truyền nhiệt đối lưu.
Lavrov, Dmitry Alexandrovich
Bằng cấp học thuật:
Bằng tiến sĩ
Nơi bảo vệ luận văn:
Mã đặc sản VAK:
Chuyên môn:
Cơ sở lý thuyết của kỹ thuật nhiệt
Số trang:
Giới thiệu.
1. Tổng quan tài liệu và mục tiêu nghiên cứu.
1.1. Các phương pháp đánh giá định lượng so sánh hiệu quả năng lượng của các bề mặt gia nhiệt đối lưu.
1.2. Tăng hiệu quả của bề mặt sưởi ấm dạng ống
1.3. Mục tiêu nghiên cứu.
2. Phương pháp tính hiệu suất năng lượng của thiết bị trao đổi nhiệt từ bó ống trơn, ống vây và thiết bị từ tấm biên dạng (thiết bị trao đổi nhiệt dạng tấm). So sánh bó ống trơn và ống vây trong trường hợp dòng chảy "hai phía" và "một phía" xung quanh bề mặt gia nhiệt.
2.1. Phương pháp tính hiệu suất năng lượng của bó ống trơn.
2.2. Phương pháp tính hiệu suất năng lượng của dầm vây.
2.3. Xác định hiệu quả năng lượng của ống trơn và bó có vây. So sánh bó ống trơn và bó vây.
2.4. Phương pháp tính toán hiệu suất năng lượng của thiết bị trao đổi nhiệt từ tấm profile (thiết bị trao đổi nhiệt dạng tấm). Tính toán hiệu suất năng lượng.
3. Nghiên cứu thực nghiệm nhiệt và khí động họcđặc điểm trong chùm cờ siêu kín.
3.1. Kỹ thuật nghiên cứu sự truyền nhiệt và lực cản khí động học.
3.2. Địa điểm thử nghiệm.
3.3. Sơ đồ thiết lập thử nghiệm.
3.4. Kỹ thuật xử lý số liệu thí nghiệm.
3.5. Các phép đo trong thí nghiệm nhiệt và khí động học.
3.6. Các thí nghiệm hiệu chỉnh.
3.7. Phân tích và tổng quát các số liệu thực nghiệm về truyền nhiệt.
3.8. Phân tích và tổng hợp các dữ liệu thực nghiệm về khả năng kháng thuốc.
3.9. So sánh kết quả thu được với dữ liệu của các tác giả khác.
Giới thiệu luận án (phần tóm tắt) Về chủ đề "Truyền nhiệt đối lưu tăng cường"
Thông thường, bộ trao đổi nhiệt là bộ phận sử dụng nhiều kim loại và cồng kềnh nhất của các nhà máy điện trong kỹ thuật công nghiệp và điện trạm. Điều này đặc biệt áp dụng cho các bộ trao đổi nhiệt hoạt động trong hệ thống thu hồi nhiệt cấp thấp và hoạt động ở nhiệt độ chênh lệch nhỏ. Do đó, vấn đề phát triển các hệ thống trao đổi nhiệt hiệu quả nói chung là vấn đề tăng cường truyền nhiệt.
Việc tìm kiếm và nghiên cứu các phương pháp tăng cường, cũng như khoa học truyền nhiệt nói chung, đã có một lịch sử khá lâu đời. Dựa trên ý tưởng trực quan về trộn chuyên sâu như một phương tiện tăng cường truyền nhiệt, nhiều nhà nghiên cứu đã đề xuất và thử nghiệm nhiều loại chèn hỗn hợp, hình dạng kênh sửa đổi và các dạng nhám bề mặt nhân tạo khác nhau. Dựa trên các mô hình tính toán đã phát triển của sự hỗn loạn và với việc sử dụng mô phỏng số của các dòng chảy phức tạp, trong thời gian tương đối gần đây, các ý tưởng khá rõ ràng về cơ chế tăng cường truyền nhiệt, ảnh hưởng của các yếu tố như đặc tính chất lỏng (số Prandtl), chế độ dòng chảy (Số Reynolds), tăng tốc hoặc giảm tốc dòng chảy (dòng chảy trong bộ khuếch tán hoặc bộ khuếch tán). Các phương pháp tác động vật lý khác nhau đang được phát triển để tăng cường chuyển giao, chẳng hạn như ảnh hưởng âm thanh và điện từ.
Các thiết bị trao đổi nhiệt hồi lưu đối lưu như "khí-khí", "lỏng-lỏng", "khí-lỏng", "môi trường khí-hai pha", "môi trường hai pha lỏng" được sử dụng rộng rãi hiện nay cả trong công nghiệp ( hóa dầu, luyện kim, hàng không, hàng hải, thiết bị điện lạnh, v.v.), và trong ngành điện trạm.
Một lượng lớn kim loại được tiêu thụ trong quá trình sản xuất các thiết bị trao đổi nhiệt như vậy. Hoạt động của chúng liên quan đến chi phí năng lượng cao, chủ yếu để bơm chất làm mát. Sự tăng trưởng về khối lượng sản xuất đi kèm với sự gia tăng về khối lượng và kích thước của các bộ trao đổi nhiệt, cũng như chi phí năng lượng cho hoạt động của chúng. Do đó, nhiệm vụ giảm khối lượng của các thiết bị trao đổi nhiệt (đặc biệt là "khí - khí" và "khí - lỏng"), và mặt khác, chi phí vận hành cũng rất phù hợp ở đây.
Những nhiệm vụ này chỉ có thể được giải quyết bằng cách tăng cường truyền nhiệt từ một hoặc cả hai chất mang nhiệt với sự gia tăng vừa phải sức cản thủy động lực học, vì hiệu suất năng lượng của bộ trao đổi nhiệt được xác định bằng tỷ số giữa hiệu quả hữu ích (dòng nhiệt) và chi phí vật liệu (kim loại và tiêu thụ năng lượng).
Vấn đề tăng hiệu suất năng lượng của các thiết bị trao đổi nhiệt và các phương pháp đánh giá so sánh hiệu quả của chúng, như đã đề cập ở trên, về bản chất, đã được nghiên cứu kể từ khi xuất hiện các thiết bị đầu tiên. Phân tích dựa trên nghiên cứu của Gukhman A.A. , Kirpicheva M.A. , Buznika V.M. , Zhukauskas A.A. , Migaya V.K. , Kalinina E.K. và Dreitser G.A. . Thông tin phong phú về thiết kế của các bộ trao đổi nhiệt nhỏ gọn và tăng cường và các phương pháp tính toán của chúng được bao gồm trong.
Sự mâu thuẫn của các yêu cầu này là rõ ràng: cường độ truyền nhiệt, ceteris paribus, tăng tương ứng với tốc độ của chất làm mát ở mức độ đầu tiên và công suất tiêu thụ tỷ lệ với tốc độ lập phương. Ngoài ra, thông lượng nhiệt thường tỷ lệ với diện tích bề mặt.
Do đó, giải pháp cho vấn đề tăng hiệu quả sử dụng năng lượng của thiết bị trao đổi nhiệt là tạo ra một môi trường vật lý như vậy cho một diện tích nhất định và vận tốc trung bình của chất làm mát, trong đó truyền nhiệt xảy ra với cường độ cao nhất có thể, và quá trình động lượng. chuyển giao (xác định chi phí điện năng) - với ít nhất.
Sự phức tạp của nhiệm vụ này là do hai hoàn cảnh. Đầu tiên, cả hai quá trình truyền được thực hiện bởi các phần tử giống nhau của môi trường, chúng đồng thời là chất mang nhiệt và động lượng. Thứ hai, trong trường hợp chung, người ta nên xem xét các vấn đề tăng cường truyền nhiệt và giảm chi phí bơm cho cả chất làm mát có bề mặt ngăn cách chung.
Rõ ràng là hoàn cảnh vật chất tương ứng với sơ đồ quy trình được mô tả ở trên là rất bất thường, rất phức tạp và chỉ có thể được tạo ra một cách nhân tạo với sự phát triển quy trình được suy nghĩ kỹ lưỡng và được kiểm soát cẩn thận.
Ngoài ra, trong thực tế sử dụng tăng cường trong các thiết bị trao đổi nhiệt, người ta phải đối mặt với các vấn đề về việc lựa chọn phương pháp tăng cường phù hợp và các thông số hình học của các phần tử tăng cường, có tính đến việc sản xuất các bề mặt tăng cường đòi hỏi một số chi phí bổ sung nhất định (tính đến tính đến khả năng sản xuất và chi phí), và cũng tính đến các trường hợp khi các bề mặt tăng cường hoạt động tốt trong giai đoạn đầu hoạt động và sau đó tác động tương ứng giảm hoặc biến mất do sự tích tụ của các cặn bẩn có hại do nhiệt, mài mòn và ăn mòn của các phần tử tăng cường , và sau đó cần phải chọn phương pháp tối ưu từ quan điểm hoạt động lâu dài, phương pháp làm sạch có thể, v.v., nói chung, từ quan điểm về độ tin cậy của bộ trao đổi nhiệt.
Có thể tăng hiệu quả sử dụng năng lượng của các bộ trao đổi nhiệt với ống trơn, bó ít dãy hoạt động bằng khí tinh khiết (nồi hơi thu hồi nhiệt, bộ CCGT, bộ sưởi không khí, nồi hơi nước nóng, tháp giải nhiệt khô, v.v.) bằng cách giảm bước ngang và bước dọc của bó, nghĩa là do tăng độ chặt của chùm.
Vấn đề này là chủ đề của phần thử nghiệm của tác phẩm, trong đó nhiệt-khí động họcđặc điểm của bó ống trơn siêu kín được sắp xếp hợp lý theo chiều ngang.
Một vấn đề quan trọng khi xem xét vấn đề tăng cường truyền nhiệt đối lưu vẫn là vấn đề xác định các chỉ tiêu định lượng về hiệu quả năng lượng và so sánh chính xác các phương pháp tăng cường khác nhau.
Phần tính toán và phương pháp luận của công trình được dành cho vấn đề này, trong đó phương pháp luận và thuật toán để tính toán các chỉ số hiệu quả năng lượng của các bề mặt đối lưu khác nhau với dòng chảy "một mặt" và "hai mặt" xung quanh bề mặt được phát triển. tám
Kết luận luận văn về chủ đề "Cơ sở lý thuyết của kỹ thuật nhiệt", Lavrov, Dmitry Aleksandrovich
Phạm vi thay đổi của các thông số đang được xem xét (chỉ số hiệu quả năng lượng cho diện tích bề mặt Kp, tỷ lệ chiều dài b21b \ và tỷ lệ chiều cao b21b \ của bộ trao đổi nhiệt thử nghiệm và tham chiếu, tỷ lệ số Reynolds liên hợp, tỷ lệ thể tích chiếm bởi bề mặt và hệ số đầm chặt) tùy thuộc vào loại kênh biên dạng được thể hiện trong Bảng 2.11.
Bảng 2.11 cho thấy rằng các bề mặt tấm hiệu quả nhất cho bộ trao đổi nhiệt khí-khí là các bề mặt có rãnh phẳng với các hốc hình cầu (lỗ) và với các rãnh hình tam giác được tạo thành bởi các phần lồi hình thang. Các thiết bị trao đổi nhiệt này có diện tích bề mặt gia nhiệt nhỏ hơn ba thiết bị còn lại (bao gồm cả "tham chiếu"), với các dòng nhiệt truyền giống nhau, cùng công suất để bơm chất mang nhiệt và ở cùng tốc độ dòng chất mang nhiệt. Đồng thời, có sự giảm sút về chiều cao
92 của thiết bị trao đổi (giảm chiều dài đường đi của các chất mang nhiệt) và tăng chiều dài của thiết bị trao đổi nhiệt (chiều rộng của các tấm k được lấy không thay đổi, Hình 2.23). Các giá trị liên hợp của số Reynolds và do đó, vận tốc của chất làm nguội cũng được quy định bởi các điều kiện so sánh. Trong mọi trường hợp, phạm vi của số Reynolds được kiểm soát, trong đó các phụ thuộc thực nghiệm đối với truyền nhiệt và điện trở được chấp nhận từ các tài liệu là có giá trị.
PHẦN KẾT LUẬN
Kết quả của công việc này:
1. Các phương pháp đánh giá định lượng so sánh hiện có về hiệu quả của bề mặt gia nhiệt đối lưu được phân tích.
2. Các phương pháp để tăng hiệu suất năng lượng của bề mặt sưởi ấm dạng ống được phân tích.
3. Một phương pháp được đề xuất để tính toán hiệu quả năng lượng của các bó ống trơn và ống vây với dòng chảy “một mặt” và “hai mặt” xung quanh bề mặt gia nhiệt, bộ trao đổi nhiệt từ các tấm định hình và bộ trao đổi nhiệt có lưới phẳng kênh truyền hình.
4. Một phân tích về hiệu quả sử dụng năng lượng của các bó ống trơn và ống vây so le, bộ trao đổi nhiệt từ các tấm định hình và bộ trao đổi nhiệt với các kênh có lưới vây phẳng đã được thực hiện.
5. Đã thu được các phụ thuộc đáng tin cậy mới cho truyền nhiệt và điện trở trong các bó so le với axb = 1.051x0.910; 1,027x0,889 và 1,009x0,874 trong dãy số Nye = (8-100) -10 khi đổi các hàng dọc khí 22 từ 5 thành 3.
6. Các chỉ số về hiệu quả sử dụng năng lượng của các bề mặt gia nhiệt nhỏ gọn đã nghiên cứu được xác định.
Danh mục tài liệu tham khảo cho việc nghiên cứu luận văn ứng cử viên của khoa học kỹ thuật Lavrov, Dmitry Aleksandrovich, 1999
1. Antufiev V.M., Gusev E.K., Ivanenko V.V. vv Bộ trao đổi nhiệt từ các tờ hồ sơ. M.: Năng lượng. Năm 1972.
2. Antufiev V.M. Các nghiên cứu so sánh về truyền nhiệt và sức cản của bề mặt có gân // Energomashinostroenie. 1961. Số 2. S. 1216.
3. Antufiev V.M. Hiệu quả của nhiều dạng bề mặt sưởi đối lưu. L .: Năng lượng, 1966.
4. A. s. Số 1560896 (Liên Xô). Bề mặt hình ống đối lưu / V.I. Velichko, V.A. Pronin. (LIÊN XÔ). -Bul. Số 16 năm 1990.
5. Tính toán khí động học nhà máy lò hơi. Phương pháp định mức / Dưới. ed. S.I. Mochan. Matxcova: Năng lượng, 1977.
6. Bazhan P.I., Kanevits G.E., Seliverstov V.M. Sổ tay thiết bị trao đổi nhiệt. M.: Mashinostroenie, 1989.
7. Baranovsky N.V., Kovalenko L.M., Yastrebenetsky A.R. Bộ trao đổi nhiệt dạng tấm và xoắn ốc. M.: Mashinostroenie, 1973.
8. Bergles A. Truyền nhiệt tăng cường // Teploobmen. Thành tựu. Các quan điểm. Tuyển chọn Kỷ yếu Hội nghị Quốc tế về Truyền nhiệt lần thứ 6. M.: Mir. Năm 1981. V.6. trang 145-192.
9. Buznik V.M. Tăng cường truyền nhiệt trong các cơ sở lắp đặt trên tàu. L.: Đóng tàu. Năm 1969.
10. Yu.Velichko V.I., Kovalenko N.A., Schille B. Truyền nhiệt và điện trở trong bó ống trơn siêu kín sắp xếp so le. Minsk: ANC "ITMO im. A.B. Lykova, 1996.
11. P. Velichko V.I., Lavrov D.A. Hiệu quả năng lượng của các bề mặt sưởi ấm đối lưu với dòng chảy song phương // Tr. Nat thứ hai của Nga. tâm sự. về truyền nhiệt. T.6. Tăng cường truyền nhiệt. M.: MPEI, 1998. S. 58-61.
12. N. Grigoriev V.A., Krokhin Yu.I. Thiết bị truyền nhiệt và khối lượng của công nghệ đông lạnh. Matxcova: Energoizdat, năm 1982.
13. Gukhman A.A., Zaitsev A.A. Tính toán và đánh giá hiệu quả của các bề mặt truyền nhiệt đối lưu có hình dạng phức tạp trên cơ sở phân tích khái quát // Các bài toán hiện đại về lý thuyết truyền nhiệt và thủy động lực học vật lý. Novosibirsk: 1984. S. 16-30.
14. Gukhman A.A. Cường độ truyền nhiệt đối lưu và bài toán đánh giá so sánh bề mặt trao đổi nhiệt // Teploenergetika.1977. Số 4. trang 5-8.
15. Gukhman A.A., Kirpikov V.A. Đối với câu hỏi về tăng cường truyền nhiệt đối lưu // Nhiệt và truyền khối lượng VI: Tài liệu của Hội nghị toàn liên minh lần thứ VI về truyền nhiệt và truyền khối. T. 1.4. 1. Minsk: ITMO AN BSSR. Năm 1980.
16. Gukhman A.A. Phương pháp so sánh các bề mặt đốt nóng đối lưu // JTF. 1938. V.8, số 17. S.1584-1602.
17. Dilevskaya E.V. Bộ trao đổi nhiệt vi sinh đông lạnh. M.: Mashinostroenie, 1978.
18. Zhukauskas A.A., Zhyugzhda I. Sự truyền nhiệt của một hình trụ trong dòng chất lỏng ngang. Vilnius: Mokslas, 1979.
19. Zhukauskas A.A. Truyền đối lưu trong bộ trao đổi nhiệt. Matxcova: Nauka, 1982.
20. Zhukauskas A.A., Makaryavichus V.I., Shlanchyauskas A.A. Truyền nhiệt các bó ống trong dòng chất lỏng ngang. Vilnius: Mintis, 1968.
21. Zhukauskas A.A. Các vấn đề về tăng cường truyền nhiệt đối lưu. Sự truyền nhiệt và khối lượng VII. Báo cáo sự cố của Hội nghị toàn liên minh về nhiệt và truyền khối. Phần 1. Minsk. Năm 1985. S. 16-41.
22. Zhukauskas A.A., Ulinskas R.V., Katinas V.I. Thủy động lực học và dao động của bó ống được sắp xếp hợp lý. Vilnius: Mokslas, 1984.
23. Isachenko V.P., Osipova V.A., Sukomel A.S. Truyền nhiệt. Matxcova: Năng lượng, 1981.
24. Kalafati D.D., Popalov V.V. Tối ưu hóa bộ trao đổi nhiệt về hiệu quả truyền nhiệt. Matxcova: Energoatomizdat, 1986.
25. Kalinin E.K. Dreytser G.A., Yarkho S.A. Tăng cường truyền nhiệt trong các kênh. M.: Mashinostroenie, 1990.
26. Karadashev G.A. Phương pháp vật lý tăng cường các quá trình công nghệ hóa học. M.: Hóa học. Năm 1990.
27. Kirpikov V.A. Tăng cường truyền nhiệt đối lưu. M.: 1991.
28. Kirpikov V.A., Leifman I.I. Phương pháp đồ họa để đánh giá hiệu quả của bề mặt gia nhiệt đối lưu.Teploenergetika. 1975. Số 3. trang 34-36.113
29. Kirpikov V.A., Musavi Nainian S.M. Đánh giá định lượng hiệu quả của các phương pháp tăng cường truyền nhiệt đối lưu // Khim. và kỹ thuật dầu khí. 1994. Số 10. trang 11-14.
30. Kirpichev M.V. Trên hình dạng thuận lợi nhất của bề mặt sưởi ấm. G.M. Krzhizhanovsky. Năm 1944. T. 12. S. 5-8.
31. Kovalenko JIM., Glushkov A.F. Bộ trao đổi nhiệt với tăng cường truyền nhiệt. Matxcova: Energoatomizdat, 1986.
32. Kuntysh V.V., Iokhvedov F.I. Chọn một bề mặt sưởi ấm hiệu quả để tạo ra một bề mặt nhỏ gọn máy sưởi(máy sưởi) // Izvestiya vuzov. Người phục vụ. Năng lượng. 1970. Số 5. trang 68-72.
33. Trường hợp W.N., London A.JI. Bộ trao đổi nhiệt nhỏ gọn. M.: Năng lượng. Năm 1967.
34. Lavrov D.A., Velichko V.I. Tăng hiệu quả năng lượng của bề mặt sưởi ấm đối lưu với dòng chảy song phương // Hội nghị khoa học và kỹ thuật quốc tế lần thứ năm. sinh viên và nghiên cứu sinh. Tóm tắt các báo cáo. T.2. M.: MPEI, 1999. S. 279-280.
35. Lipets A.U. Về cách bố trí hợp lý các bề mặt gia nhiệt đối lưu của các tổ máy lò hơi // Teploenergetika. Năm 1963. Số 5.
36. Migay V.K. Mô hình hóa thiết bị điện trao đổi nhiệt. Leningrad: Energoatomizdat. Năm 1987.
37. Migay V.K. Nâng cao hiệu quả của các thiết bị trao đổi nhiệt hiện đại. L.: Năng lượng. Năm 1980.
38. Migai V.K., Firsova E.V. Truyền nhiệt và lực cản thủy lực của bó ống. L.: Khoa học. Năm 1986.
39. Xác định vận tốc khí có lợi nhất trong bộ tiết kiệm kiểu màng / A.B. Zmachinsky, Yu.V. Musatov, G.I. Levchenko, V.A. Medvedev // Kỹ thuật điện. 1974. Số 7. trang 13-15.
40. Các nguyên tắc cơ bản về tính toán và thiết kế bộ trao đổi nhiệt làm mát bằng không khí: A Handbook / A.N. Mất ngủ, G.A. Dreitser, V.B. Kuntysh và những người khác. St.Petersburg: Nedra, 1996.
41. Pochuev V.P., Lutsenko Yu.N., Mukhin A.A. Truyền nhiệt trong các cánh được làm mát của tua bin khí nhiệt độ cao // Tr. Công dân đầu tiên của Nga các hội nghị về truyền nhiệt. V. 8. Truyền nhiệt mạnh. M.: MEI, 1994. S. 178-183.
42. Pronin V.A. Đo các đặc tính thủy động lực học và truyền nhiệt trong các bó ống được sắp xếp hợp lý theo chiều ngang chặt chẽ. Phương pháp tiết kiệm năng lượng để đặt ống theo bó / Tóm tắt luận văn. đĩa đệm cand. những thứ kia. Khoa học. M.: 1990.
43. Pronin V.A., Klevtsov A.V., Lavrov D.A., Kosolapov D.M. Nâng cao hiệu quả sử dụng năng lượng của kênh lưới phẳng // Tr. Nat thứ hai của Nga. tâm sự. về truyền nhiệt. T.6. Tăng cường truyền nhiệt. M.: MPEI, 1998. S. 188-191.
44. Pruss L.V. Vấn đề về độ tin cậy của thiết bị trao đổi nhiệt. L.: Khoa học. 1986.114
46. Salikov A.P., Tulin S.N. Phương pháp so sánh bó ống với vây dây / Kỹ thuật điện. Năm 1959. Số 11. trang 20-21.
47. Sổ tay thiết bị trao đổi nhiệt / Per. từ tiếng Anh, ed. B.S. Petukhova,
48. B.K. Shikov. T. 1. M.: Energoatomizdat, 1987.
49. Stasyulyavichus Yu., Skrinska A. Sự truyền nhiệt của các bó ống có gân được sắp xếp theo chiều ngang. Vilnius: Mokslas, 1979.
50. Tính toán nhiệt của các tổ máy lò hơi. Phương pháp định mức / Dưới. ed. N.V. Kuznetsova và những người khác M.: Năng lượng, 1973.
51. Thiết bị trao đổi nhiệt của nhà máy điện / M.M. Andreev,
52. C.S. Berman, V.G. Buglaev, Kh.N. Kostrov. Matxcova: Mashgiz, 1963.
53. Các thiết bị trao đổi nhiệt của tuabin khí và các nhà máy liên hợp, Ed. A.I. Leontiev. M.: Mashinostroenie. Năm 1985.
54. Turkin A.V., Sorokin A.G., Bragina O.N. và các cộng sự. Truyền nhiệt tăng cường bằng cách sử dụng các lỗ trong một kênh phẳng ở tốc độ không khí thấp // Truyền nhiệt và truyền khối lượng MMF - 92. V.1. 4.1. Minsk: ANC "ITMO im. A.B. Lykova ”, 1992. S. 18-21.
55. Shchukin V.K., Khalatov A.A. Truyền nhiệt, truyền khối và thủy động lực học của dòng xoáy trong các kênh không đối xứng trục. M.: Mashinostroenie. Năm 1982.
56. Hội thảo về truyền nhiệt / Ed. A.P. Solodov. Matxcova: Energoatomizdat, 1986.
Xin lưu ý rằng các văn bản khoa học được trình bày ở trên được đăng để xem xét và có được thông qua việc công nhận các văn bản gốc của luận án (OCR). Trong kết nối này, chúng có thể chứa các lỗi liên quan đến sự không hoàn hảo của các thuật toán nhận dạng.
Không có lỗi như vậy trong các tệp PDF của luận văn và tóm tắt mà chúng tôi cung cấp.
A.A.Konoplev, G.G.Aleksanyan, B.L.Rytov, acad. Al. Al. Berlin, Viện Vật lý Hóa học. acad. N.N. Semenov của Viện Hàn lâm Khoa học Nga, Moscow
Một phương pháp hiệu quả mới để tăng cường truyền nhiệt đối lưu trong các thiết bị trao đổi nhiệt dạng ống, được gọi là phương pháp cấu hình sâu, đã được phát triển, nghiên cứu về mặt lý thuyết và thực nghiệm. Các thử nghiệm của một thiết bị trao đổi nhiệt trong phòng thí nghiệm đã được thực hiện, dữ liệu của chúng được so sánh với dữ liệu của TTAI. Tất cả các kết quả thu được đều được công bố trên các tạp chí khoa học định kỳ. Khả năng sử dụng phương pháp này để tạo ra các thiết bị trao đổi nhiệt hình ống nhỏ gọn và hiệu quả được thể hiện.
Vấn đề chế tạo thiết bị trao đổi nhiệt nhỏ gọn và hiệu quả cao hiện đại ngày nay rất phù hợp, nó có tầm quan trọng về mặt khoa học và thực tiễn. Vấn đề này liên quan chặt chẽ đến vấn đề tăng cường truyền nhiệt, đối với giải pháp mà một số phương pháp khác nhau đã được đề xuất và ở mức độ này hay mức độ khác, đã được nghiên cứu (xem ví dụ,). Trong số này, có lẽ thành công nhất, cũng như tương đối đơn giản và công nghệ tiên tiến, là cấu tạo của các ống trao đổi nhiệt với các phần lồi hình khuyên cuộn trên bề mặt của chúng. Các phương pháp khác nhau, chẳng hạn như, ví dụ, dòng chảy xoáy trong các kênh, các đường gân xoắn ốc hoặc dọc và chèn, bề mặt gồ ghề và sự áp đặt dao động trên các dòng trao đổi nhiệt, v.v. không hiệu quả. Ngoài ra, việc sử dụng các ống trao đổi nhiệt có đường kính nhỏ góp phần truyền nhiệt nhiều hơn. Do đó, các bộ trao đổi nhiệt dạng vỏ và ống của nhãn hiệu TTAI do Teploobmen LLC sản xuất với các bó ống thép hoặc ống titan mỏng hoặc trơn hoặc có khía (đường kính khoảng 8 mm và thành dày 0,2-0,3 mm) đã xuất hiện tương đối gần đây trên thị trường thiết bị trao đổi nhiệt được đặt trong không gian hình khuyên mà không có vách ngăn, vượt trội hơn đáng kể so với tất cả các thiết bị trao đổi nhiệt dạng ống khác, và không chỉ, về các thông số nhiệt, trọng lượng và kích thước. Những nhược điểm xuất hiện trong quá trình hoạt động của chúng có liên quan chính xác đến thành mỏng của ống và đường kính nhỏ của chúng. Đó là, ví dụ, độ võng và rung động của bó ống, khó khăn trong quá trình làm sạch cơ học, v.v.
Sự tăng cường truyền nhiệt của kênh ống khi định hình nó bằng cách gấp khúc đạt được do sự hỗn loạn bổ sung của các lớp chất lỏng gần thành ống, dẫn đến tăng hệ số truyền nhiệt cho thành ống. Như được tìm thấy bởi các tác giả của knurling và một số nhà nghiên cứu của nó, giá trị tối ưu là khoảng d / D »0,92-0,94. Sự thu hẹp nhiều hơn của phần dòng chảy của kênh ống, mặc dù nó dẫn đến sự gia tăng lớn hơn trong hệ số truyền nhiệt đến thành, đi kèm với sự khuếch tán nhiễu loạn gia tăng đáng kể vào thể tích bên trong của kênh, tổn thất năng lượng đáng kể đối với Việc bơm chất làm mát, và theo quan điểm hiện nay là không cần thiết, bởi vì lõi của chất làm mát chảy ở chế độ hỗn loạn và do đó khá hỗn loạn.
Tuy nhiên, dựa trên kinh nghiệm nghiên cứu sự truyền nhiệt và khối lượng trong các phản ứng hóa học trong các dòng chảy hỗn loạn (xem ví dụ,), tại Viện Vật lý Hóa học thuộc Viện Hàn lâm Khoa học Nga, người ta đã giả định rằng sự hỗn loạn của toàn bộ dòng chảy, bao gồm lõi, cũng có thể được sử dụng để tăng cường truyền nhiệt. Sự hỗn loạn bổ sung này có thể đạt được bằng cách thay đổi kích thước của vùng dòng chảy nhiều hơn mức được coi là có thể chấp nhận được đối với khía. Phương pháp đề xuất được gọi là phương pháp định hình sâu.
Bản chất của nó nằm ở chỗ với sự hỗn loạn dữ dội của toàn bộ dòng chảy gần bức tường, ngoài việc tăng hệ số truyền, còn có sự gia tăng gradient nhiệt độ (tức là chênh lệch nhiệt độ, điều này xác định, cùng với hệ số, độ lớn của thông lượng nhiệt khuếch tán vào tường) do sự "làm phẳng" mặt cắt hướng tâm của nó. Các nghiên cứu được thực hiện tại ICP RAS đã chỉ ra rằng mặc dù có sự gia tăng đáng kể tổn thất năng lượng để bơm chất làm mát, các giá trị của thông số thiết kế và tiêu thụ như vậy có thể được tìm thấy, có tính đến D P~v 2, và Nu ~ v m, ở đâu m<1, которые обеспечат приемлемые значения характеристик процесса теплообмена.
Ví dụ, kết quả nghiên cứu của chúng tôi đã được công bố. Nói chung, chúng chỉ ra khả năng áp dụng của phương pháp lập hồ sơ sâu để sử dụng trong thực tế, và do đó, chúng tôi muốn cho độc giả quan tâm biết ít nhất là các kết quả chính của chúng. Hơn nữa, theo ý kiến của chúng tôi, đó là phương pháp này có vẻ là hiệu quả và hứa hẹn nhất trong số những phương pháp được biết đến ngày nay.
Rõ ràng là việc lựa chọn chính xác một hay một phương pháp tăng cường truyền nhiệt khác để giải quyết một số vấn đề công nghệ nhất định chỉ có thể được thực hiện trên cơ sở đánh giá đúng các đặc tính và thông số của chúng. Đánh giá này, thường được hiểu là hiệu quả của việc thâm canh, nên được xây dựng dựa trên mối tương quan giữa hiệu quả của việc thâm canh và chi phí thực hiện và có tính chất so sánh. Nó có thể thu được bằng cách so sánh dữ liệu cho bộ trao đổi nhiệt đã đánh giá (hoặc kênh của nó) với dữ liệu đã biết, được sử dụng thường xuyên và thuận tiện nhất cho bộ trao đổi nhiệt ống trơn (kênh).
Tuy nhiên, cần phải thừa nhận rằng ngày nay không chỉ có một phương pháp được công nhận chung để đánh giá hiệu quả của tăng cường truyền nhiệt, thậm chí còn không có một định nghĩa được công nhận chung về nó. Vấn đề này thường không được chú ý đến, hạn chế việc đánh giá mức độ tăng cường chỉ bằng cách đưa các phụ thuộc của biểu mẫu:
, (1c)
Không nghi ngờ gì nữa, phần phụ thuộc (1) chứa tất cả thông tin cần thiết để ước tính một hoặc một phương pháp tăng cường khác, tuy nhiên, để ước tính đủ hiểu và quan trọng theo quan điểm thực tế, chỉ những phần phụ thuộc này có lẽ là không đủ.
Trong một số công trình, các tác giả đề xuất đánh giá hiệu quả của việc thâm canh bằng tiêu chí năng lượng Kirpichev E = Q / N, hoặc một số sửa đổi E ¢ = E/ D t, giả sử rằng khi so sánh hai thiết bị trao đổi nhiệt, thiết bị trao đổi nhiệt được tăng cường theo cách hiệu quả hơn sẽ có giá trị cao hơn của tiêu chí tương ứng. Trong trường hợp này, việc so sánh phải được thực hiện với cùng số Re và số lượng đường ống trong bộ trao đổi nhiệt, cũng như chiều dài của chúng. L và đường kính D. Có nghĩa là, cần phải so sánh các bộ trao đổi nhiệt giống nhau về cấu trúc trong cùng điều kiện, chỉ khác nhau về bộ tăng cường trong các kênh ống. Các thông số chung của bộ trao đổi nhiệt, chẳng hạn như bề mặt trao đổi nhiệt F, nhiệt điện Q, điện năng dành cho việc bơm chất làm mát, N phải được thu thập trong quá trình thiết kế và đánh giá sau đó.
Vấn đề này được xem xét chi tiết hơn và người ta cũng kết luận rằng hệ số E ¢ không nên "... được phân loại như một tiêu chí cơ bản đơn giản và rõ ràng về mặt vật lý để đánh giá hiệu quả của việc thâm canh." Theo quan điểm của chúng tôi, khi so sánh các bộ trao đổi nhiệt, nó không có nhiều thông tin và do đó ít được sử dụng.
Các tiêu chí để đánh giá hiệu quả của tăng cường truyền nhiệt cũng được lấy ra, để so sánh F và F tiêu chí ch có dạng:
, (2a)
Tuy nhiên, một điểm không chính xác cần được lưu ý ở đây, đó là nếu F, Nu / Nu ch, z / z ch được xác định trong (2a) tại số Re của kênh tăng cường, sau đó F ch, phải được xác định tại số Reynolds của kênh ống trơn Re ch, tại Nu / Nu ch< z/z гл, не совпадает с Re и явным образом из (2а) не следует. Поэтому, использование для оценок выражения (2а) без учета зависимости
không đúng và có thể dẫn đến sai số, và Re ch càng lớn, cũng như sự khác biệt giữa Nu / Nu ch và z / z ch. Nhận cùng phụ thuộc (2b) hoặc phụ thuộc
, (2c)
chỉ có thể là kết quả của việc giải hệ phương trình tương ứng.
Chia sẻ một cách tổng quát về phương pháp đánh giá hiệu quả truyền nhiệt tăng cường so sánh các thông số chính của thiết bị trao đổi nhiệt, chúng tôi xin giới thiệu một số làm rõ và bổ sung về nó. Thật vậy, vì mục tiêu của tăng cường truyền nhiệt là làm tăng nó, điều này cuối cùng dẫn đến giảm bề mặt trao đổi nhiệt, do đó cần phải đánh giá nó một cách chính xác bằng hiệu ứng này, tức là bằng cách giảm bề mặt truyền nhiệt. Tuy nhiên, theo quy luật, hệ số điện trở tăng khi tăng cường truyền nhiệt, cần phải đánh giá hiệu quả tăng cường với chi phí bơm bằng nhau, hoặc bằng một số tỷ lệ khác, nhưng khá xác định. Và, cuối cùng, để có được ước tính về hiệu quả của việc tăng cường truyền nhiệt, không cần phải so sánh bất kỳ thông số nào của các bộ trao đổi nhiệt giả định, đòi hỏi sự bình đẳng của tất cả các thông số khác. Đối với những mục đích này, việc so sánh các đặc tính cụ thể, tức là liên quan đến khối lượng đơn vị của chất làm mát, là hoàn toàn đủ.
Nói cách khác, so sánh các bề mặt truyền nhiệt cụ thể với tổng chi phí cụ thể bằng nhau để bơm chất mang nhiệt cho cùng một vấn đề truyền nhiệt, có nghĩa là nhiệt độ đầu vào và đầu ra cho cùng một chất mang nhiệt bằng nhau, chi phí của chúng cũng trong cùng một tỷ lệ, giúp có thể so sánh các bộ trao đổi nhiệt thuộc các loại khác nhau (ví dụ, bộ trao đổi nhiệt dạng vỏ và ống và dạng tấm), bao gồm cả việc đánh giá phương pháp tăng cường truyền nhiệt.
Chúng tôi cũng đã phát triển một kỹ thuật mới, chẳng hạn như để xử lý dữ liệu thử nghiệm, sau đó được sử dụng trong tất cả các công trình của chúng tôi. Bản chất của nó nằm ở chỗ khi hai trong số bốn biến truyền nhiệt độc lập được cố định, chẳng hạn, t tr, trong và t mt, in, và hai biến khác, ví dụ, G số ba G mt, từ dữ liệu thực nghiệm có thể tìm thấy các mặt cắt dọc của hệ số truyền nhiệt K, hệ số truyền nhiệt a tr và mt, cũng như tất cả các thông số truyền nhiệt khác, tính gần đúng chúng với một số hàm thích hợp, ví dụ, đa thức bậc hai. Các giá trị trung bình trong trường hợp này có thể nhận được bằng cách lấy trung bình các cấu hình giống nhau. Thực tiễn áp dụng kỹ thuật này cho thấy các giá trị thu được theo cách này chính xác hơn các giá trị thu được trực tiếp từ các quan hệ của mô hình tiêu chí.
BỘ TRAO ĐỔI NHIỆT ĐỂ KIỂM TRA
Sau khi đề xuất một phương pháp định hình sâu để tăng cường truyền nhiệt trong bộ trao đổi nhiệt dạng ống, chúng tôi quyết định chứng minh khả năng của nó bằng cách sử dụng bộ trao đổi nhiệt trong phòng thí nghiệm làm ví dụ, so sánh kết quả thu được với dữ liệu cho bộ trao đổi nhiệt TTAI. Các kết quả được mô tả chi tiết hơn; ở đây chúng tôi trình bày ngắn gọn.
Để thử nghiệm, một bộ trao đổi nhiệt có chiều dài L = 0,616 m đã được chế tạo, đường kính bên trong của vỏ D mt đã thay đổi do các miếng chèn đặc biệt và lên tới 0,03, 0,032, 0,034 và 0,037 m. Trong các thí nghiệm với ống trơn, Một bộ trao đổi nhiệt có D mt = 0,04 m cũng được sử dụng. Bảy ống đồng được cố định trong các tấm ống hình lục giác, khoảng cách S của chúng tỷ lệ với D mt, sao cho S = D mt / 3, bó ống nằm trong tâm của không gian hình khuyên, và do đó, khoảng cách giữa vỏ và ống ngoài của bó đối với tất cả các ống bên ngoài của nó là như nhau. Trong quá trình sản xuất ống định hình từ ống đồng trơn có đường kính ngoài Dн = 0,01 m và đường kính trong D = 0,008 m, một số biến dạng đã xảy ra, do đó kích thước của chúng thay đổi và trở nên bằng Dн = 0,0094 m và D = 0,0075 m.
Bộ trao đổi nhiệt TTAI-2-25 / 1450, do nhà sản xuất Teploobmen LLC sản xuất với số sê-ri 1970, đã được Tổng giám đốc NPO Termek Alexander Lavrentievich Naumov vui lòng cung cấp cho các thử nghiệm so sánh, mà các tác giả vô cùng biết ơn ông.
Theo dữ liệu hộ chiếu, kênh làm nóng của bộ trao đổi nhiệt là một đường ống, phương tiện làm nóng và làm nóng - nước ngọt với nhiệt độ ban đầu là 5 ° C và 105 ° C, tốc độ dòng chảy - tương ứng là 1,56 và 3,44 t / h, và nhiệt độ đầu ra của môi trường được làm nóng là 60 ° C, nhiệt độ nóng - 80 ° C. Độ giảm áp suất trong không gian ống không vượt quá 0,3 và trong không gian hình khuyên là 0,25 kgf / cm2. Bó ống đặt dưới vỏ Dmt = 0,0264 gồm 6 ống có chiều dài phần đã rửa là 1,39 m, đường kính 0,008 m, thành dày 0,2 mm, làm bằng thép Kh17N13M2T (giá trị tính toán của hệ số dẫn nhiệt l = 15 W / m K).
Về mặt cấu trúc, bộ trao đổi nhiệt được tạo ra với hai lối vào không gian hình khuyên, đặt cách nhau ở hai đầu và một lối ra từ nó ở giữa, sao cho chỉ một nửa tổng lưu lượng chảy qua mỗi mặt cắt của hình khuyên. Sơ đồ dòng chảy như vậy, do tốc độ dòng chảy của chất mang nhiệt của kênh gia nhiệt tăng gấp 2 lần, cho phép, trong khi vẫn duy trì chi phí năng lượng để bơm chất mang nhiệt, làm tăng một chút chênh lệch nhiệt độ trao đổi nhiệt và do đó , nhiệt năng của thiết bị so với biến thể chỉ có một cửa vào.
Chúng tôi đã thực hiện một số thử nghiệm với bộ trao đổi nhiệt TTAI, trong đó, giả định rằng mục tiêu chính là đánh giá hệ số truyền nhiệt của nó, chúng tôi chỉ để lại một trong các lối vào không gian hình khuyên, sử dụng lối vào kia làm lối ra từ nó, trong khi đóng lối ra ở giữa. Do đó, một bộ trao đổi nhiệt hoàn toàn ngược dòng thu được với cùng hệ số truyền nhiệt và chi phí năng lượng để bơm chất mang nhiệt như đối với bộ trao đổi nhiệt ban đầu, cụ thể là: K = 8,08 kW / (m 2 K), Gmt = 0,5 × 3,44 t / h và DP mt = 0,5 kgf / cm2. Xem chi tiết trong.
