конвективен пренос на топлина.
Лавров, Дмитрий Александрович
Академична степен:
Доцент доктор
Място на защита на дисертацията:
Код на специалност VAK:
Специалност:
Теоретични основи на топлотехниката
Брой страници:
Въведение.
1. Литературен преглед и цели на изследването.
1.1. Методи за сравнителна количествена оценка на енергийната ефективност на конвективни нагряващи повърхности.
1.2. Повишаване на ефективността на тръбните нагревателни повърхности
1.3. Цели на изследването.
2. Метод за изчисляване на енергийната ефективност на топлообменници от гладкотръбни и оребрени тръбни снопове и устройства от профилни листове (пластинчати топлообменници). Сравнение на гладкотръбни и оребрени снопове в случай на "двустранно" и "едностранно" обтичане около нагревателната повърхност.
2.1. Метод за изчисляване на енергийната ефективност на гладкотръбни снопове.
2.2. Метод за изчисляване на енергийната ефективност на оребрени греди.
2.3. Определяне на енергийната ефективност на снопове с гладка тръба и ребра. Сравнение на снопове с гладка тръба и ребра.
2.4. Метод за изчисляване на енергийната ефективност на топлообменници от профилни листове (пластинчати топлообменници). Изчисляване на енергийната ефективност.
3. Експериментално изследване топлина и аеродинамикахарактеристики в суперстегнати шахматни греди.
3.1. Техника за изследване на топлообмена и аеродинамичното съпротивление.
3.2. Експериментален сайт.
3.3. Схема на експерименталната постановка.
3.4. Техника за обработка на експериментални данни.
3.5. Измервания в топлинни и аеродинамични експерименти.
3.6. Експерименти за калибриране.
3.7. Анализ и обобщение на експериментални данни за топлообмен.
3.8. Анализ и обобщение на експериментални данни за резистентност.
3.9. Сравнение на получените резултати с данните на други автори.
Въведение в дипломната работа (част от резюмето) По темата "Интензификация на конвективния топлообмен"
Топлообменниците, като правило, са най-металоемката и обемиста част от електроцентралите в промишленото и стационарно енергетиката. По-специално, това се отнася за топлообменници, работещи в нискокачествени системи за възстановяване на топлината и работещи при малки температурни разлики. Следователно проблемът за разработване на ефективни системи за топлообмен е до голяма степен проблемът за интензифициране на топлообмена.
Търсенето и изучаването на методи за интензификация, както и науката за преноса на топлина като цяло, има доста дълга история. Въз основа на интуитивната концепция за интензивно смесване като средство за интензификация на преноса на топлина, много изследователи предложиха и тестваха голямо разнообразие от турбулентни вложки, модифицирани форми на канали и различни изкуствени форми на грапавост на повърхността. Въз основа на разработените изчислителни модели на турбулентност и с използването на числена симулация на сложни потоци, в сравнително наскоро време, доста ясни идеи за механизма на интензификация на топлообмена, влиянието на фактори като свойства на флуида (число на Прандтл), режим на потока (число на Рейнолдс), ускорение или забавяне на потока (поток в конфузор или дифузор). Разработват се методи за различни физически въздействия за интензифициране на трансфера, като акустични и електромагнитни въздействия.
Конвективните рекуперативни топлообменници като "газ-газ", "течност-течност", "газ-течност", "газ-двуфазна среда", "течност-двуфазна среда" са широко използвани в момента както в промишлеността ( нефтохимия, металургия, авиация, корабоплаване, хладилно оборудване и др.), и в енергетиката на станциите.
При производството на такива топлообменници се изразходва голямо количество метал. Тяхната работа е свързана с високи разходи за енергия, предимно за изпомпване на охлаждащи течности. Нарастването на производствените обеми е съпроводено с увеличаване на масата и размерите на топлообменниците, както и на енергийните разходи за тяхната работа. Следователно задачата за намаляване на масата на топлообменниците (особено "газ - газ" и "газ - течност"), от една страна, и експлоатационните разходи, от друга, също е много актуална тук.
Тези задачи могат да бъдат решени само чрез интензифициране на преноса на топлина от единия или двата топлоносителя с умерено увеличение на хидродинамичното съпротивление, тъй като енергийната ефективност на топлообменника се определя от съотношението между полезния ефект (топлинен поток) и разходите за материали (метал и консумация на енергия).
Проблемът за повишаване на енергийната ефективност на топлообменниците и методите за сравнителна оценка на тяхната ефективност, както беше отбелязано по-горе, е изследван по същество от появата на първите устройства. Анализът се основава на изследването на Gukhman A.A. , Кирпичева М.А. , Бузника В.М. , Жукаускас А.А. , Мигая В.К. , Калинина Е.К. и Драйтсер Г.А. . Обширна информация за конструкциите на компактни и интензифицирани топлообменници и методите за тяхното изчисляване се съдържа в.
Несъответствието на тези изисквания е очевидно: интензивността на топлообмена, ceteris paribus, се увеличава приблизително пропорционално на скоростта на охлаждащата течност до първа степен, а изразходваната мощност е пропорционална на кубичната скорост. В допълнение, топлинният поток обикновено е пропорционален на повърхността.
Следователно решението на проблема за повишаване на енергийната ефективност на топлообменника е да се създаде такава физическа среда за дадена площ и средна скорост на охлаждащата течност, при която преносът на топлина се извършва с възможно най-висок интензитет и процесът на импулс трансфер (определяне на разходите за мощност) - с най-малко.
Сложността на тази задача се дължи на две обстоятелства. Първо, и двата процеса на пренос се извършват от едни и същи елементи на средата, които са едновременно носители на топлина и импулс. Второ, в общия случай трябва да се разгледат въпросите за интензифициране на топлообмена и намаляване на разходите за изпомпване за двата охлаждащи течности, които имат обща разделителна повърхност.
Очевидно е, че физическата ситуация, съответстваща на схемата на процеса, описана по-горе, е много необичайна, много сложна и може да бъде създадена изкуствено само с добре обмислено и внимателно контролирано развитие на процеса.
В допълнение, при практическото използване на интензификацията в топлообменниците, трябва да се сблъскате с проблемите на избора на правилния метод за интензификация и геометричните параметри на интензифицираните елементи, като се има предвид, че производството на интензифицирани повърхности изисква определени допълнителни разходи (като се вземат предвид отчетете технологичността и разходите), а също така вземете предвид случаите, когато интензифицираните повърхности са работили добре в началния период на експлоатация и след това съответният ефект е намалял или изчезнал поради натрупването на термично вредни отлагания, ерозионно и корозивно износване на усилващите елементи , и тогава става необходимо да се избере оптималният метод от гледна точка на дългосрочна работа, методи за възможно почистване и т.н., тоест като цяло от гледна точка на надеждността на топлообменника.
Повишаването на енергийната ефективност на топлообменниците с гладкотръбни снопове от няколко реда, работещи с чист газ (котли за оползотворяване на топлина, агрегати CCGT, въздухонагреватели, газови котли за гореща вода, сухи охладителни кули и др.) може да се постигне чрез намаляване на напречна и надлъжна стъпка на снопа, т.е. поради увеличаване на компактността на гредата.
Този въпрос е предмет на експерименталната част на работата, в която топлинно-аеродинамиченхарактеристики на суперстегнати напречно опростени шахматно разположени гладкотръбни снопове.
Важен въпрос при разглеждането на проблема с интензификацията на конвективния топлопренос остава въпросът за определяне на количествените показатели за енергийна ефективност и правилното сравнение на различни методи за интензификация.
На този въпрос е посветена изчислителната и методологическа част на работата, в която са разработени методология и алгоритъм за изчисляване на показателите за енергийна ефективност на различни конвективни повърхности с "едностранен" и "двустранен" поток около повърхността. осем
Заключение за дисертация на тема "Теоретични основи на топлотехниката", Лавров, Дмитрий Александрович
Диапазонът на изменение на разглежданите параметри (индикаторът за енергийна ефективност за повърхностната площ Kp, съотношението на дължините b21b\ и съотношението на височините b21b\ на изпитвания и еталонния топлообменник, съотношението на спрегнатите числа на Рейнолдс, съотношението на обемите, заети от повърхности и коефициента на компактност) в зависимост от вида на профилния канал е показано в таблица 2.11.
Таблица 2.11 показва, че най-ефективните пластинови повърхности за топлообменници газ-газ са повърхности с плоски канали със сферични вдлъбнатини (отвори) и с двуъгълни канали, образувани от трапецовидни издатини. Тези топлообменници имат по-малка площ на нагряване от останалите три (включително "референтния"), със същите пренесени топлинни потоци, същата мощност за изпомпване на топлоносители и при същите дебити на топлоносителя. В същото време се наблюдава намаляване на височината
92 на обменния апарат (намаляване на дължината на пътя на топлоносителите) и увеличаване на дължината на топлообменника (ширината на листовете k се приема непроменена, фиг. 2.23). Конюгираните стойности на числата на Рейнолдс и, следователно, скоростта на охлаждащите течности също се диктуват от условията за сравнение. Във всички случаи е контролиран обхватът на числата на Рейнолдс, в който са валидни приетите от литературата емпирични зависимости за топлопреминаване и съпротивление.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
В резултат на тази работа:
1. Анализирани са съществуващите методи за сравнителна количествена оценка на ефективността на конвективни нагревателни повърхности.
2. Анализирани са методи за повишаване на енергийната ефективност на тръбни нагревателни повърхности.
3. Предложен е метод за изчисляване на енергийната ефективност на гладкотръбни и оребрени тръбни снопове с "едностранно" и "двустранно" обтичане на нагряващата повърхност, топлообменници от профилни листове и топлообменници с плоски решетки. канали.
4. Извършен е анализ на енергийната ефективност на гладкотръбни и оребрени шахматно разположени снопове, топлообменници от профилни листове и топлообменници с плоски мрежести оребрени канали.
5. Получени са нови надеждни зависимости за топлопреминаване и съпротивление в шахматно разположени снопове с axb = 1.051x0.910; 1.027x0.889 и 1.009x0.874 в диапазона от числа Nye = (8-100)-10 при промяна на редовете по газ 22 от 5 на 3.
6. Определени са показателите за енергийна ефективност на изследваните компактни нагревни повърхности.
Списък с литература за дисертационно изследване кандидат на техническите науки Лавров, Дмитрий Александрович, 1999 г
1. Антуфиев В.М., Гусев Е.К., Иваненко В.В. и др. Топлообменници от профилни листове. М.: Енергия. 1972 г.
2. Антуфиев В.М. Сравнителни изследвания на топлообмена и устойчивост на оребрени повърхности // Енергомашиностроение. 1961. № 2. С. 1216.
3. Антуфиев В.М. Ефективност на различните форми на конвективни нагревателни повърхности. Л .: Енергия, 1966.
4. A. s. № 1560896 (СССР). Конвективна тръбна повърхност / V.I. Величко, В.А. Пронин. (СССР). -бул. № 16, 1990.
5. Аеродинамични изчисления на котелни инсталации. Нормативен метод / Под. изд. С.И. Мочан. Москва: Енергия, 1977.
6. Бажан П.И., Каневитс Г.Е., Селиверстов В.М. Наръчник за топлообменници. М.: Машиностроение, 1989.
7. Барановски Н.В., Коваленко Л.М., Ястребенецки А.Р. Пластинчати и спирални топлообменници. М.: Машиностроене, 1973.
8. Bergles A. Интензификация на топлообмена // Teploobmen. постижения. Перспективи. Избрани сборници от 6-та международна конференция по пренос на топлина. М.: Мир. 1981. Т.6. стр. 145-192.
9. Бузник В.М. Интензификация на топлообмена в корабни инсталации. Л.: Корабостроене. 1969 г.
10. Yu.Velichko V.I., Kovalenko N.A., Schille B. Пренос на топлина и съпротивление в суперстегнати гладкотръбни снопове със шахматно разположение. Минск: ANC "ITMO im. А.Б. Ликова, 1996.
11. П. Величко В.И., Лавров Д.А. Енергийна ефективност на конвективни нагряващи повърхности с двустранно обтичане // Тр. Втори руски нац. конф. върху преноса на топлина. Т.6. Интензификация на топлообмена. М.: MPEI, 1998. S. 58-61.
12. Н. Григориев В.А., Крохин Ю.И. Апарати за топло- и масообмен на криогенна технология. Москва: Енергоиздат, 1982 г.
13. Гухман А.А., Зайцев А.А. Изчисляване и оценка на ефективността на конвективни топлопреносни повърхности със сложна форма въз основа на обобщен анализ // Съвременни проблеми на теорията на топлопреноса и физическата хидродинамика. Новосибирск.: 1984. С. 16-30.
14. Гухман А.А. Интензификация на конвективния топлообмен и проблемът за сравнителна оценка на топлообменните повърхности // Теплоенергетика.1977. номер 4. стр. 5-8.
15. Гухман А.А., Кирпиков В.А. Към въпроса за интензификацията на конвективния топлообмен // Пренос на топлина и маса VI: Материали на VI Всесъюзна конференция по пренос на топлина и маса. Т. 1.4. 1. Минск: ИТМО АН БССР. 1980 г.
16. Гухман А.А. Метод за сравнение на конвективни нагревателни повърхности // JTF. 1938. Т.8, № 17. С.1584-1602.
17. Дилевская Е.В. Криогенни микро топлообменници. М.: Машиностроение, 1978.
18. Zhukauskas A.A., Zhyugzhda I. Топлообмен на цилиндър в напречен флуиден поток. Вилнюс: Mokslas, 1979.
19. Жукаускас А.А. Конвективен пренос в топлообменници. Москва: Наука, 1982.
20. Жукаускас А.А., Макарявичус В.И., Шланчяускас А.А. Топлообмен на тръбни снопове в напречен флуиден поток. Вилнюс: Mintis, 1968.
21. Жукаускас А.А. Проблеми на интензификацията на конвективния топлообмен. Пренос на топлина и маса VII. Проблемни доклади на Всесъюзната конференция по топло- и масообмен. Част 1. Минск. 1985. С. 16-41.
22. Жукаускас А.А., Улинскас Р.В., Катинас В.И. Хидродинамика и вибрации на обтекаеми тръбни снопове. Вилнюс: Mokslas, 1984.
23. Исаченко В.П., Осипова В.А., Сукомел А.С. Пренос на топлина. Москва: Енергия, 1981.
24. Калафати Д.Д., Попалов В.В. Оптимизиране на топлообменниците по отношение на ефективността на топлообмена. Москва: Енергоатомиздат, 1986 г.
25. Калинин E.K. Dreytser G.A., Yarkho S.A. Интензифициране на топлообмена в каналите. М.: Машиностроение, 1990.
26. Карадашев Г.А. Физични методи за интензификация на химикотехнологичните процеси. М.: Химия. 1990 г.
27. Кирпиков В.А. Интензификация на конвективния топлообмен. М.: 1991 г.
28. Кирпиков V.A., Leifman I.I. Графичен метод за оценка на ефективността на конвективни нагряващи повърхности.Теплоенергетика. 1975. № 3. стр. 34-36.113
29. Кирпиков В.А., Мусави Найнян С.М. хим. и петролно инженерство. 1994. № 10. стр. 11-14.
30. Кирпичев М.В. На най-изгодната форма на нагревателната повърхност. Г.М. Кржижановски. 1944. Т. 12. С. 5-8.
31. Коваленко JIM., Glushkov A.F. Топлообменници с подобрено пренасяне на топлина. Москва: Енергоатомиздат, 1986 г.
32. Кунтиш В.В., Йохведов Ф.И. Избор на ефективна нагревателна повърхност за създаване на компактен нагревател за въздух(нагревател) // Известия вузов. сер. Енергия. 1970. № 5. стр. 68-72.
33. Дело W.N., Лондон A.JI. Компактни топлообменници. М.: Енергия. 1967 г.
34. Лавров Д.А., Величко В.И. Повишаване на енергийната ефективност на конвективни нагревателни повърхности с двустранно обтичане // Пета международна научно-техническа конференция. студенти и специализанти. Резюмета на доклади. Т.2. М.: MPEI, 1999. S. 279-280.
35. Липец А.У. За рационално оформление на конвективни нагревателни повърхности на котелни агрегати // Теплоенергетика. 1963. № 5.
36. Мигай В.К. Моделиране на топлообменно енергийно оборудване. Ленинград: Енергоатомиздат. 1987 г.
37. Мигай В.К. Подобряване на ефективността на съвременните топлообменници. Л.: Енергия. 1980 г.
38. Мигай В.К., Фирсова Е.В. Топлообмен и хидравлично съпротивление на тръбни снопове. Л.: Наука. 1986 г.
39. Определяне на най-изгодните скорости на газа в економайзери от мембранен тип / A.B. Змачински, Ю.В. Мусатов, Г.И. Левченко, В.А. Медведев // Енергетика. 1974. № 7. стр. 13-15.
40. Основи на изчисляването и проектирането на топлообменници с въздушно охлаждане: Наръчник / A.N. Безсънни, G.A. Драйцер, В.Б. Кунтыш и др., СПб.: Недра, 1996.
41. Почуев В.П., Луценко Ю.Н., Мухин А.А. Пренос на топлина в охладени лопатки на високотемпературни газови турбини // Tr. Първи руски национал конференции по топлообмен. V. 8. Интензификация на топлообмена. М.: МЕИ, 1994. С. 178-183.
42. Пронин В.А. Измерване на хидродинамични характеристики и топлообмен в стегнати напречно обтекаеми тръбни снопове. Енергоефективен метод за поставяне на тръби в сноп / Автореферат на дисертацията. дис. канд. тези. науки. М.: 1990 г.
43. Пронин В.А., Клевцов А.В., Лавров Д.А., Косолапов Д.М. Подобряване на енергийната ефективност на плоски канали с решетка // Tr. Втори руски нац. конф. върху преноса на топлина. Т.6. Интензификация на топлообмена. М.: MPEI, 1998. С. 188-191.
44. Прус Л.В. Проблемът с надеждността на топлообменниците. Л.: Наука. 1986.114
46. Саликов A.P., Тулин S.N. Метод за сравняване на тръбни снопове с телени ребра / Енергетика. 1959. № 11. стр. 20-21.
47. Ръководство за топлообменници / Пер. от английски, изд. Б.С. Петухова,
48. Б.К. Шиков. Т. 1. М.: Енергоатомиздат, 1987.
49. Стасюлявичус Ю., Скринска А. Пренос на топлина от напречно обтекаеми снопове от оребрени тръби. Вилнюс: Mokslas, 1979.
50. Топлинно изчисляване на котелни агрегати. Нормативен метод / Под. изд. Н.В. Кузнецова и др., М.: Енергия, 1973.
51. Топлообменно оборудване на електроцентрали / M.M. Андреев,
52. C.S. Берман, В.Г. Буглаев, Х.Н. Костров. Москва: Машгиз, 1963.
53. Топлообменни устройства на газови турбини и комбинирани инсталации, Ed. ИИ Леонтиев. М.: Машиностроене. 1985 г.
54. Туркин А.В., Сорокин А.Г., Брагина О.Н. и др.. Интензификация на преноса на топлина с помощта на отвори в плосък канал при ниски скорости на въздуха // Пренос на топлина и маса MMF - 92. V.1. 4.1. Минск: ANC "ITMO im. А.Б. Ликова", 1992. С. 18-21.
55. Шчукин В.К., Халатов А.А. Топлообмен, масообмен и хидродинамика на завихрени потоци в осесиметрични канали. М.: Машиностроене. 1982 г.
56. Семинар по пренос на топлина / Ed. А.П. Солодов. Москва: Енергоатомиздат, 1986 г.
Моля, имайте предвид, че научните текстове, представени по-горе, са публикувани за преглед и са получени чрез разпознаване на текст на оригинална дисертация (OCR). В тази връзка те могат да съдържат грешки, свързани с несъвършенството на алгоритмите за разпознаване.
В PDF файловете на дисертациите и резюметата, които предоставяме, няма такива грешки.
А.А.Коноплев, Г.Г.Алексанян, Б.Л.Рытов, акад. Ал. Ал. Берлин, Институт по химическа физика. акад. Н. Н. Семенов от Руската академия на науките, Москва
Разработен е, теоретично и експериментално изследван нов ефективен метод за интензифициране на конвективния топлообмен в тръбни топлообменници, наречен метод на дълбоко профилиране. Проведени са тестове на експериментален лабораторен топлообменник, данните от който са сравнени с тези за TTAI. Всички получени резултати са публикувани в научна периодика. Показани са възможностите за използване на метода за създаване на ефективни и компактни тръбни топлообменници.
Проблемът за създаването на модерно високоефективно и компактно топлообменно оборудване е много актуален днес, има голямо научно и практическо значение. Този проблем е тясно свързан с проблема за интензификация на топлообмена, за чието решаване са предложени и в една или друга степен проучени няколко различни метода (виж например ). От тях може би най-успешният, както и сравнително прост и технологично напреднал, беше профилирането на топлообменни тръби с пръстеновидни издатини, навити по повърхността им. Методите са различни, като например завихряне на потоци в канали, спирални или надлъжни ребра и вложки, грапави повърхности и налагане на трептения върху топлообменните потоци и др. не бяха толкова ефективни. Също така, използването на топлообменни тръби с малък диаметър допринася за по-интензивен пренос на топлина. По този начин, кожухотръбни топлообменници на марката TTAI, произведени от Teploobmen LLC с плътно опаковани снопове от гладки или назъбени тънкостенни стоманени или титанови тръби (приблизително 8 mm в диаметър и 0,2-0,3 mm дебели стени), които се появиха относително напоследък на пазара на топлообменно оборудване, поставени в пръстеновидното пространство без прегради, значително надминават всички останали тръбни, а не само, топлообменници по отношение на топлинни и тегловни и размерни параметри. Недостатъците, които се проявяват при експлоатацията им, са свързани именно с тънките стени на тръбите и малкия им диаметър. Това са например деформация и вибрации на тръбния сноп, трудности при механично почистване и др.
Интензифицирането на топлообмена на тръбния канал при профилирането му чрез набраздяване се постига поради допълнителна турбулентност на пристенните слоеве на течността, което води до увеличаване на коефициента на топлопреминаване към стената. Както установиха авторите на набраздяването и редица негови изследователи, оптималната стойност е приблизително d/D »0,92-0,94. По-голямото стесняване на сечението на потока на канала на тръбата, въпреки че води до по-голямо увеличение на коефициента на топлопреминаване към стената, е придружено от забележимо нарастваща дифузия на турбулентност във вътрешния обем на канала, значителни загуби на енергия за изпомпване на охлаждащата течност и, според сега установеното мнение, не е необходимо, тъй като ядрото на потока на охлаждащата течност в турбулентен режим и така е доста турбулентен.
Въпреки това, въз основа на опита от изучаването на топло- и масовия пренос по време на химични реакции в турбулентни потоци (вижте например ), в Института по химическа физика на Руската академия на науките беше прието, че турбулентността на целия поток, включително неговия сърцевина, може да се използва и за интензифициране на топлообмена. Тази допълнителна турбуленция може да бъде постигната чрез промяна на размера на площта на потока повече, отколкото се счита за приемливо за набраздяване. Предложеният метод беше наречен метод на дълбоко профилиране.
Неговата същност се състои в това, че при интензивна турбулентност на целия поток като цяло в близост до стената, в допълнение към увеличаването на коефициента на пренос, има увеличение на температурния градиент (т.е. температурната разлика, която определя, заедно с с коефициента, големината на дифузионния топлинен поток към стената) поради "сплескването" на нейния радиален профил. Проучванията, проведени в ICP RAS, показват, че въпреки значителното увеличение на загубите на енергия за изпомпване на охлаждащата течност, могат да бъдат намерени такива стойности на проектни и разходни параметри, като се има предвид, че D П~v 2 и Nu~ v m, където м<1, которые обеспечат приемлемые значения характеристик процесса теплообмена.
Резултатите от нашите проучвания са публикувани, вижте например. Като цяло те показват приложимостта на метода за дълбоко профилиране за практическо приложение и затова бихме искали да запознаем заинтересования читател поне с основните им резултати. Освен това според нас именно този метод изглежда най-ефективен и обещаващ сред познатите днес.
Ясно е, че правилният избор на един или друг метод за интензификация на топлообмена при решаването на определени технологични проблеми може да бъде направен само въз основа на правилна оценка на техните свойства и параметри. Тази оценка, често разбирана като ефективност на интензификацията, трябва да се основава на съотношението между ефекта от интензификацията и разходите за нейното прилагане и да има сравнителен характер. Може да се получи чрез сравняване на данните за оценявания топлообменник (или неговия канал) с вече известни данни, които най-често и най-удобно се използват за гладкотръбни топлообменници (канали).
Въпреки това трябва да се признае, че днес не само има общоприет метод за оценка на ефективността на интензификацията на топлообмена, но дори няма общопризнато определение за това. Този проблем често изобщо не се обръща внимание, ограничавайки оценката на интензификацията само чрез привеждане на зависимостите на формата:
, (1c)
Несъмнено зависимостите (1) съдържат цялата информация, необходима за оценка на един или друг метод на интензификация, но за оценки, които са достатъчно разбираеми и важни от практическа гледна точка, само тези зависимости вероятно не са достатъчни.
В някои работи авторите предлагат да се оцени ефективността на интензификацията с помощта на енергийния критерий на Кирпичев E=Q/N, или някаква модификация E¢ = д/Д T, като се приеме, че при сравняване на два топлообменника, този, в който топлообменът се интензифицира по по-ефективен начин, трябва да има по-висока стойност на съответния критерий. В този случай самото сравнение трябва да се извърши с еднакви числа Re и броя на тръбите в топлообменниците, както и техните дължини. Ли диаметри д. Това означава, че е необходимо да се сравняват структурно идентични топлообменници при еднакви условия, различаващи се само в усилвателите в тръбните канали. Глобалните параметри на топлообменниците, като топлообменната повърхност Е, термична мощност Q, мощността, изразходвана за изпомпване на охлаждащата течност, нтрябва да бъдат получени по време на проектирането и оценени впоследствие.
Този въпрос е разгледан по-подробно и също така се прави заключението, че коеф E¢не трябва да се "...класифицира като прост и физически ясен, основен критерий за оценка на ефективността на интензификацията." Когато сравняваме топлообменниците, това не е много информативно и следователно малко полезно според нас.
За сравнение са изведени и критерии за оценка на ефективността на интензификацията на топлообмена Еи Е ch критерият има формата:
, (2а)
Тук обаче трябва да се отбележи една неточност, която е, че if Е, Nu/Nu ch, z/z ch са определени в (2a) при числото Re на усиления канал, тогава Е ch, трябва да се определи при числото на Рейнолдс на канала с гладка тръба Re ch, което при Nu/Nu ch< z/z гл, не совпадает с Re и явным образом из (2а) не следует. Поэтому, использование для оценок выражения (2а) без учета зависимости
не е правилно и може да доведе до грешки и колкото по-голямо е Re ch, както и разликата между Nu/Nu ch и z/z ch. Вземете същата зависимост (2b) или зависимост
, (2c)
е възможно само в резултат на решаване на съответната система от уравнения.
Споделяйки като цяло подхода за оценка на ефективността на интензификацията на топлообмена като сравнение на основните параметри на топлообменниците, бихме искали да въведем някои пояснения и допълнения към него. Всъщност, тъй като целта на интензификацията на топлообмена е да го увеличи, което в крайна сметка води до намаляване на топлообменната повърхност, тогава е необходимо да се оцени точно чрез този ефект, т.е. чрез намаляване на топлообменната повърхност. Въпреки това, тъй като по правило коефициентите на съпротивление се увеличават с интензификацията на топлообмена, оценката на ефективността на интензификацията трябва да се извърши при равни помежду си разходи за изпомпване или в някакво друго, но съвсем определено съотношение. И накрая, за да се получат оценки на ефективността на интензификацията на топлообмена, не е необходимо да се правят сравнения за някой от параметрите на хипотетичните топлообменници, изискващи равенство на всички останали. За тези цели е напълно достатъчно да се сравнят специфичните, т.е. свързани с единицата маса на охлаждащата течност, характеристики.
С други думи, сравнение на специфични топлопреносни повърхности при равни специфични разходи за изпомпване на топлоносители, общо, за една и съща задача за топлопредаване, което означава равенство на входните и изходните температури за едни и същи топлоносители, разходите за които също са в същото съотношение , позволява да се сравняват топлообменници дори от различни видове (например кожухотръбни и пластинчати топлообменници), включително оценка на метода за интензификация на топлообмена.
Разработихме и нова техника, вижте, например, за обработка на експериментални данни, която след това беше използвана във всички наши работи. Същността му се състои в това, че когато две от четирите независими променливи на топлопреминаване са фиксирани, напр. T tr,in и T mt,in и две други променливи, например, Жтри Ж mt, от експерименталните данни е възможно да се намерят надлъжните профили на коефициента на топлопреминаване К, коефициенти на топлопреминаване a tr и a mt, както и всички други параметри на топлопреминаване, като ги апроксимираме с някаква подходяща функция, например полином от втора степен. Средните стойности в този случай могат да бъдат получени чрез осредняване на същите тези профили. Практиката на прилагане на тази техника показва, че получените по този начин стойности са по-точни от тези, получени директно от отношенията на критериалния модел.
ТОПЛООБМЕННИЦИ ЗА ИЗПИТВАНЕ
След като предложихме метод за дълбоко профилиране за интензифициране на преноса на топлина в тръбни топлообменници, решихме да демонстрираме неговите възможности, като използваме лабораторен топлообменник като пример, сравнявайки получените резултати с данни за топлообменник TTAI. Резултатите са описани по-подробно в ; тук ги представяме накратко.
За тестове е направен топлообменник с дължина L = 0,616 m, чийто вътрешен диаметър на корпуса D mt е променен поради специални вложки и възлиза на 0,03, 0,032, 0,034 и 0,037 m. При експерименти с гладки тръби, използван е и топлообменник с D mt = 0,04 м. Седем медни тръби бяха фиксирани в шестоъгълни тръбни листове, чиято стъпка S беше пропорционална на Dmt, така че S = Dmt /3, тръбният сноп беше разположен в центъра на пръстеновидното пространство и по този начин разстоянието между корпуса и външната тръба на снопа за всички негови външни тръби бяха еднакви. По време на производството на профилни тръби от гладки медни тръби с външен диаметър D n = 0,01 m и вътрешен диаметър D = 0,008 m се появи известна деформация, в резултат на което размерите им се промениха и станаха равни на D n = 0,0094 m и D = 0,0075 m.
Топлообменникът TTAI-2-25/1450, произведен от производителя Teploobmen LLC със сериен номер 1970, беше любезно предоставен за сравнителни тестове от генералния директор на НПО Термек Александър Лаврентиевич Наумов, за което авторите са дълбоко благодарни.
Според паспортните данни нагрятият канал на топлообменника е тръба, нагрята и нагревателна среда - прясна вода с начални температури 5 ° C и 105 ° C, дебит - съответно 1,56 и 3,44 t / h, а температурата на изхода на нагрятата среда е 60 ° C, отоплението - 80 ° C. Падът на налягането в тръбното пространство не надвишава 0,3, а в пръстеновидното пространство е 0,25 kgf / cm2. Тръбният сноп, поставен под корпуса Dmt = 0,0264, съдържа 6 тръби с дължина на измитата част от тях 1,39 m, диаметър 0,008 m и дебелина на стените 0,2 mm, изработени от стомана Х17Н13М2Т (изчислена стойност на коефициента на топлопроводимост l = 15 W/m K).
Конструктивно топлообменникът е направен с два входа в пръстеновидното пространство, раздалечени в краищата му, и изход от него в средата, така че само половината от общия поток протича през всяко напречно сечение на пръстеновидното пространство. Такава схема на потока, поради 2-кратно увеличение на дебита на топлоносителя на отоплителния канал, позволява, като същевременно поддържа разходите за енергия за изпомпване на топлоносителя, леко да увеличи температурната разлика на топлообмена и по този начин , топлинната мощност на апарата спрямо варианта само с един вход.
Проведохме няколко експеримента с топлообменника TTAI, при които, приемайки, че основната цел е да се оценят неговите коефициенти на топлопреминаване, оставихме само един от входовете на пръстеновидното пространство, използвайки другия като изход от него, докато затваряме изходът в средата. Така се получава чисто противоточен топлообменник със същите коефициенти на топлопреминаване и енергийни разходи за изпомпване на топлоносители, както при оригиналния топлообменник, а именно: K = 8,08 kW/(m 2 K), Gmt = 0,5 × 3,44 t/h и DP mt = 0,5 kgf/cm2. Вижте подробности в.
РЕЗУЛТАТИ И ТЯХНОТО ОБСЪЖДАНЕ
Проведени са експерименти с лабораторен топлообменник във вариант с нагрят тръбен канал, подобно на условията на работа на топлообменника TTAI. Методологията за провеждане на експерименти и обработка на получените резултати е описана накратко по-горе, за подробности вижте. Получените резултати са показани в таблица 1, а на фиг. един.
Таблица 1. Топлообменници с HP тръби. един)
| № п / стр | Настроики | д mt = 0,03 | д mt = 0,032 | д mt = 0,034 | д mt = 0,037 | ||||
| Данни от експеримента | Преизчисляване за условия на СР | Данни от експеримента | Преизчисляване за условия на СР | Данни от експеримента | Преизчисляване за условия на СР | Данни от експеримента | Преизчисляване за условия на СР | ||
| 1 | Ж | ||||||||
| 2 | Tв | ||||||||
| 3 | Tср | ||||||||
| 4 | Tизход | ||||||||
| 5 | д T | 24.64 | 27.19 | 35.38 | 27.79 | 36.29 | 28.62 | 43.68 | 29.53 |
| 6 | К | 7.09 | 6.96 | 6.15 | 6.57 | 5.70 | 6.08 | 5.44 | 5.56 |
| 7 | а | ||||||||
| 8 | аза | ||||||||
| 9 | v | ||||||||
| 10 | 10 -3 Re | ||||||||
Бележки:
1) - в числителя на данните, дадени под формата на дроб, стойностите са посочени за канала на тръбата, в знаменателя - за пръстена;
Ориз. Фиг. 1. Зависимости на коефициентите на топлопреминаване от еквивалентния диаметър: (а, б) – коефициенти на усилване на топлопреминаването; в) е коефициентът на топлопреминаване; 1 - 7-тръбни топлообменници; 2 - 6-тръбен топлообменник; 3 – апроксимираща крива; 4 - средна стойност.
Нека ги разгледаме по-отблизо. Обикновено сравнението на различни топлообменници се извършва при едни и същи условия, които могат да се нарекат условия на "стандартен режим" (SR). Нека вземем следните стойности за режим SR в нашия случай: входните температури на топлоносителите са равни на t tr, in = 15°С и t mt, in = 60°С, скоростта на потока в тръбата канал v tr = 1 m/s и съотношението G mt / G tr, ще оставим съответния едновходов TTAI (виж по-горе), т.е. G mt / G tr = 0,5´3,44/1,56. Получените експериментални данни бяха преизчислени към стандартни условия при допускането, че зависимостта на коефициентите за подобряване на локалния топлообмен ia = ia(L) може да бъде пренебрегната и във всеки отделен случай могат да се използват техните средни стойности ia, които могат да бъдат намерени чрез осредняване на съответните надлъжни разпределения (виж. например, ).
На фиг. Фигура 1 показва данните за ia tr (фиг. 1a), ia mt (фиг. 1b) и K (фиг. 1c) в зависимост от еквивалентния диаметър de mt. Експериментални данни (фиг. 1a-1c, криви 1), за K (фиг. 1c) това са данните, получени при преизчисление за условия на SR, виж табл. 1 се апроксимират с полиноми от 2-ра степен f(x) = ax 2 + bx + c, (фиг. 1a-1c, криви 3), чиито коефициенти се намират от съответните данни. В този случай относителните средноквадратични грешки на приближение за ia tr, ia mt и K бяха съответно 1,6%, 1,8% и 0,3%.
За ia tr и ia mt са показани и средните стойности (фиг. 1a-1b, криви 4). Относителните стандартни отклонения от средните стойности са съответно 3,4% и 21,2%.
Така от дадените данни следва, че средната стойност ia tr = 3,84 и намерената зависимост ia mt = ia mt (de mt) по приемлив начин описват топлообменните параметри на нашите профилирани топлообменници.
Проведени са и експерименти за определяне на коефициентите на хидродинамично съпротивление. Общият спад на налягането в канала на топлообменника обикновено се представя като сума от спадовете на налягането, дължащи се на съпротивлението на триене по време на потока на работната среда в канала и спада, дължащ се на съпротивлението на входа/изхода на канала. За да се намерят спадовете на налягането през съпротивленията на входа/изхода и оттук да се определят коефициентите на локално съпротивление z tr,loc и z mt,loc, бяха проведени експерименти за определяне на загубата на налягане в топлообменници с гладки тръби с D h = 0,01 m и D = 0,008 м. В този случай обаче по очевидни причини топлообменникът с Dmt = 0,03 m беше заменен с топлообменник с Dmt = 0,04 m.
Серия от експерименти, проведени при различни скорости на потока (скорости) на работната среда, позволиха да се установи, че за нашите топлообменници коефициентът на локално входно/изходно съпротивление за канала на тръбата може да се определи като z tr,loc = 131Re – 0,25, а за пръстеновидния канал - z mt, loc = z mt,loc (de mt)Re –0,25 . Стойностите на z mt, lok (de mt) за четири експериментални топлообменника, показани на фиг. 2а, крива 1, също се апроксимират с полином от 2-ра степен (фиг. 2а, крива 3). В този случай относителната средноквадратична грешка на приближение е 2,2%.
Ориз. Фиг. 2. Зависимости на коефициентите на хидродинамично съпротивление от еквивалентния диаметър: (а) топлообменници с гладки тръби; б) - топлообменници с профилни тръби; 1 - 7-тръбни топлообменници; 2 - 6-тръбен топлообменник; 3 – апроксимираща крива.
Приемайки равни местни коефициенти на входно/изходно съпротивление за топлообменници с гладки и профилирани тръби, коефициентите на съпротивление на триене в профилирани канали, дефинирани като) mt × z ch,mt, могат да бъдат намерени от резултатите от подобни експерименти за топлообменници с профилни тръби. Така бяха открити (z/z ch) mt = 14.9 и експерименталната зависимост за (z/z ch) mt = (z/z ch) mt (de mt), показана на фиг. 3. 2b, крива 1. Апроксимация на последната е показана и на фиг. 2b, крива 3, относителната средноквадратична апроксимационна грешка в този случай е 0,5%.
В допълнение към експериментите, описани по-горе със 7-тръбен топлообменник, бяха проведени и експерименти с 6-тръбен топлообменник, получен чрез отстраняване на централната тръба от 7-тръбен топлообменник с Dmt = 0,032 m, и по този начин конфигурацията на тръбният сноп на нашия топлообменник беше подобен на конфигурацията на тръбния сноп на топлообменника TTAI.
Резултатите от експериментите, проведени с този топлообменник, са показани на фиг. 1-2, криви 2, под формата на експериментални точки, нанесени върху тях. Обърнете внимание, че има доста добро съответствие между резултатите както по отношение на коефициентите на топлопреминаване, така и по отношение на коефициентите на съпротивление, вижте фиг. 1-2. Така относителните отклонения в абсолютна стойност са 0,3% за ia tr (отклонения от средната стойност, фиг. 1а, крива 4), 5,2% за ia mt (отклонения от апроксимиращата крива, фиг. 1b, крива 3), 4,6% за K (фиг. 1c, крива 3), 0.5% за z mt,lok (фиг. 2a, крива 3) и 5.1% за (z/z ch)tr (фиг. 2b, крива 3).
По този начин, използвайки данните, открити в експеримента, е възможно да се конструира определен метод за изчисляване на топлообменници с плътно опакован пакет от HP тръби (поне 6 и 7 тръби) и да се сравнят с топлообменник TTAI. При тези изчисления входящите температури на топлоносителите и съотношението на техните дебити съответстват на паспортните данни за TTAI и получените резултати са сравнени с резултатите от изчисленията на топлообменника TTAI за неговата версия с един вход.
В табл. Фигура 2 показва резултатите от изчисленията, получени за HP тръби, подобни на TTAI тръбите (материал, диаметър, стена). При вариант 1 (Таблица 2) замяната на тръбите TTAI с тръби HP води до увеличаване на специфичния разход на енергия за изпомпване на топлоносители w/w TTAI = 1,51 и повишаване на коефициента на полезно действие k/k TTAI = 1,34. (в смисъла на , в този случай k/k TTAI = K/K TTAI). При вариант 2 намаляването на дебита до G/G TTAI = 0,812 изравнява специфичните разходи за изпомпване, като същевременно оставя коефициента на ефективност k/k TTAI = 1,16 все още относително висок.
