Тепловой и аэродинамический расчеты оребренных теплообменников воздушного охлаждения - Кунтыш В.Б., Кузнецов Н.М.

Автор: Кунтыш В.Б. Кузнецов Н.М.

Теги: тепловые двигатели в целом получение, распределение и использование пара паровые машины паровые котлы теплоэнергетика теплотехника машиностроение аэродинамика теплообмен

ISBN: 5-283-04574-9

Год: 1992

Похожие

Основы расчета и проектирования теплообменников воздушного охлаждения

Аэродинамический расчёт

Тепловой расчет парового котла

Тепловой расчет реконструкции парогенератора

Текст

Б&К~94.31
K.9I
jZ УДК- 621.1.016.4
Кунтыш В. Б., Кузнецов Н. М.
К91 Тепловой и аэродинамический расчеты оребренных теп-
лообменников воздушного охлаждения. — СПб.: Энерго-
атомиздат. Санкт-Петербург, отд-ние, 1992. — 280 с.: илл.
ISBN 5-283-04574-9
В книге описаны конструкции применяемых теплообменников,
даны технические характеристики, проанализированы тенденции раз-
вития н энергетического совершенствования трубных оребренных пуч-
ков. Приведена обоснованная методика теплового и аэродинамического
расчета с учётом последних достижений в теплопередаче. Для прак-
тического использования даются уравнения подобия обобщенного вида,
рекомендации по выбору оптимальных компоновочных характеристик
пучка, формы ребра и его параметров, температурных границ приме-
нимости различных конструкций ребер.
Для научных и инженерно-технических работников.
„ 2203050000—118
К 051(01)—92 Без ов1,явл-
ББК 31.31
ПРЕДИСЛОВИЕ
В предлагаемой .книге сделана попытка систематизировать
сведения по конструкциям, техническим характеристикам, мето-
дам теплоаэродинамического расчета и повышения энергетиче-
ской эффективности теплообменников воздушного охлаждения
(ТВО) из конвективных круглоребристых поверхностей. Подоб-
ные теплообменники используются в различных областях- тех-
ники и отраслях народного хозяйства для охлаждения,-конден-
сации энергоносителей и их паров воздухом окружающей
среды. Если 15...20 лет назад ТВО применялись преимуще-
ственно _в нефтеперерабатывающей промышленности для умень-
шения потребления пресной технологической воды или в про-
мышленных регионах с напряженным водным балансом, то в
настоящее время интенсивное развитие газовой промышлен-
ности, атомной энергетики, формирование новых территориаль-
' но-производственных комплексов в районах Средней Азии,
Дальнего Востока, Юга страны, а также возросшие требования
защиты окружающей среды от загрязнения водными стоками
и поддержание экологического природного равновесия явились
новым импульсом широкого и повсеместного их внедрения в
теплотехнологические производства, установки, линии даже в
районах с избыточными запасами технологической воды на
цели охлаждения. Но в целом замена традиционного способа
водяного охлаждения воздушным- является кардинальным ре-
шением сокращения водопотребления в промышленности.
Основным конструктивным элеме^йгом ТВО является пучок
из биметаллических высокооребренных различными способами
труб с коэффициентами оребрения до 20 ... 22. Невысокие теп-
лофизические свойства воздуха как охладителя предопреде-
ляют значительные размеры' теплопередающей поверхности,
габариты и массу теплообменников. На их изготовление рас-
ходуется ежегодно сотни тысяч тонн металла, включая латунь
и’ алюминий, и свыше 15 млн. м труб. Поэтому важное значение
уделяется повышению надежности и совершенствованию мето-
дов теплового расчета, выбору оптимальных параметров пучка
и оребрения, интенсификации теплообмена, определению тем-
пературных границ применимости различных типов ребер1. Эти
3
вопросы последовательно рассмотрены на основе собственных
многолетних исследований, выполненных в Ленинградском тех-
нологическом институте ЦБП, АЛТИ и Северо-западном заоч-
ном политехническом институте.
Особое внимание уделено анализу эффективности специфи-
ческих типов ребер, теплоаэродинамическим характеристикам
нетрадиционных пучков, исследованию местных гидродинами-
ческих и тепловых характеристик потока и оребрения, изуче-
нию и обоснованию тенденций по значительному повышению
теплоэнергетической эффективности ТВО, снижению их мате-
риалоемкости.
Приводимые материалы исследований были малодоступны
для широкого круга конструкторов, инженерно-технических ра-
ботников ввиду нахождения их в узкоотраслевых изданиях, по-
этому авторами сделана попытка систематизировать и изло-
жить их с единых методологических' позиций с целью обоснова-
ния рекомендаций, расчетных формул, критериальных урав-
нений, обеспечивающих удобство и требуемую точность для
инженерных расчетов.
Предисловие, введение, гл. I (§ 1.3, 1.4), гл. 2 (§ 2.2, 2.5),
гл. 3, 4, 5 и 6 написаны В. Б Кунтышем, гл. 1 (§ 1.1, 1.2, 1.5),
гл. 2 (§ 2.1, 2.3, 2.4, 2.6)—совместно Н. М. Кузнецовым и
В. Б. Кунтышем.
ОСНОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
,О = Л/.ср — коэффициент температуропроводности, м2/с;
’ » В — ширина пучка, ширина теплообменной секции, м;
константа;
ср— удельная теплоемкость, Дж/(кг-К);
С— константа;
J— наружный диаметр ребра трубы; влагосодер-
жание;
dp— диаметр трубы у основания ребра, несущий диа-
метр оребрения, м;
dx— внутренний диаметр несущей трубы в биметалли-
ческой трубе, м;
dn — dK— наружный диаметр несущей трубы, диаметр кон;
тактной поверхности в биметаллической трубе, м;
Е— коэффициент эффективности ребра; энергетический
коэффициент;
F— площадь теплопередачи, площадь поверхности
теплоотдачи, м2;
FP) Е?р — площадь поверхности ребра и поверхности трубы,
не занятой ребрами, м2;
f — площадь проходного сечения, №;
- G— массовый, расход, кг/с;
g — ускорение свободного падения, м2/с;
Н— полный напор вентилятора, Па; высота трубного
пучка, м;
h— высота ребра, м; энтальпия; глубина завальцовки
ребра, м; высота выступа, м;
К~ коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К);
L— длина, м;
I— определяющий линейный размер, длина пути теп-
лоносителя, м;
М — масса, кг;
zn— константа;
N— мощность, кВт; удельная мощность, Вт/м2;
п-— число труб, шт.; константа;
Р— давление, Па; *
Q— тепловой поток, Вт; количество теплоты, Дж;
q — плотность теплового потока, Вт/м2;
Р~ термическое сопротивление, м2-К/Вт; радиус, м;
5
Si,, S2, S2'— поперечный, продольный и среднедиагональный
шаги пучка, м;
s— шаг ребра, м;
Т— температура, К;
t', t", t— температура теплоносителя на входе, выходе,
средняя температура, °C;
и— ширина межреберной полости, м;
V— объем, м3; объемный расход, м3/с;
w— скорость теплоносителя, м/с;-
z— число поперечных рядов; число ходов теплоноси-
теля; число разрезов ребра;
а— коэффициент теплоотдачи,'Вт/(м2-К);
‘ ак— конвективный коэффициент теплоотдачи оребрен-
ной поверхности, Вт/(м2-К); /
p=(Si—</r)/6S2/—d0)—геометрический параметр оребренного
пучка; угол поворота калориметра, град; угол уста-
новки лопастей, град;
у— угол подъема спирального ребра; угол подъема
линии разрезки ребра, град;
Д, Д1, Д2 — средняя толщина ребра, толщина ребра у вер-
шины. у основания, м;
g— толщина стенки, м; относительная погрешность;
др —. перепад давления, Па; •
д/л среднелогарифмичёский температурный напор, °C;
д/— средний температурный напор, °C;
8— поправочный коэффициент;
т]— коэффициент полезного действия (КПД);
}.— коэффициент теплопроводности, Вт/(м-К);
р— коэффициент динамической вязкости, Па-с;
v— коэффициент кинематической вязкости, м2/с;
£ — коэффициент сопротивления; • поправочный коэф-
фициент на форму.поперечно! о.сечёния ребра;
р— плотность, кг/м3;' ; ‘ ’
щ=SiJd, C2=Sz/d, a'z—S'z/d_~ относительный- 'шаги разбивки
' трубок в пучке;
т— время, с;
<р— коэффициент оребрения трубы;
у— коэффициент загромождения сечения;
яр— коэффициент тепловой эффективности; коэффи-
циент неравномерности распределения теплоот-
дачи по ’ребру; степень .увеличения поверхности
теплоотдачи;
(в— частота' вращения, с-!;
П — коэффициент компактности, м2/м3;
Re = wl/v — число Рейнольдса;
Nu=a//A— число Нуссельта; ’
Pr=v/a— число Прандтля;
Ей = ДР/pto2— число Эйлера,
6
^ВВЕДЕНИЕ
Ш ---------------------------------------------------------
Высокие темпы развития газовой, нефтеперерабатывающей,
^фтехимической, энергетической, химической, газоперераба-,
ИЫвающей промышленности, имевшие место в X... XII пяти-
летках и, вероятно, сохраняющиеся на перспективу до 2000 года
Обусловливают непрерывное увеличение производства. теплооб-
менной аппаратуры для охлаждения или конденсации техноло-
гических продуктов и энергоносителей. Для отвода теплоты в
^Фенологических процессах и от охлаждаемого оборудования до
Сёредины 70-х годов в подавляющем числе промышленных про-
изводств использовалась пресная охлаждающая вода. Потреб-
ление воды промышленностью для технологических нужд не-
'«рывно увеличивалось. В 1970 г. в СССР ее расход на эти
^’-ли составил 70 млрд м3/год (70 км3) [91] или около 30 %
Жммарного потребления воды народным хозяйством. В 1974 г.
юфлько для охлаждения технологических сред и аппаратуры
жасход воды достиг 80 км3, что составило 75% общего потреб-
ления воды промышленностью из водных источников. В 1979 г.