KẾT QUẢ VÀ BÀN LUẬN CỦA NÓ
Các thử nghiệm với thiết bị trao đổi nhiệt trong phòng thí nghiệm được thực hiện trong biến thể có kênh ống được gia nhiệt, tương tự như các điều kiện hoạt động của thiết bị trao đổi nhiệt TTAI. Phương pháp tiến hành thí nghiệm và xử lý kết quả thu được được mô tả ngắn gọn ở trên, chi tiết xem. Kết quả thu được được thể hiện trong bảng 1 và trong hình. một.
Bảng 1. Bộ trao đổi nhiệt bằng ống HP. một)
| Không p / p | Tùy chọn | D mt = 0,03 | D mt = 0,032 | D mt = 0,034 | D mt = 0,037 | ||||
| Dữ liệu thử nghiệm | Tính toán lại cho các điều kiện SR | Dữ liệu thử nghiệm | Tính toán lại cho các điều kiện SR | Dữ liệu thử nghiệm | Tính toán lại cho các điều kiện SR | Dữ liệu thử nghiệm | Tính toán lại cho các điều kiện SR | ||
| 1 | G | ||||||||
| 2 | t trong | ||||||||
| 3 | t Thứ Tư | ||||||||
| 4 | t lối ra | ||||||||
| 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 | một | ||||||||
| 8 | tôi một | ||||||||
| 9 | v | ||||||||
| 10 | 10 -3 Re | ||||||||
Ghi chú:
1) - ở tử số của dữ liệu được cho dưới dạng phân số, các giá trị \ u200b \ u200bare được chỉ định cho kênh ống, ở mẫu số - cho hình khuyên;
Cơm. Hình 1. Sự phụ thuộc của hệ số truyền nhiệt vào đường kính tương đương: (a, b) - hệ số tăng cường truyền nhiệt; (c) là hệ số truyền nhiệt; 1 - 7 ống trao đổi nhiệt; 2 - Bộ trao đổi nhiệt 6 ống; 3 - đường cong xấp xỉ; 4 - giá trị trung bình.
Chúng ta hãy xem xét kỹ hơn chúng. Thông thường, việc so sánh các bộ trao đổi nhiệt khác nhau được thực hiện trong cùng điều kiện, có thể được gọi là điều kiện "chế độ tiêu chuẩn" (SR). Chúng ta hãy lấy các giá trị sau cho chế độ SR trong trường hợp của chúng ta: nhiệt độ đầu vào của các chất mang nhiệt bằng t tr, in = 15 ° С và t mt, in = 60 ° С, vận tốc dòng chảy trong ống kênh v tr = 1 m / s, và tỷ lệ G mt / G tr, chúng tôi sẽ để lại TTAI một đầu vào tương ứng (xem ở trên), tức là G mt / G tr = 0,5´3,44 / 1,56. Dữ liệu thực nghiệm thu được đã được tính toán lại với các điều kiện tiêu chuẩn với giả định rằng sự phụ thuộc của hệ số tăng cường truyền nhiệt cục bộ ia = ia (L) có thể được bỏ qua và trong từng trường hợp cụ thể có thể sử dụng các giá trị trung bình ia của chúng. bằng cách lấy trung bình các phân bố dọc tương ứng (xem, Ví dụ,).
Trên hình. Hình 1 cho thấy dữ liệu cho ia tr (Hình 1a), ia mt (Hình 1b), và K (Hình 1c) tùy thuộc vào đường kính tương đương của mt. Dữ liệu thực nghiệm (Hình 1a-1c, đường cong 1), đối với K (Hình 1c), đây là những dữ liệu thu được khi tính toán lại cho các điều kiện SR, xem Bảng. 1 được tính gần đúng bởi đa thức bậc 2 f (x) = ax 2 + bx + c, (Hình 1a-1c, đường cong 3), các hệ số của chúng được tìm thấy từ dữ liệu tương ứng. Trong trường hợp này, sai số xấp xỉ căn bậc hai tương đối đối với ia tr, ia mt và K lần lượt là 1,6%, 1,8% và 0,3%.
Đối với ia tr và ia mt, các giá trị trung bình cũng được hiển thị (Hình 1a-1b, đường cong 4). Độ lệch chuẩn tương đối so với giá trị trung bình lần lượt là 3,4% và 21,2%.
Do đó, từ dữ liệu đã cho, giá trị trung bình của ia tr = 3,84 và sự phụ thuộc tìm được ia mt = ia mt (de mt) theo cách có thể chấp nhận được mô tả các thông số trao đổi nhiệt của bộ trao đổi nhiệt định hình của chúng tôi.
Các thí nghiệm cũng được thực hiện để xác định các hệ số của lực cản thủy động lực học. Tổng độ giảm áp suất trong kênh trao đổi nhiệt thường được biểu thị bằng tổng của các lần giảm áp suất do lực cản ma sát trong quá trình dòng chảy của môi chất làm việc trong kênh và độ sụt giảm do lực cản đầu vào / đầu ra của kênh. Để tìm sự sụt giảm áp suất trên các điện trở đầu vào / đầu ra và từ đây xác định các hệ số trở lực cục bộ z tr, loc và z mt, loc, các thí nghiệm đã được thực hiện để xác định tổn thất áp suất trong thiết bị trao đổi nhiệt dạng ống trơn với D n = 0,01. m và D = 0,008 m.Tuy nhiên, trong trường hợp này, vì những lý do rõ ràng, thiết bị trao đổi nhiệt có Dmt = 0,03 m đã được thay thế bằng thiết bị trao đổi nhiệt có Dmt = 0,04 m.
Một loạt các thí nghiệm được thực hiện ở các tốc độ dòng chảy (vận tốc) khác nhau của môi trường làm việc có thể thiết lập rằng đối với các bộ trao đổi nhiệt của chúng tôi, hệ số trở lực đầu vào / đầu ra cục bộ cho kênh ống có thể được xác định là z tr, loc = 131Re - 0,25, và đối với kênh hình vòng - z mt, loc = z mt, loc (de mt) Re –0,25. Các giá trị của z mt, lok (de mt) cho bốn bộ trao đổi nhiệt thử nghiệm, được thể hiện trong hình. 2a, đường cong 1, cũng được xấp xỉ bằng đa thức bậc 2 (Hình 2a, đường cong 3). Trong trường hợp này, sai số xấp xỉ rms tương đối là 2,2%.
Cơm. Hình 2. Sự phụ thuộc của hệ số sức cản thuỷ động vào đường kính tương đương: (a) bộ trao đổi nhiệt có ống trơn; (b) - bộ trao đổi nhiệt có ống định hình; 1 - 7 ống trao đổi nhiệt; 2 - Bộ trao đổi nhiệt 6 ống; 3 - đường cong xấp xỉ.
Giả sử sự bằng nhau của các hệ số của điện trở đầu vào / đầu ra cục bộ đối với bộ trao đổi nhiệt có ống trơn và có dạng, hệ số cản ma sát trong các kênh định hình, được định nghĩa là) mt × z ch, mt, có thể được tìm thấy từ kết quả của các thí nghiệm tương tự đối với bộ trao đổi nhiệt với hình ống. Do đó, (z / z ch) mt = 14,9 và sự phụ thuộc thực nghiệm đối với (z / z ch) mt = (z / z ch) mt (de mt), thể hiện trong Hình 3, đã được tìm thấy. 2b, đường cong 1. Một ước lượng gần đúng của thứ hai cũng được thể hiện trong Hình. 2b, đường cong 3, sai số xấp xỉ rms tương đối trong trường hợp này là 0,5%.
Ngoài các thí nghiệm được mô tả ở trên với bộ trao đổi nhiệt 7 ống, các thí nghiệm cũng được thực hiện với bộ trao đổi nhiệt 6 ống thu được bằng cách tháo ống trung tâm khỏi bộ trao đổi nhiệt 7 ống có Dmt = 0,032 m, do đó cấu hình của gói ống của bộ trao đổi nhiệt của chúng tôi tương tự như cấu hình của gói ống của bộ trao đổi nhiệt TTAI.
Kết quả của các thí nghiệm được thực hiện với thiết bị trao đổi nhiệt này được thể hiện trong hình. 1-2, đường cong 2, dưới dạng các điểm thực nghiệm được vẽ trên chúng. Lưu ý rằng có một sự thống nhất khá tốt giữa các kết quả cả về hệ số truyền nhiệt và về hệ số điện trở, xem Hình. 1-2. Do đó, độ lệch tương đối về giá trị tuyệt đối là 0,3% đối với ia tr (độ lệch so với giá trị trung bình, Hình 1a, đường cong 4), 5,2% đối với ia mt (độ lệch từ đường cong gần đúng, Hình 1b, đường cong 3), 4,6 % cho K (Hình 1c, đường cong 3), 0,5% cho z mt, lok (Hình 2a, đường cong 3), và 5,1% cho (z / z ch) tr (Hình 2b, đường cong 3).
Do đó, sử dụng dữ liệu tìm được trong thí nghiệm, có thể xây dựng một phương pháp nhất định để tính toán bộ trao đổi nhiệt với một bó ống HP được đóng gói gần nhau (ít nhất là 6 và 7 ống) và so sánh chúng với bộ trao đổi nhiệt TTAI. Trong các tính toán này, nhiệt độ đầu vào của các chất mang nhiệt và tỷ lệ tốc độ dòng chảy của chúng tương ứng với dữ liệu hộ chiếu cho TTAI và kết quả thu được được so sánh với kết quả tính toán của bộ trao đổi nhiệt TTAI cho phiên bản đầu vào duy nhất của nó.
Trong bảng. Hình 2 cho thấy kết quả tính toán thu được đối với ống HP tương tự như ống TTAI (vật liệu, đường kính, thành). Trong phương án 1 (Bảng 2), việc thay thế các ống TTAI bằng các ống HP dẫn đến tăng tiêu thụ năng lượng riêng để bơm chất mang nhiệt với w / w TTAI = 1,51 và tăng hệ số hiệu quả k / k TTAI = 1,34. (theo nghĩa, trong trường hợp này k / k TTAI = K / K TTAI). Trong phương án 2, giảm tốc độ dòng chảy xuống G / G TTAI = 0,812 sẽ loại bỏ chi phí bơm cụ thể, trong khi vẫn để hệ số hiệu quả k / k TTAI = 1,16 tương đối cao.
Bảng 2. So sánh bộ trao đổi nhiệt dạng ống TTAI và HP.
| Không p / p | Tùy chọn | TTAI 1) | Bộ trao đổi nhiệt với ống HP | |||
| Tùy chọn 1 2) | Tùy chọn 2 3) | Lựa chọn 3 | Lựa chọn 4 | |||
| 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 | Q/F | 429 | 577 | 497 | 502 | 506 |
| 14 | v 4) | |||||
| 15 | 10 -3 Tái 4) | |||||
| 16 | a4) | |||||
| 17 | tôi a4) | |||||
| 18 | k/k TTAI | 1 | 1.34 | 1.16 | 1.17 | 1.18 |
Ghi chú:
1) - đánh giá theo mô hình tiêu chí có hiệu chỉnh;
2) - thay thế ống TTAI bằng ống GP;
3) - Điều tương tự đối với trường hợp đơn giá bơm chất làm mát bằng nhau với chi phí cho TTAI;
4) - ở tử số của phân số, giá trị của kênh ống được chỉ ra, ở mẫu số - đối với hình khuyên;
5) - ở tử số của phân số, giá trị của đại lượng được chỉ ra, ở mẫu số - mối quan hệ của nó với giá trị của TTAI.
Trong phương án 3 (Bảng 2) chỉ ra rằng Dmt = 0,0254 m thậm chí có thể giảm nhẹ và trong phương án 4 - cũng có thể sử dụng bó 7 ống, trong khi k / k TTAI = 1,17-1,18 thậm chí còn tăng một chút. Bề mặt trao đổi nhiệt trên một đơn vị thể tích (F / V) / (F / V) TTAI = 1,08-1,10 tăng nhẹ và bề mặt riêng giảm (F / G) / (F / G) TTAI = 0,854-0,847. Đồng thời, trong tất cả các biến thể được xem xét, chiều dài của bộ trao đổi nhiệt không vượt quá L / L TTAI = 0,75 (xem Bảng 2).
Tương tự, chúng tôi cũng sẽ thực hiện tính toán cho bộ trao đổi nhiệt với một bó ống HP 7 ống đóng khít với kích thước 10 / 0.8, 12/1 và 16/1 được làm bằng đồng, thau và thép. Các điều kiện nêu trên đối với nhiệt độ đầu vào của chất làm mát và tỷ lệ chi phí Gtr / Gmt = (Gtr / Gmt) TTAI, chúng tôi sẽ bổ sung yêu cầu bằng nhau về chi phí năng lượng riêng để bơm chất làm mát w / w TTAI = 1.
Các thông số của bộ trao đổi nhiệt được tìm thấy trong các điều kiện này là tối ưu cho từng ống được xem xét, kết quả tính toán được trình bày trong Bảng. 3.
Bảng 3. Các thông số của thiết bị trao đổi nhiệt ống HP. một)
| Không p / p | Ống 10 / 0,8 | Ống 12/1 | Ống 16/1 | |||||||
| 1 | Vật liệu tường 2) | đồng | thau | Thép | đồng | thau | Thép | đồng | thau | Thép |
| 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 | Q/F | 577 | 537 | 337 | 582 | 532 | 308 | 574 | 527 | 310 |
| 13 | v 3) | |||||||||
| 14 | 10 -3 Tái 3) | |||||||||
| 15 | a 3) | |||||||||
| 16 | tôi a 3) | |||||||||
| 17 | k/k TTAI | 1.31 | 1.22 | 0.77 | 1.32 | 1.21 | 0.70 | 1.31 | 1.20 | 0.71 |
Ghi chú:
1) - được chấp nhận ở đây G mt / G tr = ( G mt / G tr) TTAI, w = w TTAI;
2) - các giá trị của l đối với đồng, đồng thau và thép được lấy tương ứng bằng 390, 110 và 15;
3) - ở tử số của phân số, giá trị của kênh ống được chỉ ra, ở mẫu số - đối với hình khuyên;
4) - ở tử số của phân số, giá trị của đại lượng được chỉ ra, ở mẫu số - mối quan hệ của nó với giá trị của TTAI.
Đối với tất cả các kích thước được tính toán của ống đồng và ống đồng, hiệu suất truyền nhiệt cao hơn hiệu suất truyền nhiệt của bộ trao đổi nhiệt TTAI - k / k TTAI = K / K TTAI = 1,2-1,3, và vẫn xấp xỉ bằng nhau, do sự gia tăng nhiệt chuyển giao trong vòng một tấn, chủ yếu là do sự gia tăng cường độ của nó ia mt (Bảng 3). Kết quả là, bề mặt trao đổi nhiệt riêng F / G tr và chiều dài không thứ nguyên của các bộ trao đổi nhiệt L / D giảm, tuy nhiên, do đường kính của các ống lớn nên diện tích bề mặt F / V trên một đơn vị thể tích giảm (Bảng 3 ). Cũng có thể lưu ý rằng từ những điều được đưa ra trong Bảng. Theo Bảng 3, khi đường kính ống tăng lên, tỷ lệ giữa các hệ số truyền nhiệt a mt / a tr tăng lên, tiến gần đến sự thống nhất.
PHẦN KẾT LUẬN
Do đó, dựa trên dữ liệu thực nghiệm và tính toán được trình bày trong công trình này, việc sử dụng các ống định hình sâu trong một bó được đóng gói chặt chẽ mà không có vách ngăn trong không gian hình khuyên có thể dẫn đến việc tạo ra các bộ trao đổi nhiệt rất hiệu quả. Hơn nữa, đường kính của ống trao đổi nhiệt ít ảnh hưởng đến các thông số nhiệt, sự tăng lên của nó chỉ làm giảm hàm lượng bề mặt trao đổi nhiệt trên một đơn vị thể tích của thiết bị trao đổi nhiệt.
Theo chúng tôi, việc tìm kiếm các thông số tối ưu để định hình sâu các ống trao đổi nhiệt của thiết bị trao đổi nhiệt dạng ống là một nhiệm vụ quan trọng và nó cũng cần được tiếp tục.
LƯU Ý
D- đường kính trong, kích thước đặc trưng, m;
de- đường kính tương đương, m;
F- bề mặt trao đổi nhiệt, m 2;
G- tốc độ dòng nước làm mát, kg / s;
tôi một- tôi a = a / a ch = Nu / Nu ch, tham số tăng cường truyền nhiệt;
Đến- hệ số truyền nhiệt, kW / (m 2 K);
k- hệ số hiệu quả;
L- chiều dài trao đổi nhiệt, m;
N- tổn thất công suất khi bơm chất làm mát, W;
Q- dòng nhiệt, W;
S- khoảng cách giữa các trục của các ống, m;
S- diện tích dòng chảy, m 2;
t- nhiệt độ, ° C;
t d- bước định hình, m;
V- thể tích của thiết bị trao đổi nhiệt, m 3;
v- tốc độ, m / s;
w - w = (N tr + N mt) / G tr, tổng chi phí bơm riêng, J / kg;
a là hệ số truyền nhiệt, kW / (m 2 K);
D P- giảm áp suất, Pa;
r - khối lượng riêng, kg / m 3;
l là hệ số dẫn nhiệt, W / (m K);
z là hệ số cản thủy động lực;
Tiêu chí Nu - Nusselt;
Re - tiêu chí Reynolds.
trong - ở lối vào kênh;
ra - ở lối ra khỏi kênh;
km - mô hình tiêu chí;
loc - giá trị địa phương;
mt - kênh interpipe;
n - ngoài (đường kính);
cp - giá trị trung bình;
tr - kênh ống;
Văn chương
1. Dzyubenko B.V., Kuzma-Kichta Yu.A., Leontiev A.I. và những thứ khác. Tăng cường nhiệt và truyền khối lượng trên phạm vi vĩ mô, vi mô và nano. M.: FSUE "TsNIATOMINFORM", 2008.
2 Kalinin E.K., Dreitser G.A., Kopp I.Z., Myakochin A.S. Các bề mặt trao đổi nhiệt hiệu quả. Matxcova: Energoatomizdat, 1998.
3. Berlin Al.Al., Minsker K.S., Dyumaev K.M. Các công nghệ hiệu suất cao tiết kiệm năng lượng và tài nguyên hợp nhất nhằm tăng cường độ sạch cho môi trường dựa trên các lò phản ứng hỗn loạn hình ống. Matxcova: OAO NIITEKHIM, 1996.
4. Konoplev A.A., Aleksanyan G.G., Rytov B.L., Berlin Al.Al. Phương pháp tăng cường truyền nhiệt đối lưu hiệu quả. // Định lý. khái niệm cơ bản về chem. Công nghệ. 2004. Câu 38. Số 6. S. 634.
5. A. A. Konoplev, G. G. Aleksanyan, B. L. Rytov, Al. Al. Berlin. Truyền nhiệt đối lưu trong các kênh có cấu trúc sâu. // Định lý. khái niệm cơ bản về chem. Công nghệ. 2007. V. 41. Số 5. S. 549.
6. A. A. Konoplev, G. G. Aleksanyan, B. L. Rytov, Al. Al. Berlin. Tính toán các thông số cục bộ của truyền nhiệt tăng cường. // Định lý. khái niệm cơ bản về chem. Công nghệ. 2007. V. 41. Số 6. S. 692.
7. A. A. Konoplev, G. G. Aleksanyan, B. L. Rytov, Al. Al. Berlin. Về hiệu quả truyền nhiệt tăng cường bằng cách định hình sâu. // Định lý. khái niệm cơ bản về chem. Công nghệ. 2012. V. 46. số 1. S. 24.
8. Konoplev A.A., Aleksanyan G.G., Rytov B.L., Berlin Al.Al. Về độ nhỏ gọn của bộ trao đổi nhiệt dạng ống. // Định lý. khái niệm cơ bản về chem. Công nghệ. 2012. Câu 46. Số 6. S. 639.
9. A. A. Konoplev, G. G. Aleksanyan, B. L. Rytov, Al. Al. Berlin. Về bộ trao đổi nhiệt hình ống hiệu quả. // Định lý. khái niệm cơ bản về chem. Công nghệ. 2015. Câu 49. Số 1. S. 65.
Trang 1
Việc tăng cường truyền nhiệt đối lưu bằng cách tăng tốc độ của dòng chất làm mát có liên quan đến việc tiêu thụ năng lượng và vượt qua lực cản khi nó di chuyển dọc theo bề mặt của thân máy được sắp xếp hợp lý. Biết được điện trở này ta có thể chọn vận tốc truyền nhiệt có lợi về mặt kinh tế, tại đó hiệu suất trao đổi nhiệt và tiêu hao năng lượng để khắc phục trở lực tạo điều kiện hoạt động kinh tế có lợi nhất cho thiết bị trao đổi nhiệt.
Việc tăng cường truyền nhiệt đối lưu trong các điều kiện của các vấn đề bên trong (dòng dọc) và bên ngoài (dòng ngang) là hướng chính để cải thiện các đặc tính khối lượng tổng thể của bộ trao đổi nhiệt phục hồi. Cho đến nay, nhiều phương pháp khác nhau để tăng cường truyền nhiệt đã được đề xuất và phát triển, và các nghiên cứu đã được thực hiện trên nhiều dạng và hình dạng cấu tạo của các bề mặt đối lưu thực hiện một hoặc một phương pháp tăng cường trong dòng khí và chất lỏng.
