konvektiivne soojusülekanne.
Lavrov, Dmitri Aleksandrovitš
Akadeemiline kraad:
PhD
Lõputöö kaitsmise koht:
VAK erialakood:
Eriala:
Soojustehnika teoreetilised alused
Lehtede arv:
Sissejuhatus.
1. Kirjanduse ülevaade ja uurimiseesmärgid.
1.1. Konvektiivsete küttepindade energiatõhususe võrdleva kvantitatiivse hindamise meetodid.
1.2. Torukujuliste küttepindade efektiivsuse tõstmine
1.3. Uurimise eesmärgid.
2. Siledate torude ja ribidega torukimpudest soojusvahetite ja profiilplekist seadmete (plaatsoojusvahetite) energiatõhususe arvutamise meetod. Siledate torude ja ribidega kimpude võrdlus "kahepoolse" ja "ühepoolse" voolu korral ümber küttepinna.
2.1. Siledate torude kimpude energiatõhususe arvutamise meetod.
2.2. Ribatalade energiatõhususe arvutamise meetod.
2.3. Smooth-Tube ja Finned Kimpude energiatõhususe määramine. Siledate torude ja uimedega kimpude võrdlus.
2.4. Profiillehtedest soojusvahetite energiatõhususe arvutamise meetod (plaatsoojusvahetid). Energiatõhususe arvutamine.
3. Eksperimentaalne uuring soojus ja aerodünaamika omadused ülitihedates maletalades.
3.1. Soojusülekande ja aerodünaamilise takistuse uurimise tehnika.
3.2. Eksperimentaalne sait.
3.3. Eksperimentaalse seadistuse skeem.
3.4. Katseandmete töötlemise tehnika.
3.5. Mõõtmised termilistes ja aerodünaamilistes katsetes.
3.6. Kalibreerimiskatsed.
3.7. Soojusülekande katseandmete analüüs ja üldistamine.
3.8. Resistentsuse katseandmete analüüs ja üldistamine.
3.9. Saadud tulemuste võrdlus teiste autorite andmetega.
Sissejuhatus lõputöösse (osa referaadist) Teemal "Konvektiivse soojusülekande intensiivistamine"
Soojusvahetid on reeglina tööstus- ja jaamaenergeetikas elektrijaamade kõige metallimahukam ja mahukam osa. See kehtib eriti madala kvaliteediga soojustagastusega süsteemides töötavate ja väikeste temperatuuride erinevustega soojusvahetite kohta. Seetõttu on tõhusate soojusvahetussüsteemide väljatöötamise probleem suurel määral soojusülekande intensiivistamise probleem.
Intensiivistamise meetodite otsimisel ja uurimisel, aga ka üldiselt soojusülekande teadusel on üsna pikk ajalugu. Tuginedes intuitiivsele ideele intensiivsest segamisest kui soojusülekande intensiivistamise vahendist, on paljud teadlased välja pakkunud ja katsetanud mitmesuguseid turbulentseid sisestusi, muudetud kanalivorme ja erinevaid pinnakareduse kunstlikke vorme. Väljatöötatud turbulentsi arvutusmudelite põhjal ja keerukate voolude arvulise simulatsiooni abil on suhteliselt hiljuti tekkinud üsna selged ideed soojusülekande intensiivistamise mehhanismi, selliste tegurite mõju kohta nagu vedeliku omadused (Prandtli arv), vooluhulk. režiim (Reynoldsi arv), kiirendus või voolu aeglustumine (vool segajas või hajutis). Ülekande intensiivistamiseks töötatakse välja erinevate füüsikaliste mõjude, näiteks akustiliste ja elektromagnetiliste mõjude meetodeid.
Konvektiivseid rekuperatiivseid soojusvahetiid nagu "gaas-gaas", "vedelik-vedelik", "gaas-vedelik", "gaas-kahefaasiline keskkond", "vedelik-kahefaasiline keskkond" kasutatakse praegu laialdaselt nii tööstuses. naftakeemia, metallurgia, lennundus, merendus, külmutusseadmed jne) ning jaamade elektritööstuses.
Selliste soojusvahetite valmistamisel kulub suur kogus metalli. Nende töö on seotud kõrgete energiakuludega, eelkõige jahutusvedelike pumpamiseks. Tootmismahtude kasvuga kaasneb soojusvahetite massi ja mõõtmete ning nende tööks kuluvate energiakulude kasv. Seetõttu on siin väga asjakohane ka ühelt poolt soojusvahetite (eriti "gaas - gaas" ja "gaas - vedelik") massi ja teiselt poolt tegevuskulude vähendamise ülesanne.
Neid ülesandeid saab lahendada ainult soojusülekande intensiivistamisega ühelt või mõlemalt soojuskandjalt, mille hüdrodünaamiline takistus on mõõdukas, kuna soojusvaheti energiatõhususe määrab kasuliku efekti (soojusvool) ja materjalikulude (metall) suhe. ja energiatarbimine).
Soojusvahetite energiatõhususe suurendamise probleemi ja nende efektiivsuse võrdleva hindamise meetodeid, nagu eespool märgitud, on uuritud sisuliselt alates esimeste seadmete ilmumisest. Analüüs põhines Gukhmani A.A. , Kirpitševa M.A. , Buznika V.M. , Zhukauskas A.A. , Migaya V.K. , Kalinina E.K. ja Dreitser G.A. . Põhjalik teave kompaktsete ja intensiivistatud soojusvahetite konstruktsioonide ja nende arvutamise meetodite kohta on esitatud.
Nende nõuete ebaühtlus on ilmne: soojusülekande intensiivsus ceteris paribus suureneb ligikaudu proportsionaalselt jahutusvedeliku kiirusega kuni esimese astmeni ja kulutatud võimsus on võrdeline kuubiku kiirusega. Lisaks on soojusvoog üldiselt proportsionaalne pinnaga.
Seetõttu on soojusvaheti energiatõhususe tõstmise probleemi lahenduseks jahutusvedeliku antud pindala ja keskmise kiiruse jaoks sellise füüsilise keskkonna loomine, milles soojusülekanne toimub võimalikult suure intensiivsusega ning impulsi protsess. ülekanne (võimsuskulude määramine) - kõige väiksemaga.
Selle ülesande keerukus on tingitud kahest asjaolust. Esiteks viivad mõlemad ülekandeprotsessid läbi samad keskkonnaelemendid, mis on samaaegselt nii soojuse kui ka impulsi kandjad. Teiseks tuleks üldjuhul mõelda mõlema ühise eralduspinnaga jahutusvedeliku soojusülekande intensiivistamisele ja pumpamiskulude vähendamisele.
On ilmne, et ülalkirjeldatud protsessiskeemile vastav füüsiline olukord on väga ebatavaline, väga keeruline ja seda saab kunstlikult luua vaid läbimõeldud ja hoolikalt kontrollitud protsessiarenduse korral.
Lisaks tuleb soojusvahetites intensiivistamise praktilisel kasutamisel silmitsi seista õige intensiivistamise meetodi ja intensiivitavate elementide geomeetriliste parameetrite valiku probleemidega, arvestada, et intensiivistatud pindade valmistamine nõuab teatud lisakulutusi (arvestades arvestada valmistatavust ja maksumust) ning võtta arvesse ka juhtumeid, kui intensiivistunud pinnad töötasid algsel tööperioodil hästi ja seejärel vastav efekt vähenes või kadus termiliselt kahjulike sademete kogunemise, intensiivitavate elementide erosiooni- ja söövitava kulumise tõttu. , ja siis on vaja valida optimaalne meetod pikaajalise töö, võimaliku puhastusmeetodite jms seisukohast, see tähendab üldiselt soojusvaheti töökindluse seisukohast.
Siledate torude, mõnerealiste puhasgaasil töötavate soojusvahetite (soojustagastusega katlad, CCGT agregaadid, õhusoojendid, sooja tarbevee gaasiboilerid, kuivjahutustornid jne) energiatõhususe suurendamine on saavutatav vähendades soojusvahetit. kimbu põiki- ja pikisuunaline samm, see tähendab tala kompaktsuse suurendamise tõttu.
See number on töö eksperimentaalse osa teemaks, milles soojusaerodünaamilineülitiheda põiki voolujoonelise astmelise sileda toruga kimpude omadused.
Konvektiivse soojusülekande intensiivistamise probleemi käsitlemisel jääb oluliseks küsimuseks energiatõhususe kvantitatiivsete näitajate määramine ja erinevate intensiivistamise meetodite õige võrdlemine.
Sellele küsimusele on pühendatud töö arvutuslik ja metoodiline osa, milles töötatakse välja metoodika ja algoritm erinevate konvektiivpindade energiatõhususe näitajate arvutamiseks "ühepoolse" ja "kahepoolse" vooluga ümber pinna. kaheksa
Doktoritöö järeldus teemal "Soojustehnika teoreetilised alused", Lavrov, Dmitri Aleksandrovitš
Vaadeldavate parameetrite varieerumisvahemik (energiatõhususe näitaja pindala Kp jaoks, katse- ja võrdlussoojusvaheti pikkuste b21b\ ja kõrguste suhe b21b\, konjugeeritud Reynoldsi arvude suhe, suhe pindade poolt hõivatud mahtudest ja kompaktsuse faktorist) olenevalt profiilkanali tüübist on näidatud tabelis 2.11.
Tabelist 2.11 on näha, et gaas-gaassoojusvahetite efektiivseimad plaatpinnad on pinnad, millel on lamedad sfääriliste süvendite (aukudega) kanalid ja trapetsikujuliste eenditega moodustatud kaksnurksed kanalid. Nendel soojusvahetitel on väiksem küttepind kui ülejäänud kolmel (kaasa arvatud "referents"), samade ülekantavate soojusvoogudega, sama võimsusega soojuskandjate pumpamiseks ja samade soojuskandja voolukiirustega. Samal ajal toimub kõrguse langus
92 vahetusaparaadi (soojuskandjate tee pikkuse vähendamine) ja soojusvaheti pikkuse suurendamine (lehtede laius k võetakse muutmata, joon. 2.23). Reynoldsi arvude konjugeeritud väärtused ja sellest tulenevalt ka jahutusvedelike kiirus sõltuvad samuti võrdlustingimustest. Kõikidel juhtudel kontrolliti Reynoldsi arvude vahemikku, milles kehtivad kirjandusest omaksvõetud soojusülekande ja takistuse empiirilised sõltuvused.
KOKKUVÕTE
Selle töö tulemusena:
1. Analüüsitakse olemasolevaid konvektiivsete küttepindade efektiivsuse kvantitatiivse võrdleva hindamise meetodeid.
2. Analüüsitakse torukujuliste küttepindade energiatõhususe tõstmise meetodeid.
3. Pakutakse välja meetod küttepinda ümbritseva "ühepoolse" ja "kahepoolse" vooluga siletorude ja ribidega torukimpude, profiilplekist soojusvahetite ja lameda võrgusilmaga soojusvahetite energiatõhususe arvutamiseks. kanalid.
4. Viidi läbi siledate torude ja ribidega astmeliste kimpude, profiilplekist soojusvahetite ja lamedate võrkribidega kanalitega soojusvahetite energiatõhususe analüüs.
5. On saadud uued usaldusväärsed sõltuvused soojusülekande ja takistuse kohta astmelistes kimpudes, mille axb = 1,051x0,910; 1,027x0,889 ja 1,009x0,874 numbrite vahemikus Nye = (8-100)-10, kui muudate gaasi 22 ridasid 5-lt 3-le.
6. Määratakse uuritud kompaktküttepindade energiatõhususe näitajad.
Doktoritöö uurimistöö kirjanduse loetelu tehnikateaduste kandidaat Lavrov, Dmitri Aleksandrovitš, 1999
1. Antufjev V.M., Gusev E.K., Ivanenko V.V. jne Soojusvahetid profiilplekkidest. M.: Energia. 1972. aastal.
2. Antufjev V.M. Soojuspindade soojusülekande ja takistuse võrdlevad uuringud // Energomashinostroenie. 1961. nr 2. S. 1216.
3. Antufjev V.M. Erinevate vormide konvektiivküttepindade efektiivsus. L .: Energia, 1966.
4. A. s. nr 1560896 (NSVL). Konvektiivne torukujuline pind / V.I. Velichko, V.A. Pronin. (NSVL). - Bul. nr 16, 1990.
5. Katlajaamade aerodünaamiline arvutus. Normatiivmeetod / Under. toim. S.I. Mochan. Moskva: Energeetika, 1977.
6. Bazhan P.I., Kanevits G.E., Seliverstov V.M. Soojusvahetite käsiraamat. M.: Mashinostroenie, 1989.
7. Baranovsky N.V., Kovalenko L.M., Yastrebenetsky A.R. Plaat- ja spiraalsoojusvahetid. M.: Mashinostroenie, 1973.
8. Bergles A. Soojusülekande intensiivistamine // Teploobmen. Saavutused. Perspektiivid. Kuuenda rahvusvahelise soojusülekande konverentsi valitud materjalid. M.: Mir. 1981. V.6. lk 145-192.
9. Buznik V.M. Soojusülekande intensiivistamine laevaseadmetes. L.: Laevaehitus. 1969. aasta.
10. Yu.Velichko V.I., Kovalenko N.A., Schille B. Soojusülekanne ja takistus ülitihedates astmelise paigutusega siletorukimpudes. Minsk: ANC "ITMO im. A.B. Lykova, 1996.
11. P. Velichko V.I., Lavrov D.A. Kahepoolse ümbervooluga konvektiivsete küttepindade energiatõhusus // Tr. Teine vene nat. konf. soojusülekande kohta. T.6. Soojusülekande intensiivistamine. M.: MPEI, 1998. S. 58-61.
12. N. Grigorjev V.A., Krokhin Yu.I. Krüogeentehnoloogia soojus- ja massiülekandeaparaat. Moskva: Energoizdat, 1982.
13. Gukhman A.A., Zaitsev A.A. Keerulise kujuga konvektiivsete soojusülekandepindade efektiivsuse arvutamine ja hindamine üldistatud analüüsi põhjal // Soojusülekande teooria ja füüsikalise hüdrodünaamika kaasaegsed probleemid. Novosibirsk.: 1984. S. 16-30.
14. Gukhman A.A. Konvektiivse soojusülekande intensiivistamine ja soojusvahetuspindade võrdleva hindamise probleem // Teploenergetika.1977. nr 4. lk 5-8.
15. Gukhman A.A., Kirpikov V.A. Konvektiivse soojusülekande intensiivistamise küsimusele // Soojus- ja massiülekanne VI: VI üleliidulise soojus- ja massiülekande konverentsi materjalid. T. 1.4. 1. Minsk: ITMO AN BSSR. 1980. aasta.
16. Gukhman A.A. Konvektiivsete küttepindade võrdlusmeetod // JTF . 1938. V.8, nr 17. S.1584-1602.
17. Dilevskaja E.V. Krüogeensed mikrosoojusvahetid. M.: Mashinostroenie, 1978.
18. Zhukauskas A.A., Zhyugzhda I. Silindri soojusülekanne vedeliku põikivoolus. Vilnius: Mokslas, 1979.
19. Žukauskas A.A. Konvektiivne ülekanne soojusvahetites. Moskva: Nauka, 1982.
20. Zhukauskas A.A., Makaryavichus V.I., Shlanchyauskas A.A. Torukimpude soojusülekanne vedeliku põikivoolus. Vilnius: Mintis, 1968.
21. Žukauskas A.A. Konvektiivse soojusülekande intensiivistumise probleemid. Soojus- ja massiülekanne VII. Üleliidulise soojus- ja massiülekande konverentsi probleemiaruanded. 1. osa. Minsk. 1985. S. 16-41.
22. Zhukauskas A.A., Ulinskas R.V., Katinas V.I. Voolujooneliste torukimpude hüdrodünaamika ja vibratsioon. Vilnius: Mokslas, 1984.
23. Isachenko V.P., Osipova V.A., Sukomel A.S. Soojusülekanne. Moskva: Energeetika, 1981.
24. Kalafati D.D., Popalov V.V. Soojusvahetite optimeerimine soojusülekande efektiivsuse seisukohalt. Moskva: Energoatomizdat, 1986.
25. Kalinin E.K. Dreytser G.A., Yarkho S.A. Soojusülekande intensiivistamine kanalites. M.: Mashinostroenie, 1990.
26. Karadašev G.A. Keemiliste tehnoloogiliste protsesside intensiivistamise füüsikalised meetodid. M.: Keemia. 1990. aasta.
27. Kirpikov V.A. Konvektiivse soojusülekande intensiivistamine. M.: 1991.
28. Kirpikov V.A., Leifman I.I. Graafiline meetod konvektiivsete küttepindade efektiivsuse hindamiseks Teploenergetika. 1975. nr 3. lk 34-36.113
29. Kirpikov V.A., Musavi Nainian S.M. Khim. ja naftatehnika. 1994. nr 10. lk 11-14.
30. Kirpitšev M.V. Küttepinna soodsaimal kujul. G.M. Kržižanovski. 1944. T. 12. S. 5-8.
31. Kovalenko JIM., Glushkov A.F. Soojusvahetid soojusülekande võimendusega. Moskva: Energoatomizdat, 1986.
32. Kuntõš V.V., Johvedov F.I. Tõhusa küttepinna valimine kompaktse loomiseks õhukütteseade(küttekeha) // Izvestija vuzov. Ser. Energia. 1970. nr 5. lk 68-72.
33. Juhtum W.N., London A.JI. Kompaktsed soojusvahetid. M.: Energia. 1967. aastal.
34. Lavrov D.A., Velichko V.I. Konvektiivsete küttepindade energiatõhususe suurendamine kahepoolse vooluga ümber // Fifth International Scientific and Technical Conf. üliõpilased ja magistrandid. Aruannete kokkuvõtted. T.2. M.: MPEI, 1999. S. 279-280.
35. Lipets A.U. Katlaseadmete konvektiivsete küttepindade ratsionaalsetest paigutustest // Teploenergetika. 1963. nr 5.
36. Migay V.K. Soojusvahetusjõuseadmete modelleerimine. Leningrad: Energoatomizdat. 1987.
37. Migay V.K. Kaasaegsete soojusvahetite efektiivsuse tõstmine. L.: Energia. 1980. aasta.
38. Migai V.K., Firsova E.V. Torukimpude soojusülekanne ja hüdrauliline takistus. L.: Teadus. 1986.
39. Kõige soodsamate gaasikiiruste määramine membraanitüüpi ökonomaiserites / A.B. Zmachinsky, Yu.V. Musatov, G.I. Levchenko, V.A. Medvedev // Energeetika. 1974. nr 7. lk 13-15.
40. Õhkjahutusega soojusvahetite arvutamise ja projekteerimise alused: käsiraamat / A.N. Unetu, G.A. Dreitser, V.B. Kuntysh jt. Peterburi: Nedra, 1996.