Таблица 2. Сравнение на тръбни топлообменници TTAI и HP.
| № п / стр | Настроики | TTAI 1) | Топлообменници с HP тръби | |||
| Вариант 1 2) | Вариант 2 3) | Вариант 3 | Вариант 4 | |||
| 1 | н | 6 | 6 | 6 | 6 | 7 |
| 2 | 10 3 д mt | 26.4 | 26.4 | 26.4 | 25.4 | 27.2 |
| 3 | Ж 4) | |||||
| 4 | Ж tr / Ж tr,ttai | 1 | 1 | 0.812 | 0.788 | 0.911 |
| 5 | w/w TTAI | 1 | 1.51 | 1 | 1 | 1 |
| 6 | Л 5) | |||||
| 7 | Л/д | 183 | 136 | 128 | 123 | 121 |
| 8 | Е 5) | |||||
| 9 | F/V 5) | |||||
| 10 | Е/Ж tr 5) | |||||
| 11 | К 5) | |||||
| 12 | и К | 1.51 | 1.61 | 1.63 | 1.52 | 1.52 |
| 13 | Q/Е | 429 | 577 | 497 | 502 | 506 |
| 14 | v 4) | |||||
| 15 | 10 -3 Re 4) | |||||
| 16 | a4) | |||||
| 17 | аз a4) | |||||
| 18 | к/к TTAI | 1 | 1.34 | 1.16 | 1.17 | 1.18 |
Бележки:
1) - оценка по критериален модел с корекция;
2) - подмяна на TTAI тръби с GP тръби;
3) - същото за случая на равенство на единичните разходи за изпомпване на охлаждащи течности към разходите за TTAI;
4) - в числителя на фракцията се посочва стойността за тръбния канал, в знаменателя - за пръстена;
5) - в числителя на дробта се посочва стойността на количеството, в знаменателя - отношението му към стойността за TTAI.
Във вариант 3 (Таблица 2) е показано, че Dmt = 0,0254 m дори може леко да се намали, а във вариант 4 - че може да се използва и 7-тръбен сноп, докато k/k TTAI = 1,17-1,18 дори леко се увеличава. Топлообменната повърхност на единица обем (F/V)/(F/V) TTAI = 1,08-1,10 леко се увеличава, а специфичната повърхност намалява (F/G)/(F/G) TTAI = 0,854-0,847. В същото време във всички разглеждани варианти дължината на топлообменника не надвишава L/L TTAI = 0,75 (виж Таблица 2).
По същия начин ще извършим изчисления за топлообменници със 7-тръбен пакет от плътно опаковани HP тръби с размери 10/0,8, 12/1 и 16/1, изработени от мед, месинг и стомана. Споменатите по-горе условия за входящите температури на охлаждащите течности и съотношението на разходите Gtr /Gmt = (Gtr /Gmt) TTAI, ние ще допълним изискването за равенство на специфичните енергийни разходи за изпомпване на охлаждащи течности w/w TTAI = 1.
Намерените при тези условия параметри на топлообменниците са оптимални за всяка от разглежданите тръби, резултатите от изчислението са представени в табл. 3.
Таблица 3. Параметри на топлообменници с HP тръби. един)
| № п / стр | Тръба 10/0,8 | Тръба 12/1 | Тръба 16/1 | |||||||
| 1 | Стенен материал 2) | мед | месинг | стомана | мед | месинг | стомана | мед | месинг | Стомана |
| 2 | 10 3 д mt | 32.8 | 33 | 39 | 39.4 | 51.5 | 52.2 | |||
| 3 | Ж 3) | |||||||||
| 4 | Ж tr / Ж tr,ttai | 1.20 | 1.17 | 1.03 | 1.64 | 1.60 | 1.38 | 2.71 | 2.66 | 2.36 |
| 5 | Л 4) | |||||||||
| 6 | Л/д | 104 | 109 | 152 | 98.4 | 105 | 157 | 88.5 | 94.3 | 142 |
| 7 | Е 4) | |||||||||
| 8 | Е/V 4) | |||||||||
| 9 | F/G tr 4) | |||||||||
| 10 | К 4) | |||||||||
| 11 | и К | 1.65 | 1.60 | 1.37 | 1.82 | 1.73 | 1.40 | 2.17 | 2.01 | 1.51 |
| 12 | Q/Е | 577 | 537 | 337 | 582 | 532 | 308 | 574 | 527 | 310 |
| 13 | v 3) | |||||||||
| 14 | 10 -3 Re 3) | |||||||||
| 15 | а 3) | |||||||||
| 16 | аза 3) | |||||||||
| 17 | к/к TTAI | 1.31 | 1.22 | 0.77 | 1.32 | 1.21 | 0.70 | 1.31 | 1.20 | 0.71 |
Бележки:
1) - прието тук Ж mt / Ж tr = ( Ж mt / Ж tr) TTAI, w = w TTAI;
2) - стойностите на l за мед, месинг и стомана се приемат съответно равни на 390, 110 и 15;
3) - в числителя на фракцията се посочва стойността за тръбния канал, в знаменателя - за пръстена;
4) - в числителя на дробта се посочва стойността на количеството, в знаменателя - отношението му към стойността за TTAI.
За всички изчислени размери на месингови и медни тръби ефективността на топлопреминаване е по-висока от тази на топлообменник TTAI - k/k TTAI = K/K TTAI = 1,2-1,3 и остава приблизително същата, поради увеличаване на топлината трансфер в пръстеновидното пространство a mt, главно поради увеличаване на интензификацията му ia mt (Таблица 3). В резултат на това специфичната топлообменна повърхност F/G tr и безразмерната дължина на топлообменниците L/D намаляват, но поради големите диаметри на тръбите повърхността F/V намалява (Таблица 3). Може да се отбележи също, че от дадените в табл. От таблица 3 следва, че с увеличаване на диаметъра на тръбата съотношението на коефициентите на топлопреминаване a mt /a tr се увеличава, приближавайки се до единица.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
По този начин от експерименталните и изчислени данни, представени в тази работа, следва, че използването на дълбоко профилирани тръби в плътно опакован пакет без прегради в пръстеновидното пространство може да доведе до създаването на много ефективни топлообменници. Освен това диаметърът на топлообменната тръба има малък ефект върху топлинните параметри, неговото увеличаване само намалява съдържанието на топлообменната повърхност на единица обем на топлообменника.
Търсенето на оптимални параметри за дълбоко профилиране на топлообменни тръби на тръбни топлообменници според нас е важна задача и трябва да продължи.
НОТАЦИЯ
д- вътрешен диаметър, характерен размер, m;
де- еквивалентен диаметър, m;
Е- топлообменна повърхност, m 2;
Ж- дебит на охлаждащата течност, kg/s;
аза- аз a = a/a ch = Nu/Nu ch, параметър за подобряване на преноса на топлина;
Да се- коефициент на топлопреминаване, kW / (m 2 K);
к– коефициент на полезно действие;
Л- дължина на топлообмен, m;
н- загуба на мощност за изпомпване на охлаждащата течност, W;
Q- топлинен поток, W;
С- разстояние между осите на тръбите, m;
с- площ на потока, m 2;
T- температура, °C;
t d- стъпка на профилиране, m;
V- обемът на топлообменника, m 3;
v- скорост, m/s;
w - w = (н tr + н mt)/ Ж tr, общи специфични разходи за изпомпване, J/kg;
a е коефициентът на топлопреминаване, kW / (m 2 K);
д стр– спад на налягането, Pa;
r - плътност, kg / m 3;
l е коефициентът на топлопроводимост, W/(m K);
z е коефициентът на хидродинамично съпротивление;
Nu - критерий на Нуселт;
Re - критерий на Рейнолдс.
в – на входа на канала;
out - на изхода от канала;
km – критериален модел;
loc - местна стойност;
mt - междутръбен канал;
n - външен (диаметър);
cp – средна стойност;
tr - тръбен канал;
Литература
1. Дзюбенко Б.В., Кузма-Кихта Ю.А., Леонтиев А.И. и др.. Интензификация на топло- и масообмена в макро-, микро- и наномащаби. М.: ФГУП "ЦНИАТОМИНФОРМ", 2008 г.
2 Калинин Е.К., Драйцер Г.А., Коп И.З., Мякочин А.С. Ефективни топлообменни повърхности. Москва: Енергоатомиздат, 1998 г.
3. Берлин Ал.Ал., Минкер К.С., Дюмаев К.М. Нови унифицирани енерго- и ресурсоспестяващи високопроизводителни технологии за повишена чистота на околната среда, базирани на тръбни турбулентни реактори. Москва: ОАО НИИТЕХИМ, 1996.
4. Коноплев А.А., Алексанян Г.Г., Ритов Б.Л., Берлин Ал.Ал Ефективен метод за интензификация на конвективния топлообмен. // Теорет. основи на хим. технология. 2004. Т. 38. № 6. С. 634.
5. Коноплев А. А., Алексанян Г. Г., Ритов Б. Л., Берлин Ал.Ал.. Конвективен топлопренос в дълбоко профилирани канали. // Теорет. основи на хим. технология. 2007. Т. 41. № 5. С. 549.
6. Коноплев А. А., Алексанян Г. Г., Ритов Б. Л., Берлин Ал. Ал.. Изчисляване на локални параметри на интензивен топлообмен. // Теорет. основи на хим. технология. 2007. Т. 41. № 6. С. 692.
7. Коноплев А. А., Алексанян Г. Г., Ритов Б. Л., Берлин Ал.Ал.. За ефективността на интензификацията на топлообмена чрез дълбоко профилиране. // Теорет. основи на хим. технология. 2012. Т. 46. № 1. С. 24.
8. Коноплев А.А., Алексанян Г.Г., Ритов Б.Л., Берлин Ал.Ал.. Относно компактността на тръбните топлообменници. // Теорет. основи на хим. технология. 2012. Т. 46. № 6. С. 639.
9. Коноплев А. А., Алексанян Г. Г., Ритов Б. Л., Берлин Ал. Ал.. За ефективни тръбни топлообменници. // Теорет. основи на хим. технология. 2015. Т. 49. № 1. С. 65.
Страница 1
Интензификацията на конвективния топлопренос чрез увеличаване на дебита на охлаждащата течност е свързана с разхода на енергия и преодоляване на съпротивлението, докато се движи по повърхността на обтекаемото тяло. Познаването на това съпротивление дава възможност да се избере икономически изгодна скорост на топлоносителя, при която ефективността на топлообмена и разходът на енергия за преодоляване на съпротивлението създават икономически най-изгодните условия за работа на топлообменника.
Интензификацията на конвективния топлообмен при условия на вътрешни (надлъжен поток) и външни (напречен поток) задачи е основната посока за подобряване на общите масови характеристики на рекуперативните топлообменници. Към днешна дата са предложени и разработени различни методи за интензифициране на топлообмена и са проведени изследвания на множество конструктивни типове и форми на конвективни повърхности, които прилагат един или друг метод за интензификация на потока от газове и течности.
За интензифициране на конвективния топлообмен е желателно термичният граничен слой да е възможно най-тънък. С развитието на турбулентността на потока граничният слой става толкова тънък, че конвекцията започва да има доминиращ ефект върху преноса на топлина.
За интензифициране на конвективния топлообмен е желателно термичният граничен слой да е възможно най-тънък. С развитието на турбуленцията на потока граничната земя става толкова тънка, че конвекцията започва да има доминиращ ефект върху преноса на топлина.
За интензифициране на конвективния топлообмен е желателно термичният граничен слой да е възможно най-тънък. С развитието на турбулентността на потока граничният слой става толкова тънък, че преносът на топлина се извършва изключително чрез конвекция.
За интензифициране на конвективния топлообмен е желателно термичният граничен слой да е възможно най-тънък. С развитието на турбулентността на потока граничният слой става толкова тънък, че конвекцията започва да има доминиращ ефект върху преноса на топлина.
Подобен механизъм на интензификация на конвективния топлообмен, както показват експериментите, използващи оптичната нееднородност на средата, се осъществява и при свободна конвекция. При грапавите тръби ъгълът на отделяне f на вихрите от горната част на тръбата е по-голям, ъгълът P, в който те се издигат нагоре, е по-широк и дебелината b на колоната от нагрят въздух над тръбата е по-голяма. За вода (tfK i & 20 C), максималното интензифициране на топлопреминаване чрез грапавост също се осъществява и възниква при (Gr-Pr) md s 5 10e, което съответства на диаметър от 10 mm.
За да се засили конвективният пренос на топлина, са желателни високи скорости на газовия поток1. Увеличаването на скоростта обаче е придружено от увеличаване на газовото съпротивление и увеличаване на потреблението на енергия за преодоляването му.
Понастоящем интензификацията на конвективния пренос на топлина се счита за най-обещаващия и сложен проблем в теорията на преноса. Също така традиционно се смята, че този проблем е най-актуален за охлаждащите течности, които се характеризират с високи стойности на числата на Рейнолдс.
Както е известно, интензификацията на конвективния топлообмен се извършва в посока на постигане на минимална дебелина и максимална степен на турбулентност на граничния слой. За тази цел се използват прекъснати или перфорирани ребра, профилни ребра, ребра с турбулатори. При относително малки стойности на параметъра h / 2 / ol, тези мерки трябва да се извършват по цялата височина на реброто. Очевидно има някаква полза от отвеждането на топлина при равни хидравлични загуби.
В тази област на интензификация на конвективния топлопренос, трудовете на изтъкнати учени G.A. Драйцер, Е.К. Калинин, В.К. Мига, чиито материали са използвани в този параграф.
Крайната цел на прилагането на метода за интензифициране на конвективния топлообмен е да се изгради апарат с най-малка топлообменна повърхност или с минимална температурна разлика при най-ниска консумация на енергия за изпомпване на течност. Тъй като използването на някой от известните методи за интензификация на топлообмена е придружено, в допълнение към увеличаването на топлопреминаването, от увеличаване на хидравличното съпротивление, което увеличава консумацията на енергия за изпомпване на течност, един от основните показатели на устройството е ефективността на неговите конвективни повърхности.
В някои случаи се използват методи за интензифициране на конвективния топлопренос по време на кипене върху въртяща се нагревателна повърхност.
Следствие от интензификацията на процесите на топлопреминаване е увеличаването на коефициента на топлопреминаване, който при чисти топлообменни повърхности се определя от коефициентите на топлопреминаване от страна на отоплението и нагрятите охлаждащи течности. В много случаи физикохимичните свойства на използваните топлоносители се различават значително, тяхното налягане и температура, както и коефициентите на топлопреминаване не са еднакви. И така, стойността на коефициента на топлопреминаване от страна на водата α = 2000 ... 7000 W / (m 2 K), от страната на газовия охладител α ≤ 200 W / (m 2 K), за вискозни течности α = 100 ... 600 W / (m 2 K). Очевидно е, че интензификацията на топлообмена трябва да се извърши от страната на охлаждащата течност, която има малка стойност на коефициента на топлопреминаване. При същия ред на стойностите на коефициентите на топлопреминаване на топлоносителите, интензификацията на топлопреминаването може да се извърши от двете страни на топлопреминаването, но като се вземат предвид оперативните и техническите възможности.
Обикновено интензификацията на топлообмена е свързана с увеличаване на енергийните разходи за преодоляване на нарастващото хидравлично съпротивление. Следователно, един от основните показатели, характеризиращи целесъобразността на интензификацията на топлообмена в топлообменниците, е неговата енергийна ефективност. Увеличаването на интензивността на топлообмена трябва да бъде съизмеримо с увеличаването на хидравличното съпротивление.
Използват се следните основни методи за интензификация на топлообмена:
проектиране на груби повърхности и повърхности със сложна форма, допринасящи за турбулентността на потока в пристенния слой;
използването на турбулентни вложки в каналите;
увеличаване на топлообменната повърхност с помощта на перки;
въздействие върху потока на охлаждащата течност чрез електрически, магнитни и ултразвукови полета;
турбулентност на пристенния слой чрез организиране на колебания в скоростта на настъпващия поток и неговото завихряне;
механично въздействие върху топлообменната повърхност чрез нейното въртене и вибрации;
използването на гранулирана дюза както в неподвижно, така и в псевдоподвижно състояние;
добавяне на твърди частици или газови мехурчета към охлаждащата течност.
Възможността и целесъобразността за използване на един или друг метод за интензификация за конкретни условия се определят от техническите възможности и ефективността на този метод.
Един от най-широко използваните методи за интензифициране на топлообмена (увеличаване на топлинния поток) е оребряването на външната повърхност на тръбите, при условие че охлаждащата течност с ниска стойност на коефициента на топлопреминаване е насочена в пръстеновидното пространство.
Схеми на някои устройства, използвани за интензифициране на топлообмена в тръбите, са дадени в таблица. 7.1.
7.1. Схеми на устройства, използвани за интензификация
пренос на топлина
|
оребряване |
оребряване | ||
|
усукана |
Тръба със спирални гладко очертани издатини |
|
|
|
Непрекъсната винтова бъркалка |
Усукана тръба | ||
|
Тип пръстеновиден канал дифузьор-конфузор |
Редуващи се плавно дефинирани пръстеновидни издатини по вътрешната повърхност на гладка тръба |
Използват се лопаткови вихри, периодични винтови вихри с различна форма на централното тяло и др.. Трябва да се отбележи, че едновременно с увеличаване на коефициента на топлопреминаване с 30 ... 40%, има увеличение на хидравличното съпротивление с 1,5-2,5 пъти. Това се обяснява с факта, че разсейването на енергия по време на разпадането на мащабни вихрови структури (те възникват, когато потокът се завихри) значително надвишава генерирането на турбулентност - за захранване на отслабващите вихри е необходимо непрекъснато снабдяване с енергия отвън необходими.
Установено е, че при турбулентни и преходни режими на потока е препоръчително турбулентните пулсации да се засилят не в ядрото на потока, а в пристенния слой, където турбулентната топлопроводимост е ниска и плътността на топлинния поток е максимална, тъй като този слой представлява 60 ... 70% от наличната температурна разлика "стена-течност". Колкото по-голямо е числото R r, толкова по-тънък слой е целесъобразно да се въздейства.
Горните препоръки могат да бъдат изпълнени чрез създаване по някакъв начин, например чрез набраздяване, редуващи се гладко дефинирани пръстеновидни издатини върху вътрешната повърхност на гладка тръба. За изпускане на течности с P r= 2 ... 80 най-добрите резултати са получени при t sun /d int = 0,25 ... 0,5 и d sun / d int = 0,94 ... 0,98. И така, при R e = 10 5 топлопредаването се увеличава с 2,0-2,6 пъти с увеличаване на хидравличното съпротивление с 2,7-5,0 пъти в сравнение с топлопреминаването на гладка тръба. За въздуха бяха получени добри резултати при t sun /d in = 0,5 ... 1,0 и d sun / d in = 0,9 ... 0,92: в преходната област на потока (R e = 2000 ... 5000) ан увеличаване на топлопредаването 2,8 ... 3,5 пъти с увеличаване на съпротивлението с 2,8-4,5 пъти (в сравнение с гладка тръба).
Методите за механично въздействие върху топлообменната повърхност и влиянието върху потока от електрически, ултразвукови и магнитни полета все още не са достатъчно проучени.
Copyright JSC "Централно конструкторско бюро "BIBCOM" & LLC "Agency Book-Service" Московски държавен технически университет на името на N.E. Бауман В.Н. Афанасиев, В.Л. Трифонов ИНТЕНЗИФИКАЦИЯ НА ТОПЛОПРЕДАВАНЕ ПРИ ПРИНУДИТЕЛНА КОНВЕКЦИЯ Указания за курсовата изследователска работа по курса "Методи за интензификация на топлопреминаване" Москва Издателство на MSTU im. Н.Е. Bauman 2007 Copyright OJSC Central Design Bureau BIBCOM & LLC Agency Book-Service UDC 536.24(076) LBC 31.31 A94 Рецензент N.L. Щеголев А94 Афанасиев В.Н., Трифонов В.Л. Интензификация на топлообмена при принудителна конвекция: Метод. указания за курсова изследователска работа по курса "Методи за интензификация на топлообмена". - М .: Издателство на MSTU im. Н.Е. Бауман, 2007. - 68 с.: ил. Описани са основните положения на теорията на конвективния топлопренос и методите за интензифициране на топлообмена. Формулирани са изискванията за провеждане на експериментални изследвания и дизайн на курсова научна работа. За студенти от MSTU на името на N.E. Бауман, обучаващ се по специалността "Топлофизика". I л. 14. Библиография. 24 заглавия УДК 536.24(076) ББК 31.31 Методическо издание Валерий Никанорович Афанасьев Валерий Львович Трифонов ИНТЕЗИФИКАЦИЯ НА ТОПЛОПРЕНОС ПРИ ПРИНУДИТЕЛНА КОНВЕКЦИЯ Редактор А.В. Сахарова Коректор Р.В. Царева Компютърно оформление А.Ю. Уралова Подписано за печат 10.05.2007 г. Формат 60×84/16. Офсетова хартия. Печ. л. 4.25. Реал. фурна л. 3,95. Уч.-изд. л. 3.45. Тираж 300 бр. Изд. № 168. Поръчка Издателство на Московския държавен технически университет. Н.Е. Бауман. 105005, Москва, ул. 2-ра Бауманская, 5. MSTU im. Н.Е. Бауман, 2007 Copyright OJSC "TsKB "BIBCOM" & LLC "Agency Kniga-Service" ВЪВЕДЕНИЕ съвременните методи за изчисляване на хидродинамиката и преноса на топлина по време на движението на различни устройства във вискозна неизотермична среда са невъзможни. Невъзможността за директно използване на уравненията за получаване на точни решения на транспортните процеси в граничния слой доведе до създаването на различни методи за тяхното експериментално изследване, включително статистически методи. Въпросите за увеличаване на количеството отделена топлина в различни технологични процеси, т.е. интензификация на процесите на топлообмен, са били и остават най-трудни. Значително нарастване на броя на публикациите по тази тема показва нейната изключителна актуалност. Основата на тази курсова изследователска работа (KRW) се основава на резултатите от фундаментални изследвания на процесите на пренос на топлина и маса, проведени в Московския държавен технически университет. Н.Е. Бауман в катедрата по топлофизика в продължение на няколко десетилетия, както и материали от водещи изследователски институти и най-новите постижения на местната и чуждестранна наука в областта на топло- и масообмена. Съществуващите и разработени полуемпирични методи за изчисляване на граничния слой изискват по-задълбочено експериментално изследване на неговата структура. Има два подхода: класически (използване на традиционни методи за диагностициране на граничен слой чрез средни характеристики) и статистически (изучаване на флуктуиращите характеристики на турбулентен граничен слой). CRW осигурява експериментални и теоретични изследвания на динамични и топлинни гранични слоеве по традиционни методи (според средни характеристики). Работата по изучаването на граничния слой по класически методи е предназначена за студенти от шеста година, които са усвоили изучаването на изчислителен топлопренос и хидродинамика, конвективен топлопренос и теорията на граничния слой. При извършване на работа студентът трябва да владее съвременни методи за експериментално изследване на хидродинамиката и топлообмена в ламинарни и турбулентни режими на флуиден поток, както и методи за оценка на надеждността на получените резултати. KRW се основава на експерименталното изследване на специфичен процес - изследване на хидродинамиката и топлообмена в принудителен безградиентен поток около плоска плоча. Експерименталното изследване на много сложни процеси, които включват конвективен топлопренос, в зависимост от голям брой индивидуални фактори, е изключително трудно. Едно от средствата за решаване на такива проблеми е прилагането на теорията на подобието, което позволява обработката и обобщаването на резултатите от експериментите. Крайният резултат трябва да бъде представен в критериална форма, като за целта студентът трябва да владее добре теорията на подобието. 4 Copyright OJSC "Централно дизайнерско бюро "BIBCOM" & LLC "Agency Kniga-Service" ТЕОРЕТИЧНА ЧАСТ 1. Основните методи за пренос на топлина тялото и околната среда. Следователно, за практически изчисления на постоянен (постоянен във времето) топлинен поток, доставен (отстранен) към повърхността на тяло, обтичано от течност или газ, обикновено се използва законът на Нютон-Рихман: Q = αΔTA, (1) където Q е топлинният поток, който тялото обменя с околната среда, W; A е топлообменната повърхност, m2; ΔT е температурната разлика между тялото и околната среда, град.; α е коефициентът на топлопреминаване, W/(m2 deg), показващ интензивността на процеса на топлообмен между топлообменната повърхност и околната среда. Всъщност формула (1) не отразява реалната зависимост на количеството топлина от температурата, физичните свойства и размерите на телата в топлинно взаимодействие. По същество прилагането на тази формула е някаква формална техника, която прехвърля всички трудности при изчисляването на топлопреминаването към определяне на коефициента на топлопреминаване α, който обикновено зависи в по-малка степен от размера на топлообменната повърхност и от температурната разлика, отколкото топлинният поток Q. При изчисляване на преноса на топлина от една течна среда към друга през стената, която ги разделя, в изчислителната практика се използва израз, подобен на формула (1): Q = kΔTA, (2) deg), който показва интензитета на процеса на пренос на топлина от една течност към друга през стената, която ги разделя; ΔT е разликата между средните температури на течностите, град. Зависимости (1) и (2) показват, че във всеки отделен случай е необходимо да се вземат предвид особеностите, характерни за разглеждания процес на топлообмен. От общия курс на теорията за пренос на топлина и маса е известно, че има три основни метода за пренос на топлина: топлопроводимост, конвекция и радиация. Топлопроводимостта е пренос на топлина в непрекъсната материална среда. Основният закон на топлопроводимостта е законът на Био-Фурие, според който плътността на топлинния поток е право пропорционална на температурния градиент и е обратно насочена към него: q = – λ(∂t/∂n), (3) където коефициентът на топлопроводимост е λ, W/(m deg) , е топлофизичен параметър, показващ способността на тялото да провежда топлина. Количеството топлина за единица време при топлопроводимост Q = q A. При проектирането на машини и апарати често се налага да се засили или отслаби преносът на топлина през стената. Намаляването на интензивността на топлообмена осигурява намаляване на топлинните загуби през стената или термичната защита на части от машини и апарати, съседни на горещи повърхности. Този проблем може да бъде решен чрез топлоизолация на горещи повърхности. Намаляването на размера и теглото на топлообменниците е свързано с необходимостта от интензифициране на процесите на топлообмен, което може да се извърши по различни начини, включително увеличаване на повърхността на топлообмен с помощта на ребра. Конвективният топлопренос е пренос на топлина в движеща се среда. Обикновено законът на Нютон-Рихман (1) се използва за определяне на количеството топлина, пренесено по време на конвекция. Задачата за увеличаване на количеството топлина, отстранена от повърхността на тялото, т.е. д. интензификация на конвективния топлопренос6 Copyright OJSC "Central Design Bureau" BIBCOM " & LLC "Agency Kniga-Service" chi, беше и остава най-трудната, но и най-спешната задача на теорията на процесите на пренос в движеща се среда . Формулирането на проблема за пренос на топлина в движеща се среда придобива специално значение, ако се разглежда във връзка с проблема за потреблението на енергия за движение на охлаждащата течност. При нормални, практически условия, целта е да се постигне възможно най-висока скорост на топлообмен с възможно най-ниска консумация на енергия. Ситуацията, при която желанието да се увеличи интензификацията на топлообмена на всяка цена е оправдано, трябва да се счита за напълно изключителна. Освен това е очевидно, че някои свойства на топлообменната система могат да доведат до интензификация, например грапавост на повърхността, получена по време на конвенционална обработка, повърхностни вибрации поради въртене на машинни части или пулсации на потока, електрическо поле, присъстващо в електрическото оборудване, и др. Лъчението е пренос на топлина с помощта на електромагнитни вълни. В инженерната практика за изчисляване на топлинния поток при радиационни процеси обикновено се използва законът на Стефан–Болцман: Q = εσ0T 4A, (4) където σ0 е константата на Стефан–Болцман, σ0 = 5,67·10–8 W/(m2 K4 ); ε е степента на излъчване на излъчващото тяло. От формула (4) се вижда, че основните методи за интензификация на радиацията са насочени към увеличаване на параметрите T, A и ε. Всичко по-горе показва, че количеството топлина, което тялото обменя с околната среда, зависи от много фактори. Тези фактори трябва да се знаят, за да се вземат предвид при използването на определени процеси на топлообмен в различни електроцентрали и за да се контролират, т.е. да се интензифицира преносът на топлина или да се намали отвеждането на топлина. По този начин интензификацията на преноса на топлина е увеличаване на количеството топлина, отстранена в процесите на пренос на топлина. Когато се разглеждат методите за интензификация на топлообмена при условия на топлопроводимост, конвекция и радиация, трябва да се помни, че във всеки конкретен случай по правило се използват комбинирани методи за интензификация, като се вземат предвид характеристиките на разглеждания процес. 7 Copyright OJSC Central Design Bureau BIBCOM & LLC Agency Kniga-Service С нарастването на енергийните мощности и производствените обеми, размерите на използваните топлообменници (TOA) се увеличават значително, което повишава изискванията за ефективност и надеждност на тяхната работа. Очевидно е, че чрез увеличаване на енергийната ефективност на топлоелектрическите централи само с няколко процента чрез създаване на по-компактни топлообменници в национален мащаб можете да постигнете значителни икономии на материални ресурси: гориво, материали и метали, разходи за труд и др. По този начин разработването и създаването на високоефективни компактни охладителни системи е изключително спешен проблем, тясно свързан с интензификацията на процесите на пренос на топлина и маса, което до голяма степен се определя от характеристиките на потока и хидравличното съпротивление на топлообменните повърхности. След изобретяването на първите TOA, топлоотделящите повърхности в тях са направени от тръби с малък диаметър. Такива тръби все още се използват в големи количества при производството на TOA. Въпреки това, квадратен метър топлообменна повърхност, изработена от тръби, е няколко пъти по-скъпа от повърхност със същата площ, изработена от тънък лист. От 60-те години на миналия век до днес броят на статиите, публикувани за различни аспекти на подобряването на топлообмена, включително доклади, статии, дисертации и патенти, непрекъснато нараства. Това показва, че подобряването на преноса на топлина в момента е важна специална област за изследване и развитие на преноса на топлина. 2. Интензификация на конвективния топлопренос Интензификацията на конвективния топлопренос в момента е може би най-сложният и във всеки случай най-актуалният проблем в теорията на процесите на пренос в движеща се среда. Той придобива особено значение в условията на газообразна охлаждаща течност, която се характеризира с намалена интензивност на обменните процеси (по-нататък се има предвид главно този конкретен случай). Специфичността на този проблем се състои в това, че разглеждан отделно въз основа на изследването на топлообмена като независим изолиран процес, той по същество е безсмислен; той получава истинско съдържание само в комбинация с проблема с потреблението на енергия за напредък на охлаждащата течност. В този случай, при нормални, практически условия, целта е да се постигне възможно най-висок интензитет на топлообмен с възможно най-нисък разход на енергия. Ясно е, че само съвместният анализ на количествата, въведени като количествена мярка за интензитета на топлообмена и потреблението на електроенергия, може да даде рационални основания за оценка на постигнатите резултати. Би било погрешно обаче да се мисли, че по този начин въпросът се свежда до изследване на два различни автономни и независимо формулирани проблема, последвано от сравнение на техните решения. Изключително важно е тези проблеми да са тясно свързани помежду си, тъй като те характеризират различни аспекти на един и същ процес и техните решения определят количествено ефекти, които външно са много разнородни, но се дължат на един единствен физически механизъм. Дълбокото сходство на двата проблема се проявява във факта, че при най-простите условия действа особен вид връзка - аналогията на Рейнолдс, която установява пряка, изрично изразена връзка между интензивността на топлообмена, от една страна, и интензивността на дисипативните ефекти (отговорни за консумацията на енергия) - от друга. С усложняването на физическата среда на процеса, аналогията на Рейнолдс губи своята сила и трябва да бъде заменена от зависимости, които са по-медиирани по природа и по-сложни по структура. За съжаление, все още няма теория, която да даде възможност да се формулират тези зависимости за различни специфични условия и да се намери общо решение, на което те да станат частен случай. Въпреки това, разглеждането на изключително обширен и разнообразен експериментален материал, натрупан по време на работата на различни топлообменни устройства, вече сравнително отдавна доведе до заключението, че съществува следната тенденция: когато процесът стане по-сложен (т.е. когато условията, за които Рейнолдс аналогията е валидна) се нарушават, съотношението между консумираната мощност и постигнатия интензитет на топлообмен става по-малко благоприятно. Така аналогията на Рейнолдс придобива значението на специален вид ограничение, което установява долната, физически възможна граница на изразходваната мощност при дадена интензивност на конвективния топлообмен. По този начин се смяташе, че при тези най-прости условия, когато е в сила аналогията на Рейнолдс, се реализира най-благоприятната връзка между интензивността на топлообмена и консумираната мощност. По-подробно и задълбочено изследване на механизма на процесите на прехвърляне показа, че такова разбиране на аналогията на Рейнолдс е незадоволително. В някои случаи той правилно характеризира някои аспекти на разглеждания процес, но не отразява напълно влиянието на съвкупността от физическите условия на процеса в цялата им действителна сложност и не може да бъде приет като цяло. В много случаи, които в никакъв случай не са лишени от практически интерес, ако условията на процеса, които отговарят на аналогията на Рейнолдс, са нарушени, връзката между преноса на топлина и хидродинамичното съпротивление всъщност се влошава. Това означава, че в променена физическа среда започва да работи такъв механизъм на разсейване на енергия, който не е свързан по толкова прост и очевиден начин с преноса на топлина в посока, нормална към повърхността. От това обаче изобщо не следва, че ситуация, водеща до обратния ефект, т.е. значително увеличаване на топлопреминаването с относително незначително увеличение (или дори намаляване) на интензивността на разсейване на енергия, е принципно невъзможна. В този смисъл е много поучително, че през последните десетилетия при условия на умерено форсиране на нагряващи повърхности се получават по-благоприятни зависимости между интензивността на топлообмена и съпротивлението. По този начин на аналогията на Рейнолдс не може да се припише значението на условието, което установява долната граница на необходимата мощност. Реално се постигат още по-благоприятни съотношения, в които няма вътрешни противоречия. Фактът, че процесите на пренос на топлина и импулс се извършват от едни и същи носители, все още не определя вида на връзката между интензивността на топлообмена и хидродинамичното съпротивление. Очевидно е, че разпределението на температурата и скоростта, образувано в областта на преноса, трябва да има значително влияние. Връзката, изразена под формата на аналогията на Рейнолдс (безразмерният коефициент на топлопреминаване St е равен на безразмерното напрежение на триене върху повърхността), е валидна само ако температурното поле е подобно на полето на скоростта. Това изискване може да бъде изпълнено с достатъчна точност за най-простата форма на процеса - поток на охлаждащата течност по повърхност, която няма надлъжна кривина (например поток вътре в прави тръби и канали с постоянно напречно сечение, надлъжен поток около плоски и тръбни повърхности при Рr = 1). Ако се наруши сходството на полетата, аналогията става невалидна и започват да действат други отношения. Много по-лесно е да предизвикате влошаване на условията на процеса, отколкото да ги подобрите. Всякакви промени във физическата среда, дължащи се на случайни причини и водещи до нарушаване на сходството на разпределението на температурата и скоростта, почти винаги предизвикват промени в разглежданото съотношение в неблагоприятна посока. Само определени, специално създадени въздействия водят до желания резултат. Всичко казано по-горе показва голямата сложност на проблема с интензифицирането на конвективния топлообмен и ни убеждава, че би било неразумно да се възлагат надежди на емпирични търсения за неговото решение. Разбира се, възможно е случайно да откриете един или друг усилващ ефект и това се е случвало много пъти. Въпреки това, без правилното разбиране на физическата същност на открития ефект, едва ли е възможно да се намерят начини за целесъобразното му използване и да се предложат такива средства за възпроизвеждането му в среда на работен процес, която да не служи като източник на отрицателни странични ефекти. За да се разграничи усилващият физичен ефект от различни разнородни явления, да се определят условията и възможностите за рационалното му използване, е необходимо да има достатъчно подробен физически модел на процеса, подкрепен до известна степен от елементи на количествената теория . Едва през последния период, когато проблемът за интензификацията на топлообмена се оказа органично свързан с развиващата се теория на процесите на пренос, беше постигнат значителен напредък. Въпреки това, наличната информация за процесите на пренос е все още недостатъчно пълна и не може да служи като надеждна физическа основа за развитието на толкова сложна в специфичната си посока теория. Към днешна дата обаче е натрупано значително количество данни за усилващите ефекти, чието използване е напълно подходящо. Тези ефекти са внимателно проучени не само качествено, но и количествено и обхванати в определена система от физически представи. Предложени са и експериментално проверени методи за практическото им прилагане. Все още не е възможно да се създаде универсална теория, обясняваща съвкупността от получените досега данни, но въпреки това могат да се направят някои общи съображения, които ни позволяват да разгледаме резултатите от изследванията поне от качествена гледна точка. Основната идея е, че засилващите се въздействия в пристенната област предизвикват засилено обновяване на средата, енергийно заместване на едни нейни елементи с други, които поради различния характер на разпределението на температурата и скоростта изпълняват функцията на топлоносителите по-ефективно от функцията на носителите на импулс. Колкото по-значителна е тази разлика, толкова по-благоприятно или, обратно, по-лошо е съотношението между интензивността на топлообмена и хидродинамичното съпротивление. Лесно е да се разбере, че физическата среда, съответстваща на такава схема на процеса, е много сложна и много необичайна. Със задълбочаването на познанията за структурата на турбулентния граничен слой и механизма на протичащите в него преносни процеси несъмнено ще се открият нови възможности за създаване на по-фини и ефективни методи за въздействие върху свойствата на процеса. Условия, определящи оптималния избор на методи за интензифициране на конвективния топлообмен. Една от основните задачи при създаването на най-модерните системи за топлообмен е да се осигурят минималните размери и тегло на TOA при дадени хидравлични съпротивления, скорости на потока и температури на охлаждащата течност. Следователно, много важен момент при проектирането на TOA е изборът на вида на топлообменната повърхност. Очевидно най-добрата повърхност ще бъде тази, която при други същите условия осигурява максимален коефициент на топлопреминаване, т.е. най-голям специфичен топлинен поток. Следователно интензификацията на процесите на топлообмен, особено в каналите, е най-ефективният начин за намаляване на размера и теглото на топлообменните устройства. Значително подобрение на характеристиките на топлообменните устройства, като параметри на тегло и размери, консумация на метал, повърхностна температура, надеждност и експлоатационен живот, може да се постигне с помощта на методи за интензификация на топлообмена, които са оптимални за конкретен случай. Изборът на оптимален метод за интензификация на топлообмена обаче е трудна задача, той се определя от много условия, най-важните от които са следните. 12 Авторско право JSC "Централно конструкторско бюро "BIBCOM" & OOO "Agency Kniga-Service" 1. Цели и задачи за подобряване на топлообмена за този конкретен клас TOA. 2. Допустими енергийни разходи за интензификация на топлообмена и вида на наличната енергия. 