Để tăng cường truyền nhiệt đối lưu, điều cần thiết là lớp biên nhiệt càng mỏng càng tốt. Với sự phát triển của sự hỗn loạn dòng chảy, lớp ranh giới trở nên mỏng đến mức sự đối lưu bắt đầu có tác động chi phối đến sự truyền nhiệt.
Để tăng cường truyền nhiệt đối lưu, điều cần thiết là lớp biên nhiệt càng mỏng càng tốt. Với sự phát triển của nhiễu loạn dòng chảy, vùng đất ranh giới trở nên mỏng đến mức sự đối lưu bắt đầu có tác động chi phối đến sự truyền nhiệt.
Để tăng cường truyền nhiệt đối lưu, điều cần thiết là lớp biên nhiệt càng mỏng càng tốt. Với sự phát triển của sự hỗn loạn dòng chảy, lớp ranh giới trở nên mỏng đến mức quá trình truyền nhiệt được thực hiện hoàn toàn bằng đối lưu.
Để tăng cường truyền nhiệt đối lưu, điều cần thiết là lớp biên nhiệt càng mỏng càng tốt. Với sự phát triển của sự hỗn loạn dòng chảy, lớp ranh giới trở nên mỏng đến mức sự đối lưu bắt đầu có tác động chi phối đến sự truyền nhiệt.
Một cơ chế tương tự của việc tăng cường truyền nhiệt đối lưu, như được chỉ ra trong các thí nghiệm sử dụng tính không đồng nhất quang học của môi trường, cũng diễn ra với đối lưu tự do. Trên các đường ống thô, góc tách f của các xoáy từ phần trên của ống lớn hơn, góc P mà chúng hướng lên trên càng rộng và chiều dày b của cột không khí được đốt nóng phía trên ống lớn hơn. Đối với nước (tfK i & 20 C), sự tăng cường truyền nhiệt cực đại theo độ nhám cũng diễn ra và xảy ra ở (Gr-Pr) md s 5 10e, tương ứng với đường kính 10 mm.
Để tăng cường truyền nhiệt đối lưu, tốc độ dòng khí cao1 là mong muốn. Tuy nhiên, sự gia tăng tốc độ đi kèm với sự gia tăng sức cản của khí và tăng mức tiêu hao năng lượng để vượt qua nó.
Hiện nay, việc tăng cường truyền nhiệt đối lưu được coi là vấn đề phức tạp và hứa hẹn nhất trong lý thuyết truyền nhiệt. Theo truyền thống, người ta cũng tin rằng vấn đề này liên quan nhiều nhất đến chất làm mát, được đặc trưng bởi các giá trị cao của số Reynolds.
Như đã biết, việc tăng cường truyền nhiệt đối lưu được thực hiện theo các hướng đạt được độ dày tối thiểu và mức độ hỗn loạn lớn nhất của lớp biên. Với mục đích này, các sườn gián đoạn hoặc có đục lỗ, sườn định hình, sườn có máy khuấy trộn được sử dụng. Với các giá trị tương đối nhỏ của thông số h / 2 / ol, các phép đo này phải được thực hiện dọc theo toàn bộ chiều cao của sườn. Rõ ràng, có một số lợi ích trong việc loại bỏ nhiệt với tổn thất thủy lực bằng nhau.
Trong lĩnh vực tăng cường truyền nhiệt đối lưu này, công trình của các nhà khoa học lỗi lạc G.A. Dreitser, E.K. Kalinin, V.K. Nhấp nháy, các tài liệu được sử dụng trong đoạn này.
Mục tiêu cuối cùng của việc áp dụng phương pháp tăng cường truyền nhiệt đối lưu là xây dựng một thiết bị có diện tích bề mặt truyền nhiệt nhỏ nhất hoặc có chênh lệch nhiệt độ nhỏ nhất ở mức tiêu thụ điện năng thấp nhất để bơm chất lỏng. Vì việc sử dụng bất kỳ phương pháp tăng cường truyền nhiệt nào đã biết đi kèm với sự gia tăng truyền nhiệt, bởi sự gia tăng lực cản thủy lực, làm tăng tiêu thụ điện năng để bơm chất lỏng, một trong những chỉ số chính của thiết bị là hiệu quả của các bề mặt đối lưu của nó.
Trong một số trường hợp, các phương pháp được sử dụng để tăng cường truyền nhiệt đối lưu trong quá trình sôi trên bề mặt gia nhiệt quay.
Hệ quả của việc tăng cường các quá trình truyền nhiệt là sự gia tăng hệ số truyền nhiệt, với các bề mặt trao đổi nhiệt sạch, được xác định bằng hệ số truyền nhiệt từ phía của chất làm nóng và chất làm mát được nung nóng. Trong nhiều trường hợp, các đặc tính hóa lý của chất mang nhiệt được sử dụng khác nhau đáng kể, áp suất và nhiệt độ, hệ số truyền nhiệt của chúng không giống nhau. Vì vậy, giá trị của hệ số truyền nhiệt từ phía nước α = 2000 ... 7000 W / (m 2 K), từ phía chất làm mát khí α ≤ 200 W / (m 2 K), đối với chất lỏng nhớt α = 100 ... 600 W / (m 2 K). Rõ ràng là quá trình tăng cường truyền nhiệt phải được thực hiện từ phía bên của chất làm mát, nơi có giá trị nhỏ của hệ số truyền nhiệt. Với cùng thứ tự các giá trị của hệ số truyền nhiệt của chất mang nhiệt, tăng cường truyền nhiệt có thể được thực hiện trên cả hai mặt của quá trình truyền nhiệt, nhưng có tính đến khả năng vận hành và kỹ thuật.
Thông thường, việc tăng cường truyền nhiệt có liên quan đến sự gia tăng chi phí năng lượng để khắc phục sức cản thủy lực ngày càng tăng. Do đó, một trong những chỉ số chính đặc trưng cho hiệu quả của việc tăng cường truyền nhiệt trong các bộ trao đổi nhiệt là hiệu suất năng lượng của nó. Sự gia tăng cường độ truyền nhiệt phải tương xứng với sự gia tăng lực cản thủy lực.
Các phương pháp tăng cường truyền nhiệt chính sau đây được sử dụng:
thiết kế bề mặt gồ ghề và bề mặt có hình dạng phức tạp, góp phần tạo ra sự hỗn loạn của dòng chảy ở lớp gần vách;
việc sử dụng các đoạn chèn hỗn loạn trong các kênh;
tăng diện tích bề mặt trao đổi nhiệt nhờ cánh tản nhiệt;
tác động đến dòng nước làm mát bằng điện trường, từ trường và siêu âm;
sự hỗn loạn của lớp gần thành bằng cách tổ chức các dao động về tốc độ của dòng chảy tới và độ xoáy của nó;
tác động cơ học lên bề mặt trao đổi nhiệt bằng chuyển động quay và rung của nó;
việc sử dụng vòi phun dạng hạt ở cả trạng thái tĩnh và trạng thái giả chuyển động;
thêm các hạt rắn hoặc bọt khí vào chất làm mát.
Khả năng và hiệu quả của việc sử dụng một hoặc một phương pháp tăng cường khác đối với các điều kiện cụ thể được xác định bởi khả năng kỹ thuật và hiệu quả của phương pháp này.
Một trong những phương pháp được sử dụng rộng rãi nhất để tăng cường truyền nhiệt (tăng dòng nhiệt) là vây bề mặt ngoài của ống, miễn là chất làm mát có giá trị thấp của hệ số truyền nhiệt được dẫn vào không gian hình khuyên.
Sơ đồ của một số thiết bị được sử dụng để tăng cường truyền nhiệt trong đường ống được đưa ra trong Bảng. 7.1.
7.1. Sơ đồ các thiết bị được sử dụng để tăng cường
truyền nhiệt
|
gân guốc |
gân guốc | ||
|
xoắn |
Đường ống với các phần nhô ra được xác định rõ ràng bằng hình xoắn ốc |
|
|
|
Máy khuấy trục vít liên tục |
Ống xoắn | ||
|
Loại kênh hàng năm bộ khuếch tán-khuếch tán |
Xen kẽ các phần nhô ra hình khuyên được xác định rõ ràng trên bề mặt bên trong của một đường ống trơn |
Sử dụng máy xoáy cánh, máy xoáy trục vít ngắt quãng có hình dạng khác của thân trung tâm, v.v ... Cần lưu ý rằng đồng thời với việc tăng hệ số truyền nhiệt lên 30 ... 40%, thì lực cản thủy lực sẽ tăng lên bởi 1,5-2,5 lần. Điều này được giải thích là do sự tiêu tán năng lượng trong quá trình tan rã của các cấu trúc xoáy quy mô lớn (chúng phát sinh khi dòng chảy xoáy) vượt quá đáng kể việc tạo ra sự hỗn loạn - để cung cấp năng lượng cho các xoáy suy yếu, một nguồn cung cấp năng lượng liên tục từ bên ngoài là cần thiết.
Người ta đã chứng minh rằng dưới các chế độ dòng chảy hỗn loạn và chuyển tiếp, nên tăng cường các xung hỗn loạn không phải ở lõi dòng chảy mà ở lớp gần thành, nơi độ dẫn nhiệt hỗn loạn thấp và mật độ dòng nhiệt là tối đa, bởi vì điều này lớp chiếm 60 ... 70% chênh lệch nhiệt độ có sẵn "thành chất lỏng". Số R càng cao r, lớp mỏng hơn nó có thể bị ảnh hưởng.
Các khuyến nghị trên có thể được thực hiện bằng cách tạo ra theo một cách nào đó, ví dụ, bằng cách uốn, xen kẽ các phần nhô ra hình khuyên được xác định trơn tru trên bề mặt bên trong của một đường ống trơn. Để rơi chất lỏng có P r= 2 ... 80 kết quả tốt nhất thu được tại t sun / d int = 0,25 ... 0,5 và d sun / d int = 0,94 ... 0,98. Vì vậy, tại R e = 10 5, truyền nhiệt tăng lên 2,0-2,6 lần và lực cản thủy lực tăng 2,7-5,0 lần so với truyền nhiệt của ống trơn. Đối với không khí, kết quả tốt thu được ở t sun / d in = 0,5 ... 1,0 và d sun / d in = 0,9 ... 0,92: trong vùng chuyển tiếp của dòng chảy (R e = 2000 ... 5000) an tăng truyền nhiệt 2,8 ... 3,5 lần kèm theo tăng điện trở 2,8-4,5 lần (so với ống trơn).
Các phương pháp ảnh hưởng cơ học trên bề mặt trao đổi nhiệt và ảnh hưởng đến dòng điện, siêu âm và từ trường vẫn chưa được nghiên cứu đầy đủ.
Công ty Cổ phần Bản quyền "Cục Thiết kế Trung ương" BIBCOM "& LLC" Cơ quan Sách-Dịch vụ "Đại học Kỹ thuật Nhà nước Moscow lấy tên là N.E. Bauman V.N. Afanasiev, V.L. TRUYỀN CẢM HỨNG TRUYỀN NHIỆT Trifonov THEO KẾT NỐI CỐ ĐỊNH Hướng dẫn cho công việc nghiên cứu khóa học về khóa học "Các phương pháp tăng cường truyền nhiệt" Nhà xuất bản Matxcova MSTU im. N.E. Bauman 2007 Bản quyền của Cục Thiết kế Trung ương OJSC Cơ quan Sách-Dịch vụ BIBCOM & LLC UDC 536.24 (076) LBC 31.31 A94 Người đánh giá N.L. Schegolev A94 Afanasiev V.N., Trifonov V.L. Truyền nhiệt tăng cường trong điều kiện đối lưu cưỡng bức: Phương pháp. hướng dẫn công trình nghiên cứu môn học “Phương pháp tăng cường truyền nhiệt”. - M .: Nhà xuất bản MSTU im. N.E. Bauman, 2007. - 68 trang: bệnh. Các quy định chính của lý thuyết truyền nhiệt đối lưu và các phương pháp truyền nhiệt tăng cường được mô tả. Các yêu cầu đối với việc thực hiện nghiên cứu thử nghiệm và thiết kế một bài báo nghiên cứu khóa học được xây dựng. Đối với sinh viên của MSTU có tên N.E. Bauman, đang theo học chuyên ngành "Vật lý nhiệt". Il. 14. Thư mục. 24 đầu sách UDC 536.24 (076) BBK 31.31 Ấn bản có phương pháp Valery Nikanorovich Afanasyev Valery Lvovich Trifonov TRUYỀN NHIỆT CHUYỂN NHIỆT THEO KẾT NỐI CẦN Biên tập viên A.V. Sakharova Hiệu đính R.V. Bố cục máy tính Tsareva A.Yu. Uralova Đã ký xuất bản vào ngày 10.05.2007. Định dạng 60 × 84/16. Giấy offset. Pech. l. 4,25. Ch.đổi lò l. 3,95. Uch.-ed. l. 3,45. Lưu hành 300 bản. Ed. Số 168. Nhà xuất bản Đặt hàng của Đại học Kỹ thuật Nhà nước Matxcova. N.E. Bauman. 105005, Moscow, 2nd Baumanskaya st., 5. MSTU im. N.E. Bauman, 2007 Copyright OJSC "TsKB" BIBCOM "& LLC" Agency Kniga-Service "GIỚI THIỆU các phương pháp tính toán thủy động lực học và truyền nhiệt hiện đại trong quá trình chuyển động của các thiết bị khác nhau trong môi trường không đẳng nhiệt nhớt là không thể. Việc không thể sử dụng trực tiếp các phương trình để thu được các giải pháp chính xác của các quá trình vận chuyển trong lớp ranh giới đã dẫn đến việc tạo ra nhiều phương pháp khác nhau cho nghiên cứu thực nghiệm của họ, bao gồm cả các phương pháp thống kê. Vấn đề tăng lượng nhiệt loại bỏ trong các quá trình công nghệ khác nhau, tức là tăng cường các quá trình truyền nhiệt, đã và vẫn là khó khăn nhất. Sự gia tăng đáng kể số lượng các ấn phẩm về chủ đề này cho thấy mức độ liên quan cực kỳ cao của nó. Cơ sở của công việc nghiên cứu khóa học này (KRW) dựa trên kết quả của nghiên cứu cơ bản về quá trình truyền nhiệt và khối lượng được thực hiện tại Đại học Kỹ thuật Nhà nước Mátxcơva. N.E. Bauman tại Khoa Vật lý Nhiệt trong vài thập kỷ, cũng như các tài liệu từ các viện nghiên cứu hàng đầu và những thành tựu mới nhất của khoa học trong và ngoài nước trong lĩnh vực nhiệt và truyền khối. Các phương pháp bán thực nghiệm hiện có và đã phát triển để tính toán lớp biên đòi hỏi một nghiên cứu thực nghiệm sâu hơn về cấu trúc của nó. Có hai cách tiếp cận: cổ điển (sử dụng các phương pháp truyền thống để chẩn đoán lớp biên bằng các đặc trưng trung bình) và thống kê (điều tra các đặc điểm dao động của lớp biên hỗn loạn). CRW cung cấp cho các nghiên cứu thực nghiệm và lý thuyết về các lớp biên động và nhiệt bằng các phương pháp truyền thống (theo các đặc trưng trung bình). Công trình nghiên cứu lớp biên theo phương pháp cổ điển được thiết kế cho sinh viên năm thứ sáu, những người đã nắm vững nghiên cứu về truyền nhiệt tính toán và thủy động lực học, truyền nhiệt đối lưu và lý thuyết về lớp biên. Khi thực hiện công việc, sinh viên phải nắm vững các phương pháp nghiên cứu thực nghiệm thủy động lực học và truyền nhiệt hiện đại trong các chế độ dòng chảy tầng và chất lỏng rối loạn, cũng như các phương pháp đánh giá độ tin cậy của các kết quả thu được. KRW dựa trên nghiên cứu thực nghiệm của một quá trình cụ thể - nghiên cứu thủy động lực học và truyền nhiệt trong dòng chảy không dốc cưỡng bức xung quanh một tấm phẳng. Việc nghiên cứu thực nghiệm nhiều quá trình phức tạp, trong đó có quá trình truyền nhiệt đối lưu, phụ thuộc vào một số lượng lớn các yếu tố riêng lẻ, là vô cùng khó khăn. Một trong những phương tiện để giải quyết những vấn đề đó là ứng dụng lý thuyết về phép đồng dạng, giúp xử lý và tổng quát hóa các kết quả của các thí nghiệm. Kết quả cuối cùng phải được trình bày dưới dạng tiêu chí, và đối với điều này, học sinh phải nắm vững lý thuyết về độ tương tự. 4 Copyright OJSC "Central Design Bureau" BIBCOM "& LLC" Agency Kniga-Service "PHẦN LÝ THUYẾT 1. Các phương pháp truyền nhiệt chính của cơ thể và môi trường. Do đó, đối với các tính toán thực tế về thông lượng nhiệt ổn định (không đổi theo thời gian) được cung cấp (loại bỏ) lên bề mặt của một vật thể bay bởi chất lỏng hoặc khí, định luật Newton-Richmann thường được sử dụng: Q = αΔTA, (1) trong đó Q là nhiệt lượng mà cơ thể trao đổi với môi trường, W; A là bề mặt trao đổi nhiệt, m2; ΔT là hiệu nhiệt độ giữa cơ thể và môi trường, độ; α là hệ số truyền nhiệt, W / (m2 deg), biểu thị cường độ của quá trình truyền nhiệt giữa bề mặt trao đổi nhiệt và môi trường. Trên thực tế, công thức (1) không phản ánh sự phụ thuộc thực của nhiệt lượng vào nhiệt độ, tính chất vật lý và kích thước của các vật thể trong tương tác nhiệt. Về bản chất, việc áp dụng công thức này là một số kỹ thuật chính thức chuyển tất cả những khó khăn của việc tính toán truyền nhiệt sang xác định hệ số truyền nhiệt α, hệ số này thường phụ thuộc vào kích thước của bề mặt trao đổi nhiệt và chênh lệch nhiệt độ ở một mức độ nhỏ hơn thông lượng nhiệt Q. Khi tính toán sự truyền nhiệt từ môi trường lỏng này sang môi trường lỏng khác qua bức tường ngăn cách chúng, trong thực hành tính toán, một biểu thức tương tự như công thức (1) được sử dụng: Q = kΔTA, (2) độ), biểu thị cường độ của quá trình truyền nhiệt từ chất lỏng này sang chất lỏng khác qua bức tường ngăn cách chúng; ΔT là hiệu số giữa nhiệt độ trung bình của chất lỏng, độ. Sự phụ thuộc (1) và (2) cho thấy rằng trong từng trường hợp cụ thể, cần phải tính đến các tính năng đặc trưng của quá trình truyền nhiệt đang được xem xét. Từ phần khái quát của lý thuyết truyền nhiệt và truyền khối, ta biết rằng có ba phương pháp truyền nhiệt chính: dẫn nhiệt, đối lưu và bức xạ. Dẫn nhiệt là sự truyền nhiệt trong môi trường vật chất liên tục. Định luật cơ bản của độ dẫn nhiệt là định luật Biot-Fourier, theo đó mật độ thông lượng nhiệt tỷ lệ thuận với gradient nhiệt độ và tỷ lệ nghịch với nó: q = - λ (∂t / ∂n), (3) trong đó hệ số dẫn nhiệt λ, W / (m deg), là một tham số vật lý nhiệt biểu thị khả năng dẫn nhiệt của một vật. Nhiệt lượng trên một đơn vị thời gian dẫn nhiệt Q = q A. Khi thiết kế máy móc, thiết bị, người ta thường tăng cường hoặc làm suy yếu sự truyền nhiệt qua tường. Giảm cường độ truyền nhiệt giúp giảm tổn thất nhiệt qua tường hoặc bảo vệ nhiệt cho các bộ phận của máy móc và thiết bị tiếp giáp với bề mặt nóng. Vấn đề này có thể được giải quyết bằng cách nhiệt các bề mặt nóng. Giảm kích thước và trọng lượng của bộ trao đổi nhiệt có liên quan đến nhu cầu tăng cường các quá trình truyền nhiệt, có thể được thực hiện theo nhiều cách khác nhau, bao gồm tăng bề mặt truyền nhiệt với sự trợ giúp của các cánh tản nhiệt. Truyền nhiệt đối lưu là truyền nhiệt trong môi trường chuyển động. Thông thường, định luật Newton-Richmann (1) được sử dụng để xác định lượng nhiệt truyền trong quá trình đối lưu. Nhiệm vụ làm tăng lượng nhiệt thoát ra khỏi bề mặt của cơ thể, tức là e. tăng cường truyền nhiệt đối lưu6 Bản quyền OJSC "Cục thiết kế trung tâm" BIBCOM "& LLC" Agency Kniga-Service "chi, đã và vẫn là nhiệm vụ khó khăn nhất, nhưng cũng cấp bách nhất của lý thuyết về các quá trình truyền trong môi trường chuyển động . Phát biểu của bài toán truyền nhiệt trong môi chất chuyển động có một ý nghĩa đặc biệt nếu nó được xem xét cùng với bài toán tiêu hao năng lượng cho chuyển động của chất làm mát. Trong điều kiện thực tế, bình thường, mục tiêu là đạt được tốc độ truyền nhiệt cao nhất có thể với mức tiêu thụ năng lượng thấp nhất có thể. Tình huống, trong đó mong muốn tăng cường truyền nhiệt bằng bất cứ giá nào, là chính đáng, nên được coi là hoàn toàn ngoại lệ. Ngoài ra, rõ ràng là một số đặc tính nhất định của hệ thống trao đổi nhiệt có thể dẫn đến cường độ cao, ví dụ, độ nhám bề mặt thu được trong quá trình gia công thông thường, rung động bề mặt do chuyển động quay của các bộ phận máy hoặc xung dòng chảy, điện trường hiện diện trong thiết bị điện, v.v ... Bức xạ là sự truyền nhiệt với sự trợ giúp của sóng điện từ. Trong thực hành kỹ thuật, để tính toán thông lượng nhiệt trong các quá trình bức xạ, định luật Stefan – Boltzmann thường được sử dụng: Q = εσ0T 4A, (4) trong đó σ0 là hằng số Stefan – Boltzmann, σ0 = 5,67 10–8 W / (m2 K4 ); ε là mức độ phát xạ của cơ thể bức xạ. Từ công thức (4) có thể thấy rằng các phương pháp tăng cường bức xạ chính là nhằm làm tăng các thông số T, A và ε. Tất cả những điều trên cho thấy nhiệt lượng mà cơ thể trao đổi với môi trường phụ thuộc vào nhiều yếu tố. Các yếu tố này phải được biết đến để tính đến khi sử dụng một số quá trình truyền nhiệt nhất định trong các nhà máy điện khác nhau và để kiểm soát chúng, tức là tăng cường truyền nhiệt hoặc giảm loại bỏ nhiệt. Như vậy, tăng cường truyền nhiệt là sự gia tăng lượng nhiệt được loại bỏ trong các quá trình truyền nhiệt. Khi xem xét các phương pháp tăng cường truyền nhiệt trong các điều kiện dẫn nhiệt, đối lưu và bức xạ, cần nhớ rằng trong từng trường hợp cụ thể, theo quy luật, các phương pháp tăng cường kết hợp được sử dụng, có tính đến các tính năng đặc trưng của quá trình đang xét. . 7 Bản quyền của Cục thiết kế trung tâm OJSC Cơ quan BIBCOM & LLC Kniga-Service Với sự phát triển của công suất năng lượng và khối lượng sản xuất, kích thước của các bộ trao đổi nhiệt (TOA) được sử dụng tăng lên đáng kể, điều này làm tăng yêu cầu về hiệu quả và độ tin cậy trong công việc của chúng. Rõ ràng, bằng cách chỉ tăng hiệu suất năng lượng của các nhà máy nhiệt điện lên một vài phần trăm bằng cách tạo ra các thiết bị trao đổi nhiệt nhỏ gọn hơn, trên quy mô quốc gia, bạn có thể tiết kiệm đáng kể nguồn nguyên liệu: nhiên liệu, vật liệu và kim loại, chi phí lao động, v.v. Do đó, việc phát triển và tạo ra các hệ thống làm mát nhỏ gọn hiệu quả cao là một vấn đề cực kỳ cấp bách liên quan chặt chẽ đến việc tăng cường quá trình truyền nhiệt và khối lượng, được quyết định phần lớn bởi các tính năng của dòng chảy xung quanh và lực cản thủy lực của bề mặt trao đổi nhiệt. Kể từ khi phát minh ra TOA đầu tiên, các bề mặt tỏa nhiệt trong chúng đã được làm từ các ống có đường kính nhỏ. Những đường ống như vậy vẫn được sử dụng với số lượng lớn trong sản xuất TOA. Tuy nhiên, một mét vuông bề mặt trao đổi nhiệt làm bằng ống đắt hơn nhiều lần so với bề mặt có cùng diện tích làm bằng tấm mỏng. Trong giai đoạn từ những năm 1960 đến nay, số lượng các bài báo được xuất bản về các khía cạnh khác nhau của tăng cường truyền nhiệt, bao gồm các báo cáo, bài báo, luận văn và bằng sáng chế, đã tăng đều đặn. Điều này cho thấy rằng tăng cường truyền nhiệt hiện đang là một lĩnh vực đặc biệt quan trọng để nghiên cứu và phát triển truyền nhiệt. 2. Tăng cường truyền nhiệt đối lưu Việc tăng cường truyền nhiệt đối lưu hiện nay có lẽ là phức tạp nhất và trong mọi trường hợp, là vấn đề cấp thiết nhất trong lý thuyết về các quá trình truyền trong môi trường chuyển động. Nó có tầm quan trọng đặc biệt trong các điều kiện của chất làm mát dạng khí, được đặc trưng bởi cường độ giảm của các quá trình trao đổi (trong những điều sau đây, trường hợp cụ thể này có ý nghĩa chủ yếu). Đặc thù của vấn đề này nằm ở chỗ, nếu xét riêng trên cơ sở nghiên cứu sự truyền nhiệt như một quá trình cô lập độc lập thì về cơ bản nó là vô nghĩa; nó chỉ nhận được nội dung thực sự kết hợp với vấn đề tiêu thụ năng lượng cho quá trình cải tiến chất làm mát. Trong trường hợp này, trong điều kiện thực tế bình thường, mục tiêu là đạt được cường độ truyền nhiệt cao nhất có thể với mức tiêu thụ năng lượng thấp nhất có thể. Rõ ràng là chỉ có một phân tích chung của các đại lượng được giới thiệu như một thước đo định lượng về cường độ truyền nhiệt và tiêu thụ điện năng mới có thể cung cấp cơ sở hợp lý để đánh giá kết quả đạt được. Tuy nhiên, sẽ là sai lầm khi nghĩ rằng vấn đề này được rút gọn thành việc nghiên cứu hai vấn đề tự trị và độc lập khác nhau, sau đó là so sánh các giải pháp của chúng. Điều cực kỳ quan trọng là những vấn đề này có liên quan chặt chẽ với nhau, vì chúng đặc trưng cho các khía cạnh khác nhau của cùng một quá trình và các giải pháp của chúng xác định các tác động định lượng mà bên ngoài rất không đồng nhất, nhưng do một cơ chế vật lý duy nhất. Sự giống nhau sâu sắc của cả hai vấn đề được thể hiện ở chỗ trong những điều kiện đơn giản nhất, một loại quan hệ đặc biệt hoạt động - phép loại suy Reynolds, một mặt thiết lập mối quan hệ trực tiếp và rõ ràng giữa cường độ truyền nhiệt và cường độ mặt khác là các hiệu ứng tiêu tán (chịu trách nhiệm tiêu thụ điện năng). Với sự phức tạp của môi trường vật chất của quá trình, phép loại suy Reynolds mất đi lực lượng của nó và phải được thay thế bằng các phần phụ thuộc có bản chất trung gian hơn và phức tạp hơn về cấu trúc. Thật không may, vẫn chưa có lý thuyết nào có thể hình thành những phụ thuộc này cho các điều kiện cụ thể khác nhau và có thể giúp tìm ra một giải pháp tổng quát, mà chúng sẽ trở thành một trường hợp cụ thể. Tuy nhiên, việc xem xét các vật liệu thí nghiệm vô cùng phong phú và đa dạng được tích lũy trong quá trình hoạt động của các thiết bị trao đổi nhiệt khác nhau đã tương đối lâu dẫn đến kết luận rằng xu hướng sau đây tồn tại: khi quá trình trở nên phức tạp hơn (tức là khi các điều kiện mà Reynolds tương tự là hợp lệ) bị vi phạm, tỷ lệ giữa công suất tiêu thụ và cường độ truyền nhiệt đạt được trở nên kém thuận lợi hơn. Do đó, phép loại suy Reynolds đã hiểu được ý nghĩa của một loại hạn chế đặc biệt, thiết lập giới hạn thấp hơn, có thể về mặt vật lý của công suất sử dụng ở một cường độ truyền nhiệt đối lưu nhất định. Do đó, người ta tin rằng chính trong những điều kiện đơn giản nhất này, khi phép loại suy Reynolds có hiệu lực, mối quan hệ có lợi nhất giữa cường độ truyền nhiệt và công suất tiêu thụ được nhận ra. Một nghiên cứu sâu hơn và chi tiết hơn về cơ chế của các quá trình chuyển giao cho thấy rằng sự hiểu biết như vậy về phép loại suy Reynolds là không thỏa đáng. Trong một số trường hợp, nó mô tả chính xác một số khía cạnh của quá trình đang được xem xét, nhưng nó không phản ánh đầy đủ ảnh hưởng của tổng thể các điều kiện vật chất của quá trình trong tất cả mức độ phức tạp thực tế của chúng và không thể được chấp nhận một cách tổng thể. Trong nhiều trường hợp, hoàn toàn không có lợi ích thực tế, nếu các điều kiện quá trình thỏa mãn phép loại suy Reynolds bị vi phạm, thì mối quan hệ giữa truyền nhiệt và lực cản thủy động lực học thực sự xấu đi. Điều này có nghĩa là trong một môi trường vật chất thay đổi, cơ chế tiêu tán năng lượng như vậy bắt đầu hoạt động, cơ chế này không được kết nối một cách đơn giản và rõ ràng với sự truyền nhiệt theo hướng bình thường lên bề mặt. Tuy nhiên, điều này hoàn toàn không dẫn đến một tình huống dẫn đến tác dụng ngược lại, tức là, sự gia tăng đáng kể nhiệt truyền với một mức tăng tương đối không đáng kể (hoặc thậm chí giảm) cường độ tiêu tán năng lượng, về cơ bản là không thể. Theo nghĩa này, rất có thể chỉ ra rằng trong những thập kỷ gần đây, trong các điều kiện buộc bề mặt gia nhiệt vừa phải, các mối quan hệ thuận lợi hơn đã thu được giữa cường độ truyền nhiệt và điện trở. Do đó, phép loại suy Reynolds không thể được quy cho ý nghĩa của điều kiện thiết lập giới hạn dưới của công suất yêu cầu. Các tỷ lệ thuận lợi hơn nữa thực sự có thể đạt được, trong đó không có mâu thuẫn nội tại. Thực tế là các quá trình truyền nhiệt và động lượng được thực hiện bởi các hạt tải điện giống nhau chưa xác định được dạng quan hệ giữa cường độ truyền nhiệt và lực cản thuỷ động. Rõ ràng, sự phân bố nhiệt độ và vận tốc được hình thành trong vùng chuyển giao sẽ có ảnh hưởng đáng kể. Quan hệ được biểu thị dưới dạng tương tự Reynolds (hệ số truyền nhiệt không thứ nguyên St bằng ứng suất ma sát không thứ nguyên trên bề mặt) chỉ có giá trị nếu trường nhiệt độ tương tự như trường vận tốc. Yêu cầu này có thể được đáp ứng với độ chính xác vừa đủ đối với dạng đơn giản nhất của quy trình - dòng chất làm mát dọc theo bề mặt không có độ cong dọc (ví dụ, dòng chảy bên trong các đường ống thẳng và các kênh có tiết diện không đổi, dòng chảy dọc xung quanh các bề mặt phẳng và hình ống tại Рr = 1). Nếu sự tương tự của các trường bị vi phạm, sự tương tự sẽ trở nên không hợp lệ và các quan hệ khác bắt đầu hoạt động. Việc làm xấu đi các điều kiện của quá trình sẽ dễ dàng hơn nhiều so với việc cải thiện chúng. Bất kỳ sự thay đổi nào trong môi trường vật chất, do các nguyên nhân ngẫu nhiên và dẫn đến sự vi phạm sự giống nhau của phân bố nhiệt độ và vận tốc, hầu như luôn gây ra những thay đổi trong tỷ lệ đang xét theo hướng bất lợi. Chỉ những ảnh hưởng nhất định, được tạo ra đặc biệt mới dẫn đến kết quả mong muốn. Tất cả những điều trên chỉ ra sự phức tạp lớn của vấn đề tăng cường truyền nhiệt đối lưu và thuyết phục chúng ta rằng sẽ không hợp lý nếu đặt bất kỳ hy vọng nào vào các tìm kiếm thực nghiệm cho giải pháp của nó. Tất nhiên, có thể tình cờ phát hiện ra một hoặc một hiệu ứng tăng cường khác, và điều này đã xảy ra nhiều lần. Tuy nhiên, nếu không có sự hiểu biết đúng đắn về bản chất vật lý của hiệu ứng được phát hiện, khó có thể tìm ra cách sử dụng nó một cách nhanh chóng và đề xuất các phương pháp tái tạo nó trong một môi trường quy trình làm việc mà không phải là nguồn gây ra các phản ứng phụ tiêu cực. Để phân biệt một hiệu ứng vật lý tăng cường với nhiều hiện tượng không đồng nhất, để xác định các điều kiện và khả năng sử dụng hợp lý nó, cần phải có một mô hình vật lý đủ chi tiết của quá trình, được hỗ trợ ở một mức độ nào đó bởi các yếu tố của lý thuyết định lượng. . Chỉ trong thời kỳ cuối cùng, khi vấn đề tăng cường truyền nhiệt hóa ra có mối liên hệ hữu cơ với lý thuyết đang phát triển về các quá trình truyền, mới đạt được tiến bộ đáng kể. Tuy nhiên, thông tin sẵn có về các quá trình chuyển giao vẫn chưa đầy đủ và không thể dùng làm cơ sở vật lý đáng tin cậy cho sự phát triển của một lý thuyết quá phức tạp theo hướng cụ thể của nó. Tuy nhiên, cho đến nay, một lượng đáng kể dữ liệu về tác dụng tăng cường đã được tích lũy, việc sử dụng chúng là khá phù hợp. Những tác động này đã được nghiên cứu cẩn thận không chỉ về mặt định tính mà còn về mặt định lượng và toàn diện trong một hệ thống biểu diễn vật lý nhất định. Các phương pháp thực hiện trong thực tế của họ được đề xuất và thử nghiệm bằng thực nghiệm. Cho đến nay vẫn chưa thể tạo ra một lý thuyết phổ quát giải thích toàn bộ dữ liệu thu được, nhưng tuy nhiên, có thể đưa ra một số cân nhắc chung cho phép chúng ta xem xét kết quả của các nghiên cứu, ít nhất là từ quan điểm định tính. Ý tưởng chính là việc tăng cường ảnh hưởng gây ra ở khu vực gần bức tường sự đổi mới nâng cao của môi trường, sự thay thế năng lượng của một số phần tử của nó bằng những phần tử khác, do bản chất khác nhau của sự phân bố nhiệt độ và vận tốc, thực hiện chức năng của chất mang nhiệt hiệu quả hơn chức năng của chất mang động lượng. Sự khác biệt này càng có ý nghĩa thì tỷ số giữa cường độ truyền nhiệt và lực cản thủy động học càng có lợi hoặc ngược lại. Có thể hiểu đơn giản rằng môi trường vật chất tương ứng với một sơ đồ của quá trình như vậy là rất phức tạp và rất bất thường. Với sự hiểu biết sâu sắc hơn về cấu trúc của lớp ranh giới hỗn loạn và cơ chế của các quá trình chuyển giao xảy ra trong đó, chắc chắn sẽ mở ra các khả năng mới để tạo ra các phương pháp tinh tế và hiệu quả hơn để tác động đến các thuộc tính của quá trình. Các điều kiện quyết định sự lựa chọn tối ưu của các phương pháp tăng cường truyền nhiệt đối lưu. Một trong những nhiệm vụ chính trong việc tạo ra hầu hết các hệ thống trao đổi nhiệt hiện đại là đảm bảo kích thước và trọng lượng tối thiểu của TOA ở các điện trở thủy lực, tốc độ dòng chảy và nhiệt độ nước làm mát cho trước. Vì vậy, một thời điểm rất quan trọng trong thiết kế TOA là việc lựa chọn loại bề mặt trao đổi nhiệt. Rõ ràng, bề mặt tốt nhất sẽ là bề mặt mà trong các điều kiện giống hệt nhau, cung cấp hệ số truyền nhiệt lớn nhất, tức là thông lượng nhiệt riêng lớn nhất. Do đó, việc tăng cường các quá trình truyền nhiệt, đặc biệt là trong các kênh, là cách hiệu quả nhất để giảm kích thước và khối lượng của các thiết bị trao đổi nhiệt. Có thể đạt được sự cải thiện đáng kể về các đặc tính của thiết bị trao đổi nhiệt, chẳng hạn như các thông số về trọng lượng và kích thước, mức tiêu thụ kim loại, nhiệt độ bề mặt, độ tin cậy và tuổi thọ sử dụng bằng các phương pháp tăng cường truyền nhiệt tối ưu cho một trường hợp cụ thể. Tuy nhiên, việc lựa chọn phương pháp tăng cường truyền nhiệt tối ưu là một công việc khó khăn, nó được quyết định bởi nhiều điều kiện, trong đó quan trọng nhất là những điều kiện sau. 12 Copyright JSC Central Design Bureau BIBCOM & OOO Agency Kniga-Service 1. Mục tiêu và mục đích của việc tăng cường truyền nhiệt cho loại TOA cụ thể này. 2. Chi phí năng lượng cho phép để tăng cường truyền nhiệt và loại năng lượng sẵn có. 3. Cấu trúc thủy động lực học của dòng chảy cần tăng cường truyền nhiệt; bản chất của sự phân bố mật độ của các dòng nhiệt hoặc trường nhiệt độ trong chất làm mát; các cách hợp lệ để kiểm soát cấu trúc luồng. 4. Khả năng sản xuất TOA với tăng cường truyền nhiệt, thuận tiện và đáng tin cậy trong hoạt động. Chúng ta hãy xem xét các điều kiện này chi tiết hơn. 1. Mục tiêu và mục tiêu của việc tăng cường truyền nhiệt trong loại TOA cụ thể này. Các nhiệm vụ tăng cường truyền nhiệt thường là để giảm các thông số trọng lượng và kích thước của TOA hoặc giảm chênh lệch nhiệt độ trong nó so với giá trị của chúng, đạt được trong các điều kiện nhất định theo cách thông thường (bằng cách thay đổi tốc độ dòng chảy và kênh kích thước, v.v., tùy thuộc vào điều kiện cụ thể). 