41. Pochuev V.P., Lutsenko Yu.N., Mukhin A.A. Soojusülekanne kõrgtemperatuursete gaasiturbiinide jahutatud labades // Tr. Esimene Venemaa kodanik soojusülekande teemalised konverentsid. V. 8. Soojusülekande intensiivistamine. M.: MEI, 1994. S. 178-183.
42. Pronin V.A. Hüdrodünaamiliste karakteristikute ja soojusülekande mõõtmine tihedates põikivoolujoonelistes torukimpudes. Energiasäästlik meetod torude paigutamiseks kimpu / Lõputöö kokkuvõte. dis. cand. need. Teadused. M.: 1990.
43. Pronin V.A., Klevtsov A.V., Lavrov D.A., Kosolapov D.M. Lamedate võrega ribidega kanalite energiatõhususe parandamine // Tr. Teine vene nat. konf. soojusülekande kohta. T.6. Soojusülekande intensiivistamine. M.: MPEI, 1998. S. 188-191.
44. Pruss L.V. Soojusvahetite töökindluse probleem. L.: Teadus. 1986.114
46. Salikov A.P., Tulin S.N. Traadiribidega torukimpude võrdlemise meetod / energeetika. 1959. nr 11. lk 20-21.
47. Soojusvahetite käsiraamat / Per. inglise keelest, toim. B.S. Petukhova,
48. B.K. Šikov. T. 1. M.: Energoatomizdat, 1987.
49. Stasyulyavichus Yu., Skrinska A. Soojusülekanne ristisuunas voolujooneliste ribitorude kimpudest. Vilnius: Mokslas, 1979.
50. Katlasõlmede soojusarvutus. Normatiivmeetod / Under. toim. N.V. Kuznetsova jt. M.: Energeetika, 1973.
51. Elektrijaamade soojusvahetusseadmed / M.M. Andrejev,
52. C.S. Berman, V.G. Buglaev, Kh.N. Kostrov. Moskva: Mashgiz, 1963.
53. Gaasiturbiinide ja kombineeritud seadmete soojusvahetusseadmed, Ed. A.I. Leontjev. M.: Mashinostroenie. 1985. aastal.
54. Turkin A.V., Sorokin A.G., Bragina O.N. jt Soojusülekande intensiivistamine tasase kanali aukude abil madalal õhukiirusel // Soojus- ja massiülekanne MMF - 92. V.1. 4.1. Minsk: ANC "ITMO im. A.B. Lykova", 1992. S. 18-21.
55. Štšukin V.K., Khalatov A.A. Telgsümmeetrilistes kanalites keerlevate voogude soojusülekanne, massiülekanne ja hüdrodünaamika. M.: Mashinostroenie. 1982. aasta.
56. Soojusülekande töötuba / Toim. A.P. Solodov. Moskva: Energoatomizdat, 1986.
Pange tähele, et ülaltoodud teadustekstid postitatakse ülevaatamiseks ja saadakse väitekirjade originaaltekstide (OCR) tunnustamise kaudu. Sellega seoses võivad need sisaldada tuvastusalgoritmide ebatäiuslikkusega seotud vigu.
Meie poolt edastatavate lõputööde ja kokkuvõtete PDF-failides selliseid vigu pole.
A.A.Konoplev, G.G.Aleksanjan, B.L.Rytov, akad. Al. Al. Berliin, Keemilise Füüsika Instituut. akad. N. N. Semenov Venemaa Teaduste Akadeemiast, Moskva
Teoreetiliselt ja eksperimentaalselt on välja töötatud uus tõhus meetod konvektiivse soojusülekande intensiivistamiseks torukujulistes soojusvahetites, mida nimetatakse süvaprofileerimismeetodiks. Viidi läbi eksperimentaalse laborisoojusvaheti testid, mille andmeid võrreldi TTAI omadega. Kõik saadud tulemused avaldatakse teadusajakirjanduses. Näidatud on meetodi kasutamise võimalused tõhusate ja kompaktsete torukujuliste soojusvahetite loomiseks.
Kaasaegsete ülitõhusate ja kompaktsete soojusvahetusseadmete loomise probleem on tänapäeval väga aktuaalne, sellel on suur teaduslik ja praktiline tähtsus. See probleem on tihedalt seotud soojusülekande intensiivistamise probleemiga, mille lahendamiseks on välja pakutud ja ühel või teisel määral uuritud mitmeid erinevaid meetodeid (vt nt ). Neist ehk kõige edukam, aga ka suhteliselt lihtne ja tehnoloogiliselt arenenum oli üle nende pinna rullitud rõngakujuliste eenditega soojusvahetustorude profileerimine. Meetodid on erinevad, nagu näiteks voogude keerutamine kanalites, spiraalsed või pikisuunalised ribid ja sisetükid, krobelised pinnad ja võnkumiste peale surumine soojusvahetusvoogudele jne. ei olnud nii tõhusad. Samuti aitab väikese läbimõõduga soojusvahetustorude kasutamine kaasa intensiivsemale soojusülekandele. Nii ilmusid Teploobmen LLC-s toodetud TTAI kaubamärgiga kestad-torusoojusvahetid, mis on tihedalt pakitud siledate või rihveldatud õhukeseseinaliste teras- või titaantorude kimpudega (läbimõõt umbes 8 mm ja seinad paksusega 0,2–0,3 mm). Viimasel ajal turule tulnud soojusvahetid on paigutatud rõngakujulisse ruumi ilma deflektoriteta, mis ületavad soojus- ja kaalu- ja suuruse parameetrite poolest märkimisväärselt kõiki teisi torukujulisi ja mitte ainult soojusvahetiid. Nende töötamise ajal ilmnevad puudused on seotud just torude õhukeste seinte ja nende väikese läbimõõduga. Nendeks on näiteks torukimbu läbipaine ja vibratsioon, raskused mehaanilisel puhastamisel jne.
Torukanali soojusülekande intensiivistumine selle profileerimisel rihveldamisega saavutatakse seinalähedaste vedelikukihtide täiendava turbulentsi tõttu, mis toob kaasa soojusülekandeteguri suurenemise seinale. Nagu leidsid rihvelduse autorid ja mitmed selle uurijad, on optimaalne väärtus ligikaudu d/D»0,92-0,94. Torukanali vooluosa suurema kitsenemisega, kuigi see toob kaasa soojusülekandeteguri suurema suurenemise seinale, kaasneb turbulentsi märgatavalt suurenev difusioon kanali siseruumalasse, märkimisväärsed energiakadud jahutusvedeliku pumpamine, ja praegu väljakujunenud arvamuse kohaselt pole see vajalik, kuna jahutusvedeliku südamik voolab turbulentses režiimis ja nii on üsna turbulentne.
Sellegipoolest eeldati Venemaa Teaduste Akadeemia Keemilise Füüsika Instituudis turbulentsetes vooludes toimuvate keemiliste reaktsioonide käigus tekkivate soojus- ja massiülekande uurimise kogemuste põhjal (vt nt ), et kogu voolu turbuliseerimine, sealhulgas selle südamik, saab kasutada ka soojusülekande intensiivistamiseks. Seda täiendavat turbulentsi saab saavutada, muutes vooluala suurust rohkem, kui on kõverdumiseks vastuvõetav. Kavandatud meetodit nimetati süvaprofiilimise meetodiks.
Selle olemus seisneb selles, et kogu voolu kui terviku intensiivse turbulentsiga seina lähedal suureneb lisaks ülekandeteguri suurenemisele ka temperatuurigradient (st temperatuuride erinevus, mis määrab koos koefitsiendiga, difusioonisoojusvoo suurus seinale) selle radiaalprofiili "lamenemise" tõttu. ICP RAS-is tehtud uuringud on näidanud, et vaatamata jahutusvedeliku pumpamisel tekkivate energiakadude olulisele suurenemisele on võimalik leida selliseid disaini- ja tarbimisparameetrite väärtusi, võttes arvesse, et D P~v 2 ja Nu~ v m, kus m<1, которые обеспечат приемлемые значения характеристик процесса теплообмена.
Meie uuringute tulemused on avaldatud, vt nt. Üldjoontes viitavad need süvaprofileerimise meetodi rakendatavusele praktiliseks kasutamiseks ning seetõttu soovime huvilisele lugejale tutvust teha vähemalt nende põhitulemustega. Veelgi enam, meie arvates tundub just see meetod tänapäeval teadaolevate seas kõige tõhusam ja paljutõotavam.
On selge, et ühe või teise soojusülekande intensiivistamise meetodi õige valiku teatud tehnoloogiliste probleemide lahendamisel saab teha ainult nende omaduste ja parameetrite nõuetekohase hindamise alusel. See hindamine, mida sageli mõistetakse intensiivistamise tõhususe all, peaks põhinema intensiivistamise mõju ja selle rakendamise kulude korrelatsioonil ning olema võrdleva iseloomuga. Seda on võimalik saada, kui võrrelda hinnatud soojusvaheti (või selle kanali) andmeid juba teadaolevate andmetega, mida kõige sagedamini ja mugavamalt kasutatakse siletoru soojusvahetite (kanalite) puhul.
Siiski tuleb tõdeda, et tänapäeval ei ole olemas mitte ainult üldtunnustatud meetod soojusülekande intensiivistamise efektiivsuse hindamiseks, sellele puudub isegi üldtunnustatud definitsioon. Sageli ei pöörata sellele probleemile üldse tähelepanu, piirates intensiivistumise hindamist vaid vormi sõltuvuste toomisega:
, (1c)
Kahtlemata sisaldavad sõltuvused (1) kogu infot, mis on vajalik ühe või teise intensiivistamise meetodi hindamiseks, kuid praktilisest seisukohast üsna arusaadavate ja oluliste hinnangute jaoks ilmselt ainult neist sõltuvustest ei piisa.
Mõnes töös teevad autorid ettepaneku hinnata intensiivistamise efektiivsust Kirpichevi energiakriteeriumi abil. E = Q/N või mõni modifikatsioon E¢ = E/D t, eeldades, et kui võrrelda kahte soojusvahetit, siis sellel, milles soojusvahetust tõhusamalt intensiivistatakse, peaks vastav kriteerium olema suurem. Sel juhul tuleks võrdlus ise läbi viia samade Re numbrite ja soojusvahetites olevate torude arvu ning nende pikkustega. L ja läbimõõdud D. See tähendab, et on vaja võrrelda konstruktsiooniliselt identseid soojusvahetiid samadel tingimustel, mis erinevad ainult torukanalite intensiivindite poolest. Soojusvahetite globaalsed parameetrid, näiteks soojusvahetuspind F, soojusvõimsus K, jahutusvedeliku pumpamiseks kulutatud võimsus, N tuleb projekteerimise käigus hankida ja hiljem hinnata.
Seda küsimust käsitletakse üksikasjalikumalt ja järeldatakse ka, et koefitsient E¢ ei tohiks "... liigitada lihtsaks ja füüsiliselt selgeks, fundamentaalseks intensiivistamise tõhususe hindamise kriteeriumiks." Kui võrrelda soojusvahetiid, siis see ei ole väga informatiivne ja seetõttu meie arvates vähe kasu.
Võrdluseks on tuletatud ka soojusülekande intensiivistamise efektiivsuse hindamise kriteeriumid F ja F ch kriteeriumil on vorm:
, (2a)
Siinkohal tuleb aga märkida üks ebatäpsus, milleks on see, et kui F, Nu/Nu ch, z/z ch on määratletud punktis (2a) intensiivistatud kanali Re numbri juures, siis F ch, tuleb määrata siletoru kanali Re ch Reynoldsi numbri juures, mis Nu/Nu ch juures< z/z гл, не совпадает с Re и явным образом из (2а) не следует. Поэтому, использование для оценок выражения (2а) без учета зависимости
ei ole õige ja võib põhjustada vigu ning mida suurem on Re ch, samuti erinevus Nu/Nu ch ja z/z ch vahel. Hankige sama sõltuvus (2b) või sõltuvus
, (2c)
on võimalik ainult vastava võrrandisüsteemi lahendamise tulemusena.
Jagades üldiselt lähenemist soojusülekande intensiivistamise efektiivsuse hindamisele kui soojusvahetite põhiparameetrite võrdlusele, soovime sellesse sisse tuua mõned täpsustused ja täiendused. Tõepoolest, kuna soojusülekande intensiivistamise eesmärk on seda suurendada, mis lõppkokkuvõttes toob kaasa soojusvahetuspinna vähenemise, siis tuleb seda hinnata just selle efekti ehk soojusülekande pinna vähendamise kaudu. Kuna aga reeglina soojusülekande intensiivistumisel takistuskoefitsiendid tõusevad, tuleb intensiivistamise efektiivsust hinnata omavahel võrdsete pumpamiskuludega või mõnes muus, kuid üsna kindlas vahekorras. Ja lõpuks, selleks, et saada hinnanguid soojusülekande intensiivistamise efektiivsuse kohta, ei ole vaja võrrelda ühtki hüpoteetiliste soojusvahetite parameetrit, mis eeldab kõigi teiste võrdsust. Nendel eesmärkidel piisab, kui võrrelda spetsiifilisi, st jahutusvedeliku massiühikuga seotud omadusi.
Ehk siis soojuskandjate pumpamisel võrdsete erikuludega erisoojuskandjate pindade võrdlus, summaarne, sama soojusülekande probleemi puhul, mis tähendab samade soojuskandjate sisse- ja väljalasketemperatuuride võrdsust, mille kulud on samuti samas vahekorras võimaldab võrrelda isegi erinevat tüüpi soojusvahetiid (näiteks kest-toru- ja plaatsoojusvahetid), sh hinnata soojusülekande intensiivistamise meetodit.
Töötasime välja ka uue tehnika, vt näiteks katseandmete töötlemiseks, mida siis kõigis meie töödes kasutasime. Selle olemus seisneb selles, et kui näiteks kaks neljast sõltumatust soojusülekande muutujast on fikseeritud, t tr,in ja t mt,in ja kaks muud muutujat, näiteks G kolm G mt, katseandmetest on võimalik leida soojusülekandeteguri pikiprofiile K, soojusülekandetegurid a tr ja a mt, samuti kõik muud soojusülekande parameetrid, lähendades neid mõne sobiva funktsiooniga, näiteks teise astme polünoomiga. Keskmised väärtused saab sel juhul saada nende samade profiilide keskmistamisega. Selle tehnika rakendamise praktika on näidanud, et sel viisil saadud väärtused on täpsemad kui need, mis saadi otse kriteeriumimudeli seostest.
SOOJUSVAHETID TESTIMISEKS
Olles pakkunud välja süvaprofileerimise meetodi soojusülekande intensiivistamiseks torukujulistes soojusvahetites, otsustasime demonstreerida selle võimalusi, kasutades näitena laboratoorset soojusvahetit, võrreldes saadud tulemusi TTAI soojusvaheti andmetega. Tulemusi on üksikasjalikumalt kirjeldatud , siin tutvustame neid lühidalt.
Katsetamiseks valmistati soojusvaheti pikkusega L = 0,616 m, mille korpuse siseläbimõõt D mt muudeti spetsiaalsete sisetükkide tõttu ja oli 0,03, 0,032, 0,034 ja 0,037 m. Siledate torudega katsetes, kasutati ka soojusvahetit D mt = 0,04 m Kuusnurksetesse torulehtedesse kinnitati seitse vasktoru, mille vahe S oli võrdeline D mt-ga, nii et S = D mt /3, torukimp paiknes rõngakujulise ruumi keskpunkt ja seega oli vahemaa kesta ja kimbu välimise toru vahel kõigi selle välistorude puhul sama. Siledatest vasktorudest välisläbimõõduga D n = 0,01 m ja siseläbimõõduga D = 0,008 m profiiltorude valmistamisel tekkis mõningane deformatsioon, mille tulemusena muutusid nende mõõtmed ja muutusid võrdseks D n = 0,0094 m ja D = 0,0075 m.
Tootja Teploobmen LLC toodetud soojusvaheti TTAI-2-25/1450 seerianumbriga 1970 andis MTÜ Termek peadirektor Aleksander Lavrentievich Naumov lahkelt võrdluskatseteks, mille eest autorid on talle sügavalt tänulikud.
Passiandmete kohaselt on soojusvaheti soojendusega kanaliks toru, soojendusega ja küttekandjad - mage vesi algtemperatuuriga 5 ° C ja 105 ° C, voolukiirused - vastavalt 1,56 ja 3,44 t / h ning Kuumutava keskkonna väljundtemperatuur on 60 ° C, kuumutamine - 80 ° C. Rõhulang toruruumis ei ületa 0,3 ja rõngakujulises ruumis on see 0,25 kgf / cm2. Korpuse alla asetatud torukimp Dmt = 0,0264 sisaldab 6 toru, mille pestud osa pikkus on 1,39 m, läbimõõt 0,008 m ja seinad paksusega 0,2 mm, valmistatud terasest Kh17N13M2T (soojusjuhtivuse koefitsiendi arvutatud väärtus l = 15 W/m K).
Struktuurselt on soojusvaheti tehtud kahe sissepääsuga rõngakujulisse ruumi, mis on otstes üksteisest eemal, ja väljapääsuga sellest keskel, nii et ainult pool koguvoolust voolab läbi rõnga iga ristlõike. Selline vooluskeem võimaldab tänu küttekanali soojuskandja voolukiiruse 2-kordsele suurenemisele, säilitades soojuskandja pumpamise energiakulud, veidi suurendada soojusvahetuse temperatuurierinevust ja seega. , seadme soojusvõimsus võrreldes ainult ühe sisendiga variandiga.
Tegime TTAI soojusvahetiga mitmeid katseid, mille käigus, eeldades, et põhieesmärk on hinnata selle soojusülekande koefitsiente, jätsime rõngakujulisse ruumi ainult ühe sissepääsu, kasutades teist sellest väljapääsuna, samal ajal sulgedes. väljapääs keskel. Nii saadi puhtalt vastuvoolusoojusvaheti, mille soojusülekandetegurid ja energiakulud soojuskandjate pumpamisel olid samad, mis algsel soojusvahetil, nimelt: K = 8,08 kW/(m 2 K), Gmt = 0,5 × 3,44 t/h ja DP mt = 0,5 kgf / cm2. Vaadake üksikasju jaotisest .
TULEMUSED JA SELLE ARUTELU
Katsed laborisoojusvahetiga viidi läbi soojendusega torukanaliga variandis, sarnaselt TTAI soojusvaheti töötingimustega. Katsete läbiviimise ja saadud tulemuste töötlemise metoodikat on ülalpool lühidalt kirjeldatud, täpsemalt vt . Saadud tulemused on näidatud tabelis 1 ja joonisel fig. üks.