3. Хидродинамична структура на потока, при която се изисква интензифициране на топлообмена; естеството на разпределението на плътността на топлинните потоци или температурното поле в охлаждащата течност; валидни начини за управление на структурата на потока. 4. Технологичност на ТОА с подобряване на топлообмена, удобство и надеждност при работа. Нека разгледаме тези условия по-подробно. 1. Цели и задачи за подобряване на топлообмена в този конкретен клас TOA. Задачите за интензифициране на топлообмена обикновено се свеждат до намаляване на параметрите на теглото и размера на TOA или до намаляване на температурната разлика в него в сравнение с техните стойности, които се постигат при определени условия по обичайните начини (чрез промяна на дебита и канала размери и др., в зависимост от конкретните условия). 2. Допустими енергийни разходи за интензификация на топлообмена и вида енергия, налична за това. Анализът и проектните проучвания на обекта като цяло позволяват да се идентифицират допустимите енергийни разходи за изпомпване на топлоносители през топлообменното устройство. Типът енергия също обикновено е известен: като правило това е (при даден спад на налягането) необходимата мощност на помпите за изпомпване на охлаждащата течност. Има нужда от методи за подобряване на преноса на топлина, които ще осигурят намаляване на общите размери на топлообменните устройства с постоянни общи загуби на налягане за изпомпване на охлаждащата течност през TOA. Всеки тип топлообменни устройства има свои собствени критерии за оценка на избрания метод за подобряване на топлообмена. Най-честата оценка на метода на интензификация е чрез сравняване на съотношенията между увеличението на топлопреминаването St/St0 и коефициентите на съпротивление Сf /Сf 0: (St/St0) > (Сf /Сf0), където St и Сf са Stanton число и коефициента на съпротивление за дадени условия, а St0 и Сf0 – съответно за стандартни условия. 13 Copyright OJSC Central Design Bureau BIBCOM & OOO Agency Kniga-Service Методите за интензификация, които осигуряват изпълнението на неравенството (St/St0) > (Сf /Сf0), са особено ефективни, но тяхното прилагане е изпълнено с трудности. Разработването на такива методи като цяло се смяташе за невъзможно дълго време. Окончателният избор на метода за интензификация трябва да се основава на пълно сравнително изчисление на TOA, тяхното проектиране, експлоатационни изисквания, надеждност и икономически изчисления, т.е. всичко, което беше обсъдено по-горе. 3. Хидродинамична структура на потока, при която се изисква интензифициране на топлообмена; естеството на разпределението на плътността на топлинните потоци или температурното поле в охлаждащата течност; валидни начини за управление на структурата на потока. Обикновено за увеличаване на топлообмена се използва турбулентният режим на потока на охлаждащата течност, следователно познаването на хидродинамичната структура на турбулентния поток и характеристиките на топлопреминаването в него позволява да се установят области, в които увеличаването на интензивността на турбулентните пулсации ще имат най-голям ефект върху интензификацията на топлообмена и следователно ще помогнат да се изберат местата и методите за въздействие върху потока. По правило това са зони, които са доста близо до стените. Турбулентната топлопроводимост в тях е по-малка, отколкото в ядрото на потока, а плътността на топлинния поток е близка до максималната (за топлообмен със стената). В некръгли канали с тесни ъгли, например в тесни снопове от тръби или пръти с техния надлъжен поток, в триъгълни канали и др., Структурата на потока по време на преходен и турбулентен поток се променя не само по нормалата към стената, но също и по периметъра на канала. Наред с турбулентното течение в ядрото на потока и в близост до стената в широките части на канала и в ъглите може да има зони със слаба турбулентност или дори с ламинарен режим на течение. Тези зони представляват значителна част от повърхността на канала. Следователно, когато се разработват методи за интензифициране на топлообмена в такива канали, е необходимо не само да се търсят начини за допълнителна турбулентност на пристенната област в широките части на канала, но и специфични начини за турбулентност на потока в ъгловите зони. 4. Технологичност на ТОА с подобряване на топлообмена, удобство и надеждност при работа. Най-важните условия за окончателния избор на метода за интензификация на топлопреминаването, особено за масово произвежданите HEA и топлообменници, са технологичността и експлоатационните качества: технологичност на производството на самите топлообменни повърхности, технологичност на монтажа от тях TOA, надеждност и обслужване живот, въздействие върху замърсяването и котлен камък в сравнение с конвенционалните основни повърхности на тези топлообменници. Това, разбира се, отчита икономическия ефект, който дава използването на този метод за интензификация на топлообмена: намаляване на потреблението на метал, тегло, габаритни размери на TOA и др. Работа на топлообменното устройство в реални условия. Точно това обяснява факта, че обикновено отнема много време от разработването на метод за подобряване на топлообмена до широкото му използване в TOA. Но от друга страна, само няколко от разработените и публикувани методи за интензификация на топлообмена могат да задоволят описаните по-горе условия и да намерят широко приложение, въпреки че в някои специфични случаи използването на някои от тях може да е подходящо. В това отношение най-голям интерес представляват работи, които не само предлагат всеобхватно обосновани методи за интензифициране на топлопреминаването, но и разработват технология за производство на повърхности, които интензифицират този процес, както и технология за сглобяване на топлообменници с такива повърхности. Основните методи за интензификация на конвективния топлообмен. Тъй като в земните условия най-често срещаният метод за пренос на топлина е конвективният топлопренос, интензификацията на топлопреминаването се определя като увеличаване на коефициента на топлопреминаване чрез използване на различни видове въздействие върху потока. Въпреки това, независимо от метода на интензификация, основната му задача е да намали съответното термично съпротивление. При топлопроводимост намаляването на термичното съпротивление се постига чрез повлияване на коефициентите на топлопреминаване (при гранични условия от трети вид) и върху вътрешното термично съпротивление на стената чрез въвеждане на ребра, използване на охлаждащ ефект и др. Интензивността на топлинната проводимостта се влияе в голяма степен от топлофизичните свойства на стенните материали, изолационните материали, условията на контакт между отделните слоеве на стената, геометричните размери и формата на топлообменната повърхност. Когато се разглеждат процесите на интензификация на радиацията, методите на интензификация най-често се използват чрез увеличаване на топлообменната повърхност и температура, както и чрез повлияване на степента на излъчване на повърхността. Най-голям брой методи за интензификация на топлообмена се предлагат за конвективен топлопренос. Основната задача в този случай е да се определи коефициентът на топлопреминаване, което очевидно обяснява даденото по-горе определение за интензификация. Никой проблем с дизайна няма готов отговор. Инженер, който участва в проектирането и създаването на нови технологични образци, трябва ясно да разбере, че една теория, независимо колко напреднала може да е тя, не е достатъчна и че тя трябва да бъде подкрепена от опит, здрав разум и, ако е необходимо, гъвкавостта на компромисно решение, особено когато се вземат предвид основните закони, лежащи в основата на прости, надеждни и практически целесъобразни методи за интензификация на топлообмена. Разнообразието от съвременни технологии, а в много случаи и високата им цена, прави изследването на тези закономерности двойно по-важно. Известни са пасивни и активни методи за интензифициране на топлообмена в условия на свободна и принудителна конвекция както в еднофазни, така и в двуфазни среди, както и в процесите на топлопроводимост и радиационен топлообмен. Пасивните методи (които не изискват директно внасяне на енергия отвън) включват специална физична и химическа повърхностна обработка, използване на грапави и развити повърхности, устройства, които осигуряват смесване и завихряне на потока, методи за повлияване на повърхностното напрежение и добавяне на примеси към охлаждащата течност. Активните методи (изискващи директно потребление на енергия от външен източник) включват механични ефекти, вибрации на топлообменни повърхности, пулсации на флуиден поток, използване на електростатични полета, инжектиране и засмукване на охлаждаща течност и използване на потоци от диспергирани вещества. Тъй като повечето топлообменници използват течен или газообразен охлаждащ агент, който влиза в контакт с твърда повърхност по време на потока, изследването на влиянието на последния върху конвективния топлопренос е от голям практически интерес. Работи, посветени на различни методи за интензификация на топлообмена, показват, че основните методи са насочени към унищожаване или изкуствена турбулентност на граничния слой, тъй като когато топлопреносната повърхност взаимодейства с газ или течен поток, който го измива, граничният слой расте върху тази повърхност, която оказва основното съпротивление на преноса на топлина. Основната задача на интензификацията на конвективния топлообмен е такова въздействие върху граничния слой, което да го изтъни или частично да го разруши. Увеличаването на скоростта на насрещния поток намалява дебелината на граничния слой, но е свързано с бързо увеличаване на хидродинамичното съпротивление. Използването на този най-прост метод за интензификация е ограничено от увеличаването на разходите за енергия. Когато тече около гладки стени, които нямат турбулатори близо до повърхността, работи аналогията на Рейнолдс, както вече беше отбелязано, която установява пряка връзка между интензитета на топлообмена и повърхностното триене. Когато тече около топлообменни повърхности с по-сложни конфигурации от гладка стена, връзката между консумираната мощност и постигнатия интензитет на топлообмен става по-сложна. Възможни са ситуации, които водят до значително увеличаване на топлообмена с леко увеличение на повърхностното триене. В този смисъл връзката между интензивността на топлообмена и хидродинамичното съпротивление за повърхности, работещи на принципа на външна задача или напречен поток, се оказва по-благоприятна. Определена система от физически понятия и разбирането на физическата природа на интензификацията на топлообмена позволяват рационалното използване на интензифицираните ефекти в дизайна на топлообменниците. Интензифициращите въздействия са благоприятни, когато предизвикват засилено обновяване на средата в граничния слой, енергийно заместване на едни обеми от средата с други. Колкото по-значителна е разликата в разпределението на температурата и скоростта на частиците на работната среда в близост до стената, толкова по-благоприятно (или не по-благоприятно) е съотношението между интензивността на топлообмена и хидродинамичното съпротивление. Към днешна дата са разработени различни методи за интензификация на топлообмена в близост до стената, които имат важно предимство пред другите: те имат висока енергийна ефективност поради турбулизация само на областта на потока в близост до стената. Потокът е турбулентен там, където има максимален температурен градиент. В резултат на това енергийните разходи за изпомпване на охлаждащата течност през пътя са значително намалени в сравнение с разходите за турбулизиране на целия поток. Интензивността и ефективността на топлообменния процес зависят от формата на топлообменната повърхност, еквивалентния диаметър на каналите, грапавостта на повърхността, разположението на каналите, което осигурява оптимална скорост на работната среда, температурната разлика, наличието на турбулентни елементи в каналите, перките и някои други конструктивни характеристики. Основните известни в момента методи за интензифициране на конвективния топлообмен са следните: а) въздействие върху потока на работната среда чрез формата на топлообменната повърхност; б) въздействие върху потока на допълнителна турбуленция от грапави елементи; в) увеличаване на площта на топлообменната повърхност от страна на работната среда с нисък коефициент на топлопреминаване; г) механично въздействие върху топлообменната повърхност (вибрация на повърхността, пулсация на налягането в потока, смесване на работната среда); д) въздействие върху потока от поле (електромагнитно, акустично); е) впръскване или засмукване на работната среда през пропусклива топлоотделяща повърхност; g) добавяне на твърди частици или газови мехурчета към потока. Възможността за практическо използване на един или друг метод за интензификация на топлообмена се определя от неговата техническа наличност и технико-икономическа ефективност. Анализът на множество експериментални работи, посветени на интензификацията на топлообмена, ни позволява да заключим, че изборът на типа, размера и формата на турбулаторите е извършен (с редки изключения) без достатъчно сериозни обосновки и най-важното, без да се вземе предвид онези специфични условия за работа, при които е трябвало да се използва един или друг тип повърхност за пренос на топлина. Що се отнася до опитите да се анализира механизмът на турбулентния обмен в условия на изкуствена турбулентност на потока, да се представи физически модел на такова явление и да се опише точно аналитично, доколкото е известно, всички те остават неефективни. Причината за това се крие, в допълнение към обективните трудности (пренос на топлина при условия на вихрови, разделени потоци), главно във факта, че повечето автори използват метода на хидродинамичната аналогия за анализ на топлинните процеси, което очевидно е напълно неприемливо в условията на разделени потоци . Най-ефективните методи за интензификация на топлообмена са тези, които най-пълно отчитат характеристиките на конвективния топлопренос, като за това е необходимо да се знае структурата на потока, в който трябва да се интензифицира топлообменът. 3. Аналитично и експериментално изследване на структурата на граничния слой. Основи на теорията на конвективния топлообмен. Конвективният топлообмен между движеща се среда и нейната повърхност с друга среда (твърдо, течно или газообразно), както вече беше споменато, се нарича пренос на топлина. Процесът на топлообмен се нарича стационарен, ако температурното поле в течността не зависи от времето, и нестационарен, ако разпределението на температурата в потока зависи от времето. В зависимост от причината за движението на течност се разграничават свободна (естествена) конвекция и принудителна конвекция. Свободната (естествена) конвекция е конвективен пренос на топлина по време на движение на течност под въздействието на нехомогенно поле от телесни сили (гравитационни, магнитни, електрически). Принудителната конвекция е конвективен пренос на топлина по време на движение на флуид под действието на външни сили, приложени към флуида вътре в системата, или поради кинетичната енергия, предадена на флуида извън системата (помпа, вентилатор, самолет). От хидродинамиката е известно, че има два режима на флуиден поток: ламинарен и турбулентен. В ламинарен поток частиците на течността следват добре дефинирани траектории в потока, като през цялото време продължават да се движат в посока на вектора на средната скорост на потока, а случайните смущения, възникващи в потока, бързо изчезват. При турбулентен поток в потока възникват пулсации на скоростта, отделни обеми течност започват да се движат през потока, причинявайки интензивно смесване на течността и в резултат на това това води до значително интензифициране на метаболитните процеси (пренос на топлина - топлина, вещества - масообмен). Основната задача на теорията на конвективния топлопренос е да установи връзка между плътността на топлинния поток върху топлопреносната повърхност, температурата на тази повърхност и температурата на течността, с други думи, определянето на коефициента на топлопреминаване, а интензификацията на конвективния топлопренос се определя като всяко въздействие върху потока, водещо до увеличаване на коефициента на топлопреминаване. За получаване на количествени модели на изследваните процеси се използват два метода на изследване. Първият метод се основава на експериментално изследване на определен процес. Експерименталното изследване на много сложни явления, които зависят от голям брой индивидуални фактори, е изключително трудно начинание. Ето защо при поставянето на експеримент, освен подробното изследване на разглеждания процес, задачата винаги е да се получат данни за изчисляване на други процеси, свързани с изследвания процес. Едно от средствата за решаване на такъв проблем е теорията на подобието, която позволява да се обработват и обобщават резултатите от експериментите, така че да могат да бъдат прехвърлени от модел към пълномащабна проба, към други начални случаи. Теорията на подобието установява условията за подобие на физическите явления и дава правилата за рационалното обединяване на физическите величини в безразмерни комплекси (критерии за подобие), чийто брой е значително по-малък от броя на величините, от които се състоят. Тези комплекси отразяват съвместното влияние на съвкупността от физически величини върху явлението и могат да се разглеждат като нови обобщени променливи. Намаляването на броя на променливите и използването им в сложна форма значително опростява експеримента и обобщаването на неговите резултати. Такива процеси имат една и съща физическа природа и се описват с едни и същи основни уравнения и подобни условия за уникалност, а също така имат числено равни определящи критерии за подобие със същото име. Критериите за сходство, които включват желаните стойности, се наричат определени. Критериите за сходство, които са съставени от стойности, включени в условието за уникалност, се наричат определящи. Те могат да бъдат изчислени, когато проблемът е формулиран, без неговото решаване или експериментално изследване. Критериите за сходство имат определен физически смисъл и изразяват съотношението на мащабите на два конкретни ефекта, които са съществени за явлението. В тази работа се използват следните критерии за сходство. 1. Число на Стантон St = α ρu∞ C p или St = qst, ρu∞ C p (T∞ − Tst), където C p е топлинният капацитет на течността при P = const, J/(kg ⋅ K); ρ е плътността на течността, kg/m3; u∞ е скоростта на течността на външната граница на граничния слой, m/s; T∞ е температурата на течността на външната граница на граничния слой, K; Tst е температурата на стената, K. Числото на Стантон е съотношението на топлинния поток в стената qst към конвективния поток, който може да бъде пренесен от флуидния поток, когато температурата му намалее от T∞ до Tst. 2. Число на Прандтл Pr = ν , α където ν е кинематичният вискозитет на течността, m2/s; α е коефициентът на топлопроводимост, m2/s. Числото на Прандтл характеризира съотношението между скоростта на обмен на механична енергия в поток от течност и скоростта на обмен на топлинна енергия или способността на течността да пренася топлина. Числото на Прандтл съдържа само физическите параметри на средата, следователно е безразмерен физически параметър. 3. Число на Рейнолдс Re = u∞ l , ν където l е характерната дължина, м. Числото на Рейнолдс изразява съотношението между инерционната сила и силата на вътрешното триене. При определена критична стойност на числото на Рейнолдс ламинарният поток на течността се превръща в турбулентен, което значително влияе върху интензивността на конвективния топлообмен и съпротивлението. Следователно числото на Рейнолдс е един от основните определящи критерии в теорията на топлообмена. 4. Коефициент на съпротивление Cf /2 = τ st ρ∞ u∞2 . Коефициентът на съпротивление е съотношението на напрежението на триене върху стената τst към напора на скоростта. Вторият метод за получаване на количествени закономерности в изследваните процеси е метод, основан на решаване на система от уравнения, описващи изследваното явление. В случай на плосък стационарен поток на свиваем флуид могат да бъдат записани следните диференциални уравнения на теорията на конвективния топлообмен: уравнението на непрекъснатост ∂ ∂ (ρ u) + (ρv) = 0; ∂x ∂y (5) уравнение на движение ⎥ + ⎢μ ⎥ ; 6 ∂u ⎞ ⎤ ∂ ⎡ ⎛ ∂u ∂v ⎞ ⎤ +v ⎟ =− + − + ρ⎜u ⎢μ 2 ⎥ + ⎢μ ⎥ ; (7) ∂y ⎠ ∂y 3 ∂y ⎣ ⎜⎝ ∂y ∂x ⎟⎠ ⎦ ∂x ⎣ ⎜⎝ ∂y ∂x ⎟⎠ ⎦ ⎝ ∂x Услуга” енергийно уравнение ⎫ ⎡ ∂ ρ ⎂ ⎢u ∂ ∂ P ∂ ⎛ ∂T ⎞ ∂ ⎛ ∂ T ⎞ C T) + v (C T) ⎥ − u − v = ⎜ λ ⎟ + ⎜ λ ⎟ − ⎪ ( . ⎢⎜ ⎟ + ⎜ ⎟ ⎥ + μ ⎜ + ⎟, 3 ⎝ ∂ x ∂y ⎠ ∂x ⎠ ⎝ ∂ ⎠ ⎝ ∂y ∂x ⎠ 2 ⎣ 2⎤ ⎦ 2 ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎭ където u и v са съответно надлъжната и вертикалната компонента на вектора на скоростта Системата от уравнения (5)–(8) се решава съвместно с уравнението на състоянието, зависимостите на физическите параметри от параметрите на състоянието и условия за уникалност. За да се отдели конкретен процес от безкраен брой процеси на конвективен топлопренос, е необходимо да се формулират условия за уникалност, които съдържат геометрични, физически, начални и гранични условия. Геометричните условия определят формата и размерите на твърдо тяло, на повърхността, на която трябва да се определят параметрите q или T. Някои условия определят числените стойности на физическите параметри на течността μ, ρ, Ср, λ, както и вътрешните източници на топлина в потока на течността. Началните условия са дадени под формата на начално разпределение на температурите и скоростите. Граничните условия определят условията на топлообменните повърхности и на границите на потока. Хоризонталната компонента на скоростта върху нагряващата повърхност се приема равна на нула (условието на течността да се залепи за стената). Вертикалната компонента на скоростта върху нагряващата повърхност в общия случай може да бъде различна от нула определена стойност. Термичните гранични условия обикновено включват настройка на температурата на нагряващата повърхност или топлинните потоци. Има три начина за определяне на топлинни гранични условия. При гранично условие от първи вид е дадено разпределението на температурата върху топлообменната повърхност. При гранично условие от втори род е известно разпределението на специфичния топлинен поток върху топлообменната повърхност. 23 Copyright OJSC Central Design Bureau BIBCOM & LLC Agency Kniga-Service Граничното състояние от III вид свързва температурата на топлообменната повърхност с температурата на околната среда чрез дадена стойност на коефициента на топлопреминаване от стената към тази среда. Аналитичното решаване на пълната система от диференциални уравнения (5) - (8) е свързано с изключително големи математически трудности и е възможно само за някои специални случаи. Затова през 1904 г. L. Prandtl предлага да се опрости пълната система от диференциални уравнения (5) - (8). Когато вискозна течност с високи числа на Рейнолдс се движи, ефектът на вискозитета се проявява по различен начин в непосредствена близост до аеродинамичната повърхност и далеч от нея. В близост до повърхността, поради адхезията на течността към твърдата стена, възникват значителни напречни градиенти на скоростта. С отдалечаване от стената промяната в надлъжната скорост по нормалата към повърхността на тялото намалява: действието на вискозните сили става изчезващо малко вече на сравнително малко разстояние от стената. Следователно, когато течност се движи с големи числа на Рейнолдс, целият поток може да бъде разделен на две области: областта на граничния слой, където влиянието на вискозитета е значително, и външната област на потенциалния поток, където влиянието на вискозитета е много малко . Такова разделяне на потока на граничния слой и външния поток значително опростява проблема, тъй като позволява разглеждането на всяка от областите на потока отделно с последващо обединяване на получените решения. Освен това при тези условия инерционните сили във външния поток преобладават над силите на вискозно триене и следователно уравненията на идеална течност могат да се използват за описание на движението. Математическото описание на движението на течността в граничния слой също е опростено. Течният слой в близост до стената, в който скоростта варира от нула при стената до някаква постоянна стойност при свободен поток, се нарича динамичен граничен слой. Ако настъпи топлообмен между флуидния поток и повърхността на тялото, тогава се образува топлинен граничен слой близо до повърхността на опростеното тяло, т.е. област в непосредствена близост до стената, в която температурата се променя от стойностите на стената до съответната стойност във външния поток. В граничния слой скоростта или температурата асимптотично се доближават до съответните стойности в потенциалния поток, следователно като дебелина на граничния слой се взема разстоянието по нормалата към повърхността, при което скоростта или разликата в температурите на потока и температурите на стените се различават с 1% от съответните стойности във външния поток (фиг. един). Въпреки незначителната си дебелина в сравнение с характерните външни размери на обтекаемо тяло, границата Фиг. 1. Граничният слой играе основна роля в процесите на динамично и топлинно взаимодействие на флуидния поток с повърхността. Всички хидродинамични и термични съпротивления са съсредоточени в граничния слой. Следователно, за да се интензифицира преносът на топлина, което води до изпреварващо увеличение на коефициента на топлопреминаване в сравнение с коефициента на съпротивление, е необходимо да имате добро разбиране на структурата на граничния слой. Ако направим сравнителна оценка на членовете на системата от диференциални уравнения (5) - (8) според предположенията на L. Prandtl (че напречните размери и скорости в граничния слой са малки в сравнение с надлъжните) и изхвърлете условията от втория ред на дребност, можем да получим приблизителни диференциални уравнения динамичен и топлинен граничен слой. За случая на плосък стационарен граничен слой системата от диференциални уравнения приема следния вид: уравнението за непрекъснатост ∂ ∂ (ρu) + (ρv) = 0; ∂x ∂y (9) y ⎠ ∂x ∂y ⎜⎝ ∂y ⎟⎠ ⎝ ∂x (10) ∂P = 0; ∂y (11) енергийно уравнение 2 ⎡ ∂ ⎤ ⎛ ∂u ⎞ ∂ ∂P ∂ ⎛ ∂T ⎞ ρ ⎢u C pT + v C pT ⎥ − u = ⎜λ ⎟ + μ⎜ ⎟ . ∂y ∂x ∂y ⎝ ∂y ⎠ ⎝ ∂y ⎠ ⎣ ∂x ⎦ ( ) ( ) затворен. Анализът на уравнения (9) - (12) дава възможност да се открие сходството между разпределението на скоростта и температурата в граничния слой, когато поток от несвиваем флуид с постоянни физични свойства тече около плоска непропусклива плоча, ако числото на Прандтл е равно на един. В този случай уравненията на динамичния и термичния граничен слой ще съвпадат, а следователно и разпределенията на скоростите и температурите в граничния слой ще съвпадат: Т − Т st u = . u∞ T ∞ − T st Този резултат е от голямо практическо значение, тъй като за повечето газове числата на Прандтл са близки до единица. В този случай може да се стигне до важен извод за аналогията в процесите на импулс и топлообмен (аналогия на Рейнолдс): Сƒ /2 = St. (13) Тази аналогия се запазва и за Pr ≠ 1. В случай на поток от несвиваем флуид с постоянни физични свойства уравненията на динамичния граничен слой се решават независимо от уравненията на термичния граничен слой. Но въпреки факта, че системата от диференциални уравнения на граничния слой (9) - (12) е по-проста от съответната система от пълни диференциални уравнения (5) - (8), точното решение на уравненията (9) - ( 12) е възможно само за много ограничен брой закони за определяне на външната скорост на потока, когато частичните диференциални уравнения на граничния слой могат да бъдат сведени до обикновени диференциални уравнения. В тази връзка голямо значение придобиват приближените методи за решаване на диференциални уравнения на граничния слой, основани на използването на интегрални отношения между моменти и енергия. Апроксимацията на тези методи се състои в отказа да се задоволят диференциалните уравнения за всяка стойност на напречната координата на граничния слой. При интегралните методи за решаване на уравненията на граничния слой те са валидни само средно по дебелината на граничния слой, когато граничните условия са изпълнени както на стената, така и на външната граница. Интегралните уравнения на импулса и енергията се получават от диференциалните уравнения на движението, непрекъснатостта и енергията (9) - (12) чрез интегрирането им по дебелината на граничния слой и изразяват закона за запазване на импулса и енергията за цялото сечение на граничен слой. За случая на плосък стационарен граничен слой интегралните отношения на импулси и енергия имат формата ∗ + 1 − M ∞2 ⎥ = St, t ⎢ dx u∞ dx ⎣ ΔT∞ dx ⎦ (15) където параметърът на формата на граничният слой е H = δ*/δ**; дебелина на загубата на импулс ∞ ρu ⎛ u ⎞ 1− ⎜ ⎟⎠ dy; ρ u u ⎝ ∞ ∞ ∞ 0 δ∗∗ = ∫ (16) ⎝ u∞ ⎠ 0 (17) параметър на формата, характеризиращ аеродинамичната кривина на потока, f = δ∗∗ du∞ ; u∞ dx число на Мах M = u∞ /а; дебелина на загубата на енергия δ∗∗ t ∞ T − T st ⎞ ρu ⎛ 1− dy; ⎜ ρ u ⎝ Т ∞ − Т st ⎟⎠ 0 ∞ ∞ =∫ (18) температурна разлика между потока и стената ΔТ = Т – Тst. Горната граница на интегриране в изразите за параметрите δ и δ∗∗ (16) - (17) и в израза за δ∗∗ t (18) може да бъде заменена с дебелината съответно на динамичния и топлинния граничен слой и няма да бъдат въведени значителни грешки в изчислението. Величините δ∗ , δ∗∗ и δ∗∗ t са важни изчислителни характеристики на граничния слой. Дебелината на изместване, както следва от слоя за равенство поради спирачния ефект на силите на триене по време на потока на реална течност. Както може да се види на фиг. 2, дебелината на преместването δ∗, за разлика от дебелината на граничния слой δ, е съвсем определена стойност. Изразът за дебелината на загубата на импулс δ∗∗ (16) може да бъде записан като ∞ ρ∞ u∞2 δ∗∗ = ∫ ρ u (u∞ − u)dy. 0 По аналогия с дебелината на изместване е възможно да се определи дебелината на загубата на импулс δ∗∗ като сегмент, през който по време на потока 2. При определяне на дебелината на изместване δ* на идеална течност би преминал втори импулс, равен на загубата на импулс в сечението на граничния слой поради спирачния ефект на силите на триене. За да определим дебелината на загубата на енергия, пренаписваме израз (18) в следния вид (фиг. 3): = ∫ ρu (T − Tst) dy. 0 Тогава дебелината на загубата на енергия може да се дефинира като сегмент, през който ще премине второ количество енергия по време на потока на идеален флуид с температурна разлика (T∞ − Tst), Фиг. 3. Определяне на дебелината на загубата на енергия δ∗∗ t, равна на загубата на енергия в напречното сечение на граничния слой при протичане на реален флуид. Удобството за използване на параметрите δ∗, δ∗∗ и δ∗∗ t като скали се крие във факта, че за разлика от дебелините на граничния слой δ и δt, интегралните дебелини не са свързани с представянето на граничния слой на крайните дебелина. В този случай структурата на уравнението за енергия и импулс (13) и (14) показва, че величините δ∗∗ и δ∗∗ t са от най-голямо значение.Затова е удобно да се конструират характерните числа на Рейнолдс на динамичните и термичните гранични слоеве от горепосочените дебелини: Re∗∗ = u∞ δ∗∗ ; ν∞ Re∗∗ t = u∞ δ∗∗ t. ν∞ Въвеждайки ги в интегралните уравнения (14) и (15) вместо загуба на импулс и енергия след прости трансформации, получаваме: Book-Service» ⎛ Cf dRe∗ ∗ + f (1 + H) Re L = ⎜ dX ⎝ 2 ⎞ ⎟⎠ Re L ; (19) Re∗∗ dΔT∞ dRe∗∗ t + t = StRe L . ΔT∞ dX dX u∞ L – ν числото на Рейнолдс, конструирано от локалната стойност на скоростта на външната граница на граничния слой и характерния размер L на обтекаемата повърхност; ΔT∞ = T∞ - Tst - температурна разлика. Уравнения (14) и (15) са получени без каквито и да било предположения за естеството на флуидния поток в граничния слой. Следователно те са валидни както за ламинарни, така и за турбулентни гранични слоеве. Интегралните съотношения (14) и (15) могат да бъдат решени, ако са известни т.нар. закони на триене и топлообмен, които в общия случай могат да бъдат представени като Тук X = x/L е безразмерната надлъжна координата; Re L = () ~ f = f Re∗∗ ; f; M0; Tst /T ∞ ; . ..; () St = f Re** st; 1/ ∆T∞ ; dΔT∞ / dx; M0; Tst /T ∞ ; ... . Формата на тези функции зависи преди всичко от режима на флуидния поток в граничния слой. За ламинарен поток законите за триене и пренос на топлина могат да бъдат получени аналитично при определени гранични условия. За режим на турбулентно течение законите за триене и пренос на топлина са получени на базата на полуемпирични теории за турбулентността с участието на експериментални данни. Както показват множество експериментални данни, получени от различни автори, законите на триенето и топлообмена са консервативни, когато граничните условия се променят. Следователно, получените зависимости за „стандартни“ условия, т.е. за случай на безградиентно протичане на несвиваем флуид около плоча с постоянна температура на стената, могат да се използват при по-сложни условия. 31 Copyright OJSC Central Design Bureau BIBCOM & OOO Agency Kniga-Service Цялото разнообразие от гранични условия се взема предвид напълно при интегрирането на уравненията на импулса и енергията. Топлообмен и триене в ламинарен граничен слой. За плоска непроницаема плоча, движеща се от стационарен поток от несвиваем флуид с постоянни физични свойства при постоянна температура на повърхността на плочата, интегралните импулсни и енергийни отношения (14) и (15) приемат формата dδ∗∗/dx = Сƒ0/2 ; dRe∗∗/ dRex = Cƒ0/2; (20) dδt∗∗/dx = St0; (21) dRet∗∗/ dRex = St0. За първи път решението на динамичната задача за този случай е намерено от Блазиус. В резултат на точното решение на уравнения (5) - (8) той получи израз за разпределението на локалната стойност на коефициента на триене по плочата във формата линия 1 на фиг. 4) във формата C f0 = 0,44 Re∗∗ (23) . Подобно решение на енергийното уравнение дава зависимостта на числото на Стантон от числото на Рейнолдс, изградена по надлъжната координата, под формата St 0 = 0,332 Re x 3 Pr 2 . (24) Замествайки (24) в (20) и приемайки, че граничният слой расте от предния ръб на плочата, след интегриране получаваме Re∗∗ t = 32 0,664 Pr 2/3 Re x . (25) Copyright JSC „Централно конструкторско бюро „BIBCOM“ & LLC „Agency Book-Service“ Снимка. Фиг. 4. Закони на триенето в граничния слой върху плоска плоча. Фиг. 5. Закони за пренос на топлина в граничния слой върху плоска плоча 33 Copyright JSC "Централно проектантско бюро "BIBCOM" & LLC "Agency Kniga-Service" Замествайки (25) в (24), получаваме закона за пренос на топлина върху плоска плоча (линия 1 на фиг. 5) St 0 = 0,22. 1/3 Re∗∗ t Pr (26) Освен това, когато профилите на скоростта и температурата са представени като експоненциална функция, те имат формата u/u∞ = (y/δ)n, ΔT/ΔT∞ = (y /δт)n , където n = 1/2 за ламинарен граничен слой. Топлообмен и триене в турбулентен граничен слой и неговата структура. Както е известно, преходът от режим на ламинарен поток към турбулентен става при определена стойност на числото на Рейнолдс, наречена критична. При числа на Рейнолдс, надвишаващи критичните стойности, ламинарният поток става неустойчив на малки смущения и преминава в турбулентен поток. Ламинарната или струйна структура на потока напълно изчезва, турбулентните вихри се образуват и разпадат, а скоростта във всяка точка на потока се променя във времето както по величина, така и по посока. От гледна точка на протичането на обменните процеси, най-важното обстоятелство е, че в този случай преносът на импулс, топлина и материя през главния поток значително се засилва. Въз основа на множество експерименти е установено, че в граничния слой критичното число на Рейнолдс зависи от много фактори: от промяната на налягането на външната граница на граничния слой, степента на турбулентност на външния поток, състоянието на повърхност, нейното нагряване и т.н. И така, върху плоча с остър преден ръб , издухан от въздушния поток, преходът на ламинарната форма на потока в турбулентния се извършва на разстояние x от предния ръб, определено от теорията за движението на течността на равенството на турбулентния поток все още е в незадоволително състояние. Но въпреки това, със статистическия подход, движението на течност не е лишено от определена степен на ред. При статистическия анализ се изоставят опитите да се проследи движението на отделни частици течност и следователно опитите да се определи турбулентната допирателна от уравненията на движението на отделните частици и се фокусират върху корелацията на серията експериментални стойности, характеризиращи турбулентния поток . Само няколко характеристики на турбулентния поток могат да бъдат определени аналитично (например дебелината на турбулентния граничен слой върху външната повърхност на тялото). Всички наши заключения относно турбулентните потоци ще бъдат ограничени поради условията на експериментални наблюдения и измервания. Първо ще се опитаме да опишем турбулентен поток (или турбулентен граничен слой) качествено, а след това, използвайки прост модел на обмен на турбулентен импулс и експериментални данни, ще преминем към количествени характеристики. На фиг. 6 показва някои от явленията, наблюдавани в турбулентен граничен слой. В района непосредствено до ж 6. Турбулентен поток близо до стената, течащ към стената, движението на течността е предимно ламинарно и скоростта нараства рязко. Малко по-далече от стената, потокът става нестабилен и накрая достига област, където целият поток е въвлечен в турбулентно движение. Чрез експериментални изследвания беше установено, че ламинарната област не е напълно непроменена. Сравнително големи течни елементи, съседни на стената, с ниска скорост, периодично се откъсват от повърхността и се движат приблизително по траекторията, показана на фиг. 6. Попадайки в развита турбулентна област, те се разрушават, което води до характерен модел на разсейване на турбулентността. Механизмът на това явление все още не е напълно изяснен, но вероятно е следствие от нестабилността на течността в ламинарната област. Също така е ясно, че елементът от течност, отделен от повърхността, се заменя с течност с по-висока енергия, протичаща от област, отдалечена от повърхността. Очевидно именно тази течност носи енергията, необходима за отделяне на течния елемент от повърхността. Във всеки случай, в сърцевината на потока, турбуленцията се генерира и поддържа от течни елементи, които идват от стената. Показано на фиг. 6 явления се случват относително близо до стената. Много е вероятно средната за времето локална скорост в този регион да зависи главно от условията в дадена точка и нейната непосредствена близост и да не зависи значително, например от разстоянието до противоположната стена на канала или от формата от напречното му сечение. Следователно величините, от които може да зависи средната за времето скорост и които могат да бъдат измерени в експеримента, са разстоянието от стената y, напрежението на срязване върху стената τ0, кинематичният вискозитет ν и плътността ρ: u = f(y, τ0, ν, ρ). С помощта на размерен анализ това уравнение се свежда до следната връзка между безразмерни групи: u/(τ0/ρ)0,5 = f . (27) За да се съкрати нотацията, безразмерните групи в уравнение (27) се означават като u+ и у+ (това са съответно безразмерна скорост и безразмерно разстояние от стената): u+ = u/uτ и y+ = y uτ/ν, където параметърът uτ = (τ0 /ρ)0,5 понякога се нарича динамична скорост, тъй като има размерността на скоростта. Тогава уравнение (27) приема формата u+ = f (y+). (28) Ако се вземат предвид всички значими променливи, тогава уравнение (27) ще покаже, че при измерване на профила на скоростта в турбулентен поток в широк диапазон от числа на Рейнолдс, експерименталните данни в координатите u+, y+ трябва да попадат на една обща крива. 36 Copyright OJSC Central Design Bureau BIBCOM & OOO Agency Kniga-Service За чисто ламинарен поток може лесно да се покаже, че уравнение (27) наистина е валидно. Наистина, в този случай напрежението на срязване във всяка точка на потока се определя от уравнението на Нютон: τ = μ (du/dy) = ρν (du/dy) или τ/ρ = ν (du/dy). (29) Известно е, че в случай на стабилизиран поток без градиент, тангенциалните напрежения се променят линейно от определена стойност на стената до нула в ненарушения поток. Въпреки това, в областта близо до стената напрежението на срязване леко се различава от напрежението τ0. Следователно в тази област τ0 ≈ ρν (du/dy). Ние интегрираме тази зависимост и я редуцираме до безразмерна форма: du = (τ0/ρν) dy; u = (τ0/ρν) y + С; u/(τ0/ρ)0.5 = + С. Ако u = 0 за y = 0, то C = 0 и получаваме проста зависимост u+ = y+. (30) При турбулентен поток се променя само формата на функцията u+(y+). При турбулентен поток основното движение се наслагва от хаотично пулсиращо движение на отделни части от течността. Следователно, за да се създаде математически модел на турбулентно движение, то обикновено се представя като сума от средното и флуктуиращото движение: ui = u + ui′, (31) където u е средната скорост във времето за фиксирана точка в пространството; ui′ е флуктуиращият компонент на скоростта. Времевият интервал е избран толкова голям, че осреднената за времето стойност на пулсиращия компонент на скоростта ще бъде нула ui′ = 0. Пулсациите на скоростта предизвикват пулсации в потока на налягане, плътност, температура, концентрация и т.н. Връзката между компонентите на пулсацията и осреднените стойности на тези количества се определят по формули, подобни на израз (31). Замествайки в уравненията на системата (9) - (12) моментните стойности на параметрите, определени от равенството (31) и ги осреднявайки, получаваме система от диференциални уравнения, описващи осреднения стационарен турбулентен поток на течност. Извършвайки сравнителна оценка на стойностите на членовете, включени в получената система от диференциални уравнения и запазвайки най-големите членове от същия ред в тях, получаваме, както в случая на ламинарен граничен слой, следната система от уравнения за плосък неподвижен турбулентен граничен слой: уравнението за непрекъснатост ∂ ∂ (ρu ) + (ρv) = 0; ∂x ∂y (32) уравнения на движение ρu ∂u ∂u ∂P ∂ ∂u + ρv =− + (μ − ρu"v"), ∂x ∂y ∂x ∂y ∂y (33) ∂P / ∂ y=0; енергийно уравнение ρu ∂x ∂y ∂x ∂y ⎝ ∂y ⎝ ∂y ⎠ ⎠ (34) че в турбулентния граничен слой възникват допълнителни турбулентни напрежения на триене τ t = − ρu ′ v ′ (35) qt = − ρС p v" T" , (36) и топлинен поток, наречен Рейнолдс. Тези компоненти на турбулентния транспорт не могат да бъдат определени чрез решаване на системата от уравнения (32) - (34) и граничните условия, съставени за средните стойности на количествата. Интегралните уравнения на движението и енергията на турбулентен граничен слой се извличат от уравнения (32) - (34) по точно същия начин, както в случая на ламинарен граничен слой, и имат същата форма (14) - (15) . Въпреки това, за турбулентен граничен слой, законите за триене и пренос на топлина не могат да бъдат получени аналитично чрез решаване на системата от диференциални уравнения (32) - (34), тъй като тази система не е затворена. Следователно, за да се решат интегралните уравнения (14) и (15), е необходимо да се използват или емпиричните закони за триене и пренос на топлина, получени въз основа на анализ на наличните експериментални данни, или законите, получени с помощта на полуемпирични теории за турбулентността. Полуемпиричните теории за турбулентността включват използването на хипотези, свързващи турбулентното напрежение на триене и топлинния поток с параметрите на средния поток, което позволява да се затвори системата от уравнения на турбулентния граничен слой (32) - (34). Хипотезата, предложена от Прандтл, се оказва най-ефективна при изчисляването на турбулентните потоци в граничния слой. Той предположи, че пулсацията на скоростта, нормална към линиите на тока на средното движение, е от същия порядък като пулсацията на надлъжната скорост и е пропорционална на разликата в скоростите между слоевете на течността: u" ≈ v" ≈ l ∂u. ∂y (37) Трябва да се очаква, че в областта непосредствено до стената уравнение (30) е валидно и за турбулентен поток. Общото естество на турбулентния профил на скоростта в региона, далеч от стената, може да се определи с помощта на теорията на пътя на смесване на Прандтл. Въпреки факта, че тази теория се основава на доста груб модел на турбулентна обмяна на импулси, тя все пак хвърля известна светлина върху действителния характер на транспорта в турбулентни потоци. Има и други теории за турбулентния транспорт, но ние ще използваме теорията на Прандтл, тъй като тя може да се използва по най-аналитичния начин за получаване на логаритмичен профил на скоростта, наблюдаван експериментално в почти всички турбулентни гранични слоеве. Да приемем, че течна частица δm, движеща се в посока x със средна скорост u, поради пулсационния компонент на скоростта v" е изминала разстояние l в посока y (фиг. 7). Тъй като има градиент на скоростта в посока y, средната скорост 7. Моделът на процеса на турбулентна обмяна на импулс в новата позиция е равен на u + δu Сега да предположим, че по пътя l частицата δm не набира или губи инерция, а след нея е изминал цялото разстояние l, има пълен обмен на импулс от вискозни взаимодействащи частици със заобикалящата течност. Ще наречем разстоянието l път на смесване. За да удовлетвори уравнението за непрекъснатост, другият елемент на течността очевидно трябва да се движи в обратна посока.Това е движението на елементите на течността в посока, напречна на основния поток, което определя механизма на турбулентно пренасяне на импулс, топлина и материя.Импулсът, носен от течна частица с маса δm в x посока е равна на δmδu.Ако процесът осата тече във времето δθ, скоростта на предаване на импулса е δmδu / δθ. Следователно, съгласно теоремата за импулса, тангенциалната сила на триене, действаща между слоевете течност, е F= δm δu. δθ Ако площта, върху която действа тази сила, е равна на A, тогава турбулентното напрежение на срязване е τ= F 1 δm = δu. A A δθ Ако l е малък, тогава δu ≈ l (du dy). Параметърът (δm/δθ) е масовият дебит на флуида. Съгласно уравнението за непрекъснатост (1/А)(δm/δθ) = |v′| ρ, където |v′| е съответният компонент на средната пулсираща скорост в положителната посока на оста y. Замествайки тази зависимост в уравнението за τ, след трансформации получаваме τ/ρ = |v′| δu = (l |v′|)du/dy. (38) Обърнете внимание, че това уравнение е написано в същата форма като уравнение (29) за срязващо напрежение при ламинарен поток. Нека определим кинематичния турбулентен вискозитет νт по отношението τ/ρ = νт (du/dy). (39) Кинематичният турбулентен трансфер на импулс νт е турбулентен аналог на кинематичния вискозитет ν, характеризиращ трансфера на молекулния импулс. И двете величини имат една и съща размерност. Въпреки това, важна разлика между тези количества е, че νt не е физическа константа на течността, а зависи от компонента на колебанията на скоростта и дължината на пътя на смесване, т.е. от степента и мащаба на турбулентността. Ако се извършва само трансфер на молекулен импулс в областта около стената, трябва да се използва уравнение (29) за изчисляване на напрежението на срязване. Но за всички точки на потока, достатъчно отдалечени от стената, според разглеждания модел на обмен на турбулентен импулс, уравнение (39) е валидно. Очевидно трябва да има и междинна област, в която молекулният и турбулентният трансфер на импулс се извършват едновременно. В този случай общото напрежение на срязване трябва да бъде равно на сумата от напреженията, определени от уравнения (29) и (39): τ/ρ = (ν + νt) (du/dy). (40) Профилът на скоростта в турбулентен поток може да бъде определен, ако се направят някои предположения относно дължината на пътя на смесване l и модула на флуктуиращия компонент на скоростта |v′|. Използвайки предположението си (37), Прандтл записва флуктуацията на напречната скорост като |v′| = K1 |u′| и въз основа на съображения за сходство стигна до заключението, че |u′| = K2 δu = K2ldu/dy. След като включи всички константи в неизвестното l, той получи израза τ/ρ = (l 2du/dy) (du/dy). (41) След това Prandtl приема, че дължината на пътя на смесване l е право пропорционална на разстоянието от стената: l = k y. Тогава уравнение (41) приема формата 2 ⎛ du ⎞ τ = k 2 y2 ⎜ ⎟ . ρ ⎝ dy ⎠ В това уравнение напрежението на срязване τ се променя от максималната стойност на стената до нула в ядрото на потока (при стабилизиран поток в кръгла тръба, близо до оста на тръбата). В областта не много далеч от стената, където настъпва основната промяна в скоростта, стойността на τ се различава малко от стойността на стената τ0. Тогава приблизително е възможно да се запише 42 Copyright OJSC „Централно конструкторско бюро „BIBCOM“ & LLC „Agency Kniga-Service“ 2 ⎛ du ⎞ τ0 = k 2 y2 ⎜ ⎟ ; ρ ⎝ dy ⎠ du 1 τ0 = . dy ky ρ Въвеждайки u+ и y+ , имаме du + 1 = +. + dy ky Интегрирайки това уравнение, получаваме следния израз за разпределението на скоростта: u+ = 1 ln y + + C. k (42) Логаритмичната зависимост на u+ от y+ (42) е получена и от други изследователи, но те разчитат на малко по-различни предположения. По този начин, ако основните допускания на разглеждания модел на турбулентно предаване на импулса са валидни, може да се очаква, че измерените турбулентни профили на скоростта в u+, y+ координатите формират единична универсална крива, която е логаритмична в по-голямата част от напречното сечение на потока и се доближава линейно в областта до стената. Подобни зависимости наистина са установени експериментално. На фиг. Фигура 8 показва трислойна схема, приближаваща множество експериментални данни (които не са показани на фигурата). Експерименталните данни, получени за течения в кръгли тръби и в турбулентни гранични слоеве по външните повърхности на телата, дават подобни резултати. При много малки стойности на y+, зависимостта u+(y+) съответства на уравнение (30), докато при y+ > 25...30 тя е добре апроксимирана от уравнение (42). Спомнете си, че уравнение (42) беше получено при предположение за постоянно напрежение на срязване и не може да се очаква, че то ще бъде валидно за областта близо до оста на тръбата (или във външната област на турбулентната граница Фиг. 8. Логаритмичен профил на скоростта в турбулентен граничен слой с външен поток наоколо), където напрежението на срязване клони към нула. Поради това донякъде неочаквано е доброто съответствие между измерените профили на скоростта и логаритмичния по цялото напречно сечение до оста на тръбата. Съвременните представи за структурата на турбулентния граничен слой се основават на разделянето му на региони, които се различават един от друг по характера на потока на течността. В непосредствена близост до стената има област от вискозен подслой с дебелина около 1% от общата дебелина на граничния слой, в който основна роля играят процесите на молекулен трансфер. Вискозният подслой е отделен от напълно развитата част на турбулентния граничен слой с преходна област, която заема 2–3% от дебелината на целия слой. В преходната област на потока напрежението на ламинарното триене е съизмеримо с турбулентното. В напълно развита област на турбулентен граничен слой турбулентното триене е критично. Изследователите предложиха универсални турбулентни скоростни профили близо до стената под формата на едно, две или три алгебрични уравнения. Най-често използваният модел се описва с три уравнения. В трислойната схема при y+< 5 опытные данные хорошо соответствуют уравнению (30). Эту область, где νт = 0, назвали ламинарным подслоем. При у+ >30 експерименталните данни са в добро съответствие с логаритмичната крива, т.е. уравнение (42), ако приемем, че νt >> ν. Този регион се нарича турбулентно ядро. Областта, в която влиянието както на νt, така и на ν е значително, се нарича междинен (буферен) слой. Пълният профил на универсалната скорост се описва от следната система от уравнения: y+< 5, u+ = у +; (43) 5 < у + < 30, u + = – 3,05 + 5,00 ln у +; (44) у + >30, u + = 5,2 + 2,5 ln y +. (45) Според трислойната схема функцията νт не е непрекъсната и профилът на скоростта u+ има прекъсвания. Въпреки това, този модел ясно показва разликата между механизмите на трансфер на импулс във всяка зона. Ако разпределението на напрежението на срязване е известно или постулирано, тогава с помощта на уравнение (40) е лесно да се определят стойностите на νt във всяка зона. При разработването на различни методи за подобряване на топлообмена е много важно да се знае в коя част на граничния слой са концентрирани основните хидродинамични и термични съпротивления. Според В.К. Мига, частта от термичното съпротивление на отделните слоеве в трислойна схема с турбулентен режим на потока в тръба при Re ≥ 104 е: за вискозен подслой (y+ = y uτ/ ν< 5) – 32,3 %; для переходного слоя (y+ = 5...30) – 52 %, для ядра потока – 15,7 %. При турбулентном течении даже в гладких каналах основная часть гидравлических потерь расходуется на порождение турбулентности, которая происходит как раз около стенки в зоне y+ < 50...60. Изучение структуры турбулентного потока и механизма переноса теплоты в нем показали, что в переносе теплоты существенную роль играют крупномасштабные пульсации, направленные из ядра потока к стенке как результат нелинейного взаимодействия ядра потока со стенкой. При этом происходит перенос крупных масс теплоносителя из ядра потока к стенке и об45 Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» ратно, возрастает количество выбросов от стенки, стимулирующих порождение турбулентности. Однако крупные турбулентные пульсации возникают в зоне, где y+ >60 поради емисии на охлаждаща течност от стената в ядрото на потока. Освен това големите пулсации на скоростта, редуващи се с пулсации на налягането, се разпадат на по-малки и им предават енергията си, която в крайна сметка се разсейва в топлинната енергия на потока. Тъй като всяка допълнителна турбулентност на потока е свързана с допълнителни енергийни разходи, изборът на мястото и метода на допълнителна турбулентност на потока е определящ при разработването на ефективни методи за интензификация на топлообмена. Ето защо е очевидно, че най-ефективен би бил такъв метод на интензификация, който би осигурил допълнителна турбулизация само на пристенни слоеве течност при условие y+ ≤ 30...60, без турбулизация на ядрото на потока. Може да се очаква, че точно такъв метод за интензификация на топлообмена ще осигури значително увеличение на числото St с умерено увеличение на стойността на Cf, т.е. ще гарантира изпълнението на неравенството (St/St0) > Cf / Cf 0). Закони за триене и пренос на топлина. В практическите изчисления често се използва степенната зависимост на разпределението на скоростите и температурите в граничния слой: u/u∞ = (y/δ)n, ΔT/ΔT∞ = (y/δт)n (фиг. 9) достатъчно точният степенен закон на триенето (C f0 = B Re∗∗) −m (47) . В диапазона на числата на Рейнолдс 5 ⋅ 105< Reх < 107 экспериментальные данные дают значение n, равное 1/7, и закон трения в виде выражения (см. рис. 4, линия 2) (С f0 = B Re∗∗) −m = 0,0252 Re∗∗0,25 . (48) Подставляя (48) в уравнение (19) и интегрируя его, получим для рассматриваемых условий распределение коэффициента трения вдоль обтекаемой пластины С f0 = 0,0576 Re −x 0,2 . 46 (49) Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» Рис. 9. Степенной профиль скорости в турбулентном пограничном слое Экспериментальные исследования показывают, что для многоатомных газов (где Pr ≈ 1) в рассматриваемых условиях хорошо выполняется аналогия Рейнольдса (13). Тогда, интегрируя уравнение (20) с учетом соотношений (13) и (49) и считая, что пограничный слой нарастает с переднего края пластины, получим закон теплообмена в виде 0,25 St 0 = 0,0126 Re∗∗− . т (50) Вводя поправочный множитель на число Прандтля согласно экспериментальным данным, окончательно получим (см. рис. 5, линия 2) −0,25 St 0 = 0,0126 Re** Pr −0,75 . т (51) ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ ЧАСТЬ 1. Основные требования к выполнению курсовой научно-исследовательской работы Одним из основных требований к курсовой научно-исследовательской работе (КНИР) является комплексность, т. е. взаимосвязанность расчетно-теоретической, исследовательской и экспериментальной задач. 47 Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» В основу данной КНИР положены результаты фундаментальных исследований структуры пограничных слоев, включая средние, пульсационные и корреляционные характеристики как динамического, так и теплового пограничных слоев при различных граничных условиях. Эти исследования способствовали более глубокому пониманию механизма обменных процессов, происходящих в пограничном слое. Объектом данной КНИР является структура пограничного слоя, развивающегося на плоской пластине при различных гидродинамических и тепловых граничных условиях при ламинарном и турбулентном режимах течения потока, а целью является углубленная проработка различных методов интенсификации конвективного теплообмена. Основные исходные данные для выполнения КНИР и объем работы указываются в задании к КНИР, в котором четко формулируется название темы КНИР, исходные данные и параметры, подлежащие численному и экспериментальному определению. Задание, оформленное на специальном бланке, подписывается и выдается руководителем курсовой работы. Студент, получивший задание, расписывается в получении и указывает дату получения задания. Подписанное задание вставляется в расчетно-пояснительную записку. Образец задания к КНИР приведен в приложении 1. Организационно работа состоит из следующих частей: а) теоретическое исследование методов интенсификации конвективного теплообмена; б) экспериментальное исследование гидродинамики и теплообмена в пограничном слое при безградиентном обтекании пластины; в) экспериментальное исследование гидродинамики и теплообмена в пограничном слое при наличии заданного метода интенсификации теплообмена; г) обработка полученных результатов с использованием вычислительной техники и вручную; д) анализ полученных результатов и оформление расчетнопояснительной записки. Каждый студент получает в индивидуальном задании скорость внешнего потока uω и тепловой поток Q. В задании к экспериментальной части указано, в каких сечениях и какие параметры измеряются, каковы используемые методы определения отдельных параметров. 48 Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» В качестве дополнительных указаний по выполнению КНИР может быть задана специальная часть по углубленной проработке какого-либо метода интенсификации конвективного теплообмена. Данная КНИР имеет следующие задачи: 1. Освоить классические методы экспериментальной диагностики динамических и тепловых пограничных слоев, что позволит определить области воздействия на поток с целью интенсификации обменных процессов в пограничном слое. 2. Получить навыки проведения научно-исследовательской работы (НИР): постановки задачи НИР, планирования и выполнения НИР. 3. Провести теоретическое и экспериментальное исследование структуры пограничного слоя как в стандартных условиях, так и при использовании какого-либо метода интенсификации процесса теплообмена. Таким образом, основной целью курсовой работы является подготовка выпускников кафедры «Теплофизика» к самостоятельному планированию, проведению, анализу научных исследований и составлению научной документации. 2. Экспериментальное исследование и обработка эксперимента Каждый студент под наблюдением преподавателя проводит экспериментальное исследование, но перед этим он должен изучить установку, порядок работы на ней, технику безопасности и ознакомиться с классическими методами диагностики пограничного слоя (измерение скорости, температуры, плотности теплового потока, поверхностного трения и т. п.) . Экспериментальная установка. Экспериментальная часть исследования проводится на малой дозвуковой низкотурбулентной аэродинамической трубе открытого типа, работающей по принципу всасывания (рис. 10). Сопло прямоугольного сечения спрофилировано по формуле Витошинского и имеет семикратное поджатие, обеспечивающее пространственно-равномерное поле скоростей и низкую степень турбулентности (ε = 0,002) в ядре потока на входе в рабочий участок. Для разрушения крупномасштабной вихревой структуры всасываемого воздуха и формирования равномерного поля скорости на входе в сопло, в коллекторе устанавливается хонейкомб, представ49 Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» ляющий собой сотовую конструкцию с размером ячейки 10×10 мм и длиной 100 мм. Низкая степень турбулентности в ядре потока обеспечивается также при помощи ряда сеток, установленных между хонейкомбом Рис. 10. Аэродинамическая труба: 1 – обтекатель; 2 – фильтр; 3 – хонейкомб; 4 – сетки; 5 – нагреваемая пластина; 6 – ЛАТР; 7 – ваттметр; 8 – манометр; 9 – ампервольтомметр; 10 – сопло; 11 – измерительный зонд; 12 – микровинт; 13 – крышка; 14 – диффузор; 15 – эластичное соединение; 16 – вентилятор; 17 – электродвигатель и соплом. Сетки изготовлены со стороной ячейки 2×2 мм из проволоки диаметром 0,35 мм. На входе в аэродинамическую трубу установлен пылезадерживающий фильтр со стороной ячейки 0,05×0,05 мм, изготовленный из медной проволоки диаметром 0,05 мм. Рабочая часть аэродинамической трубы представляет собой параллелепипед размером 80 × 300 × 1100 мм. Такая форма рабочего участка обеспечивает получение двумерного пограничного слоя на исследуемой поверхности нагреваемой пластины, которая является нижней съемной стенкой рабочего участка. Кроме того, в нижней стенке рабочей части размещена нагревательная панель, позволяющая нагревать исследуемый образец по законам qст = = const и Tст = const. Схема рабочей части экспериментального стенда показана на рис. 11. 50 Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» Пластина изготовлена из стеклопластика толщиной 15 мм. По всей поверхности пластины 5, обращенной к потоку, методом го- Рис. 11. Сечение пластины: 1 – электроизоляция; 2 – медная пластина; 3 – электроизоляция; 4 – нагревательный элемент; 5 – стеклопластик рячего прессования нанесен токопроводящий слой 4, представляющий собой стеклоткань, пропитанную порошком графита и прокатанную на валках до толщины 0,4 мм. На нагреватель через тонкий слой электроизоляции 3 уложена медная пластина 2 толщиной 2 мм, которая обеспечивает подвод тепла по закону Тст = = const. Поверхность медной пластины покрыта тонким слоем электроизоляционного лака 1. Подводимая к электронагревателю пластины мощность регулируется с помощью лабораторного автотрансформатора и контролируется ваттметром. Конструкция аэродинамической трубы позволяет получить на входе в рабочую часть аэродинамической трубы плоский профиль скорости (с неоднородностью менее 5 %), формирующий низкотурбулентный изотропный поток, а используемый вентилятор позволяет получать скорость в ядре потока до 20 м/с. Регулирование скорости достигается установкой дополнительного гидравлического сопротивления на выходе из вентилятора. Расположенные на верхней стенке аэродинамической трубы три окна позволяют проводить диагностику течения датчиками различных типов в сечениях пограничного слоя на расстояниях примерно 250, 600 и 900 мм от начала исследуемого образца (пластины). К рабочему участку жестко крепится диффузор. Небольшой угол раскрытия диффузора (около 5о) обеспечивает безотрывное 51 Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» торможение потока перед входом в вентилятор. Эластичное соединение диффузора с переходником вентилятора исключает передачу вибраций от вентилятора к рабочей части. О среднем течении в пограничном слое можно судить по распределению скоростей, а о теплопереносе – по профилям температуры. Совместное измерение распределения скоростей и температур в потоке жидкости или газа дает возможность количественно проанализировать и сопоставить теплообмен в различных областях пограничного слоя, включая вязкий подслой при турбулентном течении. С этой целью необходимо очень тщательно провести измерения профилей скорости и температуры вблизи стенки. Такие измерения профилей дают основу для количественного анализа. Распределение средних скоростей и температур в сечениях пограничного слоя фиксируются с помощью специально сконструированного пневмозонда типа Пито–Прандтля (рис. 12), совмещен- Рис. 12. Конструкция измерительного зонда: 1 – микронасадок Пито–Прандтля; 2 – микровинт; 3 – измерительный комплекс ИКД-0,016Дф; 4 – датчики температуры; 5 – рабочий элемент 52 Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» ного с микротермопарой. Используемый микронасадок позволяет измерять осредненные значения скорости и температуры, начиная с расстояния 0,2 мм от поверхности. Система перемещения микрозонда, представляющая собой прецизионный микровинт, обеспечивает точность фиксации микронасадка над обтекаемой поверхностью около 0,05 мм. Показания ЭДС термопары регистрируются цифровым ампервольтомметром Ф-30, а перепад давлений (полного и статического) в трубке Пито измеряется интегральным комплексом давлений (ИКД-0,016Дф) и регистрируется цифровым ампервольтомметром Ф-30. Методика проведения эксперимента. Перед началом работы необходимо ознакомиться с руководством к работе, в том числе с правилами техники безопасности (приложение 2), теорией ошибок и методикой теплотехнических измерений . Эксперимент проводится при заданном скоростном режиме. Требуется исследовать динамические и тепловые характеристики пограничного слоя при ламинарном и турбулентном режимах течения. При проведении опытов необходимо соблюдать определенную последовательность операций. 1. Провести тарировку датчика давлений ИКД-0,016Дф с использованием микроманометра МКВ-250 (микроманометр жидкостной компенсационный с микрометрическим винтом, класс точности 0,02) и построить тарировочную зависимость скорости потока от электрического сигнала u = f(e), предварительно определив скорость по перепаду давлений, определенному с использованием микроманометра МКВ-250: u= 2Δhg ρж 2ΔP = = 4,03 2Δ h, ρ ρ где ΔР – разность полного и статического давлений в точке замера, Н/м2; ρ – плотность воздуха, кг/м3; ρж – плотность жидкости в манометре, кг/м3 ; g – ускорение свободного падения, м/с2; Δh – разность уровней жидкости в манометре, м; 2. Установить координатное устройство в первое окно (х = = 0,255 м) на верхней стенке рабочего участка. 3. Включить электродвигатель вентилятора и установить с помощью сеток, расположенных на выходе вентилятора, нужный режим работы аэродинамической трубы (заданную скорость потока). 53 Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» 4. Нагреть тепловую пластину. Для этого через автотрансформатор на нагревательный элемент подается электропитание заданной мощности, контроль осуществляется по показанию ваттметра. Стационарный режим работы устанавливается примерно через час, что фиксируется по постоянству температуры нагреваемой поверхности во времени. 5. После выхода установки на стационарный режим работы производятся замеры всех параметров динамического и теплового пограничных слоев за один проход микрозонда (перепада давлений на трубке Пито и термоЭДС на термопаре насадка). Для этого с помощью микрозонда подвести микронасадок к поверхности рабочей пластины до касания с ней. В этом положении микронасадка центр приемного отверстия трубки полного напора и термопара находятся на расстоянии y = 0,2 мм от поверхности пластины. В этом положении необходимо записать показания на шкале микровинта и дальнейший отсчет расстояния вести от этого значения. В журнале наблюдений (готовится заранее или выдается на кафедре) указываются рекомендуемые значения расстояний, на которых производятся замеры перепада давлений и ЭДС термопары. Замеры давления в каждой точке необходимо производить через 20…30 с после установки микрозонда, так как он обладает определенной инерционностью из-за малости диаметров приемных отверстий микронасадка и значительной длины трубок, соединяющих его с манометром. Результаты замеров заносят в журнал наблюдений. Аналогичным образом производят измерения в двух других сечениях аэродинамической трубы (во втором и третьем сечениях). Обработка результатов эксперимента. В результате обработки опытных данных определяются основные характеристики динамического и теплового пограничного слоя и проверяется справедливость законов трения (23) и (48) и теплообмена (26) и (51) в «стандартных» условиях при обтекании плоской пластины. Обработка результатов опыта производится в следующем порядке: 1. Определить скорость потока в точках замера по тарировочной зависимости. 2. Построить график u = f(y) изменения профиля скорости в пограничном слое. 3. Определить графически толщину динамического пограничного слоя δ как расстояние, на котором скорость потока u = 0,99 u∞. 4. Построить график u/u∞ = f(y/δ). 54 Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» 5. Определить показатель степени n в зависимости u/u∞ = (y/δ)n и дать заключение по режиму течения. 6. Определить графически толщину вытеснения в случае ρ = const: δ∗ = ∞ ⎛ u ⎞ ∫ ⎜⎝1 − u∞ ⎟⎠ dy. 0 Для этого построить на миллиметровой бумаге график функции (1 – u/u∞) от y и подсчитать площадь под кривой. Толщина вытеснения δ∗ равна произведению величины этой площади на масштабы по осям абсцисс и ординат (см. рис. 2). Сравнить подсчитанную графически величину δ∗ = S My Mu с толщиной вытеснения, рассчитанной аналитически. 7. Определить графически толщину потери импульса δ∗∗ = ∞ ⎛ u ⎞ u ∫ ⎜⎝1 − u∞ ⎟⎠ u∞ dy. 0 Для этого построить на миллиметровой бумаге график функции (1 – u/u∞) (u/u∞) от y и подсчитать площадь под кривой. Толщина потери импульса δ∗∗ равна произведению этой площади на масштабы по осям абсцисс и ординат. Сравнить подсчитанную графически величину δ∗∗ с толщиной потери импульса, рассчитанной аналитически. 8. Определить формпараметр H = δ*/δ** и дать заключение по режиму течения. 9. Вычислить число Рейнольдса, построенное по толщине потери импульса: Re** = (u∞ δ∗∗)/ ν. 10. Определить напряжение трения на стенке τ0 двумя способами: – по наклону профиля скорости у стенки τ0 = μ (du/dy)y = 0; для этого на миллиметровой бумаге для области, характеризуемой значениями y = 0...0,50 мм, в крупном масштабе вычертить график 55 Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» u = u(y); тогда (du/dy)y = 0 = Δu/Δy есть тангенс угла между кривой u(y) и осью y; – по методу Клаузера, который часто используется при исследовании турбулентного пограничного слоя . Используя выражение универсального закона для плоской стенки u+ = 5,75 lg y+ + 5,2, найти распределение скорости в логарифмической области турбулентного пограничного слоя: u = 5,75 uτ lg y + 5,75 uτ lg (uτ /ν) + 5,2 uτ. В полулогарифмических координатах u – lg y надо построить сетку кривых по данному уравнению для различных uτ (рис. 13). Рис. 13. Номограмма для определения динамической скорости На этот график наносят экспериментальный профиль скорости, определяют размеры логарифмической области и значения uτ в этой области. Затем определяют напряжение трения на стенке в исследуемом сечении по формуле τ0 = ρuτ2 . 56 Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» 11. Определить локальное значение коэффициента трения по соотношению Сf = 2 τ0 / ρu∞2 . 12. Определить локальное значение коэффициента трения по приближенной формуле Сf = 2 δ**/ x. 13. Используя градуировочную таблицу (приложение 3), построить тарировочный график и определить значения ΔТ = Тст – Т в точках замера. 14. Построить график ΔТ = f (y) изменения температурного напора в пограничном слое. 15. Определить графически толщину теплового пограничного слоя δт как расстояние, на котором температурный напор ΔТ = = 0,99 ΔТ∞. 16. Построить график ΔT/ΔT∞ = f(y/δт). 17. Определить показатель степени n в зависимости ΔT/ΔT∞ = = (y/δт)n. 18. Определить температуру стенки Тст = Т∞ + ΔТ∞, где значение Т∞ определяется по показаниям термометра, расположенного в помещении лаборатории. 19. Определить графически толщину потери энергии ∞ δт** = u ⎛ T − Tст ⎞ ∫ u∞ ⎜⎝1 − T∞ − Tст ⎟⎠ dy. 0 Для этого построить на миллиметровой бумаге график функции (1 – ΔТ/ΔТ∞) (u/u∞) от y и подсчитать площадь под кривой (см. рис. 3). Толщина потери энергии δт** равна произведению этой площади на масштабы по осям абсцисс и ординат. Сравнить подсчитанную графически величину δт** с толщиной потери энергии, рассчитанной аналитически. 20. Вычислить число Рейнольдса, построенное по толщине потери энергии: Reт** = (u∞ δт**)/ ν. 57 Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» 21. Определить плотность теплового потока на стенке: а) по наклону профиля температуры вблизи стенки (как в п. 10): qст = ⎮λ (dТ/dy)y = 0⎮ = λ (ΔT/Δy)ст; б) при qст = const по соотношению qст = k Qп/ A, где Qп – подведенная к пластине мощность, Вт; A = 0,3 м2 – площадь поверхности нагреваемой пластины, обращенной к потоку; k = 0,7 – коэффициент, учитывающий потери тепла на элементы конструкции аэродинамической трубы. 22. Определить в турбулентном пограничном слое плотность теплового потока на стенке, используя косвенный метод его определения по логарифмической части профиля температуры. 24. Вычислить число Стантона St = qст / (Cp ρ ΔТ∞ u∞). 25. По экспериментально полученным данным построить графики (см. рис. 8): u+ = f(y+). Все экспериментально полученные результаты сравнить с определенными численно и известными законами гидродинамики и теплообмена (рис. 14): Сf = f(Re**); St = f(Reт**). 26. Провести анализ исследований, дать оценку полученных результатов и сделать выводы. Теплофизические свойства воздуха даны в приложении 4. В заключительной части работы проводится сравнение и анализ экспериментально полученных локальных коэффициентов трения и чисел Стантона с известными законами трения и теплообмена при безградиентном обтекании гладкой поверхности неизотермичным потоком. Результаты обработки экспериментальных данных и расчета свести в таблицы, желательно по гидродинамике и теплообмену раздельно. 58 Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» Рис. 14. Законы трения и теплообмена в пограничном слое на плоской пластине Расчетно-пояснительная записка. Она должна содержать: – титульный лист (оформляется на бланке установленного в МГТУ им. Н.Э. Баумана образца); – задание; – введение; – результаты обработки экспериментальных исследований и сравнение их с результатами расчета; – описание графического метода определения интегральных характеристик пограничного слоя (исполняется на одном листе формата А4); – графическое сравнение рассчитанных и экспериментально определенных профилей скорости, температуры, коэффициентов трения и плотностей теплового потока, а также сравнение их с известными законами гидродинамики и теплообмена. Графики должны быть предельно четки, ясны и компактны; – спецчасть (например, анализ одного из методов интенсификации конвективного теплообмена); – заключение; – список использованной литературы; – оглавление. 59 Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» Объем записки – 20–25 листов формата А4. Записка должна быть вшита в обложку или в скоросшиватель. Графики выполняют на миллиметровой бумаге стандартного формата и вшивают в записку. В расчетно-пояснительной записке помещают все материалы, связанные с теоретическим и экспериментальным исследованием гидродинамики и теплообмена при внешнем обтекании потоком пластины. Она должна включать краткое описание аэродинамической трубы, описание метода интенсификации теплоотдачи, исследовательскую теоретическую и исследовательскую экспериментальную части. Во введении должны быть оговорены актуальность работы, цель и задачи исследования. Материал в записке целесообразно излагать кратко и логически последовательно. Общеизвестные формулы, по которым производится расчет той или иной зависимости или параметра, должны приводиться в пояснительной записке без выводов. Формулы же, полученные самим студентом, даются с последовательными выводами и рассуждениями. Изложение материала в пояснительной записке должно сопровождаться необходимыми схемами и графиками. В заключении должны быть даны выводы по работе и оценка результатов теоретического и экспериментального исследований. Во всех случаях, когда используются какие-либо справочные данные, например по теплофизическим свойствам, используемым при расчете критериев подобия, необходимо в тексте давать ссылку на литературу, из которой они взяты. В квадратных скобках указывается порядковый номер источника по списку литературы и номер страницы. Пояснительную записку нужно писать лаконично, применяя четкие и ясные формулировки, не допускающие нескольких толкований. Результаты однотипных расчетов следует сводить в таблицу. Параметры гидродинамического и теплового пограничных слоев (профили скоростей и температур, интегральные характеристики, коэффициенты трения и плотности тепловых потоков), полученные при аналитическом расчете, необходимо сравнить с экспериментально полученными данными и с известными законами и данными, проанализировать полученные результаты и сделать выводы по ним. 60 Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» При проведении аналитических расчетов можно пользоваться работами , при обработке экспериментальных данных – работами . КНИР перед сдачей должна быть подписана студентом. Если КНИР удовлетворяет предъявляемым требованиям, студент допускается к защите. Защита КНИР является завершающим этапом ее выполнения. Защита призвана научить студента всестороннему обоснованию предложенных им решений научных и инженерных задач. Готовясь к защите КНИР, студент должен продумать и написать доклад на 8…10 мин. Защита состоит из короткого доклада студента и ответов на вопросы преподавателей – членов комиссии. Студент должен дать все объяснения по существу работы. Для составления доклада могут быть использованы целиком или частично введение и заключение расчетно-пояснительной записки. В основной части доклада следует описать исследование, проведенное студентом, выводы по нему, кратко изложить суть разработанной (используемой) расчетной модели, а также методику и результаты экспериментального исследования. Весь доклад иллюстрируется чертежами, схемами, графиками, таблицами и ссылками на результаты расчета. По результатам защиты комиссия рекомендует лучшие КНИР к участию в конкурсе. 61 Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» Приложение 1 Московский государственный технический университет имени Н.Э. Баумана Факультет Э Кафедра Э-6 ЗАДАНИЕ на курсовую научно-исследовательскую работу (КНИР) по курсу «Методы интенсификации теплообмена» Студент Иванов М.С. (фамилия, инициалы) Э6 – 111 (индекс группы) Руководитель Петров В.Н. (фамилия, инициалы) Срок выполнения курсовой работы по графику: 20 % – к 8-й нед., 40 % – к 10-й нед., 60 % – к 12-й нед., 80 % – к 14-й нед., 100 % – к 16-й нед. Защита КНИР 17-я неделя. I. Тема КНИР. Интенсификация теплообмена при вынужденной конвекции – экспериментальное исследование структуры турбулентного пограничного слоя. II. Техническое задание. 1. Экспериментальное исследование гидродинамики и теплообмена в турбулентном пограничном слое на плоской пластине при: u∞ = … м/с; Q = … Вт. 2. Экспериментальное исследование гидродинамики и теплообмена в турбулентном пограничном слое на плоской пластине при наличии турбулизатора (d = … мм): u∞ = … м/с; Q = … Вт. III. Объем и содержание КНИР (проведение эксперимента, обработка полученных результатов, определение средних и инте62 Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» гральных характеристик исследуемого пограничного слоя и их графическое представление (сечение 3), расчетно-пояснительная записка 20 – 25 листов формата А4): 1. Обзор существующих МИТ (вынужденной конвекции) ....10 %. 2. Экспериментальное исследование гидродинамики и теплообмена в турбулентном пограничном слое при безградиентном обтекании пластины и при наличии турбулизатора: u∞ = … м/с; Q = =… Вт; турбулизатор: d = … мм, α = … ................................... 25 %. 3. Обработка результатов и определение средних и интегральных характеристик исследуемого пограничного слоя и графическое их представление................................................................. 55 %. 4. Расчетно-пояснительная записка...................................... 10 %. 63 Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» Приложение 2 ПАМЯТКА ПО ТЕХНИКЕ БЕЗОПАСНОСТИ ПРИ РАБОТЕ НА АЭРОДИНАМИЧЕСКОЙ ТРУБЕ Эксперименты должны проводиться лишь после ознакомления студентов с устройством стенда, усвоения ими методики выполнения экспериментальных исследований и изучения настоящей памятки. Перед началом работы студенты должны пройти инструктаж по технике безопасности и расписаться в журнале. Электропитание экспериментальной установки осуществляется от сети переменного тока напряжением 380 В через электрораспределительный щит типа ЩЭ. Включение стенда осуществляется установкой вилки в розетку и включением рубильника. Все металлические конструктивные части установки, которые могут оказаться под напряжением вследствие нарушения изоляции, должны быть заземлены, электроаппаратура и токоведущие части – изолированы и укрыты в корпусе установки. Категорически запрещается открывать панель щита и защитный корпус магнитного пускателя электродвигателя вентилятора при подключенной к электросети установке. Включение электропитания стенда, электродвигателя вентилятора, а также цифровых электроизмерительных приборов осуществляет учебный мастер или преподаватель. В процессе проведения эксперимента необходимо постоянно следить за работой установки и при обнаружении неисправностей немедленно ставить в известность об этом преподавателя или учебного мастера. 64 Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» Приложение 3 Градуировочная таблица хромель-алюмелевой термопары ТемпеТемпеТемпеТемпеТемпеЭДС, ЭДС, ЭДС, ЭДС, ЭДС, ратура, ратура, ратура, ратура, ратура, мВ мВ мВ мВ мВ °C °C °C °C °C 0 0 15 0,60 30 1,20 45 1,82 60 2,43 1 0,04 16 0,64 31 1,24 46 1,86 61 2,47 2 0,08 17 0,68 32 1,28 47 1,90 62 2,51 3 0,12 18 0,72 33 1,32 48 1,94 63 2,56 4 0,16 19 0,76 34 1,36 49 1,98 64 2,60 5 0,20 20 0,80 35 1,41 50 2,02 65 2,64 6 0,24 21 0,84 36 1,45 51 2,06 66 2,68 7 0,28 22 0,88 37 1,49 52 2,10 67 2,72 8 0,32 23 0,92 38 1,53 53 2,14 68 2,77 9 0,36 24 0,96 39 1,57 54 2,18 69 2,81 10 0,40 25 1,00 40 1,61 55 2,23 70 2,85 11 0,44 26 1,04 41 1,65 56 2,27 71 2,89 12 0,48 27 1,08 42 1,69 57 2,31 72 2,93 13 0,52 28 1,12 43 1,73 58 2,35 73 2,97 14 0,56 29 1,16 44 1,77 59 2,39 74 3,01 65 Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» Приложение 4 Теплофизические параметры воздуха 250 ρ, кг/м3 1,390 Ср, кДж/(кг⋅K) 1,006 λ⋅103, Вт/(м⋅K) 22,1 α⋅106, м2/c 15,80 μ⋅107, Н⋅с/м2 159,6 ν⋅106, м2/с 11,40 0,72 260 1,340 1,006 22,9 16,98 164,6 12,28 0,72 270 1,290 1,006 23,8 18,36 169,6 13,10 0,71 280 1,240 1,006 24,6 19,72 174,6 14,00 0,71 290 1,200 1,006 25,4 21,04 . 179,6 14,95 0,71 300 1,160 1,007 26,2 22,43 184,6 15,90 0,70 310 1,120 1,007 26,9 23,85 189,6 16,87 0,70 320 1,090 1,007 27,7 25,24 194,5 17,90 0,70 330 1,060 1,008 28,5 26,67 199,2 18,90 0,70 340 1,020 1,009 29,2 28,37 203,8 19,90 0,70 350 0,995 1,009 30,0 29,88 208,2 2С,90 0,70 375 0,928 1,012 31,9 33,95 219,2 23,60 0,69 400 0,870 1,014 33,3 38,31 230,1 26,40 0,69 425 0,820 1,017 35,5 42,57 240,4 29,30 0,69 450 0,770 1,021 37,3 47,45 250,7 32,40 0,68 475 0,730 1,025 39,1 52,25 261,1 35,60 0,68 Т, К 66 Рr Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Теория тепломассообмена / Под ред. А.И. Леонтьева. М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 1997. 684 с. 2. Шлихтинг Г. Теория пограничного слоя: Пер с нем. М.: Наука, 1974. 712 с. 3. Коваленко Л.М., Глушков В.К. Теплообмен с интенсификацией теплоотдачи. М.; Л.: Энергия. 1996. 184 с. 4. Берглс А. Интенсификация теплообмена: Пер. с англ. //Теплообмен. Достижения. Проблемы. Перспективы. М.: Мир, 1981. С. 145–192. 5. Калинин Э.К., Дрейцер Г.А., Ярхо С.А. Интенсификация теплообмена в каналах. М.: Машиностроение, 1990. 206 с. 6. Интенсификация теплообмена: Темат. сб. / Под ред. А.А. Жукаускаса, Э.К. Калинина. Вильнюс: Мокслас, 1988. 188 с. (Успехи теплопередачи. 2). 7. Мигай В.К. Повышение эффективности теплообменников. Л.: Энергия. Ленингр. отд-ние, 1980. 144 с. 8. Гухман А.А. Интенсификация конвективного теплообмена и проблема сравнительной оценки теплообменных поверхностей // Теплотехника. 1977. № 4. С. 5–8. 9. Мигай В.К. Моделирование теплообменного оборудования. Л.: Энергия. Ленинград. отд-ние, 1987. 264 с. 10. Мигай В.К., Быстров П.Г. Интенсификация теплообмена в волнистых трубах // Теплоэнергетика. 1976. № 11. С. 74–76. 11. Интенсификация теплообмена в круглых трубах / В.К. Мигай, Л.П. Сафонов, В.А. Зайцев и др. // Теплообмен: Минский международ. форум. 24–27 мая 1988 г. Секция «Конвективный, радиационный и комбинированный теплообмен»: Проблем. докл. Минск, 1988. С. 142–152. 12. Афанасьев В.Н., Леонтьев А.И., Чудновский Я.П. Теплообмен и трение на поверхностях, профилированных сферическими углублениями. М.: МГТУ им. Н.Э. Баумана, 1990. 118 с. (Препр. МГТУ им. Н.Э. Баумана № 1-90). 13. Гидродинамика и теплообмен при обтекании одиночных углублений на исходно гладкой поверхности / В.Н. Афанасьев, А.И. Леонтьев, Я.П. Чудновский и др. М.: МГТУ им. Н.Э. Баумана, 1991. 140 с. (Препр. МГТУ им. Н.Э. Баумана № 2-91). 14. Афанасьев В.Н., Чудновский Я.П. Теплообмен и трение при безотрывном обтекании сферических углублений турбулентным потоком воздуха // Вестн. МГТУ им Н.Э. Баумана. Сер. «Машиностроение». 1991. № 64. С. 15–25. 67 Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис» 15. Антуфьев В.М. Эффективность различных форм конвективных поверхностей нагрева. М. Л.: Энергия, 1966. 184 с. 16. Шишов Е.В. Методы пограничного слоя в проблемах конвективного теплообмена. М.: МВТУ им. Н.Э. Баумана, 1973. 160 с. 17. Горлин С.М., Слезингер И.И. Аэромеханические измерения. Методы и приборы. М.: Наука, 1964. 720 с. 18. Эстеркин Р.И., Иссерлин А.С., Певзнер М.И. Теплотехнические измерения при сжигании газового и жидкого топлива. Л.: Недра. 1981. 424 с. 19. Шенк Х. Теория инженерного эксперимента. М.: Мир, 1972. 381 с. 20. Новицкий П.В., Зограф И.А. Оценка погрешностей результатов измерений. Л.: Энергоиздат, 1985. 248 с. 21. Экспериментальное исследование турбулентного пограничного слоя на плоской пластине с нулевым градиентом давления и постоянным тепловым потоком / Е.В. Шишов, В.П. Югов, В.Н. Афанасьев и др. // Тр. МВТУ им. Н.Э. Баумана. 1976. №. 222. С. 121–129. 22. Методические указания по выполнению лабораторных работ по курсу «Теория теплообмена» / В.Н. Афанасьев, В.М. Белов, А.И. Кожинов, П.С. Роганов. М.: МВТУ им. Н. Э. Баумана. 1982. 40 с. 23. Клаузер Ф. Турбулентный пограничный слой: Пер с нем. // Проблемы механики. 1959. № 2. С. 297–340. 24. Репик Е.У., Тарасова В.Н. Измерение силы трения в пограничном слое при малых и умеренных числах Рейнольдса // Тр. ЦАГИ. Вып. 1218. 1970. 35 с. ОГЛАВЛЕНИЕ Введение........................................................................................................ Теоретическая часть..................................................................................... 1. Основные способы передачи теплоты............................................ 2. Интенсификация конвективного теплообмена.............................. 3. Аналитическое и экспериментальное исследование структуры пограничного слоя.............................................................................. Экспериментальная часть............................................................................ 1. Основные требования к выполнению курсовой научно-исследовательской работы......................................................................... 2. Экспериментальное исследование и обработка эксперимента......... Приложение 1 ............................................................................................... Приложение 2 ............................................................................................... Приложение 3 ............................................................................................... Приложение 4 ............................................................................................... Список литературы...................................................................................... 68 3 5 5 8 19 47 47 49 62 64 65 66 67
Сюжетът на чичо ваня. „Чичо Иван. Отношение към професора на др
Малкият Цахес, по прякор Цинобър
Майков, Аполон Николаевич - кратка биография