соответствующим зависимостям проведен на основе полученных обоб-

Рис 24 Энергетическая эффективность «шахматно-диффузорных» компоновок (Ш-Д)

щенных соотношений для N1^ и Ей шахматного пучка, «шахматяо-диффузорного» и «шахматно-конфузорного» На рис 24 представлены результаты расчетов Кд и

для исследованных пучков «Шахматно-Диффузорных» и «Шахматно-Конфу-зорных» компоновок. Можно увидеть повышение энергетической эффективности, как «Шахматно-Диффузорных», так и «Шахматно-Конфузорных» компоновок при уменьшении числа рядов труб в пучках. При этом «Шахматно-Конфузорная» компоновка пучка труб не приводит к повышению энергетической эффективности исходного шахматного пучка труб, как по К<з, так и Км.

Напротив, «Шахматно-Диффузорная» компоновка, отличаясь повышенной эффективностью во всем диапазоне числа рядов труб в пучке г2 и углах диффу-зорности /3°, приводит к наибольшему выигрышу при /3°=10°—15° Крупномасштабная диффузорность приводит к усилению турбулентности во всех структурах потока, обтекающего трубы

Повышение уровня турбулентности при обтекании системы цилиндров приводит к смещению точки отрыва вниз по течению до ср° «130° При этом происходит уменьшение масштаба вихрей, что приводит к снижению аэродинамического сопротивления С другой стороны, при организации диффузорного течения в межтрубных каналах уменьшение скорости среднего течения приводит также к снижению аэродинамического сопротивления Рассматриваемый механизм для конфузорного течения в межтрубных каналах «Шахматно-Конфузорных» пучков имеет особенности, связанные с отсутствием струи Конфузорное течение приводит к снижению аэродинамического сопротивления, поскольку средняя скорость диффузорного и конфузорного течений одинаково ниже аналогичной для исходного шахматного пучка Однако формирование вихревой структуры конфузорного пучка происходит при монотонном увеличении средней скорости теплоносителя, что, как известно, приводит к подавлению степени турбулентности потока

«Шахматно-конфузорно-диффузорные» компоновки (спиральное оребрение) Используя уравнение теплопередачи (}=к Б ДТ и определение удельной мощности N=n Р, при ЛТ=1с1ет можно получить соответствующие расчетные зависимости для коэффициентов энергетической эффективности Кк, К<з, Кр при «прочих равных» На рис 25 представлены результаты расчетов коэффициентов энергетической эффективности Кц для пучка «Мод 1» (К0=1, (рис 25) в зависимости от скорости \Уо исходного шахматного пучка Сопоставление коэффициен-

1 2 W¡¡ 1 'у,

"С

Рис.25 Энергетическая эффективность компоновки Мод 1 (1,2,3, - номера ярусов, 4 - шахматная компоновка)

3

2 4 — -

2

По представленным рисункам можно отметить, что для пучков Мод 1 первый ярус имеет самые низкие показатели энергетической эффективности по сравнению с исходной шахматной компоновкой При этом с увеличением скорости Wo происходит улучшение энергетических показателей Для ярусов второго и третьего с увеличением W0 показатели KN, Kq улучшаются в исследованном диапазоне скоростей Представленные результаты позволяют оценить средние значения энергетических характеристик всего пучка разрабатываемой компоновки При осреднении коэффициентов энергетической эффективности учитывался «вес»

К +2 К +К

каждого яруса в повторяющихся группах труб, те к = 1 2 3

4

Результаты осреднения коэффициентов энергетической эффективности сведены в таблицу

Компоновка «Мод 1» Компоновка «Мод 2» KN =0,55-1,43 KN=l,ll-0,6

icQ=l ,15-1,53 KQ=1,114,7

Kf=1,1-0,44 KF=1,05-0,71

Численный анализ процессов течения и теплообмена в межтрубных каналах с использованием программного комплекса FLUENT В этом разделе получены поля течения и теплообмена разрабатывамых конфузорно-диффузорных компоновок Для моделирования турбулентности используется модель Рейнольдсовых напряжений RSM (Reynolds Stress Model) В качестве дополнительного уравнения используется уравнение переноса для скорости турбулентной диссипации е На первоначальном этапе проведения расчетов были получены распределения поверхностного трения, статического давления, локальной теплоотдачи на одиночном цилиндре, которые удовлетворительно соответствуют известным экспериментальными результатами Жукаускаса А А Численное решение задачи проводилось по методу установления, при котором задаются граничные и начальные приближения (скорость течения W=0, тепловой поток Q=const, минимальный шаг по времени - 0,001 сек )

На рис 26 представлены результаты численных расчетов полей скоростей и турбулентной энергии в прямых плоских каналах, диффузорных и конфузорных. Расположение областей с повышенной турбулентностью соответствует местоположению вихрей В каналах конфузорного и диффузорного типов несимметрия вырождается и как следствие возможно получение стационарного решения Локализация областей с повышенной турбулентностью также соответствует местоположению вихрей В случае конфузорного течения омываемую потоком пристенную область пластин можно разделить на области с различным уровнем турбулентности (темные области - повышенный уровень турбулентности) При уменьшении продольного шага происходит стабилизация течения Формируются течения с центральной струей При взаимодействии потока с поверхностью цилиндров происходит генерация турбулентности, как в области присоединения, так и при отрыве потока При этом наибольшая турбулентность в области присоединения находится вблизи поверхности цилиндра, а в кормовой - вдали от поверхности

Проведенный анализ течения в межтрубных плоских каналах с выступами (каналы трубного пучка без поперечных перетеканий), а также оценки энергетических характеристик - теплового потока и затрат мощности на прокачку теплоносителя позволяют рассматривать организацию течения в межтрубных каналах с наложением градиента давления на среднее течения как энергетически эффективный метод воздействия на интенсивность процессов переноса в каналах с выступами. При малых поперечных и больших продольных относительных шагах формируются вихревые структуры. Наличие крупномасштабного вихреобра-зования приводит к увеличенным потерям энергии на прокачку теплоносителя. Параллельно-струйный поток, выходящий из узкой щели меняет свое направление, «прилипая» к поверхности одного из пары цилиндров. Свободное течение в большом межтрубном пространстве дает возможность формироваться дорожке Кармана. Наложение положительного градиента давления на среднее течение приводит к более упорядоченному течению. Можно отметить характерную особенность распределения турбулентной энергии. Для коридорного пучка сгустки турбулентности распределяются вдали от тешюобменной поверхности, в то время как при наличии диффузорности наибольшая турбулентность «обволакивает» трубы. При в=5,33 тепловой поток С> увеличивается в 1,2 раза для диффу-зорного пучка, а аэродинамическое сопротивление уменьшается больше, чем в ~10 раз по сравнению с коридорным. ! IЬ I | ! ] I!

1) 2) 3) 4)

Рис.26. Турбулентная энергия и скорость. 1,2,3 - плоский канал с выступами; 1) прямой; 2) диффузорный 3) конфузорный); 4) коридорно-диффузорный, коридорный пучок труб (широкие продольные шаги).

Для случая а!ъ=\,065/1,065, снижение потерей энергии, полученное в эксперименте доходит до ~8 раз.

Результаты расчета по численной модели дают уменьшение аэродинамических потерь до 9 раз (при /У=3°) Для самых тесных пучков характерно изменение вихревого течения (коридорный пучок) на извилисто-поперечное, т е вихревое течение трансформируется в, практически, безвихревое

Для диффузорных пучков изменение их обтекания по сравнению с аналогичным обтеканием для обычных коридорных пучков приводит к следующему

• При в=2.0 тепловой поток 0 уменьшается в~1,3 раза При этом аэродинамическое сопротивление снижается в~3 раза по сравнению с исходным коридорным пучком

• При в-1.2 тепловой поток уменьшается в~1,4 раза, а сопротивление в~4 раза.

ВЫВОДЫ

1 Впервые проведено комплексное экспериментальное исследование локальных теплоаэродинамических характеристик шадкотрубных пучков новых компоновок - теплоотдачи, поверхностного трения, статического давления, а также анализ энергетической эффективности при течении воздуха в плоском канале с полуцилиндрическими коридорно расположенными выступами, на основе которых.

а) выявлена несимметрия течения и теплообмена (до 70%) на противоположных стенках плоского канала, а также условия исчезновения несимметрии при уменьшении продольного относительного шага до Ь=2,5-2 и увеличении поперечного относительного шага до значений, больших а=1,5,

б) установлено, что в области Яе>20000 гидродинамическое сопротивление плоского канала с выступами меньше (до 30%), чем у обычных трубных пучков без плоских перегородок, что связано с повышением уровня турбулентности и уменьшением размеров присоединенных вихрей,

в) получено распределение потерь давления в плоском канале с выступами по рядам выступов, выявлено, что стабилизация гидродинамического сопротивления наступает с 3-го, 4-го и 5-го ряда соответственно при Ь=5,3,3,04,2,13,

г) получены обобщающие зависимости по расчету средней конвективной теплоотдачи для плоской и цилиндрической поверхностей и максимальной теплоотдачи на них, среднеинтегральной конвективной теплоотдачи для плоскоцилиндрической поверхности;

д) показана возможность представлять течение в канале с полуцилиндрическими выступами так же, как и в плоском канале с прямыми двойными уступами, но при этом необходимо учитывать смещение области отрыва с полуцилиндр ических выступов,

е) получено, что энергетическая эффективность канала с выступами ниже, чем на трубной поверхности

2 Впервые проведено исследование теплоотдачи и гидродинамических характеристик, анализ энергетической эффективности при поперечном обтекании пучков труб новых компоновок - извилистых и конфузорно-диффузорных Для извилистого пучка Д=0,5Я получен наибольший выигрыш в сопротивлении по сравнению с коридорным пучком при 11еа>20000 Энергетическая эффективность извилистого пучка со смещением труб Д=0,511 больше в 1 5-2 раза чем обычных пучков при Яе^ЗОООО.

3 Впервые получены распределения локального поверхностного трения и статических давлений на поверхности цилиндров, определены действующие силы на цилиндры - лобовое сопротивление и подъемная сила. Для исследованных пучков отмечены точки отрыва, присоединения, торможения потока вдоль периметра труб - тем самым определены размеры областей прямого и возвратного течения.

4 Впервые проведено комплексное экспериментальное исследование теп-лоаэродинамических характеристик диффузорных (гладкотрубные и оребрен-ные) и конфузорных (оребренные) компоновок пучков труб

5 Исследованные новые диффузорные и конфузорные компоновки отличаются пониженным аэродинамическим сопротивлением по сравнению с коридорными или шахматными компоновками Получено, что диффузорные пучки попе-речнооребренных труб, также как и аналогичные пучки гладких труб более эффективны Конфузорные компоновки не дают выигрыша в энергетической эффективности.

6 Впервые исследована гидродинамика и теплопередача воздушного водо-охладителя в виде пучка спирально-проволочно оребренных труб, с компоновкой «диффузорно-конфузорного» типа и обнаружено, что исследуемая новая компоновка более эффективна по сравнению с шахматной компоновкой (мощность на прокачку воздуха в разработанном пучке сокращается в 1,8 раза)

7. Выявлено, что повысить энергетическую эффективность трубных пучков за счет новых компоновок возможно при организации диффузорного течения теплоносителя в межтрубных каналах поперечноомываемых пучков труб.

8 Разработаны новые компоновки труб на основе энергетически эффективных способов интенсификации конвективного теплообмена в межтрубных каналах пучков труб Предложен метод повышения энергетической эффективности поперечно-омываемых пучков труб путем создания в межтрубных каналах градиентов давления. Метод дает возможность создавать новые энергоэффекгивные компоновки трубных пучков конфузорно-диффузорного типа, существенно (до 70%) снизить аэродинамическое сопротивление разрабатываемых компоновок трубных пучков

9 Разработаны новые конфузорные и диффузорные компоновки трубных пучков из гладких и оребренных труб, что позволяет решать проблемы энергосбережения в ряде теплотехнических и энергетических объектов- низкопотенциальной части ТЭС - радиаторно-испарительные градирни, конденсаторы воздушного охлаждения, котлы-утилизаторы, энергетические котлы и т.п

10 Предложены модель переноса и вихревая модель, позволяющие разрабатывать методики расчета теплогидродинамических характеристик в межтрубных каналах - в плоском канале с выступами в области присоединения, а также для области течения после присоединения;

Практическое использование результатов диссертационной работы подтверждено актом о внедрении

Основные результаты диссертации отражены в следующих работах 1 Сукомел A.C.,Величко В.И, Пронин В.А.Экспериментальное исследование теплоотдачи в плоском канале с полуцилиндрнческими выступами//ИФЖ 1983,т.45г№4.с.533 -537.

2 Сукомел А С, Величко В.И, Пронин В.А. К расчету теплоотдачи в области присоединенного пограничного слоя.//ИФЖ 1984.т47.№5.С.709-713

3 Величко В И, Пронин В А. Распределение статического давления и гидродинамическое сопротивление в плоском канале с полуцилиндрическимп коридорно-расположенными выступами//ИФЖ.1987.т.53,№4.С.540-543.

4 Величко В.И., Пронин В.А. Особенности теплообмспа при течении воздуха в плоском канале с полуцилиндрическими коридорпо расположенными выступами //ИФЖ. 1987.т.53,№6.С.949 - 954.

5 Величко В.И., Пронин В А.«Конвекгивная трубчатая поверхность» А.С. № 1560896.Бюллетень«С)ткрытия Изобретения». №16.1990.

6 Пронин В .А., Клевцов А.В., Цой АД «Система охлаждения конденсатора паротурбинных установок». Полезная модель. BJV® Гос per 98115190. Бюллетень 1998.

7 Цой А Д , Солодов А.П., Клевцов А.В., Романенко А.Н., Пронин В.А. Исследование процессов конденсации водяного пара в конденсационной трубе с воздушным охлаждением «Промышленная энергетика», №8,2000.

8 Proceedmgs of the Fifth World Conference on Experimental Heat Transfer, Fluid Mechanics and Thermodynamics. Thessalonica, Greece, 24-28 September,2001. I. Carvajal-Mariscal, Pronm V.A.. Экспериментальные исследования теплопередачи в пучках труб с наклонными ребрами. Труды V Конференции по экспериментальному исследованию теплопередачи жидкотей и термодинамике Thessalonica, Греция, 24-28 сентября 2001. Я. Carvajal-Mariscal, Pronin V.A.

9 Proceedmgs of the International Simposium on Compact Heat Exchangers, (Grenoble, August, 2002). - Editioni ETS. 2002. Ignacio Carvajal-Mariscal, Florencio Sanches-Silva, Edgar A. Nunez Alfaro, Pronin У.А.Компактный теплообменник из труб с наклонными ребрами.Труды Международной конференции по теплопередаче в компактных теплообменниках, (Гренобль, август 2002).-Editioni ETS. 2002. Игнасио Карвадгьал-Марискал, Florencio Sanches-лее, Эдгар А. Нунез Alfaro, Pronin V.A

10 Пронин ВА., Уманчик Н. П., Уманчик Н.Н., Семенвдо Б Е. Дозорцев АВ. Экспериментальное исследование локальных теплоаэродинамических характеристик секций теплообменников воздушного охлаждения с улучшенными энергетическими показателями Химическое и нефтегазовое машиностроение. 2002 №5.

11 Иванов А.П., Клевцов АВ., Корягин АВ., Пронин В А., Прохоров М.И. О возможности надстройки энергоблоков с турбинами ПТ-60-130 газотурбинными установками. «Энергосбережение и водоподготовка» 2003, №3.

12 Пропил В А., Романенко АЛ., Клевцов АВ. Теплопередача и аэродинамические характеристики воздушного водоохладителя//Весгннк МЭИ. 2004. №5. С.13-19.

13 Пронин В А. Разработка новых компоновок поперечнообтекаемых пучков труб//Вестник МЭИ. 2005. №2. С.34-42.

14 Пронин В.А., Романенко АН., Клевцов А.В. Энергоэффективность пучка ребристых труб воздушного водоохладителя//Весгник МЭИ. 2005 Л"«3. С36-39.

15 Пронин В.А, Дозорцев А.В. Локальные теплоаэродинамические характеристики в межтрубных каналах с присоединенными вихрями //Теплоэнергетика №7. 2006. с.75-80

16 Величко ВИ, Коваленко НА, Пронин В А Теплоотдача, аэродинамическое сопротивление, энергетическая эффективность в супертесных поперечно-обтекаемых гладкот-рубных пучках шахматной компоновки Тр Первой Российской национальной конференции по теплообмену т 8 1994

17 Пронин В А, Клевцов А В , Лавров Д А, Косолапов Д М Повышение энергетической эффективности плоских сеточно-ребристых каналов Труды Второй Российской Национальной конференции по теплообмену Тб Интенсификация теплообмена Радиационный и сложный теплообмен МЭИ, 1998

18 Величко В И, Пронин В А Расчет теплоотдачи в плоском канале с отрывом и присоединением воздушного потом //Интенсификация тепломассообмена в энергетических установках Межвузовский сборник трудов МЭИ 1985 №4 С 84-91

19 Пронин В А Измерение гидродинамических характеристик и теплоотдачи в тесных поперечнообтекаемых трубных пучках Энергетически эффективный способ размещения труб в пучке дисс канд техн наук М, 1989

20 Ветичко В И, Пронин В А Яссин Н Теплоотдача, гидродинамика, энергетическая эффективность в тесных поперечно-обтекаемых гладкотрубных пучках нетрадиционных компоновок Тепломассообмен ММФ-92 2 Минский Международный форум, (май 1992) Т1 ч 1 С 53-57

21 Пронин В А, Карвахал М А Повышение компактности и энергетической эффективности конвективных поперечнооребренных поверхностей теплообмена Тепломассообмен ММФ-96 Конвективный тепломассобмен Т1 Минск АНК «ИТМО им А В Лыкова» АНБ, 1996

22 Григорьев Б А, Пронин В А, Дозорцев А В Улучшение теплоаэродинамических характеристик поперечно-обтекаемых пучков труб Труды Второй Российской Национальной конференции по теплообмену Тб Интенсификация теплообмена Радиационный и сложный теплообмен МЭИ, 1998

23 Пронин В А, Карвахал М А Экспериментальное исследование локальных теплоаэродинамических характеристик при поперечном обтекании трубы с наклонными ребрами Тр Второй Российской Национальной конференции по теплообмену Т б Интенсификация теплообмена Радиационный и сложный теплообмен МЭИ, 1998

24 Пронин В А, Григорьев Б А , Дозорцев А В Повышение энергетической эффективности газожидкостных трубчатых геплообменных систем 5-ая Международная научная конференция «Методы кибернетики химико-технологических процессов» (КХТП - 5-99)

25 Ветичко В И, Пронин В А Интенсификация теплоотдачи и повышение энергетической эффективности конвективных поверхностей теплообмена /Учебное пособие по курсу «Интенсификация процессов конвективного теплообмена в элементах энергетических установок» для студентов, обучающихся по направлению «Теплоэнергетика» М Изд-во МЭИ, 1999

26 Горяев А Б Дозорцев А В , Коряпш А В, Клевцов А В, Пронин В А, Юшков Б В Сравнение характеристик поверхностного конденсатора и конденсатора с воздушным охлаждением Международная научно-практическая конференция «Экология энергетики-2000» Материалы конференции -М Издательство МЭИ, 2000 -464с, ил

27 Пронин В А, Корягин А.В, Клевцов АВ, Юшюв Б В, Прохоров М И Теплогидродинамиче-схие характеристики водоструйной возцухоохлаждаемой конденсационной установки Международная научно-практическая конференция «Экология энергепжи-2000» Материалы конференции -М Издательство МЭИ, 2000 -464с, ил.

28 Цой А Д , Пронин В А, Клевцов А В Юшков Б В , Прохоров М И Воздухоохлаждае-мый водоструйный конденсатор паротурбинной установки Юбилейная научно-практическая конференция АНТОК СНГ, 2001

29 Пронин В А, Клевцов А В , Прохоров М И Теплоотдача малорядных шахматно-диффузорных и-конфузорных пучков ребристых труб Научно-техническая конференция «Проблемы энергосбережения Теплообмен в электротермических и факельных печах и топках» Тверь, 2001

30 Экспериментальное исследование локальных теплоаэродинамических характеристик при поперечном обтекании малорядных пучков коридорно-диффузорных компоновок Тр 3-ей Российской национальной конфер по теплообмену 6 Интенсификация теплообмена Радиационный и сложный теплообмен (октябрь 2002 Москва) М Изд -во МЭИ, 2002 Т 6 Пронин В А, Дозорцев А В, Непомнящий А И

40

V.

31 Пронин В А, Клевцов AB, Прохоров МЛ. Теплоотдача малорядных шахматно-диффузорных и конфузорных пучков ребристых труб Тр 3-ей Российской национальной кэнф По теплообмену б Интенсификация теплообмена Радиационный и сложный теплообмен (октябрь 2002 Москва) - М .Изд.-во МЭИ, 2002 Т6

32 Пронин В А., Дозорцев AB, Непомнящий А И, Семенидо К.Б Повышение энергетической эффективности газожидюэегаых трубчатых теплообменных систем Тез дога 3-ей Всероссийской научно-пракг конфер «Повышение эффективности теплоэнергетического оборудования» (ноябрь 2002 Иваново)

33 Величко В И, Пронин В А Повышение энергетической эффективности поперечноомы-ваемых пучков труб Тезисы докл электронной конф по программе «Топливо и энергетика» НТП Минобразования РФ «Научные исследования высшей школы по приоритетным направлениям науки и техники» Раздел 1) Перспективные технологии производства и транспорта тепловой и электрической энергии - М. МЭИ. 2002 По адресу http /rnrmpei ас ru/konC

34 Величко В И, Пронин В А. Теплоотдача и энергетическая эффективность трубчатых конвективных поверхностей теплообмена /Учебное пособие по курсу «Интенсификация процессов конвективного теплообмена в элементах энергетических установок» для студентов, обучающихся по направлению «Теоретические основы теплотехники» М Изд-во МЭИ, 2003

35 А В Клевцов, Пронин В А Конденсаторы ТЭС с воздушным охлаждением (Раздел 7 1 5)/ Экология энергетики учебное пособие для студентов, обучающихся по направлению «Теплоэнергетика» М Изд-во МЭИ, 2003

36 Пронин В А, Дозорцев А В Локальные теплоаэродинамические характеристики в межтрубных каналах с присоединенными вихрями Тр Второй Российской конференции Тепломассообмен и гидродинамика в закрученных потоках (март 2005 г Москва)-М Изд-во МЭИ, 2005

37. Пронин В А, Дозорцев А В, Тырин В Е Гидродинамика и теплообмен в межтрубных каналах тадкотрубных пучков коридорно-диффузорного типа Труды Четвертой Российской национальной конференции по теплообмену В 8 томах Т6 Дисперсные потоки и пористые среды Интенсификация теплообмена. М Издательский дом МЭИ, 2006 -314с ил

Печ л Тираж 100 Заказ ///

Полиграфический центр МЭИ, Москва, Красноказарменная ул, д 13

ПЕРЕЧЕНЬ ОСНОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ.

ВВЕДЕНИЕ.

1. СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ИССЛЕДОВАНИЙ

ПРИ РАЗРАБОТКЕ ЭНЕРГОЭФФЕКТИВНЫХ КОМПОНОВОК

ТРУБНЫХ ПУЧКОВ

1.1. Направления исследований.

1.2. Сопоставление энергетической эффективности гладкотрубных пучков традиционных компоновок.

Выводы по главе

2. АНАЛИТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕПЛОАЭРОДИНАМИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ ПРИ ПОПЕРЕЧНОМ ОМЫВАНИИ СИСТЕМ ЦИЛИНДРОВ

2.1. Основы физической модели.

2.2. Постановка задачи экспериментального исследования.

Выводы по главе 2.

3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕПЛОАЭРОДИНАМИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК ТРУБНЫХ ПУЧКОВ

3.1. Экспериментальные трубные системы.

3.2. Методики экспериментальною исследования.

3.2.1. Аэродинамические характеристики.

3.2.2. Теплоотдача.

3.3. Экспериментальные установки.

3.3.1. Описание конструкций трубных пучков.

3.3.2. Программа проведения экспериментов.

3.4. Результаты экспериментального исследования теплоаэродинамических характеристик.

3.4.1. Пучки гладких труб.

3.4.1.1. «Конфузорно-диффузорные» и «извилистые» пучки из спаренных цилиндров.

3.4.1.2. Промежуточные «извилисто-конфузорно-диффузорные» компоновки из спаренных цилиндров.

3.4.1.3. «Коридорно-диффузорные» пучки.

3.4.2. Пучки оребренных труб.

3.4.2.1. «Мембранные». коридорные пучки с ограничивающими пластинами)

3.4.2.2. «Шахматно-диффузорные» и «шахматно-конфузорные» пучки оребренных труб (винтовые ребра).

3.4.2.3. «Конфузорно-диффузорные» пучки оребренных труб. спирально-проволочное оребрение)

Выводы по главе 3.

4. ЭНЕРГЕТИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ РАЗРАБАТЫВАЕМЫХ

КОМПОНОВОК ПУЧКОВ ТРУБ

4.1. Гладкотрубные пучки.

4.2. Пучки ребристых труб.

4.3. Синтез энергоэффективных компоновок трубных пучков.

4.3.1. Схемы течения потока теплоносителя в межтрубных каналах пучков.

4.3.2. Численный анализ процессов течения и теплообмена в межтрубных каналах.

4.3.2.1. Плоский канал с коридорными полуцилиндрическими выступами.

4.3.2.2. «Коридорно-диффузорные» межтрубные каналы.

4.3.2.3. Анализ результатов расчета.

Выводы по главе 4.

Основным этапом при разработке новых высокоинтенсивных поверхностей теплообмена является этап всестороннего исследования теплогидродинамических характеристик разрабатываемых поверхностей.

Рассмотрение возможностей интенсификации теплообмена в разрабатываемых конструкциях поверхностей теплообмена приводит к мысли о необходимости более широкого подхода в решении рассматриваемой проблемы - не только интенсифицировать теплообмен, но и развивать методы повышения энергетической эффективности. Такой подход неразрывно связан с разработкой конструкции поверхности теплообмена при эффективном соединении ее элементов (синтез).

Синтез трубных поверхностей теплообмена. Его сущность состоит в том, что схемы конструкций трубных поверхностей теплообмена (компоновки пучков труб) разрабатываются на основе энергоэффективной физической модели течения и теплообмена теплоносителя в межтрубных каналах.

Наиболее полно разработаны методы синтеза для традиционных (шахматных и коридорных) компоновок трубных пучков [1-^11].

Проще всего осуществить синтез трубной поверхности теплообмена, состоящей из отдельных элементов - удаленных друг от друга труб. В этом случае для поверхности теплообмена можно задать почти любые теплоаэродинамические параметры путём несложных построений или вычислений, обеспечивающих заданные технические требования [1,4,5].

Значительно сложнее проводить синтез компоновок из многих близко расположенных труб, для которых синтез может быть выполнен лишь приближённо.

Общим недостатком большинства методов синтеза поверхностей теплообмена является то, что, как правило, они дают ограниченные возможности выбора схемы пучка. Однако эти недостатки в значительной мере устраняются применением вычислительных средств, которые позволяют оптимизировать различные критерии эффективности и учитывать большое количество конструктивных ограничений.

В теории теилообменных аппаратов (теплопередача) изучаются преимущественно традиционно применяемые формы поверхностей теплообмена. Компоновки пучков труб являются общими для всех (или для определённых групп) устройств, независимо от конкретного назначения аппарата. Например, одна и та же компоновка при охлаждении жидкости (газо-жидкостный аппарат) может применяться в автомобиле, энергетических и промышленных котлах, аппаратах химического производства и т.п. Во всех указанных случаях к теплообменным поверхностям во многом предъявляются аналогичные требования, поэтому методы исследования и проектирования этих поверхностей имеют много общего и составляют содержание науки о теплообмене.

Задачи синтеза поверхностей теплообмена очень разнообразны, но важнейшие из них можно сгруппировать по трём разделам:

- разработка физической модели и конструкции поверхности теплообмена;

- исследование характеристик теплообмена и аэродинамического сопротивления;

- анализ энергетической эффективности.

Таким образом, под синтезом поверхностей теплообмена понимается та первоначальная часть их проектирования, которая относится к выбору схемы конструкции и нахождению параметров этой схемы на основе физической модели, обеспечивающей наилучшее выполнение требуемых функций.

Задачи теплогидродинамики поверхностей теплообмена состоят в исследовании и получении необходимых характеристик интенсивности процессов переноса импульса и тепла как локальных, так и средних.

Анализ энергетической эффективности проводится с целью рассмотрения методов построения компоновок (их схем) по условиям согласованности работы отдельных элементов теплообменной поверхности, т.е. достижения наименьшего потребления энергии на прокачку теплоносителя.

Основы синтеза в его аналитической форме можно представить как последовательность решения задач синтеза поверхностей теплообмена в виде ряда этапов работы с физической моделью.

Первый этап - выбор основного критерия синтеза и ограничивающих условий (модель). Каждая компоновка в зависимости от назначения и условий эксплуатации должна удовлетворять требованиям, разнообразным по форме и содержанию. Некоторые из этих требований могут быть даже противоречивыми. Однако всегда можно установить, какое требование является решающим для эффективной работы поверхности, и в соответствии с этим выбрать основной критерий, по которому оценивается ее качество. Основной критерий синтеза является функцией параметров энергетической эффективности (называется также функцией-критерием, или целевой функцией), остальные требования к ней формулируются в виде ограничивающих условий на параметры. Другими словами, первый этап решения любой задачи синтеза - этап, на котором происходит формализация требований, предъявляемых к физической модели. На этом этапе задачи технологические и конструктивные требования превращаются в математические.

Второй этап - установление аналитического выражения функции, характеризующей величину основного критерия синтеза. Выбор основного критерия определяется назначением поверхности. Для некоторых поверхностей его аналитическое выражение может оказаться очень сложным. Между тем существуют функции, которые имеют более простой вид и в то же время с достаточной точностью характеризуют величину основного критерия.

Третий этап — определение параметров поверхности по основному критерию с учётом ограничивающих условий. В одних случаях эти условия выражаются в виде одного или нескольких уравнений и системы неравенств, из которых непосредственно находятся искомые параметры (точный синтез). В других случаях отыскиваются такие значения параметров, при которых отклонение функции-критерия от оптимального значения является достаточно малой величиной, удовлетворяющей условиям практического использования поверхности (приближённый синтез).

Указанные этапы синтеза поверхностей теплообмена составляют основное содержание задачи при их разработке, так как все последующие операции по установлению конкретных конструктивных форм уже не могут существенно изменить ее теплогидродинамических свойств.

Дальнейшее развитие методов синтеза состоит в отыскании наиболее целесообразных методов выполнения о тдельных этапов синтеза и применения их к различным видам теплотехнических устройств. В простейших случаях можно удовлетворить требованиям, предъявляемым к основному критерию и ограничивающим условиям, используя несложные методы. Однако применение этих методов не избавляет от необходимости решать задачу синтеза в нескольких вариантах для получения лучшего результата.

Применение ЭВМ (вычислительных сред) дает возможность эффективно и быстро выполнять третий этап синтеза - варьировать сочетания параметров исследуемой поверхности теплообмена и даже решать такие задачи синтеза, которые ранее не могли быть решены из-за сложности и трудоёмкости вычислений.

Интенсификация теплообмена. При взаимодействии поверхности теплообмена с омывающим ее однофазным потоком образуется пограничный слой, являющийся основным термическим сопротивлением в процессе теплоотдачи. Очевидно, чем больше толщина пограничного слоя и чем ниже теплопроводность теплоносителя, тем меньше значение коэффициента теплоотдачи. Поэтому для интенсификации теплообмена необходимо так воздействовать на пограничный слой, чтобы он стал по толщине возможно более тонким, или вообще его разрушить.

Существенного разрушения пограничного слоя можно добиться организацией течения с турбулизирующими вихрями. При течении в канале все гидродинамическое сопротивление сводится к сопротивлению трения, непосредственно связанному с процессом переноса тепловой энергии. При этом увеличение скорости с целью интенсификации теплообмена ограничено, так как с ее ростом в большей степени увеличивается гидродинамическое сопротивление.

Иначе обстоит дело в случае внешнего обтекания тел. В этом случае, из всего полного гидродинамического сопротивления обтекаемого тела лишь только часть его непосредственно связана с процессом переноса тепловой энергии, т. е. является полезной. Остальная часть гидродинамического сопротивления приводит лишь к увеличению мощности, необходимой для прокачивания теплоносителя (сопротивление формы).

Поэтому очевидно, что наиболее приемлемыми будут такие методы воздействия на течение теплоносителя, которые обеспечат организацию процесса теплообмена без существенного увеличения гидродинамического сопротивления, но при этом приведут к интенсификации теплообмена.

Известно, что наивыгоднейшим с точки зрения теплообмена режимом течения является турбулентный режим при течении в каналах и в пограничном слое при внешнем обтекании тел. Этот принцип по существу означает, что для интенсификации конвективного теплообмена необходимо искусственно перенести процесс теплообмена в турбулентную область. Чем меньше значение критерия Рейнольдса, при котором будет достигнута устойчивая турбулизация пограничного слоя, тем больше возможностей интенсификации конвективного теплообмена путем увеличения скорости потока и тем эффективнее интенсификация с точки зрения снижения потерей напора, затрачиваемого на достижение соответствующей высокой интенсивности теплообмена.

Процесс искусственной турбулизации связан с незначительным рассеиванием энергии, поэтому при удачном решении задачи теплообмена на поверхности с искусственно турбулизированным пограничным слоем может быть достигнут более существенный эффект.

Турбулизация пограничного слоя происходит не только за счет увеличения скорости набегающего потока, но и за счет колебания потока при организации течения с присоединенными вихрями. В работе [60] отмечается, что увеличение частоты отрыва вихрей в кормовой области обтекаемых тел приводит к снижению гидродинамического сопротивления в каналах с завихрителями. Анализ опытных данных, по влиянию числа Рейнольдса на периодичность отрыва вихрей в следе за плохообтекаемыми телами и их сопротивление указывает на обратный характер взаимосвязи между коэффициентом полного сопротивления обтекаемого тела С а и числом Струхаля БЬ. Для поперечного обтекания тел цилиндрической формы в диапазоне изменения чисел Рейнольдса Ке=102-107 получено обобщающее соотношение:

О) =-2,2+(2,5/(811+0,53)).

Автор [60] указывает, что рассматриваемый эффект связан со снижением энергетических потерь при уменьшении масштаба вихревых структур в кормовой области обтекаемых тел.

Учесть эффекты воздействия на поток теплоносителя при интенсификации теплообмена можно по принципу независимости действий кинетических энергий, создаваемых отдельными побудителями конвекции.

Исходя из этого принципа [6], суммарная кинетическая энергия Ес, деформирующая пограничный слой, может быть определена из выражения

Ес = и Ко2с = + Яе?1ульс, (В.1) где Яед — критерий Рейнольдса набегающего потока; ^пульс — пульсационный критерий Рейнольдса.

Из этих выражений следует, что Яес > Яе0, т. е. суммарный критерий

Рейнольдса больше критерия Рейнольдса набегающего потока. Таким образом, путем пульсации теплоносителя, т. е. колебаниями теплопередающей среды процесс теплообмена переносится в область более высоких значений критерия Рейнольдса, что ведет к его интенсификации.

Из изложенного видно, что интенсификации теплообмена можно достигнуть увеличением суммарной скорости движения за счет организации дополнительных форм движения.

Методы увеличения поверхности теплообмена со стороны газовой среды нашли широкое применение в различных отраслях техники. Действительно, во многих случаях теплоносители, между которыми осуществляется теплопередача, обладают сильно отличающимися свойствами, находятся в различных агрегатных состояниях, что сказывается на существенном различии значений интенсивности теплообмена. Так, в экономайзерах котлов со стороны воды легко достижимы высокие значения коэффициента теплоотдачи (порядка десятков тысяч), а со стороны газа они обычно не превышают единиц десятков. В этих условиях применение гладких труб для компоновки поверхности теплообмена приводит к увеличению веса и габаритов теплотехнического устройства. В таких случаях целесообразно увеличить поверхность теплообмена на стороне того теплоносителя, который имеет низкие значения коэффициента теплоотдачи (газы, вязкие жидкости). Практически это реализуется при разработке множества конструкций оребренных труб, начиная от простейших с круглыми и квадратными ребрами и кончая трубами с оребрением сложной конфигурации.

В настоящее время имеется огромное количество различных конструкций оребренных поверхностей [1,7-12,84,93,95,97,100,102-104]. В качестве оребрения используются продольные прямые и разрезные ребра, поперечные разрезные ребра, спиральные ребра, спирально-проволочные [131], наклонные [84,130] и др. Однако не все предложенные и осуществленные типы оребрения труб получили распространение в промышленности. Во всяком случае, можно отметить, что это самый распространенный способ увеличения теплового потока. Оребрение поверхности только условно можно рассматривать как способ интенсификации теплообмена, так как в данном случае рост количества переданного тепла происходит, в основном, за счет увеличения поверхности теплообмена. Только незначительное увеличение теплового потока может быть осуществлено за счет изменения структуры пограничного слоя, вызванного наличием ребер различной конфигурации.

Окончательное суждение о целесообразности применения того или иного метода интенсификации для конкретных условий можно получить, сопоставляя различные теплообмен ные поверхности по одному из существующих методов.

О совершенстве процесса теплообмена можно судить по характеристике эффективности, представляющей собой соотношение величин мощности теплового потока, перенесенного от поверхности нагрева, и мощности, затраченной на преодоление сопротивления движению теплоносителя.

Энергетическая эффективность. Правильная сравнительная технико-экономическая оценка различных вариантов конвективных поверхностей теплообмена имеет большое значение, которое по мере развития техники все более возрастает.

Для оценки эффективности поверхностей теплообмена предложено множество критериев: энергетических, термодинамических, экономических. Обычная методика технико-экономического анализа основывается на сравнении одного из экономических критериев, чаще всего - приведенных годовых затрат. Однако эта методика в полном объеме может быть использована для сравнительной оценки только таких поверхностей теплообмена, которые выпускаются серийно и относительно которых накоплен опыт эксплуатации.

В работах, связанных с созданием новых эффективных поверхностей теплообмена, необходимость в сравнительной оценке возникает на гораздо более ранней стадии, когда получены первые данные по теплообмену и сопротивлению. Сравнительная оценка в этих условиях определяет дальнейшие перспективы исследования, его направление носит глубоко принципиальный характер. Таким образом, возникает проблема сравнительной оценки эффективности поверхностей на стадии, когда обычная методика технико-экономического анализа не может быть использована.

При ближайшем анализе многочисленных работ, посвященных проблеме сравнительной оценки эффективности поверхностей теплообмена, выясняется, что все они построены на методической основе Гухмана A.A., Кирпичева М.В. и Кирпикова В.А. [13,14,122,127,128].

В качестве основных рассматриваются три характеристики поверхности теплообмена: тепловой поток (Q, Вт), мощность, затраченную на продвижение У теплоносителя (N, Вт), и площадь поверхности теплообмена (F, м~). На этой основе предлагаются три варианта задач с использованием критериев сопоставления поверхностей теплообмена:

1. по тепловому потоку (при одинаковых мощностях и площадях);

2. по мощности (при одинаковых тепловых потоках и площадях);

3. по площади (при одинаковых тепловых потоках и мощностях).

Соответственно этому определяются значения трех критериев эффективности: по тепловому потоку Ку, по мощности KN, по площади KF.

Использование данных по теплообмену и сопротивлению, например, в виде зависимостей St(Re) и ^(Re), когда сопоставляются однотипные поверхности, отличающиеся только геометрическими параметрами, и когда практически все термическое сопротивление сосредоточено на стороне одного из теплоносителей (например, газа), можно получить выражения для теплового потока и мощности, затраченной на продвижение теплоносителя. Они могут быть представлены в виде:

Q=aЛtF=StReFpCpvДt/d) (В.2)

Ы=Лр1ш=^1е3Рру3/8с1э3 (В.З) где А1 - температурный напор; - а/рСр\у - число Стантона; (Ср -средняя теплоемкость при постоянном давлении; р - плотность; -среднерасходная скорость); Ле=шс1/у - критерий Рейнольдса (у - коэффициент кинематической вязкости); с!э=4АЬ/Р - эквивалентный диаметр (Г - площадь поперечного сечения, Ь - длина поверхности), Др=£,р\у 1У1йэ. В относительной (безразмерной) форме получим:

Р^-Яе-Р-Ан (В.4)

N = ^ • Яе3 • Ё • Вр (В.5)

В этих выражениях черточкой сверху обозначены отношения соответствующих величин для двух сопоставляемых поверхностей 1 и 2.

В тех случаях, когда технология изготовления поверхности, интенсифицирующей теплообмен, и эталонной (базовой) практически не отличаются друг от друга, значения коэффициента КР прямо определяют выигрыш по стоимости поверхности. При одинаковой (или близкой) компактности сопоставляемых поверхностей значения коэффициента Кг-определяют также выигрыш по объему. При сравнении поверхностей существенно разной компактности в качестве основных характеристик поверхности теплообмена следует рассматривать не С), К, Р, а N. V и проводить сопоставление по объемам при (3=4с1ет и Ы=гс1ет. Однако результаты такого сопоставления сильно зависят от компактности поверхности и не отражают ее истинную теплофизическую эффективность, характеризуемую коэффициентами Ку, Км, КР.

Процедура сопоставления существенно упрощается в случае равенства единице соответствующих корректирующих коэффициентов, что обычно имеет место при сравнительной оценке серии теплообменных поверхностей, отличающихся только отдельными конструктивными элементами.

При наличии критериальных зависимостей для теплоотдачи в состав корректирующих множителей необходимо вводить дополнительный коэффициент, представляющий собой соотношение критериев Прандтля в соответствующих степенях.

В общем случае при изменении Яе значения Кд, Км, К| изменяются. Поэтому при сопоставлении поверхностей необходимо учесть зависимости Кд(Яе), Км(11е), Кр(Яе), которые позволяют не только установить оптимальные (по скорости) области применения поверхностей, но дают представление о направлении дальнейших исследований. При этом под Яе можно понимать Яе] (прямое построение), или Яе2 (обратное построение).

В прикладном аспекте зависимости Кд(Яе), Км(Ке), КР(Яе) должны быть использованы разработчиками (после выбора класса поверхностей в соответствии с конкретными условиями задания) для вариантных проработок, т.е. выбора наиболее совершенного типа поверхности (внутри класса) и области (по Яе) ее наиболее рационального использования.

При необходимости предлагаемый способ сопоставления может быть переработан на случай, когда термические сопротивления со стороны обоих теплоносителей оказываются соизмеримыми или на случай сопоставления свойств теплоносителей для фиксированной поверхности.

Существенное достоинство предлагаемого метода заключается также в том, что он позволяет построить количественные критерии эффективности воздействия, которые в явном виде определяют пределы рациональной применимости этого воздействия [14]. Можно получить:

Следовательно, критерий рациональности применения поверхности по тепловому потоку <3 может быть представлен в виде:

51

В.6)

81 $\2/ м

В.7)

Аналогичным образом, используя (В.6) и (В.8), получаем критерий эффективности поверхности по затраченной мощности N

Эффективность воздействия в интересующем нас отношении оказывается тем выше, чем больше соответствующий критерий эффективности отличается в требуемую сторону от единицы.

Заметим, что выигрыш по коэффициентам Кд, Км, КР при практически неизменной технологии изготовления поверхности означает выигрыш в дальнейшем исследованной поверхности по сравнению с эталонной и по экономическим критериям (например, приведенным затратам) разумеется в предположении, что поверхности будут работать в том же режиме, для которого выполнено исследование.

В самом простом случае, когда опытные данные по теплообмену и сопротивлению каналов при турбулентном движении воздуха могут быть аппроксимированы, например, степенными зависимостями 81=аКе"п и ^вКе"111 предлагаемый метод сравнительной оценки трансформируется следующим образом [14].

При сопоставлении поверхностей по тепловым потокам система уравнений принимает вид:

В.8) и критерий эффективности по площади поверхности Б теплообмена

Ко =8М1е О

В.10)

1 = 1-К&3 (Б.11)

Значение Яб! (при заданном Яе?), при котором реализуется условие Ки=1, определяется из уравнения (В. 11). Далее по известным зависимостям для различных значений по формуле (В. 10) определяются значения и строится зависимость К(^(И.е) .

При сопоставлении поверхностей по мощности система уравнений имеет вид:

1 = ^ • Яе (В.12)

Км=^-11е3 (В.13)

Значение Яе) (при заданном Яе2), при котором реализуется условие Кд=1, определяется из уравнения (В. 12).

При сопоставлении поверхностей по площади исходная система уравнений получает вид:

1 = а-ЯеКр (В. 14)

Км=|-11е3-Кр (В.15)

Значение Яе| (при заданном Яе2), при котором реализуются уоловия Кд=1 и определяется из совместного рассмотрения этих уравнений.

По известным зависимостям З^Яе]) и 81:2 (Яе2) или ^(Яе^ и (;2(Яе2) для различных значений Яе2) определяются значения КР и строится зависимость КР(Яе).

На рис.В.1, например, представлена расчетная схема сопоставления поверхностей теплообмена по коэффициентам энергетической эффективности (по тепловым потокам).

Аналогично может быть реализована схема сопоставления поверхностей по мощности прокачки теплоносителя N при одинаковой поверхности теплообмена Р и равенстве тепловых потоков С). В любом случае через условия сопоставления аналитически может быть получено выражение, связывающее сопряженные скорости \¥] и \У2

Рис.В.1 Расчетная схема сопоставления поверхностей теплообмена по коэффициентам энергетической эффективности: индекс 1 - базовая поверхность; индекс 2 - поверхность сравнения; \¥] и \¥г - сопряженные скорости теплоносителя.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ

1. Впервые проведено комплексное экспериментальное исследование локальных теплоаэродинамических характеристик гладкотрубных пучков новых компоновок - теплоотдачи, поверхностного трения, статического давления, а также анализ энергетической эффективности при течении воздуха в плоском канале с полуцилиндрическими коридорно расположенными выступами, на основе которых: а) выявлена несимметрия течения и теплообмена (до 70%) на противоположных стенках плоского канала, а также условия исчезновения несимметрии при уменьшении продольного относительного шага до Ь=2,5-К2 и увеличении поперечного относительного шага до значений, больших а=Т,5; б) установлено, что в области Re>20000 гидродинамическое сопротивление плоского канала с выступами меньше (до 30%), чем у обычных трубных пучков без плоских перегородок, что связано с повышением уровня турбулентности и уменьшением размеров присоединенных вихрей; в) получено распределение потерь давления в плоском канале с выступами по рядам выступов, выявлено, что стабилизация гидродинамического сопротивления наступает с 3-го, 4-го и 5-го ряда соответственно при Ь=5,3; 3,04; 2,13; г) получены обобщающие зависимости по расчету средней конвективной теплоотдачи для плоской и цилиндрической поверхностей и максимальной теплоотдачи на них, среднеинтеградьной конвективной теплоотдачи для плоскоцилиндрической поверхности; д) показана возможность представлять течение в канале с полуцилиндрическими выступами так же, как и в плоском канале с прямыми двойными уступами, но при этом необходимо учитывать смещение области отрыва с полуцилиндрических выступов; е) получено, что энергетическая эффективность канала с выступами ниже, чем на трубной поверхности.

2. Впервые проведено исследование теплоотдачи и гидродинамических характеристик, анализ энергетической эффективности при поперечном обтекании пучков труб новых компоновок - извилистых и конфузорно-диффузорных. Для извилистого пучка Д=0,5К получен наибольший выигрыш в сопротивлении по сравнению с коридорным пучком при Яес1>20000. Энергетическая эффективность извилистого пучка со смещением труб Д=0,511 больше в 1.5-2 раза чем обычных пучков при Яес)<30000.

3. Впервые получены распределения локального поверхностного трения и статических давлений на поверхности цилиндров, определены действующие силы на цилиндры - лобовое сопротивление и подъемная сила. Для исследованных пучков отмечены точки отрыва, присоединения, торможения потока вдоль периметра труб - тем самым определены размеры областей прямого и возвратного течения.

4. Впервые проведено комплексное экспериментальное исследование тепло-аэродинамических характеристик диффузорных (гладкотрубные и оребренные) и конфузорных (оребренные) компоновок пучков труб.

5. Исследованные новые диффузорные и конфузорные компоновки отличаются пониженным аэродинамическим сопротивлением по сравнению с коридорными или шахматными компоновками. Получено, что диффузорные пучки попе-речнооребренных труб, также как и аналогичные пучки гладких труб более эффективны. Конфузорные компоновки не дают выигрыша в энергетической эффективности.

6. Впервые исследована гидродинамика и теплопередача воздушного водо-охладителя в виде пучка спирально-проволочно оребренных труб, с компоновкой «диффузорно-конфузорного» типа и обнаружено, что исследуемая новая компоновка более эффективна по сравнению с шахматной компоновкой (мощность на прокачку воздуха в разработанном пучке сокращается в 1,8 раза).

7. Выявлено, что повысить энергетическую эффективность трубных пучков за счет новых компоновок возможно при организации диффузорного течения теплоносителя в межтрубных каналах поперечноомываемых пучков труб.

8. Разработаны новые компоновки труб на основе энергетически эффективных способов интенсификации конвективного теплообмена в межтрубных каналах пучков труб. Предложен метод повышения энергетической эффективности поперечноомываемых пучков труб путем создания в межтрубных каналах градиентов давления. Метод дает возможность создавать новые энергоэффективные компоновки трубных пучков конфузорно-диффузорного типа; существенно (до 70%) снизить аэродинамическое сопротивление разрабатываемых компоновок трубных пучков.

9. Разработаны новые конфузорные и диффузорные компоновки трубных пучков из гладких и оребренных труб, что позволяет решать проблемы энергосбережения в ряде теплотехнических и энергетических объектов: низкопотенциальной части ТЭС - радиаторно-испарительные градирни, конденсаторы воздушного охлаждения, котлы-утилизаторы, энергетические котлы и т.п.

10. Предложены модель переноса и вихревая модель, позволяющие разрабатывать методики расчета теплогидродинамических характеристик в межтрубных каналах - в плоском канале с выступами в области присоединения, а также для области течения после присоединения;

Практическое использование результатов диссертационной работы подтверждено актом о внедрении.

1. Жукаускас A.A. Конвективный перенос в теплообменниках.: Наука, 1982.

2. Жукаускас A.A., Улинскас Р.В., Катинас В.И. Гидродинамика и вибрации обтекаемых пучков труб, Вильнюс: Мокслас,1984.

3. Мигай В.К., Фирсова Э.В. Теплообмен и гидравлическое сопротивление пучков труб. Л.: Наука, 1986.

4. Справочник по теплообменникам /Пер. с англ., под ред. Б.С. Петухова, В. К. Шикова. М.: Энергоатомиздат,1987.Т.1.

5. Жукаускас А., Жюгжда И. Теплоотдача цилиндра в поперечном потоке жидкости. Вильнюс: Мокслас, 1979.

6. Бузник В. М. Интенсификация теплообмена в судовых установках. Л. Судостроение, 1969.

7. Оребрённые поверхности нагрева паровых котлов/Г.И.Левченко, И.Д.Лисейкин, A.M. Копелиович и др. М,: Энергоатомиздат, 1986.

8. Антуфьев В.М. Сравнительные исследования теплоотдачи и сопротивления ребристых поверхностей //Энергомашиностроение. 1961. №2. С. 12-16.

9. Кунтыш В.В., Иохведов Ф.И. Выбор эффективной поверхности нагрева для создания компактного воздухоподогревателя (калорифера) //Изв. вузов. Сер. Энергетика. 1970.№ 5.С.68-72.

10. Стасюлявичус Ю., Скринска А. Теплоотдача поперечного обтекаемых пучков ребристых труб. Вильнюс; Минск, 1974.

11. Юдин В.Ф. Теплообмен поперечнооребренных труб. Л.: Машиностроение, 1982.

12. Письменный E.H. Теплообмен и аэродинамика пакетов поперечнооребренных труб: Автореф. дис. докт. техн. наук. Киев, 1994. 37 с.

13. Гухман A.A. Методика сравнения конвективных поверхностей нагрева /ЖТФ. 1938. Т.8, № 17. С.1584-1602.

14. Кирпиков В.А. Интенсификация конвективного теплообмена: Учебное пособие/МИХМ. М., 1991.- 104 с.

15. Тепловой расчет котельных агрегатов. Нормативный метод /Под ред. Н.В.Кузнецова и др. М.: Энергия,1973.

16. Аэродинамический расчет котельных установок. Нормативный метод /Под ред. С.И. Мочана. Л.: Энергия, 1977.

17. Пронин В.А. Измерение гидродинамических характеристик и теплоотдачи в тесных поперечнообтекаемых трубных пучках. Энергетически эффективный способ размещения труб в пучке: дисс. канд. техн. наук. М., 1989.

18. Калафати Д.Д., Попалов В.В. Оптимизация теплообменников по эффективности теплообмена. М.: Энергоатомиздат,1986.

19. Евенко В.И., Анисин А.К. Повышение эффективности теплоотдачи поперечно обтекаемых пучков труб /Теплоэнергетика. 1976. №7. С.37-40.

20. Кунтыш В.Б., Стенин H.H., Краснощекое. Л.Ф. Исследование теплоаэро-динамических характеристик шахматных пучков с нетрадиционной компоновкой оребренных труб //Холодильная техника. 1991.№ 9.С. 11-13.

21. Кунтыш В.Б. Теплоотдача и аэродинамическое сопротивление пучков труб с гладкими и разрезными рёбрами. //Автореферат дисс. к.т.н. Л.:ЛКИ, 1969.21с.

22. Основы расчёта и проектирования теплообменников воздушного охлаждения: Справочник / А.Н. Бессонный, Г.А. Дрейцер, В.Б. Кунтыш и др.: Под общ. ред. В.Б. Кунтыша, А.Н. Бессонного. СПб.: Недра, 1996. - 512 е.: ил.

23. Исследование теплообмена и гидродинамического сопротивления при турбулентном течении газа в поле продольного знакопеременного градиента давления. I /A.A. Гухман, В.А. Кирпиков, В.В. Гутарев, Н.М. Ци-рельман//МФЖ. 1969. Т.16, №4.

24. Исследование теплообмена и гидродинамического сопротивления при турбулентном течении газа в поле продольного знакопеременного градиента давления. II /A.A. Гухман, В.А. Кирпиков, В.В. Гутарев, Н.М. Ци-рельман. П//ИФЖ. 1969.Т. 16,№ 6.

25. Кирпиков В.А. Интенсификация конвективного теплообмена посредством создания в потоке неоднородностей давления: Автореф. дисс. докт. техн. наук. М.,1986.

26. Кирпиков В.А., Трофимов Ю.С. Исследование теплообмена и сопротивления канала с системой стоячих вихрей// Известия вузов. 1972.№4

27. Кирпиков В.А., Цирельман Н.М. К вопросу об определении эффективности теплообменных поверхностей. //Изв. вузов. Сер. Энергетика, 1972, №1, С.100- 103.

28. Аэродинамические сопротивления поперечно омываемых пучков труб с неравномерными шагами/В.А. Локшин, В.Н. Фомина, E.H. Ушаков, Б.А. Агресс /Теплоэнергетика. 1976.№ 12.С.30-34.

29. Chen Y. N. «Flow-Induced Vibration and Noise in Tube Bank Heat Exchangers Due to von Karman Streets», ASME по колебаниям 29— 31 марта 1967 Бостон, шт. Массачусетс.

30. Dresher Н Messung der auf querangestromte Zylinder ausgeübten zeitlich veränderten Drucke. Zeitschrift für Flugwissenschaften, 1956, Bd 4, H. 112, S. 16-21.

31. Roshko A., «On the Wake and Drag of Bluff Bodies», Journal Aeronautical Sciences, Vol. 22, 1955, pp. 124—132.

32. Biermann D., Herrnstein W. H., Jr., «The Interference between Struts in Various Combinations», National Advisory Committee for Aeronautics, Tech. Rep. 468, 1933.

33. Hori E., «Experiments on Flow around a Pair of Parallel Circular Cylinders», Proc. 9th Japan National Congress for Applied Mech., Tokyo, 1959, pp. 231234.

34. Zdravkovich M. M., Stanhope D. J., «Flow Pattern in the Gap Between Two Cylinders in Tandem», University of galford Internal Report FM 5/72, 1972.

35. Oka S., Kostic Z. G., Sikmanovic S., «Investigation; of the Heat Transfer Processes in Tube Banks in Cross Flow», Iternational Seminar on Recent Developments in Heat Exchangers, Trogir, 1972. Yugoslavia (preprint).

36. Novak J., «Strouhal Number of a Square Prism, Angle Iron and Two Circular Cylinders Arranged in Tandem», (in English) Acta Technica, Czechoslovak Akademy of Sciences, No. 3, 1974, pp. 361-373.

37. Roshko A., «On the Wake and Drag of Bluff Bodies», Journal Aeronautical Sciences, Vol. 22, 1955, pp. 124—132.

38. Zdravkovich M. M., «Interference Between Two Circular Cylinders; Series of Unexpected Discontinuities», Journal of Industrial Aerodynamics, Vol. 2, 1977, pp. 255-270.

39. Quadfieg H., «Vortex Induced Load on the Cylinders Pair at High Reynolds Numbers», (in German), Forsch. Ing,-Wes., Vol. 43, 1977, pp. 9—18. This paper was published after the present review was written.

40. Bearman P. W., Wadcock A. J., «The Interaction Between a Pair of Circular Cylinders Normal to a Stream», Journal Fluid Mechanics, Vol. 61, pp. 499— 511.

41. Савицкас Ю.Ю. Теплоотдача и гидродинамические характеристики системы двух поперечно обтекаемых цилиндров при различной их ориентации в потоке: дисс. канд. техн. наук. Каунас., 1988.

42. К вопросу о коэффициенте массо и теплоотдачи в случае турбулентного движения//Журнал прикладной химии, 1963. №5. с. 1000-1008.

43. Chen Y. N. «Karman Vortex Streets and Flow-Induced Vibrations in Tube Hanks» Research laboratory for vibration and Acoustics,

44. Spivak H. M., «Vortex Frequency and Flow Pattern in the Wake of Two Parallel Cylinders at Varied Spacings Normal to an Air Stream», Journal Aeronautical Sciences, Vol. 13, 1946, pp. 289—297.

45. Cooper K. R., «Wind Tunnel Measurements of the Steady Aerodynamic Forces on a Smooth Circular Cylinder Immersed in the Wake of an Identical Cylinder», National Aerodynamic Establishment, Canada, 1974, LTR-LA-119.

46. Chen Y.N. Criteria of the cross-flow-induced tube vibrations in tube bank heat exchangers In: Vibr. Nucl. Plant. Proc. Int. Conf., Keswick, UK, 9-12 May, 1978, London: BNES, 1979, vol. 2, p. 249 - 272.

47. Райсих С.Я. Экспериментальное и теоретическое исследование развивающегося течения в круглой трубе при различной степени турбулентности: дисс. канд. техн. наук. М. ,1992.

48. Hanratti T.J. Turbulent exchange of mass and momentum with a boundary, A.I.Ch.E.Jl 2, 359-362 (1956).

49. Fage A., Townend H. С. H. Proc. Roy. Soc., A135, 656 (1932).

50. Einstein H. A., Li H. The viscous sublayer along a smooth boundary, Proc. A. S. C. E.,J. Eng. Mech. Div. 82, No.E. M. 1(1956).

51. Danckwerts, P. V. Significance of liquid-film coefficients in Gas absorption, A. I. Ch. E. J1 43, 1460(1951).

52. Митрофанова O.B. Методы математического моделирования гидродинамики и теплообмена закрученных потоков в каналах с завихрителями: дисс. докт. техн. наук. М. ,2002.

53. Престон И. Определение турбулентного поверхностного трения при помощи трубок Пито //Механика. 1955.№ 6. С.64-83.

54. Супрун Т.Т. Измерение поверхностного трения на пластине при повышенной степени турбулентности внешнего потока/ДГрикладные вопросы теплообмена и гидродинамики.Сб.научн.тр.Киев: Наук, думка, 1982. С.З-7.

55. Константинов Н.И., Драгныш Г.Л. К вопросу об измерении напряжения трения на поверхности//Тр.Ленинградского политехнического института. 1955.№ I76.C.I9I-20I.

56. Шлихтинг Г. Теория пограничного слоя. М.: Наука, 1974.

57. Измерение пристенрчных касательных напряжений в цилиндрическом канале методом "трубка-выступ'УА.В. Фафурин, Ю.А. Пустовойт, A.B. Фомин, Ю.Л. Голубев //Тепло и массообмен в химической технологии. Межвузовский сборник. I98I.C.3-5.

58. Гольдштейн С. Современное состояние гидроаэромеханики вязкой жидкости. М.: ГИИЛ. 1948.Т.2

59. Филетти Е.Г., Кейс В.М. Теплообмен в областях отрыва, присоединения течения и развития потока за двойным уступом на входе в плоский ка-нал//Теплопередача. 1967. №2. С. 51-57.

60. Исаченко В.П., Осипова В.А., Сукомел A.C. Теплопередача. М. : Энерго-издат, 1981.

61. Сукомел A.C., Величко В.И., Абросимов Ю.Г. Теплообмен и трение при турбулентном течении газа в коротких каналах. М.: Энергия, 1979.

62. Мигай В.К. Моделирование теплообменного энергетического оборудования. 1980.

63. Гуцев Д.Ф. Исследование теплоотдачи на начальном участке плоского канала при турбулентном течении: дисс. канд. техн. наук. М. ,1974.

64. Михайлов Г.А. Конвективный теплообмен в пучках труб //Советское кот-лотурбостроение. 1959. №12.С. 6-10

65. Сукомел A.C., Величко В.И., Пронин В.А. Экспериментальное исследование теплоотдачи в плоском канале с полуцилиндрическими выступами //ИФЖ. 1983,т.45,№4.С.533 -537.

66. Сукомел A.C., Величко В.И., Пронин В.А. К расчету теплоотдачи в области присоединенного пограничного слоя.//ИФЖ.1984.т.47.№5.С.709 -713.

67. Величко В.И., Пронин В.А. Расчет теплоотдачи в плоском канале с отрывом и присоединением воздушного потока //Интенсификация тепломассообмена в энергетических установках. Межвузовский сборник трудов. МЭИ. 1985.№4.С.84-91.

68. Величко В.И., Пронин В.А. Распределение статического давления и гидродинамическое сопротивление в плоском канале с полуцилиндрическими коридорно-расположенными выступами.//ИФЖ.1987.т.53,№4.С.540 -543.

69. Величко В.И., Пронин В.А. Особенности теплообмена при течении воздуха в плоском канале с полуцилиндрическими коридорно расположенными выступами //ИФЖ. 1987.т.53,№6.С.949 954.

70. Величко В.И., Пронин В.А. «Конвективная трубчатая поверхность» A.C. № 1560896. Бюллетень. «Открытия. Изобретения». №16.1990.

71. Пронин В.А. Автореферат канд. дисс.канд. дисс. «Измерение гидродинамических характеристик и теплоотдачи в тесных поперечнообтекаемых трубных пучках. Энергетически эффективный способ размещения труб в пучке». М. .МЭИ 1990.

72. Пронин В.А., Карвахал М.А. Повышение компактности и энергетической эффективности конвективных поперечнооребренных поверхностей теплообмена. Тепломассообмен. ММФ-96. Конвективный тепломассобмен. Т.1. Минск АНК «ИТМО им. A.B. Лыкова» АНБ, 1996.

73. Пронин В.А., Клевцов A.B., Цой А.Д. «Система охлаждения конденсатора паротурбинных установок». Полезная модель. Б№Гос.рег. 98115190. Бюллетень 1998.

74. Пронин В.А., Григорьев Б.А., Дозорцев A.B. Повышение энергетической эффективности газожидкостных трубчатых теплообменных систем 5-ая Международная научная конференция «Методы кибернетики химико-технологических процессов» (КХТП 5-99).

75. Цой А.Д., Солодов А.П., Клевцов А.В., Романенко А.Н., Пронин В.А. Исследование процессов конденсации водяного пара в конденсационной трубе с воздушным охлаждением «Промышленная энергетика», №8,2000.

76. Цой А.Д., Пронин В.А., Клевцов А.В. Юшков Б.В., Прохоров М.И. Воз-духоохлаждаемый водоструйный конденсатор паротурбинной установки Юбилейная научно-практическая конференция АНТОК СНГ,2001г.

77. Пронин В.А., Клевцов A.B., Прохоров М.И. Теплоотдача малорядных шахматно-диффузорных и-конфузорных пучков ребристых труб Научно-техническая конференция «Проблемы энергосбережения. Теплообмен в электротермических и факельных печах и топках» Тверь, 2001.

78. Антуфьев В.М. Исследование эффективности различных форм оребрен-ных поверхностей в поперечном потоке.//Теплоэнергетка, 1965. №1, . 8186.

79. Антуфьев B.M. Эффективность различных форм конвективных поверхностей нагрева.-М.-Л.:Энергия, 1967.184 с.

80. Бажан П.И., Каневец Г.Е., Селиверстов В.М. Справочник по теплообмен-ным аппаратам. М.: Машиностроение, 1989.

81. Григорьев В.А., Крохин Ю.И. Тепло-и массообмениые аппараты криогенной техники: Учебное пособие для вузов. М.: Энергоиздат, 1982.

82. Иванов А.П., Клевцов A.B., Корягин A.B., Пронин В.А., Прохоров М.И. О возможности надстройки энергоблоков с турбинами ПТ-60-130 газотурбинными установками. «Энергосбережение и водоподготовка» 2003, №3.

83. A.B. Клевцов, Пронин В.А. Конденсаторы ТЭС с воздушным охлаждением (Раздел 7.1.5)/ Экология энергетики: учебное пособие для студентов,обучающихся по направлению «Теплоэнергетика». М.: Изд-во МЭИ,2003.

84. Пронин В.А., Романенко А.Н., Клевцов A.B. Теплопередача и аэродинамические характеристики воздушного водоохладителя//Вестник МЭИ.2004. №5. С.13-19.

85. Пронин В.А. Разработка новых компоновок поперечнообтекаемых пучков труб//Вестник МЭИ. 2005. №2. С.34-42.

86. Пронин В.А., Романенко А.Н., Клевцов A.B. Энергоэффективность пучка ребристых труб воздушного водоохладителя//Вестник МЭИ. 2005. №3. С.36-39.

87. Пронин В.А., Дозорцев A.B. Локальные теплоаэроднамические характеристики в межтрубных каналах с присоединенными вихрями //Теплоэнергетика №7. 2006. с.75-80.

88. Spalding D.B Heat transfer from turbulent separated flows//Journal of Fluid Mechanics. 1967,v.27,№l,p.97-109

89. Итон Дж. К., Джонстон Дж. П. Обзор исследований дозвуковых турбулентных присоединяющихся течений//Ракетная техника и космонавтика. 1981. Т. 19, №10. С. 7-19.

90. Мигай В.К. К теории теплообмена в турбулентном потоке с от-рывом//Изв.АН СССР, Механика жидкости и газа.1976.№.2.С. 170-174.

91. Мигай В.К. Интенсификация теплообмена в трубах и каналах теплооб-менного оборудования: дисс. докт. техн. наук. Л., 1979.

92. Турбулентные сдвиговые течения I. Пер.с англ./Под ред.A.C. Гиневского. М.: Машиностроение. 1982.

93. Кралл K.M., Спэрроу Е.М. Турбулентный теплообмен в областях отрыва и присоединения потока и развития течения после присоединения в круглой трубе//Теплопередача. 1966.Ш I.C.I45-152.

94. Земаник П.П., Дугалл Местный теплообмен за участком резкого расширения круглого канала//Теплопередача. 1970. Т.92, № I, С. 54-62.

95. Евенко В.И., Соченов В.М. Методика оценки эффективности теплооб-менных аппаратов и поверхностей теплообмена. //Изв. вузов. Сер. Энергетика, 1967, №4, с.71-76.

96. Структура турбулентного потока и механизм теплообмена в каналах/М.Х. Ибрагимов, В.И. Субботин, В.П. Бобков, Г.И.Сабелев, Г.С. Таранов. М.: Атомиздат,1978.

97. Рестиво А., Уайтло Дж. Характеристики турбулентного течения за симметричным плоским внезапным расширением/Теоретические основы инженерных расчетов. 1978.Т.100,№3. С. 163-165.

98. Эббот Д.В., Клайн СИ. экспериментальное исследование до -звукового турбулентного течения при обтекании одинарных и двойных уступов/Техническая механика. 1962.№ З.С.20-28.

99. Zdravkovich M. M., «Smoke Observations of Wakes of Tandem Cylinders at Low Reynolds Number», The Aeronautical Journal, Vol. 76, Feb. 1972, pp. 108-114.

100. Зайцев A.A. Критерии оценки эффективности конвективных поверхностей теплообмена для газовых теплоносителей.//ТОХТ, 1984.Т. 18,№5с.623-631

101. Кирпичев М.В. О наивыгоднейшей форме поверхности нагрева. //Изв. Энергетического института им. Кржижановского АН СССР, 1944.Т. 12,с.5-9.

102. Блехман И. И. Синхронизация в природе и технике. 1981.351с.338

103. Карвахал М.И. Измерение локальных тепловых и аэродинамических характеристик поперечно-обтекаемых пучков оребренных труб с наклонными ребрами: дисс. канд. техн. наук. М., 1999.

104. Саликов А.П., Тулин С.Н. Методика сравнения пучков труб с проволочным оребрением. //Энергомашиностроение, 1959. №11, с.20-21

105. Кейс В.М., Лондон A.JI. Компактные теплообменники.-М.: Энергия, 1967. 224с.

106. Кунтыш В.Б., Стенин H.H., Краснощеков Л.Ф. Исследование теплоаэро-динамических характеристик шахматных пучков с нетрадиционной компоновкой оребренных труб //Холодильная техника. 1991. - №9. - с. 1113.

107. Gross H.G. Untersuchung aeroelastischer Schwingungsmechanismen und deren Brucksichtigung bei der Auslegung von Rohrbundelwarmetauchern: Diss. Der Universität Hannover, 1975, S. 129.