2. Chi phí năng lượng cho phép để tăng cường truyền nhiệt và loại năng lượng có sẵn cho việc này. Các nghiên cứu phân tích và thiết kế tổng thể đối tượng giúp xác định chi phí năng lượng cho phép để bơm chất mang nhiệt qua thiết bị trao đổi nhiệt. Loại năng lượng cũng thường được biết đến: theo quy luật, đây là (ở mức giảm áp suất nhất định) công suất cần thiết tại các máy bơm để bơm chất làm mát. Cần có các phương pháp tăng cường truyền nhiệt để đảm bảo giảm kích thước tổng thể của các thiết bị trao đổi nhiệt với tổng tổn thất áp suất không đổi để bơm chất làm mát qua TOA. Mỗi loại thiết bị trao đổi nhiệt có tiêu chí riêng để đánh giá phương pháp tăng cường truyền nhiệt được lựa chọn. Đánh giá phổ biến nhất của phương pháp tăng cường là bằng cách so sánh tỷ lệ giữa sự gia tăng truyền nhiệt St / St0 và hệ số điện trở Сf / Сf 0: (St / St0)> (Сf / Сf0), trong đó St và Сf là Stanton số và hệ số điện trở đối với các điều kiện đã cho, và St0 và Сf0 - đối với các điều kiện tiêu chuẩn, tương ứng. 13 Copyright OJSC Central Design Bureau BIBCOM & OOO Agency Các phương pháp thâm nhập Kniga-Service đảm bảo đáp ứng bất bình đẳng (St / St0)> (Сf / Сf0) đặc biệt hiệu quả, nhưng việc triển khai chúng gặp rất nhiều khó khăn. Trong một thời gian dài, sự phát triển của những phương pháp này thường được coi là không thể. Lựa chọn cuối cùng của phương pháp tăng cường phải được thực hiện trên cơ sở tính toán so sánh đầy đủ của TOA, nghiên cứu thiết kế, yêu cầu vận hành, độ tin cậy và tính toán kinh tế, tức là mọi thứ đã được thảo luận ở trên. 3. Cấu trúc thủy động lực học của dòng chảy cần tăng cường truyền nhiệt; bản chất của sự phân bố mật độ của các dòng nhiệt hoặc trường nhiệt độ trong chất làm mát; các cách hợp lệ để kiểm soát cấu trúc luồng. Thông thường, để tăng truyền nhiệt, chế độ hỗn loạn của dòng chất làm mát được sử dụng, do đó, kiến thức về cấu trúc thủy động lực học của dòng chảy rối và các tính năng của truyền nhiệt trong đó có thể thiết lập các khu vực trong đó cường độ tăng của các xung hỗn loạn sẽ có ảnh hưởng lớn nhất đến việc tăng cường truyền nhiệt, và do đó, sẽ giúp lựa chọn các vị trí và phương pháp ảnh hưởng đến dòng chảy. Theo quy luật, đây là những khu vực khá gần với các bức tường. Hệ số dẫn nhiệt hỗn loạn trong chúng nhỏ hơn trong lõi của dòng chảy, và mật độ thông lượng nhiệt gần đạt mức cực đại (để trao đổi nhiệt với thành). Trong các kênh không tròn có góc hẹp, ví dụ, trong các bó ống hoặc thanh chặt với dòng chảy dọc của chúng, trong các kênh hình tam giác, v.v., cấu trúc dòng chảy trong quá trình chuyển tiếp và dòng chảy hỗn loạn không chỉ thay đổi theo phương pháp tuyến đối với thành ống, mà còn cũng dọc theo chu vi kênh. Cùng với dòng chảy rối trong lõi của dòng chảy và gần thành trong các phần rộng của kênh và ở các góc, có thể có các vùng có dòng chảy rối yếu hoặc thậm chí có chế độ dòng chảy tầng. Các vùng này chiếm một phần đáng kể bề mặt kênh. Do đó, khi phát triển các phương pháp tăng cường truyền nhiệt trong các kênh như vậy, không chỉ cần tìm các cách tạo ra nhiễu loạn bổ sung của vùng gần thành trong các phần rộng của kênh, mà còn cả các cách cụ thể đối với nhiễu loạn dòng trong các vùng góc. 4. Khả năng sản xuất TOA với tăng cường truyền nhiệt, thuận tiện và đáng tin cậy trong hoạt động. Các điều kiện quan trọng nhất cho sự lựa chọn cuối cùng của phương pháp tăng cường truyền nhiệt, đặc biệt là đối với HEA và bộ trao đổi nhiệt được sản xuất hàng loạt, là khả năng sản xuất và chất lượng hoạt động: khả năng sản xuất của chính bề mặt trao đổi nhiệt, khả năng sản xuất lắp ráp từ chúng TOA, độ tin cậy và tuổi thọ sử dụng, tác động đến việc bám bẩn và đóng cặn so với bề mặt đế thông thường của các bộ trao đổi nhiệt này. Tất nhiên, điều này có tính đến hiệu quả kinh tế mà việc sử dụng phương pháp tăng cường truyền nhiệt này mang lại: giảm tiêu thụ kim loại, trọng lượng, kích thước tổng thể của TOA, v.v. hoạt động của thiết bị trao đổi nhiệt trong điều kiện thực tế. Đây chính là điều giải thích một thực tế rằng thường phải mất một thời gian dài từ khi phát triển phương pháp tăng cường truyền nhiệt cho đến khi nó được sử dụng rộng rãi trong TOA. Nhưng mặt khác, chỉ có một số phương pháp tăng cường truyền nhiệt được phát triển và công bố có thể thỏa mãn các điều kiện được mô tả ở trên và được ứng dụng rộng rãi, mặc dù trong một số trường hợp cụ thể, việc sử dụng một số phương pháp đó có thể phù hợp. Về vấn đề này, mối quan tâm lớn nhất là các công trình không chỉ đưa ra các phương pháp hợp lý toàn diện để tăng cường truyền nhiệt, mà còn phát triển công nghệ sản xuất các bề mặt tăng cường quá trình này, cũng như công nghệ lắp ráp bộ trao đổi nhiệt với các bề mặt đó. Các phương pháp tăng cường truyền nhiệt đối lưu chính. Vì trong điều kiện trên cạn, phương pháp truyền nhiệt phổ biến nhất là truyền nhiệt đối lưu, tăng cường truyền nhiệt được định nghĩa là sự gia tăng hệ số truyền nhiệt bằng cách sử dụng nhiều loại ảnh hưởng khác nhau lên dòng chảy. Tuy nhiên, bất kể phương pháp tăng cường nào, nhiệm vụ chính của nó là làm giảm điện trở nhiệt tương ứng. Với tính dẫn nhiệt, việc giảm điện trở nhiệt đạt được bằng cách ảnh hưởng đến hệ số truyền nhiệt (trong điều kiện biên của loại thứ ba) và điện trở nhiệt bên trong của tường bằng cách đưa vào các cánh tản nhiệt, sử dụng hiệu ứng làm mát, v.v. Cường độ của nhiệt Độ dẫn điện bị ảnh hưởng rất nhiều bởi các đặc tính nhiệt lý của vật liệu làm tường, vật liệu cách nhiệt, điều kiện tiếp xúc giữa các lớp riêng biệt của tường, kích thước hình học và hình dạng của bề mặt trao đổi nhiệt. Khi xem xét các quá trình tăng cường bức xạ, các phương pháp tăng cường thường được sử dụng nhất bằng cách tăng bề mặt trao đổi nhiệt và nhiệt độ, cũng như bằng cách ảnh hưởng đến mức độ phát xạ của bề mặt. Số lượng lớn nhất các phương pháp tăng cường truyền nhiệt được đề xuất cho truyền nhiệt đối lưu. Nhiệm vụ chính trong trường hợp này là xác định hệ số truyền nhiệt, rõ ràng, điều này giải thích cho định nghĩa tăng cường được đưa ra ở trên. Không có vấn đề thiết kế có một câu trả lời sẵn sàng. Một kỹ sư tham gia thiết kế và tạo ra các mẫu công nghệ mới phải hiểu rõ rằng một lý thuyết, cho dù nó có tiên tiến đến đâu, vẫn chưa đủ và nó phải được hỗ trợ bởi kinh nghiệm, nhận thức chung và nếu cần, sự linh hoạt của một thỏa hiệp. giải pháp, đặc biệt là khi xem xét các quy luật chính, làm cơ sở cho các phương pháp tăng cường truyền nhiệt đơn giản, đáng tin cậy và thực tế. Sự đa dạng của công nghệ hiện đại, và trong nhiều trường hợp, chi phí cao của nó, làm cho việc nghiên cứu những quy định này trở nên quan trọng gấp bội. Phương pháp thụ động và tích cực tăng cường truyền nhiệt trong điều kiện đối lưu tự do và cưỡng bức cả trong môi trường một pha và hai pha, cũng như trong các quá trình dẫn nhiệt và truyền nhiệt bức xạ đã được biết đến. Các phương pháp thụ động (không yêu cầu đầu vào năng lượng trực tiếp từ bên ngoài) bao gồm xử lý bề mặt vật lý và hóa học đặc biệt, sử dụng các bề mặt gồ ghề và phát triển, các thiết bị cung cấp sự trộn lẫn và xoáy của dòng chảy, các phương pháp ảnh hưởng đến sức căng bề mặt và thêm tạp chất vào chất làm mát. Các phương pháp hoạt động (yêu cầu tiêu thụ năng lượng trực tiếp từ nguồn bên ngoài) bao gồm tác động cơ học, rung động của bề mặt trao đổi nhiệt, xung dòng chất lỏng, sử dụng trường tĩnh điện, phun và hút chất làm mát, và sử dụng các dòng chất phân tán. Vì hầu hết các thiết bị trao đổi nhiệt sử dụng chất làm mát dạng lỏng hoặc khí tiếp xúc với bề mặt rắn trong quá trình chảy, nên việc nghiên cứu ảnh hưởng của chất này đối với truyền nhiệt đối lưu rất được quan tâm thực tế. Các công trình nghiên cứu về các phương pháp tăng cường truyền nhiệt khác nhau cho thấy rằng các phương pháp chính là nhằm phá hủy hoặc nhiễu loạn nhân tạo của lớp biên, vì khi bề mặt truyền nhiệt tương tác với dòng khí hoặc chất lỏng rửa sạch nó, thì lớp biên sẽ phát triển trên bề mặt này có tác dụng cản trở truyền nhiệt chính. Nhiệm vụ chính của việc tăng cường truyền nhiệt đối lưu là tác động lên lớp ranh giới, làm cho lớp này mỏng hơn hoặc phá hủy một phần. Sự gia tăng vận tốc dòng chảy tới làm giảm độ dày của lớp biên, nhưng có liên quan đến sự gia tăng nhanh chóng sức cản thủy động lực học. Việc sử dụng phương pháp thâm canh đơn giản nhất này bị hạn chế bởi sự gia tăng chi phí năng lượng. Khi chảy xung quanh các bức tường nhẵn không có máy xáo trộn gần bề mặt, phép tương tự Reynolds hoạt động, như đã được lưu ý, thiết lập mối quan hệ trực tiếp giữa cường độ truyền nhiệt và ma sát bề mặt. Khi chảy xung quanh các bề mặt trao đổi nhiệt có cấu hình phức tạp hơn một bức tường nhẵn, mối quan hệ giữa công suất tiêu thụ và cường độ truyền nhiệt đạt được trở nên phức tạp hơn. Các tình huống có thể dẫn đến sự truyền nhiệt tăng lên đáng kể với sự gia tăng nhẹ ma sát bề mặt. Theo nghĩa này, mối quan hệ giữa cường độ truyền nhiệt và lực cản thủy động lực học đối với các bề mặt hoạt động theo nguyên tắc tác dụng bên ngoài hoặc dòng chảy ngang hóa ra có lợi hơn. Một hệ thống khái niệm vật lý nhất định và sự hiểu biết về bản chất vật lý của tăng cường truyền nhiệt giúp bạn có thể sử dụng hợp lý các hiệu ứng tăng cường trong thiết kế bộ trao đổi nhiệt. Các ảnh hưởng tăng cường là thuận lợi khi chúng gây ra sự đổi mới nâng cao của môi trường trong lớp ranh giới, một sự thay thế năng lượng của một số thể tích của môi trường bằng những thể tích khác. Sự chênh lệch phân bố nhiệt độ và vận tốc của các hạt của môi trường làm việc gần vách càng có ý nghĩa thì tỷ số giữa cường độ truyền nhiệt và lực cản thuỷ động càng có lợi (hoặc không thuận lợi hơn). Cho đến nay, nhiều phương pháp truyền nhiệt tăng cường gần tường khác nhau đã được phát triển, phương pháp này có một ưu điểm quan trọng hơn các phương pháp khác: chúng có hiệu suất năng lượng cao do chỉ vùng dòng chảy gần tường bị rối loạn. Dòng chảy hỗn loạn tại nơi xảy ra gradien nhiệt độ cực đại. Kết quả là, chi phí năng lượng để bơm chất làm mát qua đường dẫn được giảm đáng kể so với chi phí hỗn loạn toàn bộ dòng chảy. Cường độ và hiệu quả của quá trình truyền nhiệt phụ thuộc vào hình dạng của bề mặt trao đổi nhiệt, đường kính tương đương của các kênh, độ nhám bề mặt, cách bố trí của các kênh, đảm bảo tốc độ tối ưu của phương tiện làm việc, chênh lệch nhiệt độ, sự hiện diện của các yếu tố hỗn loạn trong các kênh, vây và một số đặc điểm thiết kế khác. Các phương pháp tăng cường truyền nhiệt đối lưu chủ yếu được biết đến hiện nay là: a) tác động lên dòng của môi chất làm việc bằng hình dạng của bề mặt trao đổi nhiệt; b) tác động lên dòng chảy hỗn loạn bổ sung bởi các yếu tố nhám; c) sự gia tăng diện tích bề mặt trao đổi nhiệt từ phía của môi chất làm việc có hệ số truyền nhiệt thấp; d) tác dụng cơ học lên bề mặt trao đổi nhiệt (rung động bề mặt, xung áp suất trong dòng chảy, sự khuấy trộn của môi chất làm việc); e) tác động lên dòng chảy bởi một trường (điện từ, âm thanh); f) bơm hoặc hút môi chất làm việc qua bề mặt tỏa nhiệt có thể thẩm thấu; g) thêm các hạt rắn hoặc bọt khí vào dòng chảy. Khả năng sử dụng thực tế của một hoặc một phương pháp tăng cường truyền nhiệt khác được xác định bởi tính sẵn có về mặt kỹ thuật và hiệu quả kinh tế kỹ thuật của nó. Một phân tích của nhiều công trình thử nghiệm dành cho việc tăng cường truyền nhiệt cho phép chúng tôi kết luận rằng việc lựa chọn loại, kích thước và hình dạng của máy xáo trộn đã được thực hiện (với một số trường hợp ngoại lệ hiếm hoi) mà không có đủ lý do thuyết phục và quan trọng nhất là không tính đến những điều kiện cụ thể để hoạt động trong đó nó được cho là sử dụng một loại hoặc một loại khác. bề mặt truyền nhiệt. Đối với những nỗ lực phân tích cơ học của sự trao đổi hỗn loạn trong các điều kiện của dòng chảy hỗn loạn nhân tạo, hãy trình bày một mô hình vật lý của hiện tượng đó và mô tả chính xác nó về mặt phân tích, theo những gì đã biết, cho đến nay tất cả chúng vẫn không hiệu quả. Nguyên nhân của điều này nằm ở chỗ, ngoài những khó khăn khách quan (truyền nhiệt trong điều kiện xoáy, dòng chảy tách rời), chủ yếu là việc hầu hết các tác giả sử dụng phương pháp tương tự thủy động lực học để phân tích các quá trình nhiệt, điều này rõ ràng là hoàn toàn không thể chấp nhận được trong điều kiện dòng chảy riêng biệt. . Hiệu quả nhất là những phương pháp tăng cường truyền nhiệt có tính đến đầy đủ nhất các tính năng của truyền nhiệt đối lưu, và đối với điều này, cần biết cấu trúc của dòng trong đó truyền nhiệt sẽ được tăng cường. 3. Nghiên cứu phân tích và thực nghiệm cấu trúc của lớp biên Cơ bản về lý thuyết truyền nhiệt đối lưu. Sự trao đổi nhiệt đối lưu giữa một môi trường chuyển động và mặt phân cách của nó với một môi trường khác (rắn, lỏng hoặc khí), như đã đề cập, được gọi là truyền nhiệt. Quá trình truyền nhiệt được gọi là đứng yên nếu trường nhiệt độ trong chất lỏng không phụ thuộc vào thời gian và không đứng yên nếu sự phân bố nhiệt độ trong dòng chảy phụ thuộc vào thời gian. Tùy thuộc vào nguyên nhân chuyển động của chất lưu, đối lưu tự do (tự nhiên) và đối lưu cưỡng bức được phân biệt. Đối lưu tự do (tự nhiên) là sự truyền nhiệt đối lưu trong quá trình chuyển động của chất lỏng dưới tác dụng của trường không đồng nhất của các lực cơ thể (trọng trường, từ trường, điện trường). Đối lưu cưỡng bức là sự truyền nhiệt đối lưu trong quá trình chuyển động của chất lưu dưới tác dụng của ngoại lực tác dụng lên chất lỏng bên trong hệ, hoặc do động năng truyền cho chất lỏng bên ngoài hệ (bơm, quạt, máy bay). Từ thủy động lực học người ta biết rằng có hai chế độ của dòng chất lỏng: tầng và chảy rối. Trong dòng chảy tầng, các hạt chất lỏng tuân theo các quỹ đạo xác định rõ trong dòng chảy, luôn duy trì chuyển động theo hướng của vectơ vận tốc dòng chảy trung bình, và các nhiễu loạn ngẫu nhiên phát sinh trong dòng chảy nhanh chóng chết đi. Với dòng chảy hỗn loạn, xung vận tốc xảy ra trong dòng chảy, các thể tích chất lỏng riêng lẻ bắt đầu di chuyển trên dòng chảy, gây ra sự trộn lẫn dữ dội của chất lỏng và kết quả là, điều này dẫn đến sự tăng cường đáng kể các quá trình trao đổi chất (nhiệt - truyền nhiệt, chất - chuyển khối). Nhiệm vụ chính của lý thuyết truyền nhiệt đối lưu là thiết lập mối quan hệ giữa mật độ thông lượng nhiệt trên bề mặt truyền nhiệt, nhiệt độ của bề mặt này và nhiệt độ của chất lỏng, hay nói cách khác là xác định hệ số truyền nhiệt, và việc tăng cường truyền nhiệt đối lưu được định nghĩa là bất kỳ tác động nào lên dòng chảy, dẫn đến tăng hệ số truyền nhiệt. Để có được các mẫu định lượng của các quá trình đang nghiên cứu, hai phương pháp nghiên cứu được sử dụng. Phương pháp đầu tiên dựa trên nghiên cứu thực nghiệm của một quá trình cụ thể. Việc nghiên cứu thực nghiệm nhiều hiện tượng phức tạp, phụ thuộc vào một số lượng lớn các yếu tố riêng lẻ, là một công việc cực kỳ khó khăn. Vì vậy, khi thiết lập một thí nghiệm, ngoài việc nghiên cứu chi tiết quá trình đang xem xét, nhiệm vụ luôn là lấy dữ liệu để tính toán các quá trình khác liên quan đến quá trình đang nghiên cứu. Một trong những phương tiện giải quyết vấn đề này là lý thuyết về sự tương tự, lý thuyết này cho phép xử lý và tổng quát hóa các kết quả thí nghiệm để chúng có thể được chuyển từ một mô hình sang một mẫu đầy đủ, sang các trường hợp ban đầu khác. Lý thuyết tương tự thiết lập các điều kiện cho sự giống nhau của các hiện tượng vật lý và đưa ra các quy tắc cho sự liên kết hợp lý của các đại lượng vật lý thành phức chất không thứ nguyên (tiêu chí tương tự), số lượng của chúng nhỏ hơn đáng kể số lượng của chúng. Các phức chất này phản ánh ảnh hưởng chung của tổng thể các đại lượng vật lý đối với hiện tượng và có thể được coi là các biến khái quát mới. Việc giảm số lượng biến và sử dụng chúng ở dạng phức tạp sẽ giúp đơn giản hóa rất nhiều thử nghiệm và tổng quát hóa các kết quả của nó. Các quá trình như vậy có cùng bản chất vật lý và được mô tả bằng các phương trình cơ bản giống nhau và các điều kiện tính duy nhất tương tự, đồng thời cũng có các tiêu chí xác định độ tương tự giống nhau về mặt số lượng của cùng một tên. Các tiêu chí tương tự, bao gồm các giá trị mong muốn, được gọi là xác định. Tiêu chí tương tự, bao gồm các giá trị được bao gồm trong điều kiện tính duy nhất, được gọi là xác định. Chúng có thể được tính toán khi vấn đề được xây dựng, không có giải pháp hoặc nghiên cứu thực nghiệm. Tiêu thức tương đồng có ý nghĩa vật lý nhất định và biểu thị tỷ lệ các thang đo của hai tác động cụ thể có ý nghĩa thiết yếu đối với hiện tượng. Trong công việc này, các tiêu chí tương tự sau đây được sử dụng. 1. Số stanton St = α ρu∞ C p hoặc St = qst, ρu∞ C p (T∞ - Tst) trong đó C p là nhiệt dung của chất lỏng tại P = const, J / (kg ⋅ K); ρ là khối lượng riêng của chất lỏng, kg / m3; u∞ là vận tốc chất lỏng ở biên ngoài của lớp biên, m / s; T∞ là nhiệt độ chất lỏng ở biên ngoài của lớp biên, K; Tst là nhiệt độ của thành, K. Số Stanton là tỷ số giữa thông lượng nhiệt vào thành qst với dòng đối lưu mà dòng chất lỏng có thể truyền khi nhiệt độ của nó giảm từ T∞ đến Tst. 2. Số prandtl Pr = ν, α trong đó ν là độ nhớt động học của chất lỏng, m2 / s; α là hệ số khuếch tán nhiệt, m2 / s. Số Prandtl đặc trưng cho tỷ số giữa tốc độ trao đổi cơ năng trong dòng chất lỏng và tốc độ trao đổi nhiệt năng, hay khả năng truyền nhiệt của chất lỏng. Số Prandtl chỉ chứa các tham số vật lý của phương tiện, do đó nó là một tham số vật lý không thứ nguyên. 3. Số Reynolds Re = u∞ l, ν trong đó l là chiều dài đặc trưng, m. Số Reynolds biểu thị tỷ số giữa lực quán tính và lực ma sát trong. Tại một giá trị tới hạn nhất định của số Reynolds, dòng chảy tầng của chất lỏng chuyển thành dòng chảy hỗn loạn, ảnh hưởng đáng kể đến cường độ truyền nhiệt đối lưu và điện trở. Do đó, số Reynolds là một trong những tiêu chí xác định chính trong lý thuyết truyền nhiệt. 4. Hệ số kéo Cf / 2 = τ st ρ∞ u∞2. Hệ số cản là tỷ số giữa ứng suất ma sát trên tường và đầu vận tốc. Phương pháp thứ hai để thu được các mẫu định lượng trong các quá trình đang nghiên cứu là phương pháp dựa trên việc giải một hệ phương trình mô tả hiện tượng đang nghiên cứu. Trong trường hợp dòng đứng yên là mặt phẳng của chất lỏng nén, có thể viết các phương trình vi phân sau đây của lý thuyết truyền nhiệt đối lưu: phương trình liên tục ∂ ∂ (ρ u) + (ρv) = 0; ∂x ∂y (5) phương trình chuyển động ⎥ + ⎢μ ⎥; 6 ∂u ⎞ ⎤ ∂ ⎡ ⎛ ∂u ∂v ⎞ ⎤ + v ⎟ = - + - + ρ⎜u ⎢μ 2 ⎥ + ⎢μ ⎥; (7) ∂y ⎠ ∂y 3 ∂y ⎣ ⎜⎝ ∂y ∂x ⎟⎠ ⎦ ∂x ⎣ ⎜⎝ ∂y ∂x ⎟⎠ ⎦ ⎝ ∂x Phương trình năng lượng ⎫ ⎡ ∂ ρ ⎢u ⎣ ⎤ ∂P ∂ ∂ P ∂ ⎛ ∂T ⎞ ∂ ⎛ ∂ T ⎞ C T) + v (C T) ⎥ - u - v = ⎜ λ ⎟ + ⎜ λ ⎟ - ⎪ (. ⎢⎜ ⎟ + ⎜ ⎟ ⎥ + μ ⎜ + ⎟, 3 ⎝ ∂ x ∂y ⎠ ∂x ⎠ ⎝ ∂ ⎠ ⎝ ∂y ∂x ⎠ 2 ⎣ 2⎤ ⎦ 2 ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪ ⎭ trong đó u và v lần lượt là thành phần dọc và thẳng đứng của vectơ vận tốc. Hệ phương trình (5) - (8) được giải cùng với phương trình trạng thái, sự phụ thuộc của các thông số vật lý vào các thông số trạng thái, và Điều kiện duy nhất Để tách ra một quá trình cụ thể từ vô số quá trình truyền nhiệt đối lưu, cần thiết lập các điều kiện duy nhất bao gồm các điều kiện hình học, vật lý, ban đầu và điều kiện biên. bề mặt mà các tham số q hoặc T cần được xác định. Một số điều kiện xác định các giá trị bằng số của các thông số vật lý của chất lỏng μ, ρ, Ср, λ, cũng như các nguồn nhiệt bên trong dòng chất lỏng. Các điều kiện ban đầu được đưa ra dưới dạng phân phối ban đầu của nhiệt độ và vận tốc. Các điều kiện biên xác định các điều kiện trên bề mặt trao đổi nhiệt và tại các ranh giới dòng chảy. Thành phần nằm ngang của vận tốc trên bề mặt đốt nóng được lấy bằng 0 (điều kiện chất lỏng dính vào thành). Thành phần vận tốc thẳng đứng trên bề mặt gia nhiệt trong trường hợp chung có thể là một giá trị xác định khác không. Các điều kiện biên nhiệt thường bao gồm việc thiết lập nhiệt độ trên bề mặt gia nhiệt hoặc các dòng nhiệt. Có ba cách để xác định các điều kiện biên nhiệt. Trong điều kiện biên của loại thứ nhất, sự phân bố nhiệt độ trên bề mặt trao đổi nhiệt được đưa ra. Trong điều kiện biên của loại thứ hai, sự phân bố của thông lượng nhiệt riêng trên bề mặt trao đổi nhiệt đã được biết. 23 Copyright OJSC Central Design Bureau BIBCOM & LLC Agency Kniga-Service Điều kiện biên của loại III kết nối nhiệt độ của bề mặt trao đổi nhiệt với nhiệt độ môi trường thông qua một giá trị nhất định của hệ số truyền nhiệt từ tường sang phương tiện này. Giải pháp phân tích của hệ phương trình vi phân hoàn chỉnh (5) - (8) gắn liền với những khó khăn toán học đặc biệt lớn và chỉ có thể thực hiện được trong một số trường hợp đặc biệt. Vì vậy, năm 1904, L. Prandtl đề xuất đơn giản hóa hệ phương trình vi phân hoàn chỉnh (5) - (8). Khi chất lỏng nhớt có số Reynolds cao di chuyển, ảnh hưởng của độ nhớt thể hiện khác nhau ở vùng lân cận của bề mặt được sắp xếp hợp lý và ở xa nó. Ở gần bề mặt, do sự kết dính của chất lỏng với thành rắn, phát sinh các gradien vận tốc ngang đáng kể. Với khoảng cách từ tường, sự thay đổi của vận tốc dọc theo phương pháp tuyến đối với bề mặt của cơ thể giảm đi: tác động của lực nhớt trở nên nhỏ dần ở một khoảng cách tương đối nhỏ so với tường. Do đó, khi một chất lỏng chuyển động với số Reynolds lớn, toàn bộ dòng chảy có thể được chia thành hai vùng: vùng biên, nơi ảnh hưởng của độ nhớt là đáng kể, và vùng ngoài của dòng tiềm năng, nơi ảnh hưởng của độ nhớt là rất nhỏ. . Sự phân chia dòng chảy vào lớp ranh giới và dòng chảy bên ngoài này giúp đơn giản hóa vấn đề một cách đáng kể, vì nó cho phép chúng ta xem xét từng vùng dòng chảy riêng biệt với việc hợp nhất các giải pháp thu được sau đó. Ngoài ra, trong những điều kiện này, lực quán tính trong dòng chảy bên ngoài chiếm ưu thế hơn lực ma sát nhớt, và do đó, phương trình của chất lỏng lý tưởng có thể được sử dụng để mô tả chuyển động. Mô tả toán học về chuyển động của chất lỏng trong lớp biên cũng được đơn giản hóa. Lớp chất lỏng tiếp giáp với thành, trong đó vận tốc thay đổi từ 0 tại thành đến một giá trị không đổi nào đó trong dòng chảy tự do, được gọi là lớp biên động. Nếu sự trao đổi nhiệt xảy ra giữa dòng chất lỏng và bề mặt của vật thể, thì một lớp ranh giới nhiệt được hình thành gần bề mặt của vật thể được sắp xếp hợp lý, tức là một vùng ở vùng lân cận của bức tường trong đó nhiệt độ thay đổi so với các giá trị Trên tường thành giá trị tương ứng trong dòng chảy bên ngoài. Trong lớp biên, vận tốc hoặc nhiệt độ tiệm cận các giá trị tương ứng trong dòng tiềm năng; do đó, chiều dày lớp biên được coi là khoảng cách pháp tuyến đến bề mặt mà tại đó vận tốc hoặc chênh lệch nhiệt độ dòng chảy và nhiệt độ thành khác nhau 1% so với các giá trị tương ứng trong luồng bên ngoài (Hình. một). Mặc dù độ dày của nó không đáng kể so với các kích thước bên ngoài đặc trưng của một cơ thể được sắp xếp hợp lý, hình biên. 1. Lớp biên đóng vai trò chính trong các quá trình tương tác động và nhiệt của dòng chất lỏng với bề mặt. Tất cả các điện trở thủy động và nhiệt đều tập trung ở lớp biên. Vì vậy, để tăng cường truyền nhiệt, dẫn đến hệ số truyền nhiệt tăng vượt bậc so với hệ số cản thì cần phải hiểu rõ về cấu tạo của lớp biên. Nếu chúng ta đánh giá so sánh các số hạng của hệ phương trình vi phân (5) - (8) theo giả thiết của L. Prandtl (rằng các kích thước và vận tốc ngang trong lớp biên là nhỏ so với các phương dọc) và loại bỏ các số hạng của bậc hai của độ nhỏ, chúng ta có thể nhận được phương trình vi phân gần đúng động và lớp biên nhiệt. Đối với trường hợp lớp biên đứng yên phẳng, hệ phương trình vi phân có dạng sau: phương trình liên tục ∂ ∂ (ρu) + (ρv) = 0; ∂x ∂y (9) y ⎠ ∂x ∂y ⎜⎝ ∂y ⎟⎠ ⎝ ∂x (10) ∂P = 0; ∂y (11) phương trình năng lượng 2 ⎡ ∂ ⎤ ⎛ ∂u ⎞ ∂ ∂P ∂ ⎛ ∂T ⎞ ρ ⎢u C pT + v C pT ⎥ - u = ⎜λ ⎟ + μ⎜ ⎟. ∂y ∂x ∂y ⎝ ∂y ⎠ ⎝ ∂y ⎠ ⎣ ∂x ⎦ () () đã đóng cửa. Phân tích các phương trình (9) - (12) giúp có thể phát hiện ra sự giống nhau giữa phân bố vận tốc và nhiệt độ trong lớp biên khi một dòng chất lỏng không nén được với các đặc tính vật lý không đổi chảy quanh một tấm không thấm phẳng nếu số Prandtl bằng một. Trong trường hợp này, phương trình của các lớp biên động và nhiệt sẽ trùng nhau, và do đó, sự phân bố của vận tốc và nhiệt độ trong lớp biên cũng sẽ trùng với nhau: Т - Т st u =. u∞ T ∞ - T st Kết quả này có tầm quan trọng thực tế rất lớn, vì đối với hầu hết các chất khí, các số Prandtl gần với sự thống nhất. Trong trường hợp này, người ta có thể đi đến một kết luận quan trọng về sự tương tự trong các quá trình động lượng và truyền nhiệt (phép tương tự Reynolds): Сƒ / 2 = St. (13) Sự tương tự này cũng được bảo toàn đối với Pr ≠ 1. Trong trường hợp dòng chất lỏng không nén có các đặc tính vật lý không đổi, các phương trình lớp biên động được giải độc lập với các phương trình của lớp biên nhiệt. Tuy nhiên, mặc dù thực tế là hệ phương trình vi phân của lớp biên (9) - (12) đơn giản hơn hệ phương trình vi phân hoàn chỉnh tương ứng (5) - (8), nghiệm chính xác của phương trình (9) - ( 12) chỉ khả thi đối với một số luật ấn định rất hạn chế về vận tốc dòng chảy bên ngoài, khi phương trình vi phân riêng của lớp biên có thể được rút gọn thành phương trình vi phân thông thường. Về vấn đề này, các phương pháp gần đúng để giải các phương trình vi phân của lớp biên, dựa trên việc sử dụng các quan hệ tích phân giữa mômen và năng lượng, có tầm quan trọng lớn. Tính gần đúng của các phương pháp này nằm ở chỗ từ chối thỏa mãn các phương trình vi phân cho mỗi giá trị của tọa độ ngang của lớp biên. Trong các phương pháp tích phân để giải các phương trình lớp biên, chúng chỉ có giá trị trung bình trên chiều dày của lớp biên khi các điều kiện biên được thỏa mãn cả trên tường và ngoài biên. Phương trình tích phân của động lượng và năng lượng thu được từ các phương trình vi phân của chuyển động, liên tục và năng lượng (9) - (12) bằng cách tích phân chúng theo chiều dày của lớp biên và biểu diễn định luật bảo toàn động lượng và năng lượng cho toàn bộ phần của lớp ranh giới. Đối với trường hợp lớp biên đứng yên phẳng, quan hệ tích phân của mômen và năng lượng có dạng ∗ + 1 - M ∞2 ⎥ = St, t ⎢ dx u∞ dx ⎣ ΔT∞ dx ⎦ (15) trong đó tham số dạng của lớp biên là H = δ * / δ **; chiều dày mất động lượng ∞ ρu ⎛ u ⎞ 1− ⎜ ⎟⎠ dy; ρ u u ⎝ ∞ ∞ ∞ 0 δ ∗∗ = ∫ (16) ⎝ u∞ ⎠ 0 (17) tham số hình dạng đặc trưng cho độ cong của dòng khí động học, f = δ ∗∗ du∞; u∞ dx Số Mach M = u∞ / а; bề dày tổn thất năng lượng δ ∗∗ t ∞ T - T st ⎞ ρu ⎛ 1− dy; ⎜ ρ u ⎝ Т ∞ - Т st ⎟⎠ 0 ∞ ∞ = ∫ (18) chênh lệch nhiệt độ giữa dòng chảy và thành ΔТ = Т - Тst. Giới hạn trên của tích phân trong biểu thức cho các tham số δ và δ ∗∗ (16) - (17) và trong biểu thức cho δ ∗∗ t (18) có thể được thay thế bằng độ dày của các lớp biên động và nhiệt, tương ứng , và không có sai số đáng kể nào được đưa vào tính toán. Các đại lượng δ ∗, δ ∗∗ và δ ∗∗ t là các đặc trưng tính toán quan trọng của lớp biên. Chiều dày dịch chuyển, như sau từ lớp bình đẳng do tác dụng hãm của lực ma sát trong quá trình chảy của chất lỏng thực. Như thể hiện trong Hình. 2, độ dày dịch chuyển δ ∗, ngược lại với độ dày của lớp biên δ, là một giá trị khá xác định. Biểu thức cho chiều dày mất động lượng δ ∗∗ (16) có thể được viết dưới dạng ∞ ρ∞ u∞2 δ ∗∗ = ∫ ρ u (u∞ - u) dy. 0 Bằng cách tương tự với chiều dày dịch chuyển, có thể xác định chiều dày mất động lượng δ ∗∗ như một đoạn mà qua đó, trong suốt dòng chảy 2. Xác định độ dày dịch chuyển δ * của chất lỏng lý tưởng thì một động lượng thứ hai sẽ đi qua, bằng với độ mất động lượng ở phần lớp biên do tác dụng hãm của lực ma sát. Để xác định độ dày của tổn thất năng lượng, chúng ta viết lại biểu thức (18) dưới dạng sau (Hình 3): = ∫ ρu (T - Tst) dy. 0 Khi đó, độ dày của tổn thất năng lượng có thể được định nghĩa là một đoạn mà qua đó một lượng năng lượng thứ hai sẽ truyền qua trong quá trình chảy của chất lỏng lý tưởng với sự chênh lệch nhiệt độ (T∞ - Tst), Hình. 3. Xác định bề dày tổn thất năng lượng δ ∗∗ t bằng tổn thất năng lượng trên mặt cắt lớp biên trong quá trình chảy của chất lỏng thực. Sự thuận tiện của việc sử dụng các tham số δ ∗, δ ∗∗ và δ ∗∗ t làm thang đo nằm ở chỗ, trái ngược với độ dày của lớp biên δ và δt, độ dày tích phân không liên quan đến các biểu diễn của lớp biên có độ dày hữu hạn. Trong trường hợp này, cấu trúc của phương trình năng lượng và động lượng (13) và (14) cho thấy rằng các đại lượng δ ∗∗ và δ ∗∗ t có tầm quan trọng đáng kể nhất. các lớp biên động và biên nhiệt từ các độ dày nói trên: Re ∗∗ = u∞ δ ∗∗; ν∞ Re ∗∗ t = u∞ δ ∗∗ t. ν∞ Đưa chúng vào các phương trình tích phân (14) và (15), thay vì mất động lượng và năng lượng sau các phép biến đổi đơn giản, chúng ta thu được: Book-Service »⎛ Cf dRe ∗∗ + f (1 + H) Re L = ⎜ dX ⎝ 2 ⎞ ⎟⎠ Re L; (19) Re ∗∗ dΔT∞ dRe ∗∗ t + t = StRe L. ΔT∞ dX dX u∞ L - ν số Reynolds được xây dựng từ giá trị cục bộ của vận tốc tại ranh giới ngoài của lớp biên và kích thước đặc trưng L của bề mặt được sắp xếp hợp lý; ΔT∞ = T∞ - Tst - chênh lệch nhiệt độ. Phương trình (14) và (15) thu được mà không có bất kỳ giả thiết nào về bản chất của dòng chất lỏng trong lớp biên. Do đó, chúng có giá trị đối với cả lớp ranh giới tầng và lớp hỗn loạn. Quan hệ tích phân (14) và (15) có thể được giải quyết nếu biết cái gọi là định luật ma sát và truyền nhiệt, trong trường hợp tổng quát có thể được biểu diễn ở đây X = x / L là tọa độ dọc không thứ nguyên; Re L = () ~ f = f Re ∗∗; f; M0; Tst / T ∞; . ..; () St = f Re ** st; 1 / ∆T∞; dΔT∞ / dx; M0; Tst / T ∞; ... Hình thức của các chức năng này phụ thuộc chủ yếu vào chế độ dòng chất lỏng trong lớp biên. Đối với dòng chảy tầng, các quy luật ma sát và truyền nhiệt có thể được phân tích trong các điều kiện biên nhất định. Đối với chế độ dòng chảy hỗn loạn, các định luật ma sát và truyền nhiệt thu được trên cơ sở các lý thuyết bán thực nghiệm về sự hỗn loạn với sự tham gia của dữ liệu thực nghiệm. Như được thể hiện qua nhiều dữ liệu thực nghiệm do các tác giả khác nhau thu được, quy luật ma sát và truyền nhiệt là bảo toàn khi các điều kiện biên thay đổi. Do đó, các phụ thuộc thu được đối với các điều kiện "tiêu chuẩn", tức là đối với trường hợp dòng chảy không dốc của chất lỏng không nén được xung quanh tấm có nhiệt độ không đổi trên thành, có thể được sử dụng trong các điều kiện phức tạp hơn. 31 Copyright OJSC Central Design Bureau BIBCOM & OOO Agency Kniga-Service Tất cả các điều kiện biên đa dạng đều được tính đến khá đầy đủ khi tích phân các phương trình động lượng và năng lượng. Truyền nhiệt và ma sát trong một lớp biên nhiều lớp. Đối với một tấm phẳng không thấm nước bay bởi dòng chất lỏng không nén được đứng yên có các đặc tính vật lý không đổi ở nhiệt độ không đổi của bề mặt tấm, quan hệ động lượng và năng lượng tích phân (14) và (15) có dạng dδ ∗∗ / dx = Сƒ0 / 2 ; dRe ∗∗ / dRex = Cƒ0 / 2; (20) dδt ∗∗ / dx = St0; (21) dRet ∗∗ / dRex = St0. Lần đầu tiên Blasius tìm ra lời giải của bài toán động cho trường hợp này. Theo kết quả của nghiệm chính xác của phương trình (5) - (8), anh ta đã thu được một biểu thức cho sự phân bố giá trị cục bộ của hệ số ma sát dọc theo tấm ở dạng dòng 1 trong Hình 4) ở dạng C f0 = 0,44 Re ∗∗ (23). Một nghiệm tương tự của phương trình năng lượng đưa ra sự phụ thuộc của số Stanton vào số Reynolds, được xây dựng dọc theo tọa độ dọc, ở dạng St 0 = 0,332 Re x 3 Pr 2. (24) Thay (24) vào (20) và giả sử rằng lớp biên phát triển từ mép trước của tấm, sau khi tích phân ta thu được Re ∗∗ t = 32 0,664 Pr 2/3 Re x. (25) Bản quyền OJSC "Cục Thiết kế Trung tâm" BIBCOM "& LLC" Cơ quan Sách-Dịch vụ "Pic. Hình 4. Định luật ma sát ở lớp biên trên tấm phẳng Hình 5. Quy luật truyền nhiệt trong lớp biên trên tấm phẳng 33 Copyright JSC "Central Design Bureau" BIBCOM "& OOO" Agency Kniga-Service "Thay thế (25) thành (24), ta thu được quy luật truyền nhiệt trên một tấm phẳng (dòng 1 trong Hình 5) St 0 = 0,22. 1/3 Re ∗∗ t Pr (26) Ngoài ra, khi biên dạng vận tốc và nhiệt độ được biểu diễn dưới dạng một hàm số mũ, chúng có dạng u / u∞ = (y / δ) n, ΔT / ΔT∞ = (y / δт) n, trong đó n = 1/2 đối với lớp ranh giới nhiều lớp. Truyền nhiệt và ma sát trong lớp biên hỗn loạn và cấu trúc của nó. Như đã biết, sự chuyển đổi từ chế độ dòng chảy tầng sang chế độ chảy rối xảy ra ở một giá trị nhất định của số Reynolds, được gọi là giá trị tới hạn. Tại số Reynolds vượt quá giá trị tới hạn, dòng chảy tầng trở nên không ổn định với các nhiễu động nhỏ và chuyển thành dòng chảy hỗn loạn. Cấu trúc dạng tầng hoặc dạng tia của dòng chảy hoàn toàn biến mất, các dòng xoáy hình thành và tan rã, và vận tốc tại bất kỳ điểm nào trong dòng chảy thay đổi theo thời gian cả về độ lớn và hướng. Theo quan điểm của dòng các quá trình trao đổi, trường hợp quan trọng nhất là trong trường hợp này, sự truyền động lượng, nhiệt và vật chất qua dòng chính được tăng cường đáng kể. Dựa trên nhiều thí nghiệm, người ta đã xác định được rằng trong lớp biên, số Reynolds tới hạn phụ thuộc vào nhiều yếu tố: vào sự thay đổi áp suất ở biên ngoài của lớp biên, mức độ hỗn loạn của dòng bên ngoài, trạng thái của bề mặt, sự gia nhiệt của nó, v.v. Vì vậy, trên một tấm có cạnh đầu sắc nhọn, được thổi bởi luồng không khí, sự chuyển đổi từ dòng chảy tầng sang dòng chảy hỗn loạn xảy ra ở một khoảng cách x từ cạnh đầu, được xác định bằng chuyển động của chất lỏng. lý thuyết về dòng chảy rối vẫn ở trạng thái chưa đạt yêu cầu. Tuy nhiên, mặc dù vậy, với cách tiếp cận thống kê, chuyển động của một chất lưu không phải là không có trật tự nhất định. Trong phân tích thống kê, các nỗ lực bị bỏ rơi để theo dõi chuyển động của các hạt chất lỏng riêng lẻ và do đó, cố gắng xác định tiếp tuyến hỗn loạn từ các phương trình chuyển động của các hạt riêng lẻ và tập trung vào mối tương quan của chuỗi các giá trị thực nghiệm đặc trưng cho dòng chảy rối . Chỉ một số đặc điểm của dòng chảy rối có thể được xác định bằng phân tích (ví dụ, độ dày của lớp ranh giới hỗn loạn trên bề mặt ngoài của vật thể). Tất cả các kết luận của chúng tôi liên quan đến dòng chảy hỗn loạn sẽ bị hạn chế do các điều kiện của các quan sát và đo đạc thực nghiệm. Đầu tiên, chúng ta sẽ cố gắng mô tả một cách định tính dòng chảy hỗn loạn (hoặc lớp ranh giới hỗn loạn), sau đó, sử dụng một mô hình đơn giản về trao đổi động lượng hỗn loạn và dữ liệu thực nghiệm, chúng ta sẽ chuyển sang các đặc trưng định lượng. Trên hình. 6 cho thấy một số hiện tượng quan sát được trong lớp ranh giới hỗn loạn. Trong khu vực liền kề với 6. Dòng chảy hỗn loạn gần vách, chảy về phía vách, chuyển động của chất lỏng chủ yếu là tầng và vận tốc tăng dần theo hướng dốc. Xa hơn một chút so với bức tường, dòng chảy trở nên không ổn định và cuối cùng đến một vùng mà toàn bộ dòng chảy tham gia vào chuyển động hỗn loạn. Qua các nghiên cứu thực nghiệm, người ta thấy rằng vùng laminar không hoàn toàn không bị xáo trộn. Các phần tử chất lỏng tương đối lớn tiếp giáp với tường, có vận tốc thấp, định kỳ tách ra khỏi bề mặt và di chuyển xấp xỉ dọc theo quỹ đạo được thể hiện trong Hình. 6. Đi vào một vùng nhiễu loạn phát triển, chúng bị phá hủy, dẫn đến mô hình tiêu tán nhiễu loạn đặc trưng. Cơ chế của hiện tượng này vẫn chưa hoàn toàn rõ ràng, nhưng nó có thể là hệ quả của sự không ổn định của chất lỏng trong vùng tầng. Rõ ràng là phần tử chất lỏng tách khỏi bề mặt được thay thế bằng chất lỏng có năng lượng cao hơn chảy từ một vùng xa bề mặt. Rõ ràng, chính chất lỏng này mang lại năng lượng cần thiết để tách phần tử chất lỏng ra khỏi bề mặt. Trong mọi trường hợp, trong lõi của dòng chảy, sự hỗn loạn được tạo ra và duy trì bởi các phần tử chất lỏng đến từ thành. Được thể hiện trong hình. 6 hiện tượng xảy ra tương đối sát vách. Rất có thể vận tốc cục bộ trung bình theo thời gian trong vùng này phụ thuộc chủ yếu vào các điều kiện tại một điểm nhất định và vùng lân cận của nó và không phụ thuộc đáng kể, ví dụ, vào khoảng cách đến bức tường đối diện của kênh hoặc vào hình dạng của mặt cắt ngang của nó. Do đó, các đại lượng mà vận tốc trung bình theo thời gian có thể phụ thuộc và có thể đo được trong thí nghiệm là khoảng cách từ tường y, ứng suất cắt trên tường τ0, độ nhớt động học ν và mật độ ρ: u = f (y, τ0, ν, ρ). Với sự trợ giúp của phân tích thứ nguyên, phương trình này được rút gọn thành mối quan hệ sau giữa các nhóm không thứ nguyên: u / (τ0 / ρ) 0,5 = f. (27) Để rút gọn ký hiệu, các nhóm không thứ nguyên trong phương trình (27) được ký hiệu là u + và у + (đây là vận tốc không thứ nguyên và khoảng cách không thứ nguyên từ tường): u + = u / uτ và y + = y uτ / ν, trong đó tham số uτ = (τ0 /ρ)0,5 đôi khi được gọi là tốc độ động, vì nó có thứ nguyên là tốc độ. Khi đó phương trình (27) có dạng u + = f (y +). (28) Nếu tất cả các biến có ý nghĩa đã được tính đến, thì phương trình (27) sẽ cho thấy rằng khi đo biên dạng vận tốc trong dòng chảy hỗn loạn trong một phạm vi rộng số Reynolds, dữ liệu thực nghiệm trong các tọa độ u +, y + sẽ nằm trên một đường cong chung. 36 Copyright OJSC Central Design Bureau BIBCOM & OOO Agency Kniga-Service Đối với dòng chảy tầng thuần túy, có thể dễ dàng chỉ ra rằng phương trình (27) thực sự là hợp lệ. Thật vậy, trong trường hợp này, ứng suất cắt tại bất kỳ điểm nào trong dòng chảy được xác định theo phương trình Newton: τ = μ (du / dy) = ρν (du / dy), hoặc τ / ρ = ν (du / dy). (29) Người ta biết rằng trong trường hợp dòng chảy không dốc ổn định, ứng suất tiếp tuyến thay đổi tuyến tính từ một giá trị nhất định trên tường thành 0 trong dòng chảy không bị xáo trộn. Tuy nhiên, ở vùng gần tường, ứng suất cắt hơi khác với ứng suất τ0. Do đó, trong vùng này τ0 ≈ ρν (du / dy). Chúng tôi tích hợp sự phụ thuộc này và giảm nó thành dạng không thứ nguyên: du = (τ0 / ρν) dy; u = (τ0 / ρν) y + С; u / (τ0 / ρ) 0,5 = + С. Nếu u = 0 với y = 0, thì C = 0 và chúng ta nhận được một sự phụ thuộc đơn giản u + = y +. (30) Đối với dòng chảy rối, chỉ có dạng của hàm u + (y +) thay đổi. Trong dòng chảy hỗn loạn, chuyển động chính được chồng lên bởi chuyển động xung hỗn loạn của các bộ phận riêng lẻ của chất lỏng. Do đó, để tạo ra một mô hình toán học của chuyển động hỗn loạn, nó thường được biểu diễn dưới dạng tổng của chuyển động trung bình và dao động: ui = u + ui ′, (31) trong đó u là vận tốc trung bình theo thời gian của một điểm cố định trong không gian; ui ′ là thành phần dao động của vận tốc. Khoảng thời gian được chọn lớn đến mức giá trị trung bình theo thời gian của thành phần vận tốc tạo xung sẽ bằng không ui ′ = 0. Xung vận tốc gây ra xung trong dòng áp suất, mật độ, nhiệt độ, nồng độ, v.v. Mối quan hệ giữa các thành phần xung và giá trị trung bình của các đại lượng này được xác định bằng các công thức tương tự như biểu thức (31). Thay vào các phương trình của hệ (9) - (12) các giá trị tức thời của các thông số được xác định bởi đẳng thức (31) và lấy trung bình của chúng, chúng ta thu được một hệ phương trình vi phân mô tả dòng chảy hỗn loạn đứng yên trung bình của một chất lỏng. Thực hiện đánh giá so sánh các giá trị của các số hạng có trong hệ phương trình vi phân kết quả và giữ các số hạng lớn nhất có cùng thứ tự trong chúng, chúng tôi thu được, như trong trường hợp lớp biên nhiều lớp, hệ thống sau: phương trình cho lớp biên hỗn loạn đứng yên trong mặt phẳng: phương trình liên tục ∂ ∂ (ρu) + (ρv) = 0; ∂x ∂y (32) phương trình chuyển động ρu ∂u ∂u ∂P ∂ ∂u + ρv = - + (μ - ρu "v"), ∂x ∂y ∂x ∂y ∂y (33) ∂P / ∂ y = 0; phương trình năng lượng ρu ∂x ∂y ∂x ∂y ⎝ ∂y ⎝ ∂y ⎠ ⎠ (34) ứng suất ma sát hỗn loạn bổ sung phát sinh trong lớp biên hỗn loạn τ t = - ρu ′ v ′ (35) qt = - ρС p v "T" , (36) và dòng nhiệt gọi là Reynolds. Không thể xác định được các thành phần vận chuyển hỗn loạn này bằng cách giải hệ phương trình (32) - (34) và các điều kiện biên được vẽ ra cho các giá trị trung bình của các đại lượng. Các phương trình tích phân của chuyển động và năng lượng của một lớp biên hỗn loạn được suy ra từ các phương trình (32) - (34) giống hệt như trong trường hợp của một lớp biên nhiều lớp, và có cùng dạng (14) - (15) . Tuy nhiên, đối với lớp biên hỗn loạn, quy luật ma sát và truyền nhiệt không thể thu được về mặt phân tích bằng cách giải hệ phương trình vi phân (32) - (34), vì hệ này không đóng. Do đó, để giải các phương trình tích phân (14) và (15), cần phải sử dụng các định luật thực nghiệm về ma sát và truyền nhiệt thu được trên cơ sở phân tích các dữ liệu thực nghiệm có sẵn hoặc các định luật thu được bằng cách sử dụng bán thực nghiệm lý thuyết về sự hỗn loạn. Các lý thuyết bán thực nghiệm về sự hỗn loạn liên quan đến việc sử dụng các giả thuyết liên hệ giữa ứng suất ma sát hỗn loạn và dòng nhiệt với các tham số của dòng chảy trung bình, điều này có thể đóng hệ phương trình của lớp biên hỗn loạn (32) - (34). Giả thuyết do Prandtl đề xuất hóa ra là hiệu quả nhất trong việc tính toán các dòng chảy rối trong lớp biên. Ông gợi ý rằng xung vận tốc pháp tuyến đối với các đường chuyển động trung bình có cùng bậc với xung vận tốc dọc và tỷ lệ với sự khác biệt về vận tốc giữa các lớp của chất lỏng: u "≈ v" ≈ l ∂u. ∂y (37) Dự kiến rằng trong vùng liền kề với tường, phương trình (30) cũng có giá trị đối với dòng chảy rối. Bản chất chung của biên dạng vận tốc hỗn loạn trong vùng xa bức tường có thể được xác định bằng cách sử dụng lý thuyết đường trộn Prandtl. Mặc dù thực tế là lý thuyết này dựa trên một mô hình khá thô sơ về trao đổi động lượng hỗn loạn, nhưng nó vẫn làm sáng tỏ bản chất thực tế của vận chuyển trong dòng chảy hỗn loạn. Có những lý thuyết khác về vận chuyển hỗn loạn, nhưng chúng tôi sẽ sử dụng lý thuyết Prandtl, vì nó có thể được sử dụng theo cách phân tích tốt nhất để thu được biểu đồ vận tốc logarit được quan sát bằng thực nghiệm trong hầu hết các lớp biên hỗn loạn. Giả sử rằng một hạt chất lỏng δm chuyển động theo phương x với vận tốc trung bình u, do thành phần dao động của vận tốc v "đã đi được quãng đường l theo phương y (Hình 7). Vì có một gradien vận tốc. theo phương y, vận tốc trung bình 7. Mô hình của quá trình hỗn loạn trao đổi động lượng ở vị trí mới bằng u + δu Bây giờ giả sử rằng trên đường đi l hạt δm không tăng hay mất động lượng, và sau nó đã đi được toàn bộ quãng đường l, có sự trao đổi hoàn toàn động lượng bởi các hạt tương tác nhớt với chất lỏng xung quanh Ta sẽ gọi quãng đường l là đường trộn. Để thỏa mãn phương trình liên tục, phần tử khác của chất lỏng hiển nhiên phải chuyển động theo hướng ngược lại Chính chuyển động của các phần tử của chất lỏng theo hướng ngang với dòng chảy chính quyết định cơ chế chuyển động hỗn loạn của động lượng, nhiệt và vật chất. Động lượng được mang bởi một hạt chất lỏng có khối lượng δm theo phương x hướng bằng δmδu.Nếu quá trình ong bắp cày chảy trong thời gian δθ, tốc độ truyền động lượng là δmδu / δθ. Do đó, theo định lý động lượng, lực ma sát tiếp tuyến tác dụng giữa các lớp chất lỏng là F = δm δu. δθ Nếu diện tích mà lực này tác dụng bằng A thì ứng suất cắt rối là τ = F 1 δm = δu. A A δθ Nếu l nhỏ thì δu ≈ l (du dy). Tham số (δm / δθ) là tốc độ dòng chảy của chất lỏng. Theo phương trình liên tục (1 / А) (δm / δθ) = | v ′ | ρ, trong đó | v ′ | là thành phần vận tốc dao động trung bình tương ứng theo chiều dương của trục y. Thay sự phụ thuộc này vào phương trình của τ, sau khi biến đổi ta thu được τ / ρ = | v ′ | δu = (l | v ′ |) du / dy. (38) Lưu ý rằng phương trình này được viết ở dạng giống như phương trình (29) đối với ứng suất cắt trong dòng chảy tầng. Chúng ta hãy xác định độ nhớt hỗn loạn động học νт theo quan hệ τ / ρ = νт (du / dy). (39) Chuyển động lượng hỗn loạn động học νт là một chất tương tự hỗn loạn của độ nhớt động học ν đặc trưng cho chuyển động lượng phân tử. Cả hai đại lượng đều có cùng thứ nguyên. Tuy nhiên, một điểm khác biệt quan trọng giữa các đại lượng này là νt không phải là hằng số vật lý của chất lưu, mà phụ thuộc vào thành phần vận tốc xung và chiều dài của đường trộn, tức là vào mức độ và quy mô của sự hỗn loạn. Nếu chỉ chuyển động lượng phân tử xảy ra trong vùng gần vách thì nên sử dụng phương trình (29) để tính ứng suất cắt. Nhưng đối với tất cả các điểm dòng chảy đủ xa tường, theo mô hình trao đổi động lượng hỗn loạn được coi là phương trình (39) là hợp lệ. Rõ ràng, cũng phải có một vùng trung gian mà ở đó xảy ra đồng thời cả chuyển động lượng phân tử và chuyển động hỗn loạn. Trong trường hợp này, ứng suất cắt tổng phải bằng tổng ứng suất xác định theo công thức (29) và (39): τ / ρ = (ν + νt) (du / dy). (40) Cấu hình vận tốc trong dòng chảy rối có thể được xác định nếu một số giả thiết được đưa ra liên quan đến chiều dài của đường trộn l và môđun của thành phần vận tốc dao động | v ′ |. Sử dụng giả thiết của mình (37), Prandtl đã viết dao động vận tốc ngang là | v ′ | = K1 | u ′ | và, trên cơ sở xem xét sự tương tự, đi đến kết luận rằng | u ′ | = K2 δu = K2ldu / dy. Sau khi gộp tất cả các hằng số trong l chưa biết, anh ta thu được biểu thức τ / ρ = (l 2du / dy) (du / dy). (41) Sau đó Prandtl giả định rằng chiều dài của đường trộn l tỷ lệ thuận với khoảng cách từ tường: l = k y. Khi đó phương trình (41) có dạng 2 ⎛ du ⎞ τ = k 2 y2 ⎜ ⎟. ρ ⎝ dy ⎠ Trong phương trình này, ứng suất cắt τ thay đổi từ giá trị lớn nhất trên thành bằng 0 trong lõi dòng chảy (ở dòng chảy ổn định trong ống tròn, gần trục ống). Trong vùng không quá xa bức tường, nơi xảy ra sự thay đổi chính về vận tốc, giá trị của τ khác rất ít so với giá trị trên bức tường τ0. Sau đó, gần như có thể viết ra 42 Copyright OJSC “Central Design Bureau“ BIBCOM ”& LLC“ Agency Kniga-Service ”2 ⎛ du ⎞ τ0 = k 2 y2 ⎜ ⎟; ρ ⎝ dy ⎠ du 1 τ0 =. dy ky ρ Giới thiệu u + và y +, ta có du + 1 = +. + dy ky Tích phân phương trình này, chúng ta thu được biểu thức sau cho phân bố vận tốc: u + = 1 ln y + + C. k (42) Sự phụ thuộc logarit của u + vào y + (42) cũng được các nhà nghiên cứu khác thu được, nhưng họ dựa vào trên các giả định hơi khác nhau. Do đó, nếu các giả định chính của mô hình chuyển động lượng hỗn loạn được coi là hợp lệ, thì có thể mong đợi rằng các dạng vận tốc hỗn loạn đo được ở các tọa độ u +, y + tạo thành một đường cong phổ duy nhất, là logarit trong hầu hết mặt cắt ngang dòng chảy và tiếp cận tuyến tính trong vùng gần tường. Sự phụ thuộc tương tự đã thực sự được thiết lập bằng thực nghiệm. Trên hình. Hình 8 cho thấy một lược đồ ba lớp xấp xỉ với nhiều dữ liệu thực nghiệm (không được hiển thị trong hình). Dữ liệu thực nghiệm thu được đối với các dòng chảy trong ống tròn và trong các lớp ranh giới hỗn loạn trên bề mặt ngoài của các vật thể cho kết quả tương tự. Tại các giá trị rất nhỏ của y +, sự phụ thuộc u + (y +) tương ứng với phương trình (30), trong khi tại y +> 25 ... 30, nó gần đúng với phương trình (42). Nhớ lại rằng phương trình (42) thu được dưới giả thiết ứng suất cắt không đổi và không thể mong đợi rằng nó sẽ có giá trị đối với vùng gần trục ống (hoặc ở vùng ngoài của ranh giới hỗn loạn. Hình 8. Biểu đồ vận tốc logarit trong lớp biên hỗn loạn với dòng chảy bên ngoài xung quanh), tại đó ứng suất cắt có xu hướng bằng không. Do đó, hơi bất ngờ là sự thống nhất tốt giữa các biên dạng vận tốc đo được và lôgarit trên toàn bộ tiết diện lên đến trục ống. Các ý tưởng hiện đại về cấu trúc của lớp ranh giới hỗn loạn dựa trên sự phân chia của nó thành các vùng khác nhau về bản chất của dòng chất lỏng. Trong vùng lân cận của bức tường, có một vùng của lớp phụ nhớt có độ dày khoảng 1% tổng chiều dày của lớp ranh giới, trong đó các quá trình chuyển giao phân tử đóng vai trò chính. Lớp phụ nhớt được ngăn cách với phần đã phát triển đầy đủ của lớp ranh giới hỗn loạn bởi một vùng chuyển tiếp, chiếm 2–3% chiều dày của toàn bộ lớp. Trong vùng chuyển tiếp của dòng chảy, ứng suất ma sát tầng tương xứng với vùng hỗn loạn. Trong một vùng phát triển đầy đủ của lớp ranh giới hỗn loạn, ma sát hỗn loạn là rất quan trọng. Các nhà nghiên cứu đề xuất các biên dạng vận tốc hỗn loạn phổ quát gần bức tường dưới dạng một, hai hoặc ba phương trình đại số. Mô hình được sử dụng phổ biến nhất được mô tả bằng ba phương trình. Trong lược đồ ba lớp tại y +< 5 опытные данные хорошо соответствуют уравнению (30). Эту область, где νт = 0, назвали ламинарным подслоем. При у+ >30 dữ liệu thực nghiệm phù hợp tốt với đường cong logarit, tức là, phương trình (42), nếu chúng ta giả sử rằng νt >> ν. Vùng này đã được gọi là lõi hỗn loạn. Khu vực mà ảnh hưởng của cả νt và ν là đáng kể được gọi là lớp trung gian (đệm). Biểu đồ vận tốc phổ hoàn chỉnh được mô tả bằng hệ phương trình sau: 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) Theo sơ đồ ba lớp, hàm νт không liên tục và biên dạng vận tốc u + bị đứt. Tuy nhiên, mô hình này cho thấy rõ ràng sự khác biệt giữa các cơ chế chuyển động lượng trong mỗi vùng. Nếu sự phân bố ứng suất cắt đã biết hoặc được công nhận, thì việc sử dụng phương trình (40) có thể dễ dàng xác định các giá trị của νt trong vùng bất kỳ. Khi phát triển các phương pháp khác nhau để tăng cường truyền nhiệt, điều rất quan trọng là phải biết các điện trở thủy động và nhiệt chính tập trung ở phần nào của lớp biên. Theo V.K. Nhấp nháy, phần nhỏ của điện trở nhiệt của các lớp riêng lẻ trong sơ đồ ba lớp với chế độ dòng chảy hỗn loạn trong đường ống tại Re ≥ 104 là: đối với lớp phụ nhớt (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 do thải chất làm mát từ thành ống vào lõi dòng chảy. Hơn nữa, các xung vận tốc lớn, xen kẽ với các xung áp suất, chia thành các xung nhỏ hơn và truyền năng lượng của chúng cho chúng, cuối cùng sẽ tiêu tán thành nhiệt năng của dòng chảy. Vì bất kỳ sự rối loạn dòng chảy bổ sung nào đều có liên quan đến chi phí năng lượng bổ sung, nên việc lựa chọn vị trí và phương pháp tạo dòng chảy hỗn loạn bổ sung là quyết định trong việc phát triển các phương pháp hiệu quả để tăng cường truyền nhiệt. Do đó, rõ ràng là phương pháp tăng cường như vậy sẽ là hiệu quả nhất, nó sẽ cung cấp thêm sự hỗn loạn chỉ của các lớp chất lỏng gần thành trong điều kiện y + ≤ 30 ... 60, mà không làm rối loạn lõi dòng chảy. Có thể mong đợi rằng chỉ một phương pháp tăng cường truyền nhiệt như vậy sẽ làm tăng đáng kể số St với sự gia tăng vừa phải giá trị của Cf, tức là, nó sẽ đảm bảo thực hiện bất đẳng thức (St / St0)> Cf / Cf 0). Các định luật ma sát và truyền nhiệt. Trong tính toán thực tế, sự phụ thuộc công suất của sự phân bố vận tốc và nhiệt độ trong lớp biên thường được sử dụng: u / u∞ = (y / δ) n, ΔT / ΔT∞ = (y / δт) n (Hình 9) định luật ma sát công suất đủ chính xác (C f0 = B Re ∗∗) −m (47). Trong dãy số Reynolds 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
Hai đầu và sáu chân; bốn người đi bộ, và hai người nằm yên
Lòng tự trọng - nó là gì: khái niệm, cấu trúc, các loại và cấp độ
Con đường của băng cassandra, hoặc cuộc phiêu lưu với mì ống Cuộc chiến trên trái đất và dưới lòng đất