Tabel 1. HP torudega soojusvahetid. üks)
| Nr p / lk | Valikud | D mt = 0,03 | D mt = 0,032 | D mt = 0,034 | D mt = 0,037 | ||||
| Katse andmed | Ümberarvestus SR tingimuste jaoks | Katse andmed | Ümberarvestus SR tingimuste jaoks | Katse andmed | Ümberarvestus SR tingimuste jaoks | Katse andmed | Ümberarvestus SR tingimuste jaoks | ||
| 1 | G | ||||||||
| 2 | t sisse | ||||||||
| 3 | t kolmap | ||||||||
| 4 | t väljuda | ||||||||
| 5 | D t | 24.64 | 27.19 | 35.38 | 27.79 | 36.29 | 28.62 | 43.68 | 29.53 |
| 6 | K | 7.09 | 6.96 | 6.15 | 6.57 | 5.70 | 6.08 | 5.44 | 5.56 |
| 7 | a | ||||||||
| 8 | i a | ||||||||
| 9 | v | ||||||||
| 10 | 10 -3 Re | ||||||||
Märkused:
1) - murdosa kujul antud andmete lugejas on näidatud torukanali väärtused, nimetajas - rõngas;
Riis. Joonis 1. Soojusülekandetegurite sõltuvused ekvivalentdiameetrist: (a, b) – soojusülekande võimendustegurid; c) on soojusülekandetegur; 1 - 7-torulised soojusvahetid; 2 - 6-toru soojusvaheti; 3 – ligikaudne kõver; 4 - keskmine väärtus.
Vaatame neid lähemalt. Tavaliselt toimub erinevate soojusvahetite võrdlemine samadel tingimustel, mida võiks nimetada "standardrežiimi" (SR) tingimusteks. Võtame meie puhul SR-režiimi jaoks järgmised väärtused: soojuskandjate sisselasketemperatuurid on võrdsed t tr, in = 15°С ja t mt, in = 60°С, voolukiirus torus kanal v tr = 1 m/s, ja suhe G mt / G tr, jätame vastava ühe sisendiga TTAI (vt eespool), st. G mt / G tr = 0,5´3,44/1,56. Saadud katseandmed arvutati ümber standardtingimustesse eeldusel, et lokaalsete soojusülekande võimendustegurite ia = ia(L) sõltuvust võib jätta arvestamata ning igal konkreetsel juhul saab kasutada nende keskmisi väärtusi ia, mis on leitavad. vastavate pikijaotuste keskmistamisega (vt Näiteks ).
Joonisel fig. Joonisel 1 on näidatud ia tr (joonis 1a), ia mt (joonis 1b) ja K (joonis 1c) andmed sõltuvalt ekvivalentsest läbimõõdust de mt. Katseandmed (joonised 1a-1c, kõverad 1), K (joonis 1c) puhul on need andmed, mis on saadud SR-tingimuste ümberarvutamisel, vt tabel. 1 on lähendatud 2. astme polünoomidega f(x) = ax 2 + bx + c, (joon. 1a-1c, kõverad 3), mille koefitsiendid leitakse vastavatest andmetest. Sel juhul olid ia tr, ia mt ja K suhtelised ruutkeskmise lähendamise vead vastavalt 1,6%, 1,8% ja 0,3%.
ia tr ja ia mt puhul on näidatud ka keskmised väärtused (joonis 1a-1b, kõverad 4). Suhtelised standardhälbed keskmistest väärtustest olid vastavalt 3,4% ja 21,2%.
Seega antud andmetest järeldub, et keskmine väärtus ia tr = 3,84 ja leitud sõltuvus ia mt = ia mt (de mt) kirjeldavad aktsepteeritaval viisil meie profiilsoojusvahetite soojusvahetuse parameetreid.
Samuti viidi läbi katsed hüdrodünaamilise takistuse koefitsientide määramiseks. Summaarne rõhulang soojusvaheti kanalis esitatakse tavaliselt hõõrdetakistusest tingitud rõhulanguste summana töökeskkonna voolamisel kanalis ja languse summana, mis on tingitud kanali sisse-/väljalasketakistusest. Sisse-/väljalasketakistuste rõhulanguste leidmiseks ja siit kohalike takistuste koefitsientide z tr,loc ja z mt,loc määramiseks viidi läbi katsed, et määrata rõhukadu siledate torudega soojusvahetites D n = 0,01. m ja D = 0,008 m. Sel juhul aga asendati arusaadavatel põhjustel soojusvaheti Dmt = 0,03 m soojusvahetiga, mille Dmt = 0,04 m.
Töökeskkonna erinevatel voolukiirustel (kiirustel) tehtud katsete seeria võimaldas kindlaks teha, et meie soojusvahetite puhul saab torukanali kohaliku sisse-/väljalasketakistuse koefitsienti defineerida kui z tr,loc = 131Re – 0,25 ja rõngaskanali puhul - z mt, loc = z mt,loc (de mt)Re –0,25 . z mt, lok (de mt) väärtused nelja eksperimentaalse soojusvaheti jaoks, mis on näidatud joonisel fig. 2a, kõver 1, on samuti lähendatud 2. astme polünoomiga (joonis 2a, kõver 3). Sel juhul oli suhtelise efektiivväärtuse lähendamise viga 2,2%.
Riis. Joonis 2. Hüdrodünaamiliste takistuste koefitsientide sõltuvused ekvivalentdiameetrist: (a) siledate torudega soojusvahetid; b) - profiiltorudega soojusvahetid; 1 - 7-torulised soojusvahetid; 2 - 6-toru soojusvaheti; 3 – ligikaudne kõver.
Eeldades siledate ja profiiltorudega soojusvahetite võrdseid lokaalseid sisse- ja väljalasketakistuste koefitsiente, võib profiilkanalite hõõrdetakistuse koefitsiendid, mis on defineeritud kui ) mt × z ch,mt, leida kujuga soojusvahetite sarnaste katsete tulemustest. torud. Seega leiti (z/z ch) mt = 14,9 ja eksperimentaalne sõltuvus (z/z ch) mt = (z/z ch) mt (de mt), mis on näidatud joonisel 3. 2b, kõver 1. Viimase ligikaudne väärtus on samuti näidatud joonistel fig. 2b, kõver 3, oli suhteline ruutkeskmise lähendusviga antud juhul 0,5%.
Lisaks ülalkirjeldatud katsetele 7-toruliste soojusvahetitega tehti katseid ka 6-torulise soojusvahetiga, mis saadi tsentraalse toru eemaldamisel 7-torulisest soojusvahetist, mille Dmt = 0,032 m, ja seega konfiguratsiooni meie soojusvaheti torukimp oli sarnane TTAI soojusvaheti torukimbu konfiguratsiooniga.
Selle soojusvahetiga tehtud katsete tulemused on näidatud joonisel fig. 1-2, kõverad 2, neile joonistatud katsepunktide kujul. Pange tähele, et tulemuste vahel on üsna hea kokkulangevus nii soojusülekandetegurite kui ka takistustegurite osas, vt joonis fig. 1-2. Seega on absoluutväärtuse suhtelised hälbed ia tr puhul 0,3% (hälbed keskmisest väärtusest, joonis 1a, kõver 4), ia mt puhul 5,2% (kõrvalekalled ligikaudsest kõverast, joonis 1b, kõver 3), 4,6 % K (joonis 1c, kõver 3), 0,5% z mt,lok jaoks (joonis 2a, kõver 3) ja 5,1% (z/z ch)tr jaoks (joonis 2b, kõver 3).
Seega on katses leitud andmeid kasutades võimalik konstrueerida kindel meetod soojusvahetite arvutamiseks tihedalt pakitud HP torude kimbu (vähemalt 6 ja 7 toruga) abil ning võrrelda neid TTAI soojusvahetiga. Nendes arvutustes vastasid soojuskandjate sisselasketemperatuurid ja nende vooluhulkade suhe TTAI passiandmetele ning saadud tulemusi võrreldi TTAI soojusvaheti ühe sisendiga versiooni arvutuste tulemustega.
Tabelis. Joonisel 2 on näidatud TTAI torudega sarnaste HP torude arvutuste tulemused (materjal, läbimõõt, sein). 1. variandi puhul (tabel 2) toob TTAI torude asendamine HP torude vastu kaasa energia erikulu suurenemise soojuskandjate pumpamisel w/w TTAI = 1,51 ja efektiivsuskoefitsiendi k/k TTAI = 1,34 tõusu. (tähenduses, antud juhul k/k TTAI = K/K TTAI). 2. variandi puhul võrdsustab vooluhulga vähendamine väärtusele G/G TTAI = 0,812 pumpamise ühikukulud, jättes samas kasuteguri k/k TTAI = 1,16 endiselt suhteliselt kõrgeks.
Tabel 2. TTAI ja HP torusoojusvahetite võrdlus.
| Nr p / lk | Valikud | TTAI 1) | HP torudega soojusvahetid | |||
| Valik 1 2) | Variant 2 3) | 3. võimalus | 4. võimalus | |||
| 1 | n | 6 | 6 | 6 | 6 | 7 |
| 2 | 10 3 D mt | 26.4 | 26.4 | 26.4 | 25.4 | 27.2 |
| 3 | G 4) | |||||
| 4 | G tr / G tr,ttai | 1 | 1 | 0.812 | 0.788 | 0.911 |
| 5 | w/w TTAI | 1 | 1.51 | 1 | 1 | 1 |
| 6 | L 5) | |||||
| 7 | L/D | 183 | 136 | 128 | 123 | 121 |
| 8 | F 5) | |||||
| 9 | F/V 5) | |||||
| 10 | F/G tr 5) | |||||
| 11 | K 5) | |||||
| 12 | iK | 1.51 | 1.61 | 1.63 | 1.52 | 1.52 |
| 13 | K/F | 429 | 577 | 497 | 502 | 506 |
| 14 | v 4) | |||||
| 15 | 10 -3 Re 4) | |||||
| 16 | a4) | |||||
| 17 | i a4) | |||||
| 18 | k/k TTAI | 1 | 1.34 | 1.16 | 1.17 | 1.18 |
Märkused:
1) - hindamine kriteeriumimudeli järgi koos parandusega;
2) - TTAI torude asendamine GP torude vastu;
3) - sama juhul, kui jahutusvedelike pumpamise ühikukulud on võrdsustatud TTAI kuludega;
4) - murdosa lugejas on näidatud torukanali väärtus, nimetajas - rõngas;
5) - murdosa lugejas on näidatud koguse väärtus, nimetajas - selle seos TTAI väärtusega.
3. variandis (tabel 2) on näidatud, et Dmt = 0,0254 m saab isegi veidi vähendada ja variandis 4 - et saab kasutada ka 7-torulist kimpu, samas kui k/k TTAI = 1,17-1,18 isegi veidi suureneb. Soojusvahetuspind ruumalaühiku kohta (F/V)/(F/V) TTAI = 1,08-1,10 suureneb veidi ja eripind väheneb (F/G)/(F/G) TTAI = 0,854-0,847. Samal ajal ei ületa soojusvaheti pikkus kõigis vaadeldavates variantides L/L TTAI = 0,75 (vt tabel 2).
Sarnaselt teostame arvutused ka soojusvahetite jaoks, millel on 7-toruline vasest, messingist ja terasest tihedalt pakitud HP torude komplekt mõõtmetega 10/0,8, 12/1 ja 16/1. Eespool mainitud tingimused jahutusvedelike sisselasketemperatuuride ja kulude suhte Gtr /Gmt = (Gtr /Gmt) TTAI puhul täiendame energia erikulude võrdsuse nõuet jahutusvedelike pumpamisel w/w TTAI = 1.
Nendes tingimustes leitud soojusvahetite parameetrid on iga vaadeldava toru jaoks optimaalsed, arvutustulemused on esitatud tabelis. 3.
Tabel 3. HP torudega soojusvahetite parameetrid. üks)
| Nr p / lk | Toru 10/0,8 | Toru 12/1 | Toru 16/1 | |||||||
| 1 | Seina materjal 2) | vask | messing | terasest | vask | messing | terasest | vask | messing | Teras |
| 2 | 10 3 D mt | 32.8 | 33 | 39 | 39.4 | 51.5 | 52.2 | |||
| 3 | G 3) | |||||||||
| 4 | G tr / G tr,ttai | 1.20 | 1.17 | 1.03 | 1.64 | 1.60 | 1.38 | 2.71 | 2.66 | 2.36 |
| 5 | L 4) | |||||||||
| 6 | L/D | 104 | 109 | 152 | 98.4 | 105 | 157 | 88.5 | 94.3 | 142 |
| 7 | F 4) | |||||||||
| 8 | F/V 4) | |||||||||
| 9 | F/G tr 4) | |||||||||
| 10 | K 4) | |||||||||
| 11 | iK | 1.65 | 1.60 | 1.37 | 1.82 | 1.73 | 1.40 | 2.17 | 2.01 | 1.51 |
| 12 | K/F | 577 | 537 | 337 | 582 | 532 | 308 | 574 | 527 | 310 |
| 13 | v 3) | |||||||||
| 14 | 10 -3 Re 3) | |||||||||
| 15 | a 3) | |||||||||
| 16 | i a 3) | |||||||||
| 17 | k/k TTAI | 1.31 | 1.22 | 0.77 | 1.32 | 1.21 | 0.70 | 1.31 | 1.20 | 0.71 |
Märkused:
1) – siin aktsepteeritud G mt / G tr = ( G mt / G tr) TTAI, w = w TTAI;
2) - vase, messingi ja terase l väärtused on vastavalt 390, 110 ja 15;
3) - murdosa lugejas on näidatud torukanali väärtus, nimetajas - rõngas;
4) - murdosa lugejas on näidatud koguse väärtus, nimetajas - selle seos TTAI väärtusega.
Kõikide messingist ja vasest torude arvutatud suuruste puhul on soojusülekande efektiivsus kõrgem kui TTAI soojusvahetil - k/k TTAI = K/K TTAI = 1,2-1,3 ja jääb soojuse suurenemise tõttu ligikaudu samaks. ülekanne rõngakujulises ruumis a mt, mis on peamiselt tingitud selle intensiivistumise suurenemisest ia mt (tabel 3). Selle tulemusena väheneb soojusvaheti eripind F/G tr ja soojusvahetite dimensioonideta pikkus L/D, torude suurte läbimõõtude tõttu aga pindala F/V väheneb (tabel 3). Samuti võib märkida, et tabelis toodud. Tabelist 3 järeldub, et toru läbimõõdu suurenedes suureneb soojusülekandetegurite suhe a mt /a tr, lähenedes ühtsusele.
KOKKUVÕTE
Seega tuleneb käesolevas töös esitatud eksperimentaalsetest ja arvutuslikest andmetest, et sügavalt profileeritud torude kasutamine tihedalt pakitud kimbus ilma deflektoriteta rõngakujulises ruumis võib viia väga tõhusate soojusvahetite loomiseni. Veelgi enam, soojusvahetustoru läbimõõt mõjutab soojuslikke parameetreid vähe, selle suurendamine vähendab ainult soojusvahetuspinna sisaldust soojusvaheti mahuühiku kohta.
Torukujuliste soojusvahetite soojusvahetustorude süvaprofileerimiseks optimaalsete parameetrite otsimine on meie arvates oluline ülesanne, mida tuleks ka jätkata.
MÄRKUS
D- siseläbimõõt, iseloomulik suurus, m;
de- ekvivalentdiameeter, m;
F- soojusvahetuspind, m 2 ;
G- jahutusvedeliku voolukiirus, kg/s;
i a- i a = a/a ch = Nu/Nu ch, soojusülekande parandamise parameeter;
To- soojusülekandetegur, kW / (m 2 K);
k– efektiivsuskoefitsient;
L- soojusvahetuse pikkus, m;
N- võimsuskadu jahutusvedeliku pumpamiseks, W;
K- soojusvoog, W;
S- torude telgede vaheline kaugus, m;
s- vooluala, m 2;
t- temperatuur, °C;
t d- profileerimise samm, m;
V- soojusvaheti maht, m 3;
v- kiirus, m/s;
w - w = (N tr + N mt)/ G tr, pumpamise erikulud kokku, J/kg;
a on soojusülekandetegur, kW / (m 2 K);
D lk– rõhulangus, Pa;
r - tihedus, kg / m 3;
l on soojusjuhtivuse koefitsient, W/(m K);
z on hüdrodünaamilise takistuse koefitsient;
Nu - Nusselti kriteerium;
Reynoldsi kriteerium.
sisse – kanali sissepääsu juures;
välja - kanali väljapääsu juures;
km – kriteeriumi mudel;
loc - kohalik väärtus;
mt - torudevaheline kanal;
n - välimine (läbimõõt);
cp – keskmine väärtus;
tr - toru kanal;
Kirjandus
1. Dzyubenko B.V., Kuzma-Kichta Yu.A., Leontiev A.I. ja teised Soojus- ja massiülekande intensiivistamine makro-, mikro- ja nanoskaalal. M.: FSUE "TsNIATOMINFORM", 2008.
2 Kalinin E.K., Dreitser G.A., Kopp I.Z., Myakochin A.S. Tõhusad soojusvahetuspinnad. Moskva: Energoatomizdat, 1998.
3. Berlin Al.Al., Minsker K.S., Dyumaev K.M. Uued ühendatud energia- ja ressursisäästlikud kõrgjõudlusega tehnoloogiad, mis suurendavad keskkonnapuhtust, põhinevad torukujulistel turbulentsetel reaktoritel. Moskva: OAO NIITEKHIM, 1996.
4. Konoplev A.A., Aleksanyan G.G., Rytov B.L., Berlin Al.Al. Tõhus meetod konvektiivse soojusülekande intensiivistamiseks. // Teoreet. keemia põhitõed. tehnoloogia. 2004. V. 38. nr 6. S. 634.
5. A. A. Konoplev, G. G. Aleksanyan, B. L. Rytov, Al. Al. Berlin. Konvektiivne soojusülekanne sügavalt profileeritud kanalites. // Teoreet. keemia põhitõed. tehnoloogia. 2007. V. 41. nr 5. S. 549.
6. A. A. Konoplev, G. G. Aleksanyan, B. L. Rytov, Al. Al. Berlin. Intensiivse soojusülekande kohalike parameetrite arvutamine. // Teoreet. keemia põhitõed. tehnoloogia. 2007. V. 41. nr 6. S. 692.
7. A. A. Konoplev, G. G. Aleksanyan, B. L. Rytov, Al. Al. Berlin. Soojusülekande intensiivistamise efektiivsusest sügavprofileerimisega. // Teoreet. keemia põhitõed. tehnoloogia. 2012. V. 46. nr 1. S. 24.
8. Konoplev A.A., Aleksanyan G.G., Rytov B.L., Berlin Al.Al. Torukujuliste soojusvahetite kompaktsusest. // Teoreet. keemia põhitõed. tehnoloogia. 2012. V. 46. nr 6. S. 639.
9. A. A. Konoplev, G. G. Aleksanyan, B. L. Rytov, Al. Al. Berlin. Tõhusatest torukujulistest soojusvahetitest. // Teoreet. keemia põhitõed. tehnoloogia. 2015. V. 49. nr 1. S. 65.
1. lehekülg
Konvektiivse soojusülekande intensiivistumine jahutusvedeliku voolu kiiruse suurendamise kaudu on seotud energia kulutamise ja takistuse ületamisega, kui see liigub piki voolujoonelise keha pinda. Selle takistuse teadmine võimaldab valida majanduslikult soodsa soojuskandja kiiruse, mille juures soojusvahetuse efektiivsus ja energiakulu takistuse ületamiseks loovad soojusvahetile majanduslikult soodsaimad töötingimused.
Konvektiivse soojusülekande intensiivistamine sisemiste (pikivoolu) ja väliste (ristvoolu) probleemide tingimustes on rekuperatiivsete soojusvahetite üldiste massiomaduste parandamise peamine suund. Tänaseks on välja pakutud ja välja töötatud erinevaid soojusülekande intensiivistamise meetodeid ning läbi viidud arvukate konvektiivpindade konstruktiivset tüüpi ja kujuga uuringuid, mis rakendavad üht või teist intensiivistamise meetodit gaaside ja vedelike voolus.
Konvektiivse soojusülekande intensiivistamiseks on soovitav, et termiline piirkiht oleks võimalikult õhuke. Voolu turbulentsi arenedes muutub piirkiht nii õhukeseks, et konvektsioon hakkab avaldama domineerivat mõju soojusülekandele.
Konvektiivse soojusülekande intensiivistamiseks on soovitav, et termiline piirkiht oleks võimalikult õhuke. Voolu turbulentsi arenedes muutub piirdemaa nii õhukeseks, et konvektsioon hakkab soojusülekandele domineerivat mõju avaldama.
Konvektiivse soojusülekande intensiivistamiseks on soovitav, et termiline piirkiht oleks võimalikult õhuke. Voolu turbulentsi arenedes muutub piirkiht nii õhukeseks, et soojusülekanne toimub eranditult konvektsiooni teel.
Konvektiivse soojusülekande intensiivistamiseks on soovitav, et termiline piirkiht oleks võimalikult õhuke. Voolu turbulentsi arenedes muutub piirkiht nii õhukeseks, et konvektsioon hakkab avaldama domineerivat mõju soojusülekandele.
Sarnane konvektiivse soojusülekande intensiivistamise mehhanism, nagu näitasid keskkonna optilist ebahomogeensust kasutavad katsed, toimub ka vabas konvektsioonis. Karedatel torudel on keeriste eraldusnurk f toru ülemisest osast suurem, nurk P, milles need tõusevad ülespoole, on laiem ja toru kohal kuumutatud õhusamba paksus b suurem. Vee puhul (tfK i & 20 C) toimub ka soojusülekande maksimaalne intensiivistumine kareduse tõttu ja toimub (Gr-Pr) md s 5 10e juures, mis vastab 10 mm läbimõõdule.
Konvektiivse soojusülekande intensiivistamiseks on soovitavad suured gaasivoolukiirused1. Kiiruse kasvuga kaasneb aga gaasitakistuse suurenemine ja energiakulu suurenemine selle ületamiseks.
Praegu peetakse konvektiivse soojusülekande intensiivistamist ülekandeteoorias kõige lootustandvamaks ja keerulisemaks probleemiks. Samuti arvatakse traditsiooniliselt, et see probleem on kõige olulisem jahutusvedelike puhul, mida iseloomustavad kõrged Reynoldsi numbrid.
Teatavasti toimub konvektiivse soojusülekande intensiivistamine piirkihi minimaalse paksuse ja maksimaalse turbulentsiastme saavutamise suundades. Selleks kasutatakse katkendlikke või perforeeritud ribisid, profiilribisid, turbulaatoritega ribisid. Parameetri h / 2 / ol suhteliselt väikeste väärtuste korral tuleb need meetmed läbi viia kogu ribi kõrgusel. Ilmselt on soojuse eemaldamisest võrdsete hüdrauliliste kadudega mingit kasu.
Selles konvektiivse soojusülekande intensiivistamise valdkonnas on silmapaistvate teadlaste tööd G.A. Dreitser, E.K. Kalinin, V.K. Vilgub, mille materjale selles lõigus on kasutatud.
Konvektiivse soojusülekande intensiivistamise meetodi rakendamise lõppeesmärk on ehitada vedeliku pumpamiseks väikseima soojusülekandepinna pindala või minimaalse temperatuuride erinevusega aparaat väikseima energiatarbimise juures. Kuna mis tahes tuntud soojusülekande intensiivistamise meetodi kasutamisega kaasneb lisaks soojusülekande suurenemisele ka hüdraulilise takistuse suurenemine, mis suurendab vedeliku pumpamiseks kuluvat energiat, on seadme üks peamisi näitajaid selle konvektiivsete pindade efektiivsus.
Mõnel juhul kasutatakse meetodeid konvektiivse soojusülekande intensiivistamiseks pöörleval küttepinnal keemise ajal.
Soojusülekandeprotsesside intensiivistumise tagajärjeks on soojusülekandeteguri suurenemine, mis puhaste soojusvahetuspindade korral määratakse kütte- ja kuumutatud jahutusvedelike poolsete soojusülekandeteguritega. Paljudel juhtudel erinevad kasutatavate soojuskandjate füüsikalis-keemilised omadused oluliselt, nende rõhk ja temperatuur ning soojusülekande koefitsiendid ei ole samad. Niisiis, viskoossete vedelike soojusülekandeteguri väärtus vee poolt α = 2000 ... 7000 W / (m 2 K), gaasi jahutusvedeliku küljelt α ≤ 200 W / (m 2 K) α = 100 ... 600 W / (m 2 K). On ilmne, et soojusülekande intensiivistamine tuleks läbi viia jahutusvedeliku küljelt, mille soojusülekandetegur on väike. Soojuskandjate soojusülekandetegurite väärtuste sama järjekorra korral saab soojusülekannet intensiivistada mõlemal pool soojusülekannet, kuid võttes arvesse töö- ja tehnilisi võimalusi.
Tavaliselt on soojusülekande intensiivistumine seotud energiakulude suurenemisega, et ületada kasvavat hüdraulilist takistust. Seetõttu on soojusvahetites soojusülekande intensiivistamise otstarbekust iseloomustav üks peamisi näitajaid selle energiatõhusus. Soojusülekande intensiivsuse suurenemine peaks olema proportsionaalne hüdraulilise takistuse suurenemisega.
Kasutatakse järgmisi peamisi soojusülekande intensiivistamise meetodeid:
karedate ja keeruka kujuga pindade projekteerimine, aidates kaasa voolu turbulentsile seinalähedases kihis;
turbulentse sisestuste kasutamine kanalites;
soojusvahetuspinna suurendamine uimede abil;
elektri-, magnet- ja ultraheliväljade mõju jahutusvedeliku voolule;
seinalähedase kihi turbulentsus, organiseerides vastutuleva voolu ja selle keerise kiiruse kõikumisi;
mehaaniline mõju soojusvahetuspinnale selle pöörlemise ja vibratsiooniga;
granuleeritud otsiku kasutamine nii statsionaarses kui ka pseudoliikuvas olekus;
tahkete osakeste või gaasimullide lisamine jahutusvedelikule.
Ühe või teise intensiivistamismeetodi kasutamise võimalikkuse ja otstarbekuse konkreetsete tingimuste korral määravad selle meetodi tehnilised võimalused ja efektiivsus.
Üks levinumaid meetodeid soojusülekande intensiivistamiseks (soojusvoo suurendamiseks) on torude välispinna ribistamine eeldusel, et rõngakujulisse ruumi juhitakse madala soojusülekandeteguri väärtusega jahutusvedelikku.
Mõnede torudes soojusülekande intensiivistamiseks kasutatavate seadmete skeemid on toodud tabelis. 7.1.
7.1. Intensiivistamiseks kasutatavate seadmete skeemid
soojusülekanne
|
soonik |
soonik | ||
|
väänatud |
Toru spiraalsete sujuvalt määratletud eenditega |
|
|
|
Pidev kruvisegaja |
Keeratud toru | ||
|
Rõngakujuline kanali tüüp hajuti-segaja |
Vahelduvad sujuvalt määratletud rõngakujulised eendid sileda toru sisepinnal |
Kasutusel on labakeerised, keskkorpuse erineva kujuga vahelduvad kruvikeerised jne.. Tuleb märkida, et samaaegselt soojusülekandeteguri suurenemisega 30 ... 40% võrra suureneb hüdrauliline takistus 1,5-2,5 korda. Seda seletatakse asjaoluga, et suuremahuliste keerisstruktuuride lagunemisel (need tekivad voolu keerises) ületab energia hajumine oluliselt turbulentsi teket – nõrgenevate keeriste toitmiseks toimub pidev väljastpoolt tuleva energia juurdevool. vaja.
On kindlaks tehtud, et turbulentse ja üleminekuvoolu režiimi korral on soovitatav turbulentseid pulsatsioone intensiivistada mitte voolusüdamikus, vaid seinalähedases kihis, kus turbulentne soojusjuhtivus on madal ja soojusvoo tihedus maksimaalne, kuna kiht moodustab 60 ... 70% olemasolevast temperatuuride erinevusest "seinavedelik". Mida suurem on R-arv r, seda õhemat kihti on otstarbekas mõjutada.
Ülaltoodud soovitusi saab rakendada, luues mingil viisil, näiteks rihveldades, vaheldumisi sujuvalt määratletud rõngakujulisi eendeid sileda toru sisepinnale. Vedelike tilgutamiseks P-ga r= 2 ... 80 parimad tulemused saadi t päike /d int = 0,25 ... 0,5 ja d päike / d int = 0,94 ... 0,98. Seega, kui R e = 10 5, suureneb soojusülekanne 2,0–2,6 korda, hüdrauliline takistus suureneb 2,7–5,0 korda võrreldes sileda toru soojusülekandega. Õhu puhul saadi häid tulemusi t päike /d in = 0,5 ... 1,0 ja d päike / d in = 0,9 ... 0,92: voolu üleminekupiirkonnas (R e = 2000 ... 5000) soojusülekande suurenemine 2,8 ... 3,5 korda koos takistuse suurenemisega 2,8-4,5 korda (võrreldes sileda toruga).
Soojusvahetuspinna mehaanilise mõjutamise ning elektri-, ultraheli- ja magnetvälja voolu mõjutamise meetodeid pole veel piisavalt uuritud.
Autoriõigus JSC "Central Design Bureau "BIBCOM" & LLC "Agentuur Book-Service" Moskva Riiklik Tehnikaülikool nimega N.E. Bauman V.N. Afanasjev, V.L. Trifonov SOOJUSÜLEKANDE INTENSIFIKATSIOON SURDKONVEKTSIOONI KORRAL Kursuse "Soojusülekande intensiivistamise meetodid" kursuse uurimistöö juhend Moskva Kirjastus MSTU im. N.E. Bauman 2007 Autoriõigus OJSC Central Design Bureau BIBCOM & LLC Agency Book- Service UDC 536.24(076) LBC 31.31 A94 Reviewer N.L. Schegolev A94 Afanasjev V.N., Trifonov V.L. Soojusülekande intensiivistamine sundkonvektsioonil: meetod. juhend kursuse uurimistööks kursusel "Soojusülekande intensiivistamise meetodid". - M .: MSTU kirjastus im. N.E. Bauman, 2007. - 68 lk.: ill. Kirjeldatakse konvektiivse soojusülekande teooria põhisätteid ja meetodeid soojusülekande intensiivistamiseks. Sõnastatakse nõuded eksperimentaaluuringute läbiviimiseks ja kursuse uurimistöö kujundamiseks. N.E. nimelise MSTU üliõpilastele. Bauman, õppides erialal "Termofüüsika". Il. 14. Bibliograafia. 24 pealkirja UDC 536.24(076) BBK 31.31 Metoodiline väljaanne Valeri Nikanorovitš Afanasjev Valeri Lvovitš Trifonov SOOJUSÜLEKANDE Intensiivistamine SURDKONVEKTSIOONI KORRAL Toimetaja A.V. Sahharova korrektor R.V. Tsareva Arvuti paigutus A.Yu. Uralova Avaldamiseks alla kirjutatud 10.05.2007. Formaat 60×84/16. Ofsetpaber. Pech. l. 4.25. Konv. ahju l. 3.95. Uch.-toim. l. 3.45. Tiraaž 300 eksemplari. Ed. Nr 168. Tellimus Moskva Riikliku Tehnikaülikooli kirjastus. N.E. Bauman. 105005, Moskva, 2. Baumanskaja tn., 5. MSTU im. N.E. Bauman, 2007 Autoriõigus OJSC "TsKB "BIBCOM" & LLC "Agentuur Kniga-Service" SISSEJUHATUS Kaasaegsed hüdrodünaamika ja soojusülekande arvutamise meetodid erinevate seadmete liikumisel viskoosses mitteisotermilises keskkonnas on võimatud. Võrrandite otsese kasutamise võimatus piirikihis transpordiprotsesside täpsete lahenduste saamiseks on viinud nende eksperimentaalseks uurimiseks erinevate meetodite, sealhulgas statistiliste meetodite loomiseni. Kõige keerulisemad on olnud ja jäävad erinevates tehnoloogilistes protsessides eemaldatava soojushulga suurendamise ehk soojusülekande protsesside intensiivistamise küsimused. Seda teemat käsitlevate publikatsioonide arvu märkimisväärne kasv näitab selle äärmist asjakohasust. Selle kursuse uurimistöö (KRW) aluseks on Moskva Riiklikus Tehnikaülikoolis läbiviidud soojus- ja massiülekandeprotsesside fundamentaaluuringud. N.E. Bauman soojusfüüsika osakonnas juba mitu aastakümmet, samuti juhtivate uurimisinstituutide materjale ning kodu- ja välismaiste teaduse uusimaid saavutusi soojuse ja massiülekande valdkonnas. Olemasolevad ja väljatöötatud poolempiirilised meetodid piirkihi arvutamiseks nõuavad selle struktuuri sügavamat eksperimentaalset uurimist. On kaks lähenemist: klassikaline (kasutades traditsioonilisi meetodeid piirkihi diagnoosimiseks keskmiste karakteristikute järgi) ja statistiline (turbulentse piirkihi kõikuvate omaduste uurimine). CRW võimaldab dünaamiliste ja termiliste piirkihtide eksperimentaalseid ja teoreetilisi uuringuid traditsiooniliste meetoditega (vastavalt keskmistele karakteristikutele). Klassikaliste meetoditega piirkihi uurimise töö on mõeldud kuuenda kursuse üliõpilastele, kes on omandanud arvutusliku soojusülekande ja hüdrodünaamika, konvektiivse soojusülekande ja piirkihi teooria õppe. Töö tegemisel peab üliõpilane valdama kaasaegseid hüdrodünaamika ja soojusülekande eksperimentaalseid uurimismeetodeid laminaarse ja turbulentse vedelikuvoolu režiimides, samuti meetodeid saadud tulemuste usaldusväärsuse hindamiseks. KRW põhineb konkreetse protsessi eksperimentaalsel uuringul – hüdrodünaamika ja soojusülekande uurimisel sunnitud gradiendita voolus ümber lameda plaadi. Paljude keerukate protsesside, mis hõlmavad konvektiivset soojusülekannet, eksperimentaalne uurimine, olenevalt paljudest individuaalsetest teguritest, on äärmiselt keeruline. Üheks vahendiks selliste probleemide lahendamisel on sarnasuse teooria rakendamine, mis võimaldab katsete tulemusi töödelda ja üldistada. Lõpptulemus tuleb esitada kriteeriumivormis ja selleks peab üliõpilane valdama hästi sarnasuse teooriat. 4 Autoriõigus OJSC "Central Design Bureau "BIBCOM" & LLC "Agentuur Kniga-Service" TEOREETILINE OSA 1. Peamised soojusülekande meetodid keha ja keskkond. Seetõttu kasutatakse vedeliku või gaasiga lendava keha pinnale antud (eemaldatud) püsiva (ajas konstantse) soojusvoo praktilisteks arvutusteks tavaliselt Newtoni-Richmanni seadust: Q = αΔTA, (1) kus Q on soojusvoog, mida keha vahetab ümbritseva keskkonnaga, W; A on soojusvahetuspind, m2; ΔT on keha ja keskkonna temperatuuride erinevus, deg; α on soojusülekandetegur, W/(m2 deg), mis näitab soojusvahetusprotsessi intensiivsust soojusvahetuspinna ja keskkonna vahel. Tegelikult ei kajasta valem (1) soojushulga tegelikku sõltuvust temperatuurist, kehade füüsikalistest omadustest ja mõõtmetest termilises vastasmõjus. Sisuliselt on selle valemi rakendamine mingi formaalne tehnika, mis kannab kõik soojusülekande arvutamise raskused üle soojusülekandeteguri α määramisse, mis tavaliselt sõltub vähemal määral soojusvahetuspinna suurusest ja temperatuuride erinevusest. soojusvoog Q. Soojusülekande arvutamisel ühest vedelast keskkonnast teise läbi neid eraldava seina kasutatakse arvutuspraktikas valemiga (1) sarnast avaldist: Q = kΔTA, (2) deg), mis näitab intensiivsust. soojusülekande protsessist ühest vedelikust teise läbi neid eraldava seina; ΔT on vedelike keskmiste temperatuuride vahe, kraadi. Sõltuvused (1) ja (2) näitavad, et igal konkreetsel juhul on vaja arvesse võtta vaadeldavale soojusülekande protsessile iseloomulikke tunnuseid. Soojus- ja massiülekande teooria üldisest käigust on teada, et soojusülekandel on kolm peamist meetodit: soojusjuhtivus, konvektsioon ja kiirgus. Soojusjuhtivus on soojusülekanne pidevas materjalikeskkonnas. Soojusjuhtivuse põhiseadus on Biot-Fourier seadus, mille kohaselt soojusvoo tihedus on otseselt võrdeline temperatuurigradiendiga ja on sellele pöördvõrdeliselt suunatud: q = – λ(∂t/∂n), (3) kus soojusjuhtivuse koefitsient on λ, W/(m deg) , on termofüüsikaline parameeter, mis näitab keha võimet juhtida soojust. Soojushulk ajaühikus soojusjuhtivuse juures Q = q A. Masinate ja seadmete projekteerimisel tekib sageli vajadus tugevdada või nõrgendada soojusülekannet läbi seina. Soojusülekande intensiivsuse vähendamine vähendab soojuskadusid seina kaudu või kuumade pindadega külgnevate masinate ja seadmete osade termilist kaitset. Seda probleemi saab lahendada kuumade pindade soojusisolatsiooniga. Soojusvahetite mõõtmete ja kaalu vähendamine on seotud vajadusega intensiivistada soojusülekande protsesse, mida saab läbi viia mitmel viisil, sh suurendada soojusülekande pinda ribide abil. Konvektiivne soojusülekanne on soojusülekanne liikuvas keskkonnas. Tavaliselt kasutatakse konvektsiooni käigus ülekantava soojushulga määramiseks Newtoni-Richmanni seadust (1). Ülesanne keha pinnalt eemaldatava soojushulga suurendamiseks, s.o. e) konvektiivse soojusülekande intensiivistamine6 Autoriõigus OJSC Central Design Bureau BIBCOM & LLC Agency Kniga-Service on olnud ja jääb liikuvas keskkonnas toimuvate ülekandeprotsesside teooria kõige raskemaks, aga ka pakilisemaks ülesandeks. Liikuvas keskkonnas soojusülekande probleemi väide omandab erilise tähenduse, kui seda käsitleda koos jahutusvedeliku liikumise energiatarbimise probleemiga. Tavalistes praktilistes tingimustes on eesmärgiks saavutada võimalikult kõrge soojusülekande kiirus võimalikult väikese energiakuluga. Olukorda, kus iga hinna eest soojusülekande intensiivistamise soov on õigustatud, tuleb pidada täiesti erandlikuks. Lisaks on ilmne, et soojusvahetussüsteemi teatud omadused võivad põhjustada intensiivistumist, näiteks tavapärasel töötlemisel saadav pinnakaredus, masinaosade pöörlemisest või voolupulsatsioonidest tingitud pinnavibratsioon, elektriseadmetes esinev elektriväli, jne Kiirgus on ülekandesoojus elektromagnetlainete abil. Inseneripraktikas kasutatakse kiirgusprotsessides soojusvoo arvutamiseks tavaliselt Stefan-Boltzmanni seadust: Q = εσ0T 4A, (4) kus σ0 on Stefan-Boltzmanni konstant, σ0 = 5,67 10-8 W/(m2 K4) ); ε on kiirgava keha emissiooniaste. Valemist (4) on näha, et peamised kiirguse intensiivistamise meetodid on suunatud parameetrite T, A ja ε suurendamisele. Kõik eelnev näitab, et soojushulk, mida keha keskkonnaga vahetab, sõltub paljudest teguritest. Need tegurid peavad olema teada, et neid arvesse võtta teatud soojusülekandeprotsesside kasutamisel erinevates elektrijaamades ja kontrollida neid, st intensiivistada soojusülekannet või vähendada soojuse eemaldamist. Seega on soojusülekande intensiivistumine soojusülekandeprotsessides eemaldatava soojushulga suurenemine. Kaaludes meetodeid soojusülekande intensiivistamiseks soojusjuhtivuse, konvektsiooni ja kiirguse tingimustes, tuleb meeles pidada, et igal konkreetsel juhul kasutatakse reeglina kombineeritud intensiivistamise meetodeid, võttes arvesse vaadeldava protsessi iseloomulikke tunnuseid. . 