Н ^приятия, израсходовали на. цели охлаждения 105 км8 [33],
близко к предельно допустимым нормам забора воды из
^источников, по экологическим соображениям.
В начале 80-х годов выявился дефицит пресной технологи-
Ческой воды на цели охлаждения в. некоторых, регионах Юга
• Страны, а также в районах, областях, республиках с развитой
.'Промышленностью. .Дефицит пресной воды препятствует лнтен?
?сификацни сельскохозяйственного производства в регионах с
^засушливыми климатическими условиями, ограничивает воз-
можности расширения, реконструкции и модернизации действу-
ющих технологических установок в связи с нехваткой охлажда-
ющего агента и недостаточной мощностью очистных соору-
Ж ний.
Устранение указанного противоречия между потребностью
и-охлаждающей воде и возможностями природных истойнилив
вынудцло обратиться к широко доступному охлаждающему
Агенту--воздуху. Воздух как охлаждающий агент устраняет
Зависимость расположения энерготехнологической установки от
1.Иёточника водоснабжения, устраняется необходимость в соору-
7
женин дорогостоящих инженерных коммуникаций технологиче-
ского водоснабжения и в их обслуживании, не вызывает корро-
зии на поверхностях теплообмена, имеет неограниченные за-
пасы, бесплатен, облегчает выполнение возросших требований
защиты окружающей среды от загрязнений и поддержания
экологического природного равновесия.
В современных условиях роста и концентрации производ-
ства в промышленных районах страны использование большого
.количества воды на охлаждение неблагоприятно сказывается на
окружающей среде, так как повышает температуру воды в
источниках водоснабжения, уменьшая содержание в них кисло-
рода и ухудшая среду обитания растительного и животного
мира. Вследствие недостаточной герметичности теплообменни-
ков водяного охлаждения обостряется угроза химического за-
грязнения водоемов, рек, существует опасность залпового за-
грязнения источника водоснабжения охлаждаемым продуктом
в аварийных ситуациях.
В X... XII пятилетках осуществлялось повсеместное внедре-
ние новых схем охлаждения энергоносителей, технологических
продуктов, оборудования, использующих воздух в качестве
охлаждающего агента. На практике эта задача была ре-
ализована благодаря применению рекуперативных тепло-
обменников воздушного охлаждения (ТВО) поверхностного
типа, чаще называемых аппаратами воздушного охлаж-
дения (АВО). В результате внедрения ТВО и расширения
оборотных систем водоснабжения удалось изменить отдельные
составляющие водного баланса страны. Если в 1980 г. общий
забор воды из источников составил 344 км3, то в 1984 г. он со-
кратился до 323 км3, из него промышленные предприятия из-
расходовали свежей воды на цели охлаждения 99 км3 против
105 км3 в. 1979 г. И это произошло несмотря на ускоренное раз-
витие в XI пятилетке таких водоемких производств, как нефте-
химическое, содовое, газоперерабатывающее.
Таким образом, сокращение водопотрёбления благодаря
применению ТВО очевидно, что в современных условиях явля-
ется кардинальным решением важнейшей народнохозяйствен-
ной проблемы.
Все- тейлофизические свойства воздуха как охлаждающего агента по
сравнению с водой значительн' хуже: удельная теплоемкость меньше в че-
тыре раза, плотность ниже в 830 раз, а коэффициент теплопроводности на
порядок меньше. Следовательно, отвод теплоты требует значительных рас-
ходов воздуха, для создания которых применяются осевые вентиляторы с
напором 150... 300 Па, позволяющие развивать в межтрубном простран-
стве пучка ТВО скорость потока 5... 13 м/с. Невысокий коэффициент теп-
лоотдачи 50.. . 100 Вт/(м2-К) с воздушной стороны ТВО, обусловленный
низкими значениями скорости воздуха и теплопроводности, приводит к зна-
чительным габаритам, металлоемкости, объему трубного пучка и аппарата
в целом. Поэтому массовые характеристики ТВО в несколько раз выше ана-
логичных показателей водядых .холодильников, конденсаторов технологиче-
ских сред. Капитальные затраты на сооружение системы' воздушного охлаж-
8
ждагия значительно больше по сравнению с водяной, зато эксплуатационные
Я&мрать» на 30... 50% [90] ниже. В связи с этим срок окупаемости воздуш-
Ного охлаждения составляет 1,5... 2 года.
В 1989 г. специализированными заводами СССР по вы-
пуску ТВО было изготовлено около 11-106 м оребренных труб,
ь чечеты показывают, что средневзвешенная масса пучка с дли-
ной труб 4... 12 м составляет 38...49% .массы ТВО [8], сред-
няя масса одного метра оребренных труб равна 2,3 кг, при
'расходе алюминия 1,1 кг. Масса металла на годовой выпуск ап-
паратов составляет (50../б0)-103 тонн, в том числе расход
Алюминия на оребрение достиг уровня (10... 12) 103 т в год.
.’Производство ТВО сформировалось в самостоятельную круп-
яную подотрасль аппаратостроения, характеризующуюся значи-
тельными материальными и энергетическими затратами.
Ь Учитывая тенденцию к расширению применения ТВО в раз-
личных отраслях промышленности, увеличение расхода ме-
^талла на их изготовление, рост агрегатной мощности, авторами
{был выполнен комплекс научных исследований, направленных
£.иа повышение энергетической эффективности трубных оребрен-
?Тных пучкоЬ, являющихся основным элементом этих аппаратов.
’Повышение энергетической эффективности теплообменников
^представляется актуальной народнохозяйственной задачей, так
«как позволяет в существующих габаритах АВО увеличить теп-
* левой по^ок без заметного роста затрат мощности на прокачку
* воздуха или при заданном тепловом потоке, аэродинамических
дтотерях, температуре охлаждаемого продукта уменьшить теп-
/лопередающую площадь, габариты и объем теплообменного
'устройства.
Таким образом, улучшение энергетических характеристик
трубных пучков ТВО является важным резервом снижения ме-
• таллоемкости и увеличения выпуска теплообменников в усло-
виях интенсивного развития народного хозяйства на перспек-
тиву до 2010 года. .
Энергетическое совершенствование теплообменников воз-
душного охлаждения включает в себя в качестве основной
' задачу интенсификации конвективного теплообмена и теплопере-
дачи трубчатой оребренной поверхности, наиболее полно отве-
чающей технологии изготовления ее в крупносерийном произ-
водстве. С учетом этих определяющих требований в настоящей
работе разрабатывались и исследовались методы интенсифика-
ции конвективного теплообмена в пучках ТВО.
В развитии конструкций ТВО прослеживается устойчивая тенденция к
увеличению аппаратной мощности, показателем которой является установ-
, ленная площадь теплопередачи. В АВО общепромышлепи то назначения
[8] установленная площадь достигла 9800 м2, а в специальных АВО (91) —
, 12 600 м2'. Коэффициент теплопередачи аппарата при использовании извест-
ных. методик [13, 94] равновероятно может быть получен завышенным на
/6... 8,5% или заниженным на 7,2... 10,7%. Применительно к указанным
' значениям площади завышение коэффициента теплопередачи означает необ-
? основанный запас поверхности теплообмена, равный 370 ... 475 м2.' При за-
9
ппжспип коэффициента теплопередачи против расчетного произойдет недоох-
лаждение продукта, нарушится технологический процесс, возникнут эконо-
мические потерн.
В связи с этим представляется целесообразным применение
для теплоаэродинамических расчетов ТВО точных эксперимен-
тальных частных или обобщенных уравнений в диапазонах из-
менения параметров ТВО с гарантированной погрешностью на
стороне воздуха ±5 ... 8%.
Теоретическое решение внешней задачи теплообмена в об-
текаемых снаружи пучках ребристых труб сопряжено со зна-
чительными трудностями вследствие сложной гидродинамиче-
ской картины течения вокруг круглых ребер, характеризую-
щейся несколькими зонами отрыва потока на их поверхности,
учета ламинарного пограничного слоя при общем турбулент-
ном режиме движения, а также факторов отрыва пограничного
слоя и образования в корме труб циркуляционной зоны По мне-
нию авторов работы [65] для однофазных потоков в поперечно
обтекаемых пучках при получении характеристик теплоотдачи
и сопротивления необходимо использовать результаты экспери-
мента, как наиболее достоверные.
Глава первая
КОНСТРУКЦИИ ТВО И ИХ ОСНОВНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
1.1. НАЗНАЧЕНИЕ И ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ ТВО
На современном этапе научно-технического прогресса в ус-
ловиях быстро растущего дефицита водных ресурсов, особенно
острого в промышленных районах страны, переход от водяных
систем охлаждения технологического оборудования к воздуш-
ному становится настоятельной потребностью для большинства
отраслей народного хозяйства. В пользу актуальности и необ-
ходимости реализации новой технической политики свидетель-
ствует высокая стоимость воды, достигшая па современных
химических производствах 5...15 руб. за 1000 м3 [90], агрес-
сивность сыро! воды, отложение на поверхности теплообмен-
ника жестких трудноудаляемых осадков, химическое загрязне-
ние источников пресной воды. При воздг шном охлаждении для
отвода теплоты в окружающую среду применяются рекупера-
тивные теплообменники.
В ТВО охлаждаемый технологический продукт движется
внутри труб, передавая через их стейку теплоту охлаждающему
агенту — воздуху. Основным конструктивным элементом ТВО
является теплообменная секция, состоящая из трубного пучка
п двух камер. На рис. 1.1 изображен общий вид шестирядной
двухходовой теплообменной секции на условное давление
^1,6 МПа. Продуктовые крышки / соединяются с трубными
решетками 2 шпильками 3 (сечение Б—Б) с размещением
между ними прокладки 7. Для направления потока воздуха че-
рез межтрубпое пространство с боковых сторон секции устанав-
ливаются ограждающие листы 4. В трубных решетках закреп-
лены вальцовкой копны биметаллических оребренных труб 5,
образующих трубный пучок. Вследствие прогиба труб происхо-
дит защепление ребер соседних рядов, нарушаются условия об-
текания их воздухом и ухудшается теплообмен. Для исключе-
ния защепленпя ребер устанавливаются дистанционные про-
кладки 6 (вид /) из алюминия с шагом 1,2... 1,8 м Ширина
прокладки равна трем — четырем шагам ребер трубы. Уплотне-
ние фланцевого соединения обеспечивается прокладкой 7.
Для теплообменников АВГ {91 ] с длиной оребренных труб
4 м габаритная длина секции £ = 4400 мм, при длине труб 8 м
£ = 8400 мм. В шестпрядной секции АВГ для труб с <р=9 и
И
при ширине секции 5=1250 мм ее габаритная высота по направ-
лению движения воздуха // = 410 мм, при <р = 14,6 и 5—1220 мм
Н = 450 мм.
Воздух, перемещаемый осевым вентилятором, однократным
поперечным потоком обтекает снаружи трубы пучка.
На рис. 1.2 приведен чертеж трубной решетки секции ТВО
типа АВГ для шестирядной секции из биметаллических труб
Рис. 1.1. Общий вид теплообменной секции
/ — продуктовая крышка; 2 — трубная решетка; 3— шпилька; 4 — ограждающий лист
(боковая стенка); 5 — оребренная труба; 6 — дистанционная прокладка; 7 уплотни-
тельная прокладка
(ф = 9) наружным диаметром накатного ребра d = 49 мм, рас-
положенных в шахматном порядке по вершинам равносторон-
него треугольника с шагом 51 = 5'9 = 52 мм и длиной труб в сек-
ции 4 м. Общее число труб в решетке п = 141 шт., из них в пер-
вом ряду 24 шт„ во втором — 23 шт., в третьем — 24 шт. и т. д.
Надежность крепления труб обеспечивается проточкой в
12
каждом отверстии решетки по ее толщине двух кольцевых иоя-
сов шириной 3 мм, глубиной 0,5 мм (рис. 1.2, сечение А—А).
Толщина трубной решетки из углеродистых сталей прини-
мается согласно табл. 1.1.
Таблица 1.1
Толщина решетки 5р, мм
Число рядов труб в секции 2 Условное давление в трубном пространстве Р, МПа
0,6 1.0 1.6 2,5 4,0 6,4
4 20 25 32 39 50 62
6 25 32 39 50 62 78
8 30 39 50 60 76 96
В энергетике ТВО применяются для охлаждения масла под-
шипников и редукторных передач газотурбинных и компрессор-
ных установок, для охлаждения воды в сухих градирнях, в си-
стемах охлаждения гидрогенераторов и других электрических
машин. На рис. 1.3 показана принципиальная схема охлажде-
ния масла в ТВО трансформаторов мощностью 10000 кВ-А и
более. Масло циркуляционным насосом 2 принудительно на-
правляется внутрь оребренных трубок теплообменной секции 3,
охлаждается с передачей теплоты воздуху, перемещаемому осе-
выми вентиляторами 4 и далее возвращается в трансформа-
13
Рис. 1.3. Схема охлаж
дсиня масла в силовом
трансформаторе
/ — электрический гране
форматор: 2 — циркуляци-
онный насос; 3 — теплооб-
менная секция; 4— осевой
вентилятор
тор 1. Расположение циркуляционного насоса может быть н
нижним, но в этом случае [10] возможен подсос воздуха через
неплотности соединении при образовании вакуума в теплооб-
менной секции.
По нашему мнению, перспективно при-
менять ТВО в системах нормального расхо-
(.тжицлння ядериого реактора [4] атомных
электрических станции и атомных станции
теплоснабжения. Теплоноситель второго кон-
тура станции питательным насосом расхола-
живания подастся внутрь трубок ТВО с
внешним отводом теплоты принудительным
потоком воздуха. Замена в этих схемах водо-
водяного кожухотрубчатого теплообменника
на ТВО прежде всего увеличивает надеж-
ность системы охлаждения.
Широкое применение получили
ТВО в технологических схемах неф-
теперерабатывающей промышленно-
сти [1]. В аппаратах осуществляется
конденсация и охлаждение паров бен-
зина, керосина, охлаждение дизель-
ного топлива, топочных мазутов, би-
тума, гудрона. Внедрение ТВО позво-
лило уменьшить расход охлаждаю-
щей воды с 2 ... 8 м-1 до 0,2 ... 0,4 м3
на I т перерабатываемой нефти.
В химической промышленности ТВО применяются в крупно-
тоннажных агрегатах производства аммиака, в укрупненных
агрегатах по выпуску метано-
ла мощностью 300 тыс. т/год,
в установках по производству
серной кислоты мощностью
1000 т/сут [90, 91]; в иефтехи
мни при производствах стп
рола, этанола, полипропиле-
на, ацетальдегида и др.
В установках искусствен-
ного получения холода ТВО
применяются для охлаждения
и конденсации паров аммиака
[33], что позволило умень-
шить расход свежей воды.
Сжатый в компрессоре 4
Рис. 1 4 Схема одноступенчатой иа-
рокомирессионкой холодильной ма
шины
/ — испаритель; 2 — дросселирующий вен-
тиль; 3 — ТВО; 4 — компрессор; 5 — хла-
доноситель
(рис. 1.4) пар аммиака поступает в ТВО охлаждается и
конденсируется в нем, передавая теплоту 'воздуху Жид-
кий аммиак из конденсатора дросселируется в 2 и направля
ется в испаритель /. в котором протекает процесс охлаждения
хладиносителя (рассола) 5 с подводом теплоты к аммиаку и
кипение последнего. Пары аммиака непрерывно отсасываютс/!
14
компрессором. Температура конденсации в ТВО 47...Ь0°С, а
рабочее давление для указанной температуры 1,9... 2,67 МПа,
чю превышает температуру конденсации, равную 36... 38°C,
при водяном охлаждении. Переход на более высокую темпера-
iypy конденсации в воздушных аппаратах не потребует дли-
тельного использования системы увлажнения для снижения
расчетной температуры воздуха в районах с его высокой темпе-
ратурой в летний период.
В настоящее время появилась новая область применения
ГВО для охлаждения природного компримированного газа на
газоперекачивающих станциях 18, 28], транспортируемого на
большие расстояния по газопроводам. Сжатый газ после газо-
перекачивающих агрегатов1 охлаждается перед вводом в трубо-
провод в ТВО в целях снижения мощности на транспортировку,
а в районах Севера для предотвращения глубокого оттаивания
грунта. На газопроводах страны установлено свыше 5000 ТВО
128] разных типов.
Целлюлозно-бумажная промышленность (ЦВП), затрачивающая на вы-
работку 1 т продукции в среднем 400 м3 воды, является крупнейшим ее
потребителем. Применительно к процессам ЦБП предпочтительно применять
ТБО в тепловых схемах, где по условиям осуществления технологического
цикла н< требуется поддержание нормированного значения конечной темпе-
ратуры охлаждаемой среды или допускается потеря отводимой теплоты.
Б качестве примера целесообразно нспользовать ТВО в схемах концентри-
рования (рнс. 1.5) су шфатного щелока многокорпусными вакуум-вынарнымп
Рис. 1.5. Фрагмент схемы выпарной станции
1.5—насосы; 2— выпарной аппарат; 3 — поверхностный конденсатор; 4— ТВО
станциями. Соковой водяной пар из последнего выпарного корпуса 2 посту-
пает в поверхностный водяной конденсатор 3, в котором конденсируется
90% его, а остальные 10% пара направляются в ТВО 4. Конденсат сокового
пара загрязнен химическими соединениями, поэтому на ТЭЦ не возвраща-
йся, а сбрасывается в канализацию. В описанной схеме барометрический
смешивающий конденсатор, потребляющий 24... 62 м3/ч воды в зависимо-
сти от времени года, заменен ТВО.
Заметное место занимают ТВО в схемах вакуумной конден-
сации водяного пара приводных турбин различных хнмнко-тех
15
политических и металлургических производств, а также в каче-
стве конденсаторов пара стационарных турбин электрических
станций небольшой мощности.
Такны образом, если 10...15 лет назад ТВО предназнача-
лись в основном для оснащения технологических процессов про-
изводств в безводных районах, то на сегодняшний день этот
способ охлаждения вынужденной конвекцией воздуха — при-
меняется даже в промышленности регионов с самыми благо-
приятны ли условиями по запасам пресной воды ввиду неоспо-
римых преимуществ эксплуатационного, экологического и тех-
нико-экономического характера.
В работах [29, 33] установлено, что воздушное охлаждение
экономически целесообразно осуществлять до конечной темпе-
ратуры продукта /|" = 50 ... 60°С или до температуры, превы-
шающей примерно на 12,..14°С температуру охлаждающего
воздуха. В этом случае 75...85% тепловой нагрузки отводится
воздухом, остальное количество — водой.
При реконструкции н модернизации технологических произ-
водств, процессы киторы1 рассчитаны на конечные температуры
продукта 35.. 10 °C, следует применять воздушное охлаждение
в комбинациях с водяными.
Приведенный обзор основных областей применения ТВО
показывает, что в них обрабатываются продукты с ра<лпчными
теплофпзнческпмп свойствами в широком оГапазоие изменения
температуры и рабочих давлений, скоростей, химической ак-
тивности. Это необходимо учитывать при подборе стандартизо-
ванных ТВО, а также при разработке новых высокоэффектив-
ных конструкций.
1.2. ТЕХНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ТВО
Стандартизованные аппараты [8,33,91] воздушного охлаж-
дения общего назначения предназначены для конденсации и
охлаждения парообразных, газообразных и жидких сред темпе-
ратурой от —40 до -f-ЗОО °C, давленном 6 4 МПа.
Аппараты рассчитаны для работы на открытом воыухе в
районах с умеренным климатом при средней температуре в те-
чение пяти суток подряд в наиболее холодный период нс ниже
—40°С, а в северном исполнении при средней температуре в
течение пяти суток подряд до?—55 °C.