7 Autoriõigus OJSC Central Design Bureau BIBCOM & LLC Agency Kniga-Service Energiavõimsuste ja tootmismahtude kasvuga suurenevad oluliselt kasutatavate soojusvahetite (TOA) mõõtmed, mis tõstab nõudeid nende töö efektiivsusele ja töökindlusele. Ilmselgelt saab riigi mastaabis kompaktsemate soojusvahetite loomisega soojuselektrijaamade energiatõhusust vaid mõne protsendi võrra tõstes oluliselt kokku hoida materiaalsetes ressurssides: kütus, materjalid ja metallid, tööjõukulud jne. Seega on ülitõhusate kompaktsete jahutussüsteemide väljatöötamine ja loomine äärmiselt pakiline probleem, mis on tihedalt seotud soojus- ja massiülekandeprotsesside intensiivistumisega, mis on suuresti määratud soojusvahetuspindade ümbervoolu ja hüdraulilise takistuse iseärasustest. Alates esimeste TOA-de leiutamisest on nende soojust eraldavad pinnad valmistatud väikese läbimõõduga torudest. Selliseid torusid kasutatakse TOA valmistamisel endiselt suurtes kogustes. Torudest soojusvahetuspinna ruutmeeter on aga mitu korda kallim kui õhukesest plekist sama pindalaga pind. Ajavahemikul 1960. aastatest kuni tänapäevani on soojusülekande parandamise erinevate aspektide, sealhulgas aruannete, artiklite, väitekirjade ja patentide kohta avaldatud tööde arv pidevalt kasvanud. See näitab, et soojusülekande tõhustamine on praegu oluline erivaldkond soojusülekande uurimisel ja arendamisel. 2. Konvektiivse soojusülekande intensiivistamine Konvektiivse soojusülekande intensiivistamine on praegu võib-olla kõige keerulisem ja igal juhul kõige pakilisem probleem liikuvas keskkonnas toimuvate ülekandeprotsesside teoorias. See omandab erilise tähtsuse gaasilise jahutusvedeliku tingimustes, mida iseloomustab vahetusprotsesside vähenenud intensiivsus (edaspidi mõeldakse peamiselt seda konkreetset juhtumit). Selle probleemi eripära seisneb selles, et soojusülekande kui iseseisva isoleeritud protsessi uurimise põhjal eraldi vaadeldes on see sisuliselt mõttetu; see saab tõelise sisu ainult koos jahutusvedeliku edasiliikumise energiatarbimise probleemiga. Sel juhul on tavalistes praktilistes tingimustes eesmärgiks saavutada võimalikult kõrge soojusülekande intensiivsus võimalikult väikese energiakuluga. On selge, et saavutatud tulemuste hindamiseks saab ratsionaalse aluse anda vaid soojusülekande intensiivsuse ja elektritarbimise kvantitatiivse mõõdikuna kasutusele võetud koguste ühine analüüs. Siiski oleks vale arvata, et asi taandatakse seega kahe erineva autonoomse ja iseseisvalt sõnastatud probleemi uurimisele, millele järgneb nende lahenduste võrdlemine. Äärmiselt oluline on, et need probleemid on omavahel tihedalt seotud, kuna need iseloomustavad sama protsessi erinevaid aspekte ja nende lahendused määravad kvantitatiivselt mõjud, mis on väliselt väga heterogeensed, kuid tulenevad ühest füüsilisest mehhanismist. Mõlema probleemi sügav sarnasus väljendub selles, et kõige lihtsamates tingimustes toimib eriline seos - Reynoldsi analoogia, mis loob otsese ja selge seose ühelt poolt soojusülekande intensiivsuse ja intensiivsuse vahel. hajutavate mõjude (vastutab energiatarbimise eest), teiselt poolt. Protsessi füüsilise keskkonna komplitseerumisega kaotab Reynoldsi analoogia oma jõu ja see tuleb asendada olemuselt vahendatumate ja keerukama struktuuriga sõltuvustega. Kahjuks puudub veel teooria, mis võimaldaks neid sõltuvusi sõnastada erinevate spetsiifiliste tingimuste jaoks ja võimaldaks leida üldlahendust, mille erijuhtumiks need muutuksid. Erinevate soojusvahetusseadmete töö käigus kogunenud ülimahuka ja mitmekesise katsematerjaliga arvestamine on aga juba suhteliselt pikalt viinud järeldusele, et eksisteerib järgmine trend: kui protsess muutub keerulisemaks (st millal kujunevad välja tingimused, mille jaoks Reynoldid analoogia kehtib) on rikutud, muutub tarbitud võimsuse ja saavutatud soojusülekande intensiivsuse suhe ebasoodsamaks. Seega on Reynoldsi analoogia omandanud eriliigi piirangu tähenduse, mis kehtestab konvektiivse soojusülekande antud intensiivsuse juures kulutatud võimsuse alumise, füüsiliselt võimaliku piiri. Seega arvati, et nendel kõige lihtsamatel tingimustel, kui Reynoldsi analoogia kehtib, realiseerub kõige soodsam soojusülekande kiiruse ja tarbitud võimsuse suhe. Ülekandeprotsesside mehhanismi üksikasjalikum ja sügavam uurimine näitas, et selline arusaam Reynoldsi analoogiast on ebarahuldav. Teatud juhtudel iseloomustab see õigesti mõnda vaadeldava protsessi aspekti, kuid see ei kajasta täielikult protsessi füüsiliste tingimuste kogu mõju kogu nende tegelikus keerukuses ega ole aktsepteeritav tervikuna. Paljudel juhtudel, mis ei ole sugugi praktilise huvita, kui rikutakse Reynoldsi analoogiale vastavaid protsessitingimusi, soojusülekande ja hüdrodünaamilise takistuse suhe tegelikult halveneb. See tähendab, et muutunud füüsilises keskkonnas hakkab tööle selline energia hajumise mehhanism, mis pole sama lihtsal ja ilmselgelt seotud soojuse ülekandmisega pinna suhtes normaalses suunas. Sellest aga ei järeldu sugugi, et vastupidise efekti, s.o soojusülekande olulise suurenemiseni koos energia hajumise intensiivsuse suhteliselt ebaolulise suurenemisega (või isegi vähenemisega), olukord on põhimõtteliselt võimatu. Selles mõttes on väga õpetlik, et viimastel aastakümnetel on küttepindade mõõduka forsseerimise tingimustes saavutatud soodsamad suhted soojusülekande intensiivsuse ja takistuse vahel. Seega ei saa Reynoldsi analoogiale omistada nõutava võimsuse alampiiri kehtestava tingimuse tähendust. Reaalselt on saavutatavad veelgi soodsamad suhtarvud, milles puuduvad sisemised vastuolud. Asjaolu, et soojuse ja impulsi ülekandeprotsesse viivad läbi samad kandjad, ei määra veel soojusülekande intensiivsuse ja hüdrodünaamilise takistuse vahelise seose tüüpi. Ilmselt peaks ülekandepiirkonnas moodustunud temperatuuri- ja kiirusjaotustel olema märkimisväärne mõju. Reynoldsi analoogia kujul väljendatud seos (mõõtmeteta soojusülekandetegur St võrdub dimensioonita hõõrdepingega pinnal) kehtib ainult siis, kui temperatuuriväli on sarnane kiirusväljaga. See nõue on piisava täpsusega täidetud protsessi kõige lihtsama vormi puhul – jahutusvedeliku vool piki pinda, millel ei ole pikisuunalist kumerust (näiteks vool sirgete torude ja konstantse ristlõikega kanalite sees, pikisuunaline vool ümber tasaste ja torukujuliste pindade Рr = 1). Kui väljade sarnasust rikutakse, muutub analoogia kehtetuks ja hakkavad toimima muud seosed. Protsessi tingimusi on palju lihtsam halvendada kui neid parandada. Kõik juhuslikest põhjustest tingitud muutused füüsilises keskkonnas, mis põhjustavad temperatuuri ja kiiruse jaotuste sarnasuse rikkumist, põhjustavad peaaegu alati vaatlusaluse suhte muutusi ebasoodsas suunas. Ainult teatud, spetsiaalselt loodud mõjud viivad soovitud tulemuseni. Kõik eelnev viitab konvektiivse soojusülekande intensiivistamise probleemi suurele keerukusele ja veenab, et selle lahenduse empiirilistele otsingutele poleks mõistlik loota. Muidugi on võimalik muidugi juhuslikult avastada üht või teist võimendavat efekti ja seda on juhtunud rohkem kui üks kord. Ilma tuvastatud efekti füüsikalise olemuse korraliku mõistmiseta on aga vaevalt võimalik leida viise selle otstarbekaks kasutamiseks ja pakkuda välja selliseid vahendeid selle taasesitamiseks töövookeskkonnas, mis ei oleks negatiivsete kõrvalmõjude allikaks. Tugevneva füüsikalise efekti eristamiseks mitmesugustest heterogeensetest nähtustest, selle ratsionaalse kasutamise tingimuste ja võimaluste kindlaksmääramiseks on vajalik protsessi piisavalt üksikasjalik füüsiline mudel, mida mingil määral toetavad kvantitatiivse teooria elemendid. . Alles viimasel perioodil, mil soojusülekande intensiivistamise probleem osutus orgaaniliselt seotuks areneva ülekandeprotsesside teooriaga, saavutati märkimisväärseid edusamme. Sellegipoolest ei ole kättesaadav teave ülekandeprotsesside kohta endiselt piisavalt täielik ega saa olla usaldusväärseks füüsiliseks aluseks nii keerulise teooria arendamiseks oma spetsiifilises suunas. Praeguseks on aga kogunenud märkimisväärne hulk andmeid intensiivistuvate mõjude kohta, mille kasutamine on igati asjakohane. Neid mõjusid on hoolikalt uuritud mitte ainult kvalitatiivselt, vaid ka kvantitatiivselt ja mõistetud teatud füüsiliste esituste süsteemis. Pakutakse välja meetodid nende praktiliseks rakendamiseks ja neid katsetatakse katseliselt. Universaalset teooriat, mis selgitaks seni saadud andmete tervikut, ei ole veel võimalik luua, kuid sellegipoolest võib välja tuua mõned üldised kaalutlused, mis võimaldavad uuringute tulemusi vaadelda vähemalt kvalitatiivsest aspektist. Põhiidee on selles, et tugevnevad mõjud põhjustavad seinalähedases piirkonnas keskkonna tõhustatud uuenemist, selle osade elementide energilist asendamist teistega, mis temperatuuri ja kiiruse erineva jaotuse tõttu täidavad oma funktsiooni. soojuskandjate funktsioon tõhusamalt kui impulsikandjate funktsioon. Mida olulisem on see erinevus, seda soodsam või vastupidi halvem on soojusülekande intensiivsuse ja hüdrodünaamilise takistuse suhe. On lihtne mõista, et sellisele protsessiskeemile vastav füüsiline keskkond on väga keeruline ja väga ebatavaline. Teadmiste süvenemisega turbulentse piirkihi struktuuri ja selles toimuvate ülekandeprotsesside mehhanismi kohta avanevad kahtlemata uued võimalused peenemate ja efektiivsemate meetodite loomiseks protsessi omaduste mõjutamiseks. Tingimused, mis määravad optimaalse meetodite valiku konvektiivse soojusülekande intensiivistamiseks. Kaasaegsemate soojusvahetussüsteemide loomise üks peamisi ülesandeid on tagada TOA minimaalsed mõõtmed ja kaal etteantud hüdrauliliste takistuste, vooluhulkade ja jahutusvedeliku temperatuuride juures. Seetõttu on TOA projekteerimisel väga oluline hetk soojusvahetuspinna tüübi valik. Ilmselgelt on parim pind see, mis muudel identsetel tingimustel tagab maksimaalse soojusülekandeteguri, st suurima erisoojusvoo. Seetõttu on soojusülekandeprotsesside intensiivistamine, eriti kanalites, kõige tõhusam viis soojusvahetusseadmete mõõtmete ja massi vähendamiseks. Soojusvahetusseadmete omaduste, nagu kaalu- ja mõõtmete parameetrid, metallikulu, pinnatemperatuur, töökindlus ja kasutusiga, olulist paranemist on võimalik saavutada konkreetse juhtumi jaoks optimaalsete soojusülekande intensiivistamise meetodite abil. Soojusülekande intensiivistamise optimaalse meetodi valik on aga keeruline ülesanne, selle määravad paljud tingimused, millest olulisemad on järgmised. 12 Autoriõigus JSC Central Design Bureau BIBCOM & OOO agentuuri Kniga-teenus 1. Selle konkreetse TOA klassi soojusülekande parandamise eesmärgid ja eesmärgid. 2. Lubatavad energiakulud soojusülekande intensiivistamiseks ja saadaoleva energia liik. 3. Voolu hüdrodünaamiline struktuur, milles on vaja soojusülekannet intensiivistada; soojusvoogude tiheduse või temperatuurivälja jaotuse olemus jahutusvedelikus; kehtivad viisid voolustruktuuri juhtimiseks. 4. TOA valmistatavus koos soojusülekande parandamisega, mugavus ja töökindlus. Vaatleme neid tingimusi üksikasjalikumalt. 1. Soojusülekande parandamise eesmärgid ja eesmärgid selles konkreetses TOA klassis. Soojusülekande intensiivistamise ülesanded taanduvad tavaliselt TOA kaalu- ja mõõtmeparameetrite vähendamisele või selles temperatuuri erinevuse vähendamisele võrreldes nende väärtustega, mis saavutatakse antud tingimustes tavapärastel viisidel (voolukiirust ja kanalit muutes). suurused jne, olenevalt konkreetsetest tingimustest). 2. Lubatavad energiakulud soojusülekande intensiivistamiseks ja selleks saadaolev energia liik. Objekti kui terviku analüüs ja projekteerimisuuringud võimaldavad välja selgitada lubatud energiakulud soojuskandjate pumpamisel läbi soojusvahetusseadme. Tavaliselt on teada ka energialiik: reeglina on see (antud rõhulanguse korral) pumpade vajalik võimsus jahutusvedeliku pumpamiseks. Vaja on soojusülekande parandamise meetodeid, mis tagavad püsivate kogurõhukadudega soojusvahetusseadmete üldmõõtmete vähenemise jahutusvedeliku pumpamiseks läbi TOA. Igal soojusvahetusseadmete tüübil on valitud soojusülekande suurendamise meetodi hindamiseks oma kriteeriumid. Kõige levinum intensiivistamismeetodi hindamine on soojusülekande St/St0 suurenemise ja takistuste koefitsientide Сf /Сf 0 vahekordade võrdlemine: (St/St0) > (Сf /Сf0), kus St ja Сf on Stantoni väärtus. arv ja takistustegur antud tingimuste korral ning St0 ja Сf0 – vastavalt standardtingimustele. 13 Autoriõigus OJSC Central Design Bureau BIBCOM & OOO Agency Kniga-Service Ebavõrdsuse (St/St0) > (Сf /Сf0) täitmist tagavad intensiivistamise meetodid on eriti tõhusad, kuid nende rakendamine on raskusi. Selliste meetodite väljatöötamist peeti üldiselt pikka aega võimatuks. Lõplik intensiivistamise meetodi valik tuleks teha TOA täieliku võrdleva arvutuse, nende projekteerimisuuringu, töönõuete, töökindluse ja majanduslike arvutuste, st kõige selle, millest oli eespool juttu, põhjal. 3. Voolu hüdrodünaamiline struktuur, milles on vaja soojusülekannet intensiivistada; soojusvoogude tiheduse või temperatuurivälja jaotuse olemus jahutusvedelikus; kehtivad viisid voolustruktuuri juhtimiseks. Tavaliselt kasutatakse soojusülekande suurendamiseks jahutusvedeliku voolu turbulentset režiimi, seetõttu on turbulentse voolu hüdrodünaamilise struktuuri ja selles sisalduva soojusülekande omaduste tundmine võimalik kindlaks teha piirkonnad, kus intensiivsus suureneb. turbulentsed pulsatsioonid avaldavad suurimat mõju soojusülekande intensiivistumisele ja aitavad seega valida voolu mõjutamise kohti ja meetodeid. Reeglina on need alad, mis on seintele üsna lähedal. Turbulentne soojusjuhtivus neis on väiksem kui voolu südamikus ja soojusvoo tihedus on maksimumilähedane (soojusvahetuseks seinaga). Kitsa nurgaga mitteringikujulistes kanalites, näiteks pikisuunalise vooluga kitsastes torude või varraste kimpudes, kolmnurksetes kanalites jne, muutub voolustruktuur ülemineku- ja turbulentse voolu ajal mitte ainult mööda normaalset seina, vaid ka piki kanali perimeetrit . Koos turbulentse vooluga voolu südamikus ja seina lähedal kanali laiades osades ja nurkades võib esineda nõrga turbulentsiga või isegi laminaarse voolurežiimiga tsoone. Need tsoonid moodustavad olulise osa kanali pinnast. Seetõttu on sellistes kanalites soojusülekande intensiivistamise meetodite väljatöötamisel vaja mitte ainult otsida võimalusi seinalähedase piirkonna täiendavaks turbulentsiks kanali laiades osades, vaid ka konkreetseid viise voolu turbulentsi tekitamiseks nurgatsoonides. 4. TOA valmistatavus koos soojusülekande parandamisega, mugavus ja töökindlus. Soojusülekande intensiivistamise meetodi lõpliku valiku olulisemateks tingimusteks, eriti masstoodanguna toodetavate HEAde ja soojusvahetite puhul, on valmistatavus ja tööomadused: soojusvahetuspindade endi toodangu valmistatavus, nendest montaaži valmistatavus TOA, töökindlus. ja kasutusiga, mõju saastumisele ja katlakivi tekkele võrreldes nende soojusvahetite tavaliste aluspindadega. Siin on muidugi arvestatud majanduslikku efekti, mida antud soojusülekande intensiivistamise meetodi kasutamine annab: väheneb metallikulu, kaal, TOA üldmõõtmed jne soojusvahetusseadme töö reaalsetes tingimustes. Just see seletab tõsiasja, et soojusülekande suurendamise meetodi väljatöötamisest kuni selle laialdase kasutamiseni TOA-s kulub tavaliselt palju aega. Kuid teisest küljest suudavad ainult mõned väljatöötatud ja avaldatud soojusülekande intensiivistamise meetodid rahuldada ülalkirjeldatud tingimusi ja leida laialdast rakendust, kuigi mõnel konkreetsel juhul võib mõne neist kasutada. Sellega seoses pakuvad suurimat huvi tööd, mis mitte ainult ei paku igakülgselt põhjendatud meetodeid soojusülekande intensiivistamiseks, vaid arendavad ka seda protsessi intensiivistavate pindade valmistamise tehnoloogiat, samuti tehnoloogiat selliste pindadega soojusvahetite kokkupanekuks. Konvektiivse soojusülekande intensiivistamise peamised meetodid. Kuna maapealsetes tingimustes on levinuim soojusülekande meetod konvektiivne soojusülekanne, siis soojusülekande intensiivistumist defineeritakse kui soojusülekandeteguri suurendamist, kasutades voolule erinevat tüüpi mõju. Kuid olenemata intensiivistamise meetodist on selle peamine ülesanne vähendada vastavat soojustakistust. Soojusjuhtivuse korral saavutatakse soojustakistuse vähenemine soojusülekandetegurite mõjutamise teel (kolmanda tüüpi piirtingimustel) ja seina sisemise soojustakistuse vähenemine ribide sisseviimise, jahutusefekti jms abil. Soojustugevuse intensiivsus juhtivust mõjutavad suuresti seinamaterjalide termofüüsikalised omadused, isolatsioonimaterjalid, seina üksikute kihtide kokkupuutetingimused, soojusvahetuspinna geomeetrilised mõõtmed ja kuju. Kiirguse intensiivistamise protsesside kaalumisel kasutatakse intensiivistamise meetodeid kõige sagedamini soojusülekande pinna ja temperatuuri tõstmise, samuti pinna emissiooniastme mõjutamise kaudu. Suurim arv soojusülekande intensiivistamise meetodeid on pakutud välja konvektiivse soojusülekande jaoks. Peamine ülesanne on sel juhul määrata soojusülekandetegur, mis ilmselt selgitab ülaltoodud intensiivistamise määratlust. Ühelegi disainiprobleemile pole valmis vastust. Uute tehnoloogianäidiste kavandamises ja loomises osalev insener peab selgelt mõistma, et ühest teooriast, olgu see nii arenenud kui tahes, ei piisa ning seda peavad toetama kogemused, terve mõistus ja vajadusel kompromissi paindlikkus. lahendus, eriti kui arvestada peamisi seaduspärasusi. , mille aluseks on lihtsad, usaldusväärsed ja praktiliselt otstarbekad soojusülekande intensiivistamise meetodid. Kaasaegse tehnoloogia mitmekesisus ja paljudel juhtudel selle kõrge hind muudab nende seaduspärasuste uurimise kahekordseks. Tuntud on passiivsed ja aktiivsed meetodid soojusülekande intensiivistamiseks vaba ja sundkonvektsiooni tingimustes nii ühefaasilises kui ka kahefaasilises keskkonnas, samuti soojusjuhtivuse ja kiirgussoojusülekande protsessides. Passiivsed meetodid (mis ei nõua otsest väljastpoolt energiasisendit) hõlmavad spetsiaalset füüsikalist ja keemilist pinnatöötlust, kareda ja arenenud pindade kasutamist, voolu segamist ja keerutamist tagavaid seadmeid, pindpinevuse mõjutamise meetodeid ja lisandite lisamist. jahutusvedelikku. Aktiivsed meetodid (mis nõuavad otsest energiatarbimist välisest allikast) hõlmavad mehaanilisi mõjusid, soojusvahetuspindade vibratsiooni, vedeliku voolu pulsatsioone, elektrostaatiliste väljade kasutamist, jahutusvedeliku sissepritse ja imemist ning hajutatud ainevoogude kasutamist. Kuna enamik soojusvahetiid kasutab vedelat või gaasilist jahutusvedelikku, mis voolu käigus puutub kokku tahke pinnaga, pakub viimase mõju uurimine konvektiivsele soojusülekandele suurt praktilist huvi. Erinevatele soojusülekande intensiivistamise meetoditele pühendatud tööd näitavad, et peamised meetodid on suunatud piirkihi hävitamisele või kunstlikule turbulentsile, sest kui soojusülekande pind interakteerub seda peseva gaasi- või vedelikuvooluga, kasvab pinnale just piirkiht. see pind, mis avaldab soojusülekandele peamist takistust. Konvektiivse soojusülekande intensiivistamise põhiülesanne on selline mõju piirkihile, mis muudaks selle õhemaks või osaliselt hävitaks. Vastutuleva voolu kiiruse suurenemine vähendab piirkihi paksust, kuid on seotud hüdrodünaamilise takistuse kiire suurenemisega. Selle lihtsaima intensiivistamismeetodi kasutamist piirab energiakulude kasv. Kui voolate ümber siledate seinte, millel pole pinna lähedal turbulaatoreid, toimib Reynoldsi analoogia, nagu juba märgitud, mis loob otsese seose soojusülekande intensiivsuse ja pinna hõõrdumise vahel. Siledast seinast keerukama konfiguratsiooniga soojusvahetuspindade ümber voolates muutub tarbitud võimsuse ja saavutatud soojusülekande intensiivsuse suhe keerulisemaks. Võimalikud on olukorrad, mis viivad soojusülekande olulise suurenemiseni koos pinnahõõrdumise vähese suurenemisega. Selles mõttes osutub soojusülekande intensiivsuse ja hüdrodünaamilise takistuse suhe välisülesande ehk põikvoolu põhimõttel töötavate pindade puhul soodsamaks. Teatud füüsikaliste mõistete süsteem ja soojusülekande intensiivistamise füüsikalise olemuse mõistmine võimaldab soojusvaheti konstruktsioonides intensiivistavaid efekte ratsionaalselt kasutada. Tugevdavad mõjud on soodsad, kui need põhjustavad piirikihis keskkonna tõhustatud uuenemist, mõne keskkonnamahu energeetilise asendamise teistega. Mida olulisem on erinevus töökeskkonna osakeste temperatuuri ja kiiruse jaotuses seina lähedal, seda soodsam (või mitte soodsam) on soojusülekande intensiivsuse ja hüdrodünaamilise takistuse suhe. Praeguseks on välja töötatud mitmesuguseid seinalähedase soojusülekande intensiivistamise meetodeid, millel on teiste ees oluline eelis: neil on kõrge energiatõhusus tänu ainult seinalähedase voolupiirkonna turbuliseerimisele. Vool on turbulentne, kus esineb maksimaalne temperatuurigradient. Selle tulemusena vähenevad energiakulud jahutusvedeliku pumpamiseks läbi teekonna oluliselt võrreldes kogu voolu turbuliseerimise kuludega. Soojusvahetusprotsessi intensiivsus ja efektiivsus sõltuvad soojusvahetuspinna kujust, kanalite ekvivalentläbimõõdust, pinna karedusest, kanalite paigutusest, mis tagab töökeskkonna optimaalse kiiruse, temperatuuride erinevusest, turbulentsete elementide olemasolu kanalites, uimedes ja mõnes muus disainifunktsioonis. Peamised praegu teadaolevad meetodid konvektiivse soojusülekande intensiivistamiseks on järgmised: a) soojusvahetuspinna kuju mõju töökeskkonna voolule; b) mõju täiendava turbulentsi voolule kareduselementide poolt; c) soojusvahetuspinna suurenemine madala soojusülekandeteguriga töökeskkonna küljelt; d) mehaaniline mõju soojusvahetuspinnale (pinna vibratsioon, rõhu pulsatsioon voolus, töökeskkonna segunemine); e) välja mõju voolule (elektromagnetiline, akustiline); f) töökeskkonna süstimine või imemine läbi läbilaskva soojust eraldava pinna; g) tahkete osakeste või gaasimullide lisamine voolu. Ühe või teise soojusülekande intensiivistamise meetodi praktilise kasutamise võimaluse määrab selle tehniline kättesaadavus ning tehniline ja majanduslik efektiivsus. Arvukate soojusülekande intensiivistamisele pühendatud eksperimentaalsete tööde analüüs võimaldab järeldada, et turbulaatorite tüübi, suuruse ja kuju valik tehti (harvade eranditega) ilma piisavalt mõjuvate põhjendusteta ja mis kõige tähtsam, arvestamata. need spetsiifilised töötingimused, milles ta pidi kasutama üht või teist tüüpi.soojusülekandepind. Mis puutub katsetesse analüüsida turbulentse vahetuse mehaanikat kunstliku voolu turbulentsi tingimustes, siis esitage sellise nähtuse füüsiline mudel ja kirjeldage seda täpselt analüütiliselt, siis seni on need kõik ebaefektiivsed. Selle põhjus peitub lisaks objektiivsetele raskustele (soojusülekanne keerise tingimustes, eraldatud voolud) peamiselt selles, et enamik autoreid kasutab termiliste protsesside analüüsimiseks hüdrodünaamilise analoogia meetodit, mis on eraldatud voolude tingimustes ilmselgelt täiesti vastuvõetamatu. . Kõige tõhusamad on need soojusülekande intensiivistamise meetodid, mis võtavad kõige paremini arvesse konvektiivse soojusülekande iseärasusi ja selleks on vaja teada voolu struktuuri, milles soojusülekannet intensiivistatakse. 3. Piirkihi struktuuri analüütiline ja eksperimentaalne uurimine Konvektiivse soojusülekande teooria põhisätted. Konvektiivset soojusvahetust liikuva keskkonna ja selle liidese vahel teise keskkonnaga (tahke, vedel või gaas), nagu juba mainitud, nimetatakse soojusülekandeks. Soojusülekande protsessi nimetatakse statsionaarseks, kui vedeliku temperatuuriväli ei sõltu ajast, ja mittestatsionaarseks, kui temperatuuri jaotus voolus sõltub ajast. Sõltuvalt vedeliku liikumise põhjusest eristatakse vaba (looduslikku) konvektsiooni ja sundkonvektsiooni. Vaba (looduslik) konvektsioon on konvektiivne soojusülekanne vedeliku liikumisel kehajõudude mittehomogeense välja (gravitatsiooniline, magnetiline, elektriline) toimel. Sundkonvektsioon on konvektiivne soojusülekanne vedeliku liikumisel süsteemi sees olevale vedelikule mõjuvate välisjõudude toimel või süsteemi välisele vedelikule (pump, ventilaator, lennuk) antud kineetilise energia tõttu. Hüdrodünaamikast on teada, et vedeliku liikumisel on kaks moodust: laminaarne ja turbulentne. Laminaarses voolus järgivad vedeliku osakesed voolus täpselt määratletud trajektoore, säilitades kogu aeg liikumise keskmise voolukiiruse vektori suunas ning voolus tekkivad juhuslikud häired surevad kiiresti välja. Turbulentse voolu korral tekivad voolus kiiruse pulsatsioonid, üksikud vedelikumahud hakkavad üle voolu liikuma, põhjustades vedeliku intensiivset segunemist ja selle tulemusena intensiivistuvad olulisel määral ainevahetusprotsessid (soojus-soojusülekanne, ained – massiülekanne). Konvektiivse soojusülekande teooria põhiülesanne on luua seos soojusülekandepinnal oleva soojusvoo tiheduse, selle pinna temperatuuri ja vedeliku temperatuuri vahel, teisisõnu soojusülekandeteguri määramine, ja konvektiivse soojusülekande intensiivistumist defineeritakse kui mis tahes mõju voolule, mis viib soojusülekandeteguri suurenemiseni. Uuritavate protsesside kvantitatiivsete mustrite saamiseks kasutatakse kahte uurimismeetodit. Esimene meetod põhineb konkreetse protsessi eksperimentaalsel uurimisel. Paljude keerukate nähtuste eksperimentaalne uurimine, mis sõltuvad suurest hulgast üksikutest teguritest, on äärmiselt raske ettevõtmine. Seetõttu on eksperimendi püstitamisel lisaks vaadeldava protsessi üksikasjalikule uurimisele alati ülesandeks hankida andmed teiste uuritava protsessiga seotud protsesside arvutamiseks. Üheks sellise probleemi lahendamise vahendiks on sarnasuse teooria, mis võimaldab katsete tulemusi töödelda ja üldistada nii, et neid saab mudelist üle kanda täismõõdus valimile, teistele algjuhtudele. Sarnasusteooria kehtestab füüsikaliste nähtuste sarnasuse tingimused ja annab reeglid füüsikaliste suuruste ratsionaalseks seostamiseks dimensioonideta kompleksideks (sarnasuskriteeriumid), mille arv on oluliselt väiksem nendest koosnevate suuruste arvust. Need kompleksid peegeldavad füüsikaliste suuruste kogu ühismõju nähtusele ja neid võib pidada uuteks üldistatud muutujateks. Muutujate arvu vähendamine ja nende kasutamine komplekssel kujul lihtsustab oluliselt katset ja selle tulemuste üldistamist. Sellistel protsessidel on sama füüsikaline olemus ja neid kirjeldatakse samade põhivõrrandite ja sarnaste unikaalsustingimustega ning neil on ka numbriliselt võrdsed samanimelised sarnasuse kriteeriumid. Sarnasuse kriteeriume, mis sisaldavad soovitud väärtusi, nimetatakse määratud. Sarnasuskriteeriume, mis koosnevad ainulaadsuse tingimuses sisalduvatest väärtustest, nimetatakse määratlevateks. Neid saab arvutada siis, kui probleem on sõnastatud, ilma selle lahenduseta või eksperimentaalse uurimiseta. Sarnasuskriteeriumid omavad teatud füüsikalist tähendust ja väljendavad kahe konkreetse nähtuse jaoks olulise mõju skaala suhet. Selles töös kasutatakse järgmisi sarnasuskriteeriume. 1. Stantoni arv St = α ρu∞ C p või St = qst, ρu∞ C p (T∞ − Tst) kus C p on vedeliku soojusmahtuvus P = const, J/(kg ⋅ K); ρ on vedeliku tihedus, kg/m3; u∞ on vedeliku kiirus piirkihi välispiiril, m/s; T∞ on vedeliku temperatuur piirkihi välispiiril, K; Tst on seina temperatuur, K. Stantoni arv on seina soojusvoo qst ja konvektiivse voolu suhe, mida saab üle kanda vedeliku vooluga, kui selle temperatuur langeb väärtuselt T∞ väärtusele Tst. 2. Prandtli arv Pr = ν , α kus ν on vedeliku kinemaatiline viskoossus, m2/s; α on termilise difusiooni koefitsient, m2/s. Prandtli arv iseloomustab suhet vedeliku voolu mehaanilise energia vahetuskiiruse ja soojusenergia vahetuskiiruse vahel ehk vedeliku soojusülekande võimet. Prandtl-arv sisaldab ainult kandja füüsilisi parameetreid, seega on tegemist dimensioonita füüsikalise parameetriga. 3. Reynoldsi arv Re = u∞ l , ν kus l on iseloomulik pikkus, m Reynoldsi arv väljendab inertsiaaljõu ja sisehõõrdejõu suhet. Reynoldsi arvu teatud kriitilise väärtuse korral muutub vedeliku laminaarne vool turbulentseks, mis mõjutab oluliselt konvektiivse soojusülekande intensiivsust ja takistust. Seetõttu on Reynoldsi arv soojusülekande teoorias üks peamisi määravaid kriteeriume. 4. Tõmbekoefitsient Cf /2 = τ st ρ∞ u∞2 . Tõmbekoefitsient on seina hõõrdepinge τst ja kiiruse pea suhe. Teine meetod uuritavate protsesside kvantitatiivsete mustrite saamiseks on meetod, mis põhineb uuritavat nähtust kirjeldava võrrandisüsteemi lahendamisel. Kokkusurutava vedeliku tasapinnalise statsionaarse voolu korral saab kirjutada järgmised konvektiivse soojusülekande teooria diferentsiaalvõrrandid: pidevusvõrrand ∂ ∂ (ρ u) + (ρv) = 0; ∂x ∂y (5) liikumisvõrrand ⎥ + ⎢μ ⎥ ; 6 ∂u ⎞ ⎤ ∂ ⎡ ⎛ ∂u ∂v ⎞ ⎤ +v ⎟ =− + − + ρ⎜u ⎢μ 2 ⎥ + ⎢μ ⎥ ; (7) ∂y ⎠ ∂y 3 ∂y ⎣ ⎜⎝ ∂y ∂x ⎟⎠ ⎦ ∂x ⎣ ⎜⎝ ∂y ∂x ⎟⎠ ∂y ∂x ⎟⎠ ⎦ ∎ P ⎤ ⎤ ⎤ ⎤ ⎤ ⎫ ⎂ ⎤ ⎫ ⎦ ⎦ energia ∂ ∂ P ∂ ⎛ ∂T ⎞ ∂ ⎛ ∂ T ⎞ C T) + v (C T) ⎥ − u − v = ⎜ λ ⎟ + ⎜ λ ⎟ − ⎜ λ ⎟ − ⎜ , ✻ ⎟ − ⎪ + ✎ ⎢ + ⎢ ⎪ ( . 3 ⎝ ∂ x ∂y ⎠ ∂x ⎠ ⎝ ∂ ⎠ ⎝ ∂y ∂x ⎠ 2 ⎣ 2⎤ ⎦ 2 ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎭ kus u ja v on vastavalt kiirusvektori piki- ja vertikaalkomponendid Võrrandisüsteem (5)–(8) lahendatakse koos olekuvõrrandiga, füüsikaliste parameetrite sõltuvustega olekuparameetritest ja ainulaadsustingimused.Et eristada konkreetset protsessi lõpmatu arvu konvektiivsete soojusülekandeprotsesside hulgast, on vaja sõnastada unikaalsustingimused, mis sisaldavad geomeetrilisi, füüsikalisi, alg- ja piirtingimusi.Geomeetrilised tingimused määravad tahke keha kuju ja mõõtmed, mille pind tuleks määrata parameetrid q või T. Mõned tingimused määravad vedeliku μ, ρ, Ср, λ, aga ka sisemiste soojusallikate arvväärtused vedeliku voolus. Algtingimused on antud temperatuuride ja kiiruste algjaotuse kujul. Piirtingimused määravad tingimused soojusvahetuspindadel ja voolupiiridel. Kiiruse horisontaalkomponent küttepinnal võetakse võrdseks nulliga (seina külge kleepuva vedeliku seisund). Küttepinna vertikaalne kiiruskomponent võib üldjuhul olla nullist erinev määratud väärtus. Soojuslikud piirtingimused hõlmavad tavaliselt küttepinna temperatuuri seadmist või soojusvoogusid. Termiliste piirtingimuste määramiseks on kolm võimalust. Esimest tüüpi piirtingimuse korral on antud temperatuurijaotus soojusvahetuspinnal. Teist tüüpi piirtingimuse korral on erisoojusvoo jaotus soojusvahetuspinnal teada. 23 Autoriõigus OJSC Central Design Bureau BIBCOM & LLC Agency Kniga-Service III tüüpi piirseisund ühendab soojusvahetuspinna temperatuuri ümbritseva keskkonna temperatuuriga antud soojusülekandeteguri väärtuse kaudu seinast sellesse keskkonda. Täieliku diferentsiaalvõrrandisüsteemi (5) - (8) analüütiline lahendamine on seotud erakordselt suurte matemaatiliste raskustega ja on võimalik vaid mõnel erijuhul. Seetõttu tegi L. Prandtl 1904. aastal ettepaneku lihtsustada terviklikku diferentsiaalvõrrandisüsteemi (5) - (8). Kui kõrge Reynoldsi arvuga viskoosne vedelik liigub, avaldub viskoossuse mõju voolujoonelise pinna vahetus läheduses ja sellest kaugel erinevalt. Pinna lähedal tekivad vedeliku tahke seinaga nakkumise tõttu olulised ristsuunalised kiiruse gradiendid. Seinast kaugenedes väheneb pikisuunalise kiiruse muutus mööda normaalset kehapinna suhtes: viskoossete jõudude mõju muutub kaduvalt väikeseks juba suhteliselt väikesel kaugusel seinast. Seega, kui vedelik liigub suurte Reynoldsi numbritega, võib kogu voolu jagada kaheks piirkonnaks: piirkihi piirkond, kus viskoossuse mõju on oluline, ja potentsiaalse voolu välimine piirkond, kus viskoossuse mõju on väga väike. . Selline voolu jagamine piirkihiks ja välisvooluks lihtsustab probleemi oluliselt, kuna võimaldab vaadelda iga voolupiirkonda eraldi koos järgneva saadud lahenduste liitmisega. Lisaks on nendes tingimustes inertsiaalsed jõud välisvoolus ülekaalus viskoosse hõõrdejõu üle ja seetõttu saab liikumise kirjeldamiseks kasutada ideaalse vedeliku võrrandeid. Lihtsustatud on ka vedeliku liikumise matemaatiline kirjeldus piirkihis. Seinaga külgnevat vedelikukihti, mille kiirus varieerub seina juures nullist kuni vabavoolu konstantse väärtuseni, nimetatakse dünaamiliseks piirkihiks. Kui vedelikuvoolu ja keha pinna vahel toimub soojusvahetus, siis moodustub voolujoonelise keha pinna lähedale termiline piirkiht, st seina vahetus läheduses olev piirkond, kus temperatuur muutub väärtustest. seinale vastava väärtuseni välisvoolus. Piirkihis läheneb kiirus või temperatuur asümptootiliselt potentsiaalse voolu vastavatele väärtustele, mistõttu piirkihi paksuseks võetakse pinnaga normaalne kaugus, mille juures voolutemperatuuride ja seinte temperatuuride kiirus või erinevus erinevad 1% välisvoolu vastavatest väärtustest (joon. üks). Vaatamata selle ebaolulisele paksusele võrreldes voolujoonelise kere iseloomulike välismõõtmetega, on piirjoon Joon. 1. Piirikiht mängib peamist rolli vedeliku voolu ja pinnaga dünaamilise ja termilise interaktsiooni protsessides. Kõik hüdrodünaamilised ja termilised takistused on koondunud piirkihti. Seetõttu on soojusülekande intensiivistamiseks, mis toob kaasa soojusülekandeteguri ületatava tõusu võrreldes takistusteguriga, vaja hästi mõista piirdekihi struktuuri. Kui anda diferentsiaalvõrrandisüsteemi (5) - (8) liikmetele võrdlev hinnang vastavalt L. Prandtli eeldustele (et piirkihis on ristmõõtmed ja kiirused pikisuunalistega võrreldes väikesed) ja väiksuse teise järgu liikmed kõrvale jätta, saame ligikaudsed diferentsiaalvõrrandid dünaamiline ja termiline piirkiht. Lameda statsionaarse piirkihi puhul on diferentsiaalvõrrandi süsteem järgmine: pidevusvõrrand ∂ ∂ (ρu) + (ρv) = 0; ∂x ∂y (9) y ⎠ ∂x∂y ⎜⎝ ∂y ⎟⎠ ⎝ ∂x (10) ∂P = 0; ∂y (11) energiavõrrand 2 ⎡ ∂ ⎤ ⎛ ∂u ⎞ ∂ ∂P ∂ ⎛ ∂T ⎞ ρ ⎢u C pT + v C pT ⎥ − u = ⎟ ⎟ ⎟. ∂y ∂x ∂y ⎝ ∂y ⎠ ⎝ ∂y ⎠ ⎣ ∂x ⎦ ( ) ( ) suletud. Võrrandite (9) - (12) analüüs võimaldab tuvastada piirkihi kiiruse ja temperatuuri jaotuste sarnasust, kui konstantsete füüsikaliste omadustega kokkusurumatu vedelikuvool voolab ümber tasase mitteläbilaskva plaadi, kui Prandtli arv on võrdne üks. Sel juhul langevad dünaamilise ja termilise piirkihi võrrandid kokku ning järelikult langevad kokku ka kiiruste ja temperatuuride jaotused piirkihis: Т − Т st u = . u∞ T ∞ − T st Sellel tulemusel on suur praktiline tähtsus, kuna enamiku gaaside puhul on Prandtli arvud ühikulähedased. Sel juhul võib jõuda olulise järelduseni impulsi ja soojusülekande protsesside analoogia kohta (Reynoldsi analoogia): Сƒ /2 = St. (13) See analoogia säilib ka Pr ≠ 1 puhul. Konstantse füüsikaliste omadustega kokkusurumatu vedelikuvoolu korral lahendatakse dünaamilise piirkihi võrrandid sõltumatult termilise piirkihi võrranditest. Kuid hoolimata asjaolust, et piirkihi (9) - (12) diferentsiaalvõrrandi süsteem on lihtsam kui vastav täielike diferentsiaalvõrrandite süsteem (5) - (8), on võrrandite (9) - (8) täpne lahendus. 12) on võimalik ainult väga piiratud arvu välise voolukiiruse määramise seaduste korral, kui piirkihi osadiferentsiaalvõrrandid saab taandada tavalisteks diferentsiaalvõrranditeks. Sellega seoses omandavad suure tähtsuse ligikaudsed meetodid piirkihi diferentsiaalvõrrandite lahendamiseks, mis põhinevad momentide ja energia vaheliste integraalsete suhete kasutamisel. Nende meetodite lähendamine seisneb piirkihi ristkoordinaadi iga väärtuse diferentsiaalvõrrandite täitmisest keeldumises. Piirkihi võrrandite lahendamise integraalmeetodites kehtivad need keskmiselt ainult piirkihi paksuse ulatuses, kui piirtingimused on täidetud nii seinal kui ka välispiiril. Impulsi ja energia integraalvõrrandid saadakse liikumise, pidevuse ja energia diferentsiaalvõrranditest (9) - (12), integreerides need üle piirkihi paksuse ja väljendavad impulsi ja energia jäävuse seadust kogu kihi lõigu ulatuses. piirkiht. Lameda statsionaarse piirkihi puhul on momentide ja energia integraalseosed kujul ∗ + 1 − M ∞2 ⎥ = St, t ⎢ dx u∞ dx ⎣ ΔT∞ dx ⎦ (15), kus vormiparameeter piirkiht on H = δ*/δ**; impulsi kadumise paksus ∞ ρu ⎛ u ⎞ 1− ⎜ ⎟⎠ dy; ρ u u ⎝ ∞ ∞ ∞ 0 δ∗∗ = ∫ (16) ⎝ u∞ ⎠ 0 (17) aerodünaamilist voolukõverust iseloomustav kuju parameeter, f = δ∗∗ du∞ ; u∞ dx Machi arv M = u∞ /а; energiakao paksus δ∗∗ t ∞ T − T st ⎞ ρu ⎛ 1− dy; ⎜ ρ u ⎝ Т ∞ − Т st ⎟⎠ 0 ∞ ∞ =∫ (18) voolu ja seina temperatuuride erinevus ΔТ = Т – Тst. Integratsiooni ülemise piiri parameetrite δ ja δ∗∗ (16) - (17) avaldises ning δ∗∗ t (18) avaldises saab asendada vastavalt dünaamilise ja termilise piirkihi paksusega. , ja arvutusse ei lisata olulisi vigu. Suurused δ∗ , δ∗∗ ja δ∗∗ t on piirkihi olulised arvutuslikud karakteristikud. Nihke paksus, mis tuleneb võrdsuskihist, mis on tingitud hõõrdejõudude pidurdusmõjust tõelise vedeliku voolamise ajal. Nagu näha jooniselt fig. 2 on nihke paksus δ∗ erinevalt piirkihi paksusest δ üsna kindel väärtus. Impulsikao paksuse δ∗∗ (16) avaldise saab kirjutada järgmiselt: ∞ ρ∞ u∞2 δ∗∗ = ∫ ρ u (u∞ − u)dy. 0 Analoogiliselt nihke paksusega on võimalik impulsi kadu paksus δ∗∗ määrata segmendina, mida läbiva voolu ajal 2. Ideaalse vedeliku nihke paksuse δ* määramisel läbiks teine impulss, mis võrdub hõõrdejõudude pidurdusmõjust tingitud impulsi kadumisega piirkihi lõigul. Energiakao paksuse määramiseks kirjutame avaldise (18) ümber järgmisel kujul (joonis 3): = ∫ ρu (T − Tst) dy. 0 Siis saab energiakao paksust defineerida segmendina, millest läbiks teine kogus energiat ideaalse temperatuurierinevuse (T∞ − Tst) vedeliku voolamise ajal, joon. 3. Energiakao paksuse δ∗∗ t määramine, mis võrdub energiakaoga piirkihi ristlõikes reaalse vedeliku voolamise ajal. Parameetrite δ∗ , δ∗∗ ja δ∗∗ t mõõtkavade kasutamise mugavus seisneb selles, et erinevalt piirkihi paksustest δ ja δt ei ole integraalpaksused seotud piirkihi esitustega. piiratud paksusega. Sel juhul näitab energia ja impulsi võrrandite (13) ja (14) struktuur, et kõige olulisemad on suurused δ∗∗ ja δ∗∗ t. Seetõttu on mugav konstrueerida iseloomulikud Reynoldsi arvud dünaamilised ja termilised piirkihid ülalnimetatud paksustest: Re∗∗ = u∞ δ∗∗ ; ν∞ Re∗∗ t = u∞ δ∗∗ t. ν∞ Sisestades need integraalvõrranditesse (14) ja (15), selle asemel, et pärast lihtsaid teisendusi hoogu ja energiat kaotada, saame: Book-Service» ⎛ Vt dRe ∗∗ + f (1 + H) Re L = ⎜ dX ⎝ 2 ⎞ ⎟⎠ Re L ; (19) Re∗∗ dΔT∞ dRe∗∗ t + t = StRe L . ΔT∞ dX dX u∞ L – ν piirkihi välispiiri kiiruse lokaalsest väärtusest ja voolujoonelise pinna iseloomulikust suurusest L konstrueeritud Reynoldsi arv; ΔT∞ = T∞ - Tst - temperatuuride erinevus. Võrrandid (14) ja (15) saadi ilma igasuguste eeldusteta piirkihis oleva vedeliku voolu olemuse kohta. Seetõttu kehtivad need nii laminaarsete kui ka turbulentssete piirkihtide puhul. Integraalseosed (14) ja (15) on lahendatavad, kui on teada nn hõõrdumise ja soojusülekande seadused, mida üldjuhul saab esitada kujul Siin X = x/L on dimensioonitu pikikoordinaat; Re L = () ~ f = f Re∗∗ ; f; M0; Tst /T ∞ ; . ..; () St = f Re** st; 1/ ∆T∞ ; dΔT∞ / dx; M0; Tst /T ∞ ; ... . Nende funktsioonide vorm sõltub eelkõige vedeliku voolurežiimist piirkihis. Laminaarse voolu korral saab hõõrdumise ja soojusülekande seadused teatud piirtingimustel analüütiliselt saada. Turbulentse voolurežiimi jaoks saadakse hõõrdumise ja soojusülekande seadused poolempiiriliste turbulentsusteooriate põhjal katseandmete kaasamisega. Nagu näitavad erinevate autorite saadud arvukad katseandmed, on hõõrdumise ja soojusülekande seadused piirtingimuste muutumisel konservatiivsed. Seetõttu saab "standardsete" tingimuste, st kokkusurumatu vedeliku gradiendivaba voolamise korral seinal püsiva temperatuuriga plaadi ümber saadud sõltuvusi kasutada keerukamates tingimustes. 31 Autoriõigus OJSC Central Design Bureau BIBCOM & OOO Agentuur Kniga-Service Impulsi ja energia võrrandite integreerimisel võetakse üsna täielikult arvesse kõiki erinevaid piirtingimusi. Soojusülekanne ja hõõrdumine laminaarses piirkihis. Lameda mitteläbilaskva plaadi puhul, mida lennutab paigalseisev kokkusurumatu vedelikuvool, millel on konstantsed füüsikalised omadused plaadi pinna konstantsel temperatuuril, on impulsi ja energia suhted (14) ja (15) kujul dδ∗∗/dx = Сƒ0/2 ; dRe∗∗/dRex = Cƒ0/2; (20) dδt∗∗/dx = St0; (21) dRet∗∗/dRex = St0. Esimest korda leidis selle juhtumi jaoks dünaamilise probleemi lahenduse Blasius. Valemite (5) - (8) täpse lahenduse tulemusena sai ta hõõrdeteguri lokaalse väärtuse jaotuse avaldise piki plaati kujul 1 joonisel 4) kujul C f0 = 0,44 Re∗∗ (23) . Sarnane energiavõrrandi lahendus annab Stantoni arvu sõltuvuse piki pikikoordinaati ülesehitatud Reynoldsi arvust kujul St 0 = 0,332 Re x 3 Pr 2 . (24) Asendades (24) väärtusega (20) ja eeldades, et piirkiht kasvab plaadi esiservast, saame pärast integreerimist Re∗∗ t = 32 0,664 Pr 2/3 Re x . (25) Autoriõigus JSC "Central Design Bureau "BIBCOM" & LLC "Agentuur Book-Service" Pilt. Joonis 4. Hõõrdeseadused piirkihis tasasel plaadil. Joon. 5. Soojusülekande seadused piirkihis tasasel plaadil 33 Autoriõigus JSC "Central Design Bureau "BIBCOM" & OOO "Agentuur Kniga-Service" Asendades (25) väärtusega (24), saame soojusülekande seaduse tasasel plaadil (joon 1 joon 5) St 0 = 0,22. 1/3 Re∗∗ t Pr (26) Lisaks, kui kiirus- ja temperatuuriprofiilid on esitatud eksponentsiaalfunktsioonina, on need kujul u/u∞ = (y/δ)n, ΔT/ΔT∞ = (y /δт)n , kus n = 1/2 laminaarse piirkihi korral. Soojusülekanne ja hõõrdumine turbulentses piirkihis ja selle struktuur. Nagu teada, toimub üleminek laminaarselt voolurežiimilt turbulentsele Reynoldsi arvu teatud väärtusel, mida nimetatakse kriitiliseks. Kui Reynoldsi arv ületab kriitilisi väärtusi, muutub laminaarne vool väikeste häirete suhtes ebastabiilseks ja läheb üle turbulentseks vooluks. Voolu laminaarne ehk joalaadne struktuur kaob täielikult, tekivad ja lagunevad turbulentsed pöörised ning kiirus voolu suvalises punktis muutub ajas nii suuruselt kui ka suunalt. Vahetusprotsesside kulgemise seisukohalt on kõige olulisem asjaolu, et sel juhul intensiivistub oluliselt impulsi, soojuse ja aine ülekanne põhivoolus. Arvukate katsete põhjal on kindlaks tehtud, et piirkihis sõltub kriitiline Reynoldsi arv paljudest teguritest: rõhu muutusest piirkihi välispiiril, välisvoolu turbulentsi astmest, veevoolu seisundist. pind, selle kuumutamine jne. Niisiis, õhuvoolu poolt puhutud terava esiservaga plaadil toimub üleminek laminaarselt voolult turbulentsele esiservast x kaugusel, mis on määratud vedeliku võrdse liikumisega turbulentse voolu teooria on endiselt ebarahuldavas seisus. Sellele vaatamata ei ole vedeliku liikumine statistilise lähenemisviisi korral siiski teatud korrata. Statistilises analüüsis loobutakse katsetest jälgida üksikute vedelikuosakeste liikumist ja sellest tulenevalt püütakse määrata turbulentset puutujat üksikute osakeste liikumisvõrranditest ning keskendutakse turbulentset voolu iseloomustavate katseväärtuste seeriate korrelatsioonile. Analüütiliselt on võimalik määrata vaid üksikuid turbulentse voolu omadusi (näiteks turbulentse piirkihi paksust keha välispinnal). Kõik meie järeldused turbulentse voolu kohta on eksperimentaalsete vaatluste ja mõõtmiste tingimuste tõttu piiratud. Esmalt proovime kirjeldada turbulentset voolu (või turbulentset piirkihti) kvalitatiivselt ning seejärel, kasutades turbulentse impulsi vahetuse lihtsat mudelit ja eksperimentaalseid andmeid, liigume edasi kvantitatiivsete karakteristikute juurde. Joonisel fig. 6 näitab mõningaid turbulentses piirkihis täheldatud nähtusi. Vahetult külgneval alal 6. Turbulentne vool seina lähedal, voolab seina poole, vedeliku liikumine on valdavalt laminaarne ja kiirus suureneb järsult. Seinast mõnevõrra kaugemal muutub vool ebastabiilseks ja jõuab lõpuks piirkonda, kus kogu vool osaleb turbulentses liikumises. Eksperimentaalsete uuringute käigus leiti, et laminaarne piirkond ei ole täielikult häiritud. Seinaga külgnevad suhteliselt suured, väikese kiirusega vedelikuelemendid murduvad perioodiliselt pinnast eemale ja liiguvad ligikaudu mööda joonisel fig 1 näidatud trajektoori. 6. Sattudes arenenud turbulentsesse piirkonda, need hävivad, mis toob kaasa iseloomuliku turbulentsi hajumise mustri. Selle nähtuse mehhanism pole veel täielikult selge, kuid tõenäoliselt on see vedeliku ebastabiilsuse tagajärg laminaarses piirkonnas. Samuti on selge, et pinnalt eraldunud vedeliku element asendatakse suurema energiaga vedelikuga, mis voolab pinnast kaugemal asuvast piirkonnast. Ilmselt toob see vedelik energia, mis on vajalik vedela elemendi pinnast eraldamiseks. Igal juhul tekitavad ja hoiavad voolu tuumas turbulentsi seinast tulevad vedelikuelemendid. Näidatud joonisel fig. 6 nähtust esinevad suhteliselt seina lähedal. Tõenäoliselt sõltub ajakeskmine lokaalne kiirus selles piirkonnas peamiselt tingimustest antud punktis ja selle vahetus läheduses ning ei sõltu oluliselt näiteks kaugusest kanali vastasseinast või kanali kujust. selle ristlõige. Seetõttu on suurused, millest ajakeskmine kiirus võib sõltuda ja mida saab katses mõõta, kaugus seinast y, seina nihkepinge τ0, kinemaatiline viskoossus ν ja tihedus ρ: u = f(y, τ0, ν, ρ) . Dimensioonianalüüsi abil taandatakse see võrrand dimensioonideta rühmade vaheliseks seoseks: u/(τ0/ρ)0,5 = f . (27) Tähistuse lühendamiseks tähistatakse võrrandis (27) olevaid dimensioonideta rühmi u+ ja у+ (need on vastavalt mõõtmeteta kiirus ja mõõtmeteta kaugus seinast): u+ = u/uτ ja y+ = y uτ/ ν, kus parameetrit uτ = (τ0 /ρ)0,5 nimetatakse mõnikord dünaamiliseks kiiruseks, kuna sellel on kiiruse mõõde. Siis saab võrrand (27) kujul u+ = f (y+). (28) Kui võtta arvesse kõiki olulisi muutujaid, siis võrrand (27) näitab, et kiirusprofiili mõõtmisel turbulentses voolus suures vahemikus Reynoldsi arvudes peaksid katseandmed koordinaatides u+, y+ langema ühele. ühine kõver. 36 Autoriõigus OJSC Central Design Bureau BIBCOM & OOO agentuur Kniga-teenus Puhtalt laminaarse voolu korral saab hõlpsasti näidata, et võrrand (27) on tõesti kehtiv. Tõepoolest, sel juhul määratakse nihkepinge voolu mis tahes punktis Newtoni võrrandiga: τ = μ (du/dy) = ρν (du/dy) või τ/ρ = ν (du/dy). (29) On teada, et stabiliseeritud gradiendita voolu korral muutuvad tangentsiaalsed pinged lineaarselt teatud väärtusest seinal kuni nullini häirimatus voolus. Kuid seinalähedases piirkonnas erineb nihkepinge pisut pingest τ0. Seetõttu on selles piirkonnas τ0 ≈ ρν (du/dy). Integreerime selle sõltuvuse ja taandame selle mõõtmeteta kujule: du = (τ0/ρν) dy; u = (τ0/ρν) y + С; u/(τ0/ρ)0,5 = + С. Kui y = 0 korral u = 0, siis C = 0 ja saame lihtsa sõltuvuse u+ = y+. (30) Turbulentse voolu korral muutub ainult funktsiooni u+(y+) vorm. Turbulentses voolus kattub põhiliikumine vedeliku üksikute osade kaootilise pulseeriva liikumisega. Seetõttu esitatakse turbulentse liikumise matemaatilise mudeli koostamiseks seda tavaliselt keskmise ja kõikuvate liikumiste summana: ui = u + ui′, (31) kus u on ruumi fikseeritud punkti keskmine kiirus ajas; ui′ on kiiruse kõikuv komponent. Ajavahemik valitakse nii suureks, et pulseeriva kiiruse komponendi ajakeskmine väärtus oleks võrdne nulliga ui′ = 0. Kiiruse pulsatsioonid põhjustavad pulsatsioone rõhu, tiheduse, temperatuuri, kontsentratsiooni jne voolus. pulsatsioonikomponendid ja nende suuruste keskmistatud väärtused määratakse avaldisega (31) sarnaste valemitega. Asendades süsteemi (9) - (12) võrranditesse võrrandiga (31) määratletud parameetrite hetkväärtused ja nende keskmistamise, saame diferentsiaalvõrrandisüsteemi, mis kirjeldab vedeliku keskmist statsionaarset turbulentset voolu. Tehes saadud diferentsiaalvõrrandisüsteemi kuuluvate terminite väärtuste võrdlevat hindamist ja hoides neis sama järjekorra suurimaid liikmeid, saame, nagu laminaarse piirkihi puhul, järgmise süsteemi: tasapinnalise statsionaarse turbulentse piirkihi võrrandid: pidevusvõrrand ∂ ∂ (ρu ) + (ρv) = 0; ∂x ∂y (32) liikumisvõrrandid ρu ∂u ∂u ∂P ∂ ∂u + ρv =− + (μ − ρu"v"), ∂x ∂y ∂x ∂y ∂y (33) ∂y (33) ∂ y=0; energia võrrand ρu ∂x ∂y ∂x ∂y ⎝ ∂y ⎝ ∂y ⎠ ⎠ (34), et turbulentses piirkihis tekivad täiendavad turbulentsed hõõrdepinged τ t = − p ρu ′ v ′ (3 − v) , (36) ja soojusvoogu nimega Reynolds. Neid turbulentseid transpordikomponente ei saa määrata võrrandisüsteemi (32) - (34) ja koguste keskmiste väärtuste jaoks koostatud piirtingimuste lahendamisega. Turbulentse piirkihi liikumise ja energia integraalvõrrandid tuletatakse võrranditest (32) - (34) täpselt samamoodi nagu laminaarse piirkihi puhul ja neil on sama kuju (14) - (15). . Turbulentse piirkihi puhul ei saa aga hõõrdumise ja soojusülekande seadusi diferentsiaalvõrrandisüsteemi (32) - (34) lahendamisega analüütiliselt saada, kuna see süsteem ei ole suletud. Seetõttu on integraalvõrrandite (14) ja (15) lahendamiseks vaja kasutada kas olemasolevate katseandmete analüüsi põhjal saadud hõõrdumise ja soojusülekande empiirilisi seadusi või poolempiirilise abil saadud seadusi. turbulentsi teooriad. Turbulentsi poolempiirilised teooriad hõlmavad hüpoteeside kasutamist, mis seovad turbulentse hõõrdepinge ja soojusvoo keskmise voolu parameetritega, mis võimaldab sulgeda turbulentse piirkihi võrrandisüsteemi (32) - (34). Prandtli pakutud hüpotees osutus piirkihi turbulentsete voogude arvutamisel kõige tõhusamaks. Ta tegi ettepaneku, et kiiruse pulsatsioon, mis on normaalne keskmistatud liikumise voolujoonte suhtes, on samas suurusjärgus kui pikisuunalise kiiruse pulsatsioon ja võrdeline vedeliku kihtide vahelise kiiruste erinevusega: u" ≈ v" ≈ l ∂u. ∂y (37) Tuleks eeldada, et seinaga vahetult külgnevas piirkonnas kehtib võrrand (30) ka turbulentse voolu korral. Turbulentse kiiruse profiili üldist olemust seinast kaugel asuvas piirkonnas saab määrata Prandtli segunemisteeooria abil. Hoolimata asjaolust, et see teooria põhineb turbulentse impulsivahetuse üsna toorel mudelil, heidab see siiski pisut valgust turbulentsetes voogudes transpordi tegelikule olemusele. On ka teisi turbulentse transpordi teooriaid, kuid me kasutame Prandtli teooriat, kuna seda saab kõige analüütilisemal viisil kasutada peaaegu kõigis turbulentsetes piirkihtides eksperimentaalselt täheldatud logaritmilise kiiruse profiili saamiseks. Oletame, et vedelikuosake δm, mis liigub x-suunas keskmise kiirusega u, on kiiruse v" pulsatsioonikomponendi tõttu läbinud y-suunas vahemaa l (joonis 7). Kuna on olemas kiirusgradient y-suunas keskmine kiirus 7. Impulentse turbulentse vahetuse protsessi mudel uues asendis võrdub u + δu Nüüd oletame, et teel l osake δm ei võta ega kaota hoogu ja pärast seda on läbinud kogu vahemaa l, toimub täielik impulsi vahetus viskoossete interaktsiooniosakeste toimel ümbritseva vedelikuga Vahemaad l nimetame segunemisteeks. Järjepidevusvõrrandi täitmiseks peab vedeliku teine element ilmselgelt liikuma vastupidises suunas. Just vedeliku elementide liikumine põhivooluga ristisuunas määrab impulsi, soojuse ja aine turbulentse ülekande mehhanismi. Impulss, mida kannab vedeliku osake massiga δm x-is suund on võrdne δmδu.Kui protsess herilane voolab ajas δθ, impulsi ülekandekiirus on δmδu / δθ. Seetõttu on impulsi teoreemi kohaselt vedelikukihtide vahel mõjuv tangentsiaalne hõõrdejõud F= δm δu. δθ Kui pindala, millele see jõud mõjub, on võrdne A-ga, on turbulentne nihkepinge τ= F 1 δm = δu. A A δθ Kui l on väike, siis δu ≈ l (du dy). Parameeter (δm/δθ) on vedeliku massivoolukiirus. Järjepidevusvõrrandi (1/А)(δm/δθ) järgi = |v′| ρ, kus |v′| on vastav keskmise pulseerimiskiiruse komponent y-telje positiivses suunas. Asendades selle sõltuvuse võrrandiga τ, saame pärast teisendusi τ/ρ = |v′| δu = (l |v′|)du/dy. (38) Pange tähele, et see võrrand on kirjutatud samal kujul nagu võrrand (29) laminaarse voolu nihkepinge jaoks. Määrame kinemaatilise turbulentse viskoossuse νт seose τ/ρ = νт (du/dy) järgi. (39) Kinemaatiline turbulentse impulsi ülekanne νт on molekulaarse impulsi ülekannet iseloomustava kinemaatilise viskoossuse ν turbulentse analoog. Mõlemal kogusel on sama mõõde. Oluline erinevus nende suuruste vahel on aga see, et νt ei ole vedeliku füüsikaline konstant, vaid sõltub pulseeriva kiiruse komponendist ja segunemistee pikkusest, st turbulentsi astmest ja ulatusest. Kui seinalähedases piirkonnas toimub ainult molekulaarse impulsi ülekanne, tuleks nihkepinge arvutamiseks kasutada võrrandit (29). Kuid kõigi seinast piisavalt kaugel asuvate voolupunktide puhul kehtib turbulentse impulsi vahetuse vaadeldava mudeli kohaselt võrrand (39). Ilmselgelt peab olema ka vahepealne piirkond, kus toimub samaaegselt nii molekulaarne kui ka turbulentne impulsi ülekanne. Sel juhul peaks kogu nihkepinge olema võrdne võrranditega (29) ja (39) määratud pingete summaga: τ/ρ = (ν + νt) (du/dy). (40) Kiirusprofiili turbulentses voolus saab määrata, kui teha segunemistee pikkuse l ja kõikuva kiiruskomponendi |v′| mooduli kohta mõned eeldused. Kasutades oma eeldust (37), kirjutas Prandtl ristsuunalise kiiruse kõikumise kui |v′| = K1 |u′| ja jõudis sarnasuse kaalutluste põhjal järeldusele, et |u′| = K2 δu = K2ldu/dy. Pärast kõigi konstantide lisamist tundmatusse l sai ta avaldise τ/ρ = (l 2du/dy) (du/dy). (41) Seejärel eeldas Prandtl, et segunemistee l pikkus on otseselt võrdeline kaugusega seinast: l = k y. Siis on võrrand (41) kujul 2 ⎛ du ⎞ τ = k 2 y2 ⎜ ⎟ . ρ ⎝ dy ⎠ Selles võrrandis muutub nihkepinge τ seina maksimaalsest väärtusest nullini voolu südamikus (stabiliseeritud voolu korral ümmarguses torus toru telje lähedal). Piirkonnas, mis ei ole liiga kaugel seinast, kus toimub peamine kiiruse muutus, erineb τ väärtus vähe seinal olevast väärtusest τ0. Siis on ligikaudu võimalik üles kirjutada 42 Autoriõigus OJSC “Central Design Bureau “BIBCOM” & LLC “Agentuur Kniga-Service” 2 ⎛ du ⎞ τ0 = k 2 y2 ⎜ ⎟ ; ρ ⎝ dy ⎠ du 1 τ0 = . dy ky ρ Tutvustades u+ ja y+, saame du + 1 = +. + dy ky Selle võrrandi integreerimisel saame kiiruse jaotuse jaoks järgmise avaldise: u+ = 1 ln y + + C. k (42) U+ logaritmiline sõltuvus y+-st (42) saadi ka teiste uurijate poolt, kuid nad toetusid. mõnevõrra erinevatel eeldustel. Seega, kui vaadeldava turbulentse impulsi ülekande mudeli põhieeldused kehtivad, võib eeldada, et mõõdetud turbulentse kiiruse profiilid koordinaatides u+, y+ moodustavad ühtse universaalse kõvera, mis on suuremas osas voolu ristlõikest logaritmiline ja läheneb seinalähedases piirkonnas lineaarsele. Sarnased sõltuvused on tõepoolest eksperimentaalselt kindlaks tehtud. Joonisel fig. Joonisel 8 on kujutatud kolmekihiline skeem, mis on ligikaudne arvukatele katseandmetele (mida joonisel ei ole näidatud). Sarnaseid tulemusi annavad katseandmed, mis on saadud voolude kohta ümartorudes ja kerade välispindadel turbulentsetes piirkihtides. Väga väikeste y+ väärtuste korral vastab sõltuvus u+(y+) võrrandile (30), samas kui y+ > 25...30 korral on see võrrandiga (42) hästi lähendatud. Tuletame meelde, et võrrand (42) saadi konstantse nihkepinge eeldusel ja ei saa eeldada, et see kehtiks toru telje lähedases piirkonnas (või turbulentse piirpinge välimises piirkonnas). Joon. 8. Logaritmiline kiirusprofiil turbulentses piirkihis koos välise vooluga ümber), kus nihkepinge kipub olema null. Seetõttu on mõnevõrra ootamatu mõõdetud kiirusprofiilide ja logaritmilise profiili hea kokkusobivus kogu ristlõike ulatuses kuni toru teljeni. Kaasaegsete ideede keskmes turbulentse piirkihi struktuuri kohta on selle jagunemine piirkondadeks, mis erinevad üksteisest vedeliku voolu olemuse poolest. Seina vahetus läheduses on viskoosse alamkihi piirkond, mille paksus on umbes 1% piirkihi kogupaksusest, milles on põhirolli molekulaarse ülekande protsessid. Viskoosne alamkiht on turbulentse piirkihi täielikult välja arenenud osast eraldatud üleminekupiirkonnaga, mis võtab enda alla 2–3% kogu kihi paksusest. Voolu üleminekupiirkonnas on laminaarne hõõrdepinge võrdeline turbulentsega. Turbulentse piirkihi täielikult arenenud piirkonnas on turbulentne hõõrdumine kriitiline. Teadlased pakkusid välja universaalsed turbulentsed kiirusprofiilid seina lähedal ühe, kahe või kolme algebralise võrrandi kujul. Kõige sagedamini kasutatavat mudelit kirjeldatakse kolme võrrandiga. Kolmekihilises skeemis y+ juures< 5 опытные данные хорошо соответствуют уравнению (30). Эту область, где νт = 0, назвали ламинарным подслоем. При у+ >30 katseandmeid on hästi kooskõlas logaritmilise kõveraga, st võrrandiga (42), kui eeldame, et νt >> ν. Seda piirkonda on nimetatud turbulentseks tuumaks. Piirkonda, kus nii νt kui ka ν mõju on oluline, nimetati vahekihiks (puhver). Täielikku universaalset kiirusprofiili kirjeldab järgmine võrrandisüsteem: 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) Kolmekihilise skeemi järgi ei ole funktsioon νт pidev ja kiirusprofiilis u+ on katkestused. See mudel näitab aga selgelt erinevust iga tsooni impulsi ülekandemehhanismide vahel. Kui nihkepinge jaotus on teada või oletatud, on võrrandi (40) abil lihtne määrata νt väärtusi mis tahes tsoonis. Erinevate soojusülekande tõhustamise meetodite väljatöötamisel on väga oluline teada, millisesse piirkihi ossa on koondunud peamised hüdrodünaamilised ja soojustakistused. Vastavalt V.K. Vilgub , üksikute kihtide soojustakistuse osa kolmekihilises skeemis turbulentse voolurežiimiga torus Re ≥ 104 juures on: viskoosse alamkihi puhul (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 jahutusvedeliku eraldumise tõttu seinast voolusüdamikusse. Edasi lagunevad suured kiiruspulsatsioonid, mis vahelduvad rõhupulsatsioonidega, väiksemateks ja kannavad neile üle oma energia, mis lõpuks hajub voolu soojusenergiaks. Kuna igasugune täiendav vooluturbulents on seotud täiendavate energiakuludega, siis on soojusülekande intensiivistamise tõhusate meetodite väljatöötamisel määravaks täiendava vooluturbulentsi koha ja meetodi valik. Seetõttu on ilmselge, et kõige efektiivsem oleks selline intensiivistamise meetod, mis tagaks täiendava turbulentsi ainult seinalähedastele vedelikukihtidele tingimusel y+ ≤ 30...60, ilma voolusüdamikku turbuliseerimata. Võib eeldada, et just selline soojusülekande intensiivistamise meetod annab St arvu olulise tõusu koos Cf väärtuse mõõduka tõusuga, st tagab ebavõrdsuse (St/St0) > Cf / täitmise. Vrd 0). Hõõrdumise ja soojusülekande seadused. Praktilistes arvutustes kasutatakse sageli piirkihi kiiruste ja temperatuuride jaotuse võimsussõltuvust: u/u∞ = (y/δ)n, ΔT/ΔT∞ = (y/δт)n (joon. 9) hõõrdumise piisavalt täpne võimsusseadus (C f0 = B Re∗∗) −m (47) . Reynoldsi arvude vahemikus 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
Mäng "Skyrim": kõik Skyrimi karjed on 4 sõna
The Elder Scrolls V: Skyrim
The Elder Scrolls V: Skyrim Walkthrough