По расположению теплообменных секций аппараты подраз-
деляются на горизонтальные — типов АВМ-Г, АВГ, верти-
кальные— АВМ-В, зигзагообразные — типов 1АВЗ и 1АВЗ-Д
Кроме аппаратов общего назначения^ серийно выпускаются ап-
параты специального назначения АВГ-Т— трехконтурные; для
охлаждения вязких продуктов АВГ-В; для охлаждения высоко-
вязких продуктов АВГ-ВВ. __ .
16
Основными конструктивными элементами ТВО являются:
теплообменная трубчатая секция, осевой вентилятор с приво-
дом, диффузор и опорная конструкция в металлическом или
железобетонном исполнении.
При необходимости аппарат может быть снабжен подогре-
вателем воздуха, узлом увлажнения воздуха и жалюзийным
Pirc. 1.6. Аппарат воздушного охлаждения горизонтальный малопоточиый
АВ* Г
1 — опора; 2 — вентилятор; 3 — диффузор; 4 — теплообменная секция
Рис. 1.7. Аппарат воздушного охлаждения вертикальный малопоточный
АВМ-В
t - - опора; 2 — вентилятор; 3 — диффузор; 4 — теплообменная секция; 5 — ограждение
вентилятора
устройством с ручным или автоматическим приводом. В зави-
симоси от типа аппарата число теплообменных секций изменя-
ется от одной до трех. Секции монтируются на раме, опираю-
щейся на опорные стойки г идр^та, и фиксируются только с
» L Наукова б>5 iorexa I 17
IRHiBCbKoo .io.i.exd44rfJrol
* h»/ .-ч. _ •
одного конца, что обеспечивает свободное тепловое расширение
трубного пучка при нагревании.
Общий вид малопоточпыч аппаратов АВМ при горизонталь-
ном и вертикальном расположении теплообменной секции с
трубами длиной 1,5 м приведен на рис. 1.6, 1.7, а с трубами
/
1580
Рис. I.8. Аппарат воздушного охлаждения вертикальней малопоточиып
АВМ-В
3 — диффузор; 4— теплообменная секция
опора; 2 — вентиляторы;
длиной 3 м — на рис. 1.8. Аппараты оснащены одной теплооб-
менной секцией и комплектуются соответственно одним или
двумя осевыми вентиляторами типа 06-320 № 8 диаметром ра-
бочего колеса 0,8 м, вращающегося с частотой 24 с 1 от элек-
тродвигателя мощностью 3 кВт. Производительность вентиля-
тора 7,23... 2,73 нм3/с при изменении напора воздуха 191...
... 334 Па. Технические характеристики этих аппаратов с би-
металлическими оребренными трубами приведены в табл. 1.2.
В аппаратах АВМ при использовании накатных ребер <р = 9
и 14,6. внутренний диаметр несущей трубы гЛ = 21 мм.
При использовании в теплообменной секции биметалличе-
ских труб ср = 22 с навитыми из алюминиевой ленты завальцо-
18
Таблица 1.2
Основные характеристики аппаратов АВМ
Число рилов труб Z Число ходов по трубам Коэффициент оребрения *р Число труб в аппарате, шт. Площадь наружной поверх- ности теплообмена, м2, при длине трубы, м. равной
1,5 3,0
1 1; 2; 4 9,0 И.6 91 82 105 150 220 310
6 1; 2; 3; 6 9,0 11,6 94 82 160 225 325 465
8 оо ьр 9,0 14,6 94 82 210 300 440 600
Таблица 1.3
Характеристики аппаратов АВМ для у =22
Число рядов труб Z Число ходов по трубам Число труб в аппарате, шт. Площадь поверхности теплообмена, м-
внутренняя | наружная
при длине трубы ы, равной
1.5 3,6 1.5 3,0
4 1, 2, 4 82 7,8 15,5 210 420
6 1. 2. 3. 6 123 11,5 23,0 315 630
8 ND Ос 161 15,5 31,0 420 8Ю
и иными ребрами внутренний диаметр несущей трубы dt =
20 мм. Характеристики этих аппаратов приведены в табл. 1.3.
Аппараты АВГ состоят из трех независимых теплообменных
секций с трубами длиной 4 м (рис. 1.9, 1.10) пли 8 м, располо-
женных в секции горизонтально. Соответственно они оснащены
о ишм пли двумя осевыми вентиляторами диаметром колеса
2,8 м. Привод вентиляторов осуществляется от элсктродвига-
1сля мощностью 22; 30 и 40 кВт через конический редуктор.
Применяется вентилятор типа ЦАГИ УК-2М с частотой вра-
щения вала 3,5 и 7 м_| п углом установки лопастей 10°, 15°,
17", 20°, 23°, 25°, 30°. При помощи дистанционного механизма
поворота без остановки вентилятора можно установить требуе-
мый угол наклона лопастей колеса и изменить производитель-
ность вентилятора.
Применение двухскоростпых электродвигателей позволяет
изменением частоты вращения колеса вентилятора выбирать
наиболее экономичный режим, обеспечивая при снижении про-
изводительности установки или температуры окружающего воз-
iy\a минимальный расход электроэнергии
В зависимости от частоты вращения колеса и угла уста-
новки лопастей вентилятора в рабочем диапазоне эксплуатации
19
аппарата развиваемый напор находится в интервале 40...
500 Па для соответствующего изменения производительности
17... 85 нм3/с.
В табл 1.4 приведены технические характеристики горизон-
тальных аппаратов типа АВГ.
Теплообменные секции (табл. 1.5) состоят из биметалличе-
ских труб гр = 9 и 20 с накатными ребрами из алюминия АД1
Рис. 1.9. Аппарат воздушного охлаждения горизонтальный АВГ
/ — привод вентилятора; 2 —коллектор; 3—колесо вентилятора; 4--узел увлажненнi
воздуха; 5—диффузор; 6 — металлоконструкция; 7теплообменная секция; 8 —
жалюзи; 9 — пневмопривод жалюзи
на несущей трубе наружного диаметра dH = 25 мм с толщиной
стенки б| = 2 мм.
Аппараты 1АВЗ (рис. 1.11) имеют шесть независимых теп-
лообменных секции с трубами длиной 6 м. Расположены в
форме «зигзага» под острым углом между собой и к горизон-
тальной опорной площадке. Аппарат комплектуется вентиля-
тором ЦАГИ УК-2М с диаметром колеса 5 м и углом установки
лопастей от 0° до 25°. Угол изменяется при остановленном вен-
тиляторе переустановкой каждой лопасти отдельно. Привод
вентилятора безредукторный от тихоходного электродвигателя
типа ВАСО мощностью 37; 55 и 75 кВт (табл. 1.5).
20
Максимальные значения напора и производительности вен-
шлятора соответственно равны 650 Па и 24,8 нм3/с.
Аппараты 1АВЗ-Д имеют также шесть теплообменных сек-
ции, но с трубами длиной 8 м. Секции установлены по зигзаго-
образной схеме н по своим параметрам полностью соответ
лнуют секциям АВО типи АВЗ. Воздух подается от двух веп-
шляторов диаметром колеса 2,8 м с приводом, аналогичным
Рис. 1.10. Аппарат АВГ со стороны входа охлаждаемого продукта
/-*-жалюзи с ручным приводом; 2—жалюзи с пневмоприводом
приводу аппаратов типа АВГ. Технические характеристики ап-
паратов приводятся в табл. 1.6.
Теплообменные секции аппаратов 1АВЗ-Д оснащаются би-
металлическими трубами <р = 9; 14,6 и 20, параметры которых
ютветствуют трубам аппарата 1АВЗ. Также применяются би-
металлические трубы с <р=22, оребрение которых выполнено на-
вивкой алюминиевой ленты на несущую трубу наружного диа-
метра dH = 25 мм, 6] =2,5 мм из углеродистой стали или латуни.
Число ходов в секции для зигзагообразных аппаратов равно
1, 2, 2а, 4, 4а, 8 независимо от числа поперечных рядов ореб-
ренных труб.
21
Таблица 1.4
Характеристика аппаратов АВГ
Число рядов Труб Z Число ходов по трубам Число тру о d аппарате, шт. Площадь наружной поверхности тепло- обмена, м2, при длине трубы, м, равной
4 8
4 1; 2; 1 282/216 875,1250 1770/2500
6 1; 2; 3; 6 423/369 1320/1870 2ь40/3800
8 1; 2; 4; 8 564/492 1740/2300 3500/5100
Примечание. В числителе приведены значения для биметаллически1
оребренных труб с коэффициентом оребрения гр = 9,0; в знаменателе —
<( = 14,6.
Независимо от типа аппарата число ходов среды по труб-
ному пространству обеспечивается установкой перегородок в
крышках секции
Характеристики аппаратов 1ЛВЗ
Таблица 1.5
Число ря ЧОЯ Труб z Коэффициент оребрения Чисто труб, шт. Площадь наружной поверх- ности теплообмена м"
секции аппарата
секции аппарата
f 9 80 480 375 2250
4 20 72 432 675 1050
к 9 121 726 570 3420
О 20 109 054 1025 6150
Из анализа технических характеристик следует, что АВО
общего назначения имеют широкий диапазон изменения по-
верхности теплообмена (105...9900 м2) и могут удовлетворять
требованиям самых разнообразных технологических процессов
как по температурному уровню отводимой теплоты, так и ве-
личине теплового потока.
Кроме рассмотренных АВО общего назначения, промышлен-
ностью серийно выпускаются аппараты специального назначе-
ния АВГ-В и АВГ-ВВ в основном для охлаждения вязких про-
дуктов (табл. 1.7).
Каждый аппарат типа АВГ-В состоит из трех, а аппарат
типа АВГ-ВВ из восьми горизонтально расположенных тепло-
обменных секций прямоугольного сечения. В аппаратах приме-
нен вентилятор типа ЦАГИ УК-2М с углом установки лона
стей 10... 25°. Приводная часть, а также опорная конструкция
идентичны аппаратам типа АВГ
Для удовлетворения запросов газовой и газоперерабаты-
вающей промышленности разработаны аппараты [91] высокого
давления 7,5... 35 МПа. При давлении до 10 МПа прпменя-
22
инея в основном аппараты камерного типа, свыше — коллектор-
ного.
Транспорт природного газа осуществляется при рабочем
давлении 7,5 МПа в газопроводах диаметром 1420 мм, а в газо-
проводе диаметром 1620 мм поддерживается рабочее давление
Рис. 1.11. Аиикрат воздушного охлаждения 1АВЗ
/ опора; 2 — вентилятор; 3 — узел увлажнения воздухе; 4 — диффузор; 5—тепло-
обменная секция
12,5 МПа. Газ охлаждается в аппаратах 2ЛВГ-75С н 2ЛВГ-
I00C по ТУ—26—02—913—81. Аппараты состоят из горизоп-
гально расположенных секции коллекторного типа, собранных
из биметаллических труб с накатными ребрами, которые обду-
ваются потоком воздуха, нагнетаемого снизу осевыми вентиля-
торами с приводами от тихоходных электродвигателей.
Материал теплообменных труб: несущих 25x2 мм — сталь
10 пли сталь 20, ребер — алюминий АД1.
Техническая характеристика аппаратов
Площадь наружной поверхности теплообмена
по оребренным трубам, м2 9930
Коэффициент оребрения . . .20
Расчетное давление, МПа
в аппарате 2АВГ-75С . ..... . . 7,5
в аппарате 2АВГ-100С ... . . . . 10
Число теплообменных секций . 3
Число рядов труб в секции . 6
Число ходов по трубам ... 1
Число труб ................... . . 528
Длина оребренных труб, мм . 12 000
Диаметр колеса вентилятора, мм . . 5000
Число вентиляторов ...................................2
23
Электродвигатель: тип ВАСО-16-14-24 мощность, кВт 37 количество .2 исполнение по взрывозащите . . ВЗТ4ВУ1 Габаритные размеры, мм: длина X ширина X высота 12820X6380X4890 Масса, т . . (4930 для 2ААГ-100С); 41; 41,7 (для 2АВГ-100С) Таблица 1.6 Характеристика аппаратов 1АВЗ-Д
Число рядов труб X Коэф- фи- циент оребре- ния Число труб, шг. Площадь поверхности теплообмена, ма
внутренняя наружная
при внутреннем диаметре труб, мм секции аппарата
секции аппара- та
20 21
секции аппа- рата секции аппарата
4 9 92 552 — — 48 290 565 3400
14,6 80 480 — 42 250 800 4800
20 — — 42 250 1000 6000
22 40 240 — — 1100 6600
6 9 139 834 — __ 72 135 850 5100
14.6 121 726 — — 63 375 1200 7200
20 — — 63 375 1500 9000
22 60 360 — — 1650 9900
Таблица 1.7
Основные характеристики аппаратов АВГ-В и АВГ-ВВ
Тнп АВО Число рядов труб Z Число ходов по трубам Коэффи- циент оребрения Число труб в аппара- те, шт. Площадь наружной поверх- ности теплообменника, ми при длине трубы, м, равной
4 8
4 1. 2. 4 222 900 1800
АВГ-В 6 8 1; 2; 3; 6 1; 2; 4; 8 7,6 333 444 1350 1800 2700 3600
АВГ-ВВ 5 15 5,15- 120 630 —
Существуют другие типа АВО высокого давления, спроектированные
для газовой и газоперерабатывающей промышленности: АВГ-80, АВГ-125,
АВГП-160.
24
Аппарат АВГ-80 создан па базе .............лх аппаратов АВГ п
< i стоит из двух теплообменных секций шириной 2 м с длиной биметалли-
•ttcitnx оребренных труб 4 м, расположенных горизонтально. Секции выпол-
нены четырехрядными, двухходовыми. Расчетное давление газа 8 МПа, тем-
пература— 172°С, число труб в аппарате — 228, коэффициент оребрения
'! 20, площадь наружной поверхности теплообмена аппарата 1466 м’.
Аппарат оснащен осевым вентилятором с диаметром колеса 2,8 м п из-
меняемым углом установки лопастей в диапазоне 0...160. Вентилятор соз-
ыгт напор до 200 Па при поминальной производительности 6,68 м3/с. При-
кид колеса вентилятора редукторный от электродвигателя мощностью
1? кВт.
Аппарат АВГ-125 создан па расчетное давление 12,5 МПа для охлаж-
Ичшя газа от 100 до 65 °C и состоит из грех теплообменных секций по 2 м
шириной с трубами длиной 6 м. Секции выполнены двухходовыми по труб-
ному пространству, четырехрядными, пз биметаллических оребренных труб
, 9,0. Площадь поверхности теплообмена 2700 м2. Вентилятор и приводная
•щеть соответствуют аппарату 1ABJ
Отличительная особенность аппарата АВГП-160 па рабочее давление
Н> МПа—блочное исполнение. Аппарат поставляется в собранном виде па
' шях и рассчитан на транспортировку, в том числе и вертолетом, в трудио-
шетуппые места. Аппарат состоит пз двух теплообменных секций гори.юн-
(Лыюго расположения, четырехрядных, двухходовых по трубному про-
11 р.шетву, собранных из биметаллических труб д.типон 4 м и коэффициентом
ир< брення 14,6. Площадь поверхности теплообмена 960 м=. Аппарат оснащен
nun мыо осевыми вентиляторами с электрическим приводом мощностью по
1 кВт.
Тип вентилятора тот же, чго и в аппаратах \ВМ. Масса аппарата
/180 кг.
Аппарат АВГ-160 (рис. 1.12) на рабочее давление 16 МПа
предназначен для применения в установках комплексной перера-
CoiKii газа мощных газоконденсатных месторождений типа таг-
ильского (Туркменская республика). Аппарат представляет со-
(и>п сдвоенную конструкцию АВГ с длиной биметаллических
оребренных труб 8 м. Он состоит пз четырех горизонтальных
|<‘плообменных секций, шестпрядны.х, с тремя ходами в преде-
|лх секции по трубному пространству. Число труб в секции—
l*>,rj, коэффициент оребрения <р= 14,6, площадь поверхности теп-
юобмена аппарата 7920 м2. Температура охлаждаемого газа
ни входе в трубы должна быть не выше 100°C. Установлено
четыре осевых вентилятора с суммарной мощностью привода
I 18 кВт, характеристики п тип которых идентичны вентилятор-
ной группе аппаратов тина \ВГ
Для общего представления о габаритах аппарата укажем,
Ч|о он имеет массу 42000 кг и размеры 9050x8680x4120 мм.
К группе аппаратов высокого давления относится также ап-
парат типа АВГ-250 на рабочее давление 25 МПа, предназна-
1внный для охлаждения компримированного воздуха темпера-
ivpoii 160 °C в крупных технологических установках. Аппарат
остонт из двух горизонтальных теплообменных секций коллек-
горного типа, четырехрядных, двухходовых по трубному про-
странству, собранных из биметаллических труб с коэффпциеп-
и>м оребрения <р = 20.
Длина труб — 4 м, число их в секции—НО. Площачь на-
25
ружпоп поверхности теплообмена равна 1466 м2. Аппарат уком-
плектован одним вентилятором, аналогичным установленном,
АВГ. Расчетный напор вентилятора 200 Па при производитель-
ности по воздуху 6,68 м3/с.
1760
Рис. 1.12. Аппарат воздушного охлаждения высокого давления АВГ-160
/— привод вентилятора; 2 — коллектор вентилятора; 3— колесо вентилятора; 4 — диф-
фузор; 5— опора; 6 — теплообменные секции
Проведенные расчеты материалоемкости показывают, что
удельная металлоемкость АВО, представляющая отношение
массы аппарата с учетом металлоконструкции к плота ди теп-
лообмена, изменяется в диапазоне ga= 16,1 ... 4,08 кг/м2 п в
два—три раза превышает эту xapai терпстнку для газожпдкост-
26
пыл аппаратов общего применения, например калориферов
предварительного подогрева воздуха котельных агрегатов, воз-
lyxo- п газоо.хладнтелей электрических машин. Удельная ме-
ыллоемкость поверхности теплообмена аппарата составляет до
10% металлоемкости аппарата. Остающиеся 60% удельной ме-
1аллоемкостп приходятся на трубные решетки, крышки с па-
рубками пли камеры, коллекторы, сборные конструкции,
включающие в себя вентиляторное оборудование. Величина
I шпон составляющей в определяющей мерс зависит от инже-
нерных конструктивных решений, базирующихся па новейших
1ОСТИЖСНИЯ.Х технологии машиностроения
На практике это реализуется в непрерывном стремлении к
увеличению длины теплообменных труб в секции. В результате
возрастает площадь теплообмена и масса труб при неизменной
металлоемкости основных элементов аппарата Например, для
аппарата типа АВМ в зависимости от материального и конст-
руктивного исполнений увеличение длины трубы в два раза
(с 1,5 до 3 м) приводит к уменьшению удельной металлоем-
кости аппарата в 1,30. 1,55 раза. При этом величина bi для
поверхности теплообмена остается неизменной. Как следствие
вложенного, в ЛВО применяются грубы все большей длины.
В настоящее время специализированные заводы освоили
производство ЛВО с трубами длиной 12 м.
Увеличение длины труб при неизменных конструктивных
характеристиках секции сопровождается повышением аппарат-
ной тепловой мощности в связи с увеличением площади тепло-
обмена. Плотность отводимого теплового потока на единицу
м 1ссы металла оребренной поверхности не изменяется, тепло-
вая эффективность трубного пучка остается неизменной.
Трубы длиной 10, 12, 18 м применяются п в зарубежных
конструкциях аппаратов, что следует из анализа проспектов по
ХВО фирм «Крезо—Луар», «Спиро—Жиль», «Броисверк»,
I ЕЛ» (Германия), имеют низкую жесткость и устойчивость,
1ля них характерны значительные прогибы в вертикальной пло-
кости; это способствует зацеплению ребер труб смежных
рядов, нарушению равномерности проходного сечения для воз-
lyxa. Ухудшаются гидродинамические условия обтекания труб-
ного пучка и не исключена вероятность снижения тенлоаэроди
нлмическпх характеристик ЛВО против расчетных.
Таким образом, снижение металлоемкости ЛВО путем уве-
личения длины труб без вмешательства в процесс пнтенсивно-
CIH теплообмена приближается к предельным техническим воз-
можностям.
Второе направление, позволяющее осуществить дальнейшее
уменьшение металлоемкости ЛВО, связано с интенсификацией
теплообмена трубных пучков при неизменных затратах мощно-
сти на перемещение охлаждающего воздуха. Применение в га-
27
честве побудителя движения воздуха осевых вентиляторов с
ограниченным напором исключает интенсификацию теплооб-
мена увеличением скорости потока.
1.3. АНАЛИЗ КОНСТРУКТИВНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК
ТРУБНЫХ ПУЧКОВ ТВО
Трубный пучок теплообменной секции имеет прямоугольное
фронтальное сечение различной глубины по направлению дви-
жения охлаждающего воздуха. Глубина пучка зависит от числа
рядов труб, которое в стандартизованных АВО общего назна-
чения равно z=4; 6; 8 рядов. В АВО для охлаждения высоки
вязких продуктов применены пятирядные пучки.
В пучках принята шахматная компоновка, при которой
трубы расположены в трубных решетках по вершинам равно-
стороннего треугольника с шагом Si = S'>, причем основание
треугольника перпендикулярно направлению движения воз-
духа. Следовательно, воздух движется вдоль большой диаго-
нали ромба, образуемого равносторонней компоновкой труб.
Ранними исследованиями Г. С. Белецкого установлено, что в оребрен-
ных пучках желательно применять тесную шахматную компоновку труб, ха-
рактеризующуюся минимальными шагами разбивки и максимальной ком-
пактностью. Концепция предпочтительного применения в шахматных пуч-
ках тесного расположения оребренных труб обосновывалась результатами
обобщенного анализа [2| теплоотдачи и аэродинамического сопротивления
опытных данных для круглотрубчатых поверхностен с поперечными ребрами.
Переход к свободным компоновкам должен приводить к заметному пони-
жению теплоотдачи из-за снижения скорости воздуха в межреберных поло-
стях труб пучка п движения основной массы воздуха вне межреберных про-
ходов. Однако экспериментальные данные по изучению влияния «проскока»
воздуха на интенсивность теплоотдачи пучков оребренных труб не подтвер-
дили приведенное предположение.
Следует заметить, что проанализированные результаты ис-
следовании относятся к оребренным трубам с геометрическими
размерами, значительно отличающимися от теплообменных
труб пучков АВО.
Ввиду отсутствия специального исследования этого вопроса
в стандартизованных пучках АВО первого поколения были ре-
ализованы изложенные ниже рекомендации по шагу разбивки
труб: Si=S2, = 52 мм или О| = О2/=1,06 для труб с коэффициен-
том оребрения ф=9,0; Si=S2' = 58 мм или о|=<г2/= 1,035 для
труб с коэффициентом оребрения ф=14,6.
Энергетическая эффективность трубного пучка АВО зависит
не только от параметров, определяющих процесс теплоотдачи
по воздушной стороне, но и от условий взаимодействия аэроди-
намической .характеристики пучка и характеристики вентиля-
тора: напор — расход воздуха, КПД — расход воздуха, мощ-
ность— расход воздуха. Уменьшение шага Si от 1,15 до 1,04 мм
для тесных шахматных пучков [34], состоящих из труб с по-
перечными спиральными ребрами и ф = 7.34, вызывает повыше-
28
ппе до 15% аэродинамического сопротивления, что при опреде-
юнных р-е^н.мах работы вентилятора потребует больших за-
трат потребляемой мощности приводом, чем для пучков с более
свободным расположением труб,
В конструкциях ЛВО зарубежного производства фирм
(Спиро—Жиль», «Луммус» для параметров труб, близких к
типоразмеру труб отечественных аппаратов, также применяется
равносторонняя шахматная компоновка, но с шагами разбивки
Г = Sz' = 54 мм и S] — S2' = 63,5 мм [83].
В новейших конструкциях аппаратов высокого давления
типа АВ Г-80, АВ Г-250 биметаллические оребренные трубы с
<р=20 размещены в пучках секции по вершинам равносторон-
него треугольника, по со значениями шагов Sj =5'2=64 мм.
Таким образом, выбор шага разбивки труб в пучках аппа-
ратов экспериментально недостаточно обоснован и имеет про-
шворечивые отзывы.
Конструктивной особенностью трубных пучков аппаратов высокого Дав-
.'I ши является наличие в межтрубпом пространстве разрыва между вто-
рым и третьим рядами. Влияние этого параметра па теплообмен и аэроди-
намическое сопротивление пучка совершенно не изучено. Поэтомх отсут-
ствуют энергетически обоснованные рекомендации по выбору значения раз-
рыва.
При шахматной компоновке труб в пучке' четные ряды по направлению
шпженпя воздуха имеют на одну трубку меньше, чем нечетные. Это ска-
1Ынается па распределении скорости потока воздуха' во фронтальном сеченнп
пучка, происходит увеличение ее у боковых етснок н снижение в централь-
ной части пучка. Для выравнивания поля скорости в нечетных рядах пуч-
ков промышленных теплообменников у боковых етснок устанавливают по-
чутрубкн, равносторонние уголки' или гладкие пластины. В наиболее распро-
страненных пучках АВО общего назначения применение указанных кон-
структивных элементов не предусматривается. Однако пучки АВО высокого
Давления запроектированы с размещением у боковых стенок гладких полу-
трубок с диаметром, равным наружному диаметру ребер. Противоречивость
принятых технических решений очевидна и объясняется отсутствием целе-
направленного сравнительного исследования в одинаковых условиях изме-
нения теплоаэродинамическпх характеристик пучков с полутрубкамн и без
них. При этом параметры труб и пучков должны соответствовать этим ха-
рактеристикам промышленных АВО.
Скорость воздуха в узком сечении пучка основных типов
\ВО изменяется в интервале 5... 13 м/с, который охватыва-
лся рабочим диапазоном числа Re= (6 . .. 18) 103, характер-
ным для развитого смешанного режима обтекания трубных
пучков.
Подогреватель охлаждающего воздуха, устанавливаемый на
входе в теплообменные секции, представляет собой однорядный
пучок, который состоит из биметаллических труб с коэффнциен-
1ом оребрения ф=9. Шаг разбивки труб в ш чке принимается
различным в зависимости от назначения АВО, но для большнн-
<тва подогревателей Si = 90 мм.
1.4. АНАЛИЗ ПЕРСПЕКТИВНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
И ТЕНДЕНЦИЙ РАЗВИТИЯ ОРЕБРЕННЫХ ТРУБ ТВО
Коэффициент теплоотдачи по воздушной стороне при по-
перечном обтекании пучков ТВО изменяется в интервале ct =
= 30... 90 Вт/(м2К), зависящем or режима работы вентиля-
тора аппарата. В табл. 1.8 приведены шачсиия коэффициентов
теплоотдачи сц с внутренней стороны труб пуч:.а в типичных
условиях эксплуатации АВО для случая процесса охлаждения
однофазных жидких продуктов, движущихся со скоростью
1 м/с, и конденсации паров.
Таблица 1.8
Коэффициенты теплоотдачи внутри труб АВО для различных
технологических продуктов
Жидкость а,.[О-2 Вт/(м°-К) Конденсирующий пар п,-10~2 Bt/(mj* К)
Охлаждаемая вода Парафины Бепзнн/толуол Метанол Этанол Гексанол Октанол Керосин 20 . . .10 8. . .12 10 . . .15 14 . . .17 11 ... 15 6 ... 8 4. • .6 9. . .12 Водяпсч Парафины Бепзнн/толуол Этанол Метанол Аммиак Фреон 12 Охлаждение н конден- сация парогазовых смесей 30 . . .50 8 . . .16 11. . .18 15. . .20 16. . .22 25. . .30 10 . . . 15 15. . .30
При охлаждении минеральных масел коэффициент теплоот-
дачи внутри труб АВО составляет щ = 1500 ... 300 Вт/(м2-К),
меньший из которых характерен для масел с большей вяз-
костью.
По данным анализа технических прое .тов аппаратов типа
АВГ-75, АВГ-80, АВГ-160, АВГ-250 коэффициент теплоотдачи
от компримируемых природного газа или воздуха к внутренней
поверхности груб пучков составляет 500...950 Вт/(м2-К).
С целью выравнивания термических сопротивлений тепло-
отдачи наиболее широко применяется хвелпченпе площади по-
верхности теплообмена в результате оребрения со стороны
меньшего коэффициента теплоотдачи. С увеличением теплоо[да-
ющей площади возрастает тепловой поток через трубу, компен-
сируя низкую интенсивность теплообмена к охлаждающему
воздуху. Оптимальное значение степени оребрения трубы опре-
деляется пз условия равенства термических сопротивлений теп-
лоносителей:
30
Это правило в рольных условиях должно быть скорректи-
ровано с учетом снижения эффективности оребрения (ребра)
при увеличении его поверхности. Обычно стремятся достичь
площади наружной поверхности оребренной трубы F. примерно
1.ПИ1ОЙ половине значения, определенного из равенства (11).
Рассчитаем приближенно необходимый согласно формуле
(II) коэффициент увеличения поверхности »)' труб АВО для
процесса конденсации водяного пара, так как в этом случае
наблюдается наибольшее расхождение в значениях термиче-
нх сопротивлений теплоотдачи. Примем средине значения ко-
ффициснта теплоотдачи от пара ai = 4000 Вт/(м2-К) к воз-
ivxy а = 60 Вт/(м2-К).
Тогда
1 Юоо „„
F, — 2 а ~ 2 60
,1, — Е — 1
(1-2)
(1-3)
Коэффициент оребрения <, трубы связан с коэффициентом
иелпченпя поверхности ф соотношением
9= Лр ~ /-Гр rTp < d„-
В стандартизованных \ВО диаметр трубы ио основанию ре-
пер </п« 28 ... 27 мм. а внутренний диаметр </>=21... 20 мм.
loi та коэффициент оребрения щлжеи быть равен ц =25.
I ювателыю, трубы АВО с коэффициентом оребрения <| =25
I>v тут эффективны даже в случае применения их для отвода
i нилоты от высокоинтенспвиого процесса конденсации водяного
ияра.
Необходимо отметить, что оребрение поверхности нельзя
р.п сматривать в строгом понимании как способ интенсифика-
ции теплообмена. Коэффициент теплоотдачи развитой поверх-
ности при расчете на полную ее площадь уменьшается вслсд-
। (вне ухудшения гидродинамических условий движения потока
и межреберных каналах и роста термического сопротивления
ребер. По данным работы [14] в диапазоне 10<ф<20 конвек-
тивный коэффициент теплоотдачи аь- для оребренной трубы из-
меняется от 53 то 27% его значения для гла [кой трубы. Тен-
швая эффективность оребренных поверхностен всегда меньше,
чем у гладкотрубпых поверхностей, так ка’ коэффициент эф-
фективности ребер меньше единицы (£<1,0).
Однако компактность оребренного пучка в несколько раз
превосходит этот показатель для гладкотрубного пучка и уве-
личивается с развитием поверхности оребрения. Поэтому габа-
ритные (объемные) и массовые характеристики пучков ореб-
реппых труб [2, 141 значительно лучше пучков пз гладких
Iруб в идентичных сравниваемых условиях.
Известно многообразие различных конструкций оребренных
груб, отличающихся формой трубы и ребер, параметрами ребер,
31
технологией изготовления [2, 68, 83] (проволочные ребра, на
садные прямоугольные, навитые оцинкованные, литые, шппо
вые и штыревые различных сечений, иолизональпыс, шайбо
вые, дисковые п непрерывные спиральные, называемые част<
поперечно-винтовыми ребрами).
Поперечное расположенно ребер относительно оси трубь
позволяет максимально развить площадь поверхности гсплооо
Рис. 1.13. Трубы с накатными ребрами отечес гв< иных АВО
/ — несущая труба; 2 — накатное ребро
мена в результате уменьшения шага и толщины ребер или уве-
личения их высоты при постоянных прочих размерах оребре-
ния. В первом варианте площадь поверхности увеличивается в
неизменном конструктивном объеме. Развитие площади тепло-
32
Омена в результате увеличения высоты реоер сопровождается
ростом конструктивного объема, необходимого для ее размеще-
ния. На практике развитие площади теплообмена осуществля-
и я применением частого расположения ребер, высота кото-
рых удовлетворяет требованию тепловой эффективности и энср-
кчичсской целесообразности [16, 94] для конкретного диапа-
кша режимов эксплуатации аппарата.
Анализ геометрических характеристик имеющихся тииов
оребренных поверхностей с учетом технологичности изготовле-
ния п сборки в крупносерийном специализированном произвол
।вс АВО, удовлетворения требованиям высокой прочности, на-
1«-жности, пониженной склонности к загрязнениям, возможно-
1и механизации и автоматизации процесса оребрения показы-
вает, что эти условия выполняются для труб с непрерывными
шкальными ребрами. Наличие отработанной производи!ель-
ной технологии ВНИИметмаш холодной накатки на трубах
» пиральпых непрерывных ребер, совпавшей по времени с пери
одом разработки и серийного освоения выпуска отечественных
MJO, однозначно предопределило конструктивный тип оребрен-
ной трубы.
Вследствие этого, на заводах тяжелого машиностроения, ос-
новного изготовителя АВО, в 80... 85 % выпускаемых в конце
Рис. 1.14. Схема прокатки высокоребрнстых труб
/ — гладкая труба-заготовка; 2 — приводные валки; 3 — ребристая труба
\l 1 пятилетки аппаратов пучок состоит из биметаллических труб
накатными ребрами (рис. 1.13,а).
Накатные ребра образуются из исходной толстостенной
гладкой трубы-заготовки на станах ХПРТ [6]. Формовка труб-
ной заготовки / (рис. 1.14) производится тремя расположен-
ными под углом 120° приводными валками 2, осп которых на-
.1
33
клонены к осп ирока1кп на некоторый угол 0... 6°, называемый
углом подачи. При вращении валки захватывают заготовку, со-
общают ей вращение и осевое перемещение, в процессе которого
происходит постепенное образование ребер заданного профиля.
В результате за один проход получается окончательный про
филь орсоренной трубы <?. Таким методом получаются как мо-
нометаллические (рис. 1.13,6), так и биметаллические ореб-
ренные трубы. Биметаллические трубы прокатывают из предва-
рительно собранных с небольшим зазором гладкой трубы-
заготовки и внутренней (несущей) трубы пз другого материала,
плотное соединение которых межд} собой получается в про-
цессе винтовой накатки. Выбор материала несущей трубы опре-
деляется его коррозионной стойкостью к охлаждаемым пли
конденсируемым в аппарате средам.
Технология ВНИИметмаш позволяет изготовлять трубы с
накатными ребрами из алюминия, меди и их сплавов, углеро-
дистой и нержавеющей сталей с одно-, двух- и трехзаходными
ребрами. Непрерывное совершенствование технологии п обору-
дования поперечно-винтовой иакаткп привело к увеличению
производительности станов до 5,4 ... 5,7 м/мин при изготовле-
нии однозаходиых накатных ребер.
Таблица 1.9
Параметры труб аппаратов воздушного охлаждения
Метод оребре- ния (для поперечно- ВННТОПОГО типа ребра) ? Размеры ребер, мм Внутренний диаметр не сушей Трубы tfj,' мм
d h 5 da
Накатка 9 «±J:t 10,5+0,5 3,5 28
14,6 56iJ:5 14+0,5 3,0 28 21
20 15 ±0,4 2.5 27
Навивка 22 57 16 2,54 25 20
Размеры и параметры теплообменных оребренных труб ос-
новных типов АВО приведены в табл. 1.9. Для изготовления
ребер применяют алюминиевые сплавы АД1 или АД1М. Сле-
дует заметить, что в справочных данных [60, 91] по оребрен-
ным трубам АВО коэффициент оребрения рассчитан без учета
площади поверхности торнов ребер по формуле
Wduy- _1+2(4-
_________\ Др
2s/rf0
(1-4)
Коэффициент оребрения трубы с учетом площади торцов
определяется по выражению
34
® = 1 + (rfo 4~ + -М • (1-5)
Различие в значениях <р, вычисленные но формулам (1-4) н
(I |), может достигать 5%.
Наружный диаметр несущих труб АВО (табл. 1.9) равен
/„ 25 мм.
Средняя толщина накатного ребра труб с <р = 9 и 14,6 со-
ывляет А = 0,85 мм, а профиль поперечного сечения ребра - -
1||.н1ецеидалы1ып, который наиболее близок к теоретически оп-
।амильному [13, 94] по отношению к профилю ребра. Обеспе-
чение указанного профиля ребра является достоинством техно-
ни пи поперечно-винтовой накагкп. Однако принятая толщина
ребер не имеет достаточного обоснования для передачи тепло
1>ых потоков промышленных АВО. Общеизвестно [2, 94], что в
। .ншопарпых газожидкостных теплообменниках ребра пеобхо-
шмо изготовлять по возможности более тонкими, но при этом
ю> «ффициепт их эффективности следует обеспечивать на уровне
/ 0,8.
Тенденция реализации этого условия проявилась в разрабо-
П1ПОМ ВНИИнефтемаш сложном поперечном сечении накат-
ною ребра для труб с ср=20 (рис. 1.13, а). Материалоемкость
«•бра в среднем на 15% меньше по сравнению с ребрами труб
у 9 п 14,6. О нако для его накатки зеобхошмы формообразу-
ющие щеки усложненного профиля. Теплоаэродннамнчсскис
in следования пучков пз труб, сочетающих одновременно новый
профиль накатного ребра и повышенный коэффициент оребре-
ния (<рл;20), отсутствуют. Это не позволяет оценить тепловую
ффективность п сделать заключение о конструктивной целссо-
И>р -зности поперечного сечения ребра.
< ивершенствованпсм профиля формообразующих дисков
(роликов) и соблюдением технологического режима накатки на
I Ч1 имени Лаурпстпна, головного завода по выпуску АВО,
i ре иною толщину ребер удалось довести до 0,5 ... 0,6 мм.
Повышение коэффициента оребрения трубы при одинаковых
• и । 1льных условиях сопровождается уменьшением расхода, ме-
13ЛЛ1 на развитие теплоотдающей поверхности. Например, за-
mi-ii.i труб с ср= 14,6 на трубы с ср = 20 снижает на 40% расход
К1МИНИЯ на 1 м2 площади оребренной поверхности теплооб-
। на При этом возрастает тепловой поток из-за увеличения
пкнцаци теплообмена несмотря на понижение интенсивности
кшлоотдачи.
Серийно выпускаемые трубы с коэффициентом оребрения
ч !) и 14,6 имеют в основном одно- пли двухзаходные ребра,
нелпчение заходности оребрения способствует повышению ско-
рое ш накатки. Применение труб с дрехзаходным ребром сдер-
। пи.ц-тся отсутствием надежных рекомендаций по расчету теп-
ii-iii шчп и аэродинамического сопротивления трубных пучков.
I* 35
Различия в условиях обтекания шайбовых и непрерывных спиральны,
ребер, рассекающих поток винтовой поверхностью под некоторым утло»
атаки у (угол подъема винтовой линии), позволили предположить, что ко
эффициент теплоотдачи и сопротивление пучка труб со спиральны и накат
пым оребрением будут возрастать с увеличением числа заходов. Выполнен
ные исследования относятся в большинстве случаев к грубам с иопереч
нымп шайбовыми [2, 83] или одно- и двухзаходпымп спиральными ребрам,
[18, 35] и имеют противоречивые результаты, илтюстрпрующне влияние угл.
атаки оребрения на средние теплоаэроднпампческие характеристики пучка 1
поперечном потоке воздуха.
Трубы с накатными ребрами ср = 20 имеют одпозаходисх
оребрение. Прокатка труб с двухзаходнымп ребрами со
пряжена с технологическими сложностями в связи со значн
тельными усилиями, возникающими на приводных валках и на
катных роликах. Это снижает надежность процесса накатки.
Материальное исполнение биметаллических труб с накат
ными ребрами определяется материалом несущей трубы, в ка
честве которого применяют стали углеродистые (сталь 10, 20)
хромомолибденовые (сталь Х5М, Х8), нержавеющие (стал,
Х18Н10Т, Х17Н13М2Т), латуни (латунь ЛоМш, ЛаМш).
Оребренные трубы из углеродистых или нержавеющих ста
лей могут использоваться при любых применяемых давления»
в трубном пространстве, при этом будет изменяться только тол
щпна стен и несущей трубы.
Из-за дискретного характера соприкосновения металличс
ских поверхностей несущей трубы и накатной ребристой обе
лочки в зоне их контактирования возникает термическое кон
тактное сопротивление (ТКС) RK, приводящее к температур
ному скачку между соприкасающимися поверхностями Суще
ствующая методика теплового и аэродинамического расчет^
АВО [8, 91] не приводит обоснованных рекомендаций по учет»
ТКС из-за отсутствия достоверных значений /?|( для оребрен
ных труб применяемых материальных исполнений.
Тепловая эффективность биметаллических труб при прочих равных ус
ловвях может быть на 10... 15% (27, 42] ниже тепловой эффектнвностг
монометаллических труб из-за дополнительного ТКС. Тепловое сопротш1
ление по поверхности контакта биметаллических труб уменьшает [91] ко
эффициент теплопередачи па 10... 27% для оребренных накатных труб и
нержавеющей стали Х18НЮТ4-алюминиевый сплав АД1М и на 7... 19’’
для труб из углеродистой стали+ ЛД1М. Данные этих работ евндетельет
вуют об актуальности и дальнейшей необходимости изучения н разработка
способов интенсификации контактного теплообмена в биметаллических тр)
бах с накатными ребрами.
На ТМЗ имени Лауристпна освоено ссрппное изготовлен'п
биметаллических труб увеличенного диаметра с накатным!
ребрами из алюминиевого сплава АД1. Ребра накатываются н.
несущей трубе 38X2 мм. Наружный диаметр ребра и его вы
сота соответственно равны d = 70t?;sMM, h = 15±0,4 мм. Трс
буемый коэффициент оребрения обеспечивается назначением
шага ребер из ряда s=2,5; 2,75; 3,0; 3,5 мм. Диапазон измене
ния коэффициента оребрения для заданного интервала s со
ставляет ср= 17,4 ... 12,4. Профиль и размеры поперечного сече
36
пни ребра данного типоразмера труб идентичны соответствую-
щим параметрам труб с накатными ребрами ср ^20
(рис. 1.13,а).
В периодических публикациях отсутствуют сведения по нс-
«ледованпю теплоотдачи и аэродинамического сопротивления
.... обтекаемых воздухом пучков из труб с указанными
1'п> I 15 Трубы с навитыми ребрами ЛВО: а — приварное; б — завальцовап-
и и I-образное; г — двойное L-образное; д—I-образное; е —KLM-
ребро
I несущая труба; 2 — горизонтальная полка; 3 — вертикальная стенка ребра
U триметрами ребер, а также данные сравнительного сопостав-
н нии их по энергетическим характеристикам с другими пара-
к ip.iMii накатных ребер.
I In юбиые трубы применяются в аппаратах для охлаждения
iikiix продуктов и охлаждения технологических продуктов в
I .нитках с ограниченными потерями напора.
37
В пучках АВО для охлаждения высоковязких продуктов илз
эксплуатируемых при температуре стенки трубы свыше 370 °C
[91] применяются монометаллические стальные трубы с при
варным спиральным оребрением (рис 1.15, а) из углеродистой
стали. Ребра привариваются по всему периметру методом ра
дпочастотной сварки [6, 7] или через определенный интервал
при навивке их на несущую трубу под натяжением, при этом
интенсивность теплопередачи не ухудшается. Для создания га
рантпрованного контакта между трубой и ребром, а также за
шиты наружной поверхности от атмосферной коррозии трубы
после оребрения подвергают горячей оцинковке. Трубы имеют
следующие характеристики: </=103 мм; /i=10mm, s=5,0 мм
Д=1,5 мм; ср = 5,15; несущая труба наружным диаметром
83x3,5 мм. Теплоаэродинамнческпе характеристики пучков и.<
труб с приварными спиральными ребрами различных геометри
чсских параметров всесторонне исследованы в работах А. А. Ха-
вина.
При эксплуатации аппаратов с температурой стенки труб
меньше 285 °C для охлаждения высоковязких продуктов пап
более прогрессивной конструкцией является биметаллическая
труба с накатными ребрами из алюминиевого сплава АД1,
которая имеет следующие параметры: d = мм; h =
= 10_|>0 мм; s = 3.5 мм; Д = 0,85 мм, <р=7,8. Несущая тр>ба вы-
полнена стальной диаметром 38X2 мм. Производство таких
труб освоено ТМЗ имени Лауристпна. Применение алюминие-
вых ребер повышает их тепловую эффективность, уменьшение
толщины ребра в 1.75 раза снижает материалоемкость и кон-
структивную массу. Обозначенное расширение области приме
пения сдерживается отсутствием данных теплоаэродинамнче
ских исследований пучков из этих оребренных поверхностей
Несмотря на значительные конструктивные, эксплуатацззо з
ные и технологические достоинства труб с накатными ребрам з
существенными недостатками их, вытекающими из достигну-
того уровня развития технологии ВНИИметмаш, являютс з
невозможность получения теплотехнически обоснованных значе-
ний коэффициента оребрения с верхним пределом <р^25 н тол
шины ребра 5^:0,3 мм [5] для типоразмеров оребрений пуч-
ков АВО. Даже серийное изготовление труб с накатными реб-
рами rp = 20...21 при шаге оребрения Я=2,5 мм сопровожда-
ется быстрым износом формообразующих дисков. Применение
труб с уменьшенной толщиной ребра позволяет снизить на 20%
[5] металлоемкость трубных секций и сократить в 1,7... 2 раза
расход алюминия на оребрение 1 м трубы. В процессе накаты-
вания ребер от механического воздействия дисков изменяется
металлургическая структура материала ребер и возникает не
роховатость боковых поверхностей, что снижает способность
труб сопротивляться коррозионному воздействию окружающей
среды и повышает склонность к осаждению загрязнений.
38
Для производства биметаллических ребристых труб с коэф-
фициентом оребрения <р=25 разработана и освоена технология
и и отовления их [93] методом литья под давлением, позволяю-
ныя использовать вторичный силумин п отходы алюминиевой
промышленности. Технология обеспечивает достижение верхие-
|о предела гр с одновременным устранением в биметаллической
рубе существенного недостатка, а именно: в контактной зоне
несущей трубы и ребер ликвидируются воздушные зазоры и про-
шпкн. Расплавленный металл заполняет микро- и макрошеро-
чнатости наружной поверхности несущей трубы, выдавливая
но пух. Воздушная прослойка толщиной даже в 0,05 мм за-
irino уменьшает теплопередачу [23] биметаллической трубы.
( редняя толщина изготавливаемых литьем ребер составляет
\ 2 мм, что увеличивает массу 1 м трубы в 3...4 раза по
равнению с биметаллическими трубами с накатными ребрами
Ч 9 ...20, а технологический процесс характеризуется невы-
•luiii производительностью.
Исследования теплоаэродинамических характеристик пучков
|’»3| из литых ребристых труб не выявили принципиальных
преимуществ по тепловой эффективности этой конструкции труб
при сопоставлении с оребрением стандартизованных пучков
МИ).
Для крупносерийного производства, которое характерно для
пынуска АВО, метод изготовления ребристых труб литьем не-
'1пкурентоспособен со способом поперечно-винтовой накатки
и* кр из-за увеличенной материалоемкости оребрения и трудо-
1 кости.
Вторым относительно новым типом биметаллических реб
piiciMX труб промышленных АВО, параметры которых обеепг-
...пот выполнение условий <р»25 и А~0,3 мм, являются
|рубы, оребренные методом спиральной навивки [5] алюмини-
нчй ленты прямоугольного сечения толщиной 0,3 ... 0,4 мм. По
инструктивному исполнению соединения основания ребра с не-
\тгй стенкой выпускаются трубы с навитыми завальцован-
HI.IMH ребрами (рис. 1.15,6); навитыми под натяжением ленты
и in бортованным ее основанием, так называемые ребра L-об-
Р । шито сечения (рис. 1.15,в); навитыми под напряжением
н’нты и двойным отбортованным основанием ее (ребра L-об-
!• иного сечения, рис. 1.15,г); трубы с навитой спиральной лен-
1411 под контактным натяжением или, что то же самое, — трубы
(образными ребрами (рис. 1.15,6); трубы с навитыми под
п.»1ряжением ребрами L-образного сечения, горизонтальное ос-
iinii.Tпне которых закатано в продольные канавки, предвари-
'н.но наносимые на внешнюю поверхность несущей трубы
цше 1.15, е). В мировой практике аппаратостроения из развп
U.IX поверхностей такие ребра получили название KLM.
I руба с навитыми завальцованнымп ребрами из алюминие-
||) п лепты характеризуется прочным креплением последних,на-
39
дежным контактом с несущей стенкой при температуре ее. до
350 °C [91J, отсутствием процесса разматывания даже при частич-
ном разрыве, повышенной способностью сопротивляться циклич-
ным термическим напряжениям. Основание ребра завальцовыва-
ется в канавку глубиной /i3 = 0,2... 0,4 мм предварительно выдав-
ленным металлом. Как недостаток указывается незащищенность
несущей трубы от атмосферной коррозии. Развитие коррозии
протекает при длительных простоях аппарата. Если же аппарат
эксплуатируется, то нет причин для беспокойства, что незащи-
щенные промежутки между ребрами будут подвергаться кор-
розии. В имеющихся публикациях [8, 29, 83] нет сведений на-
учно обоснованного характера пли полученных в результате
длительных промышленных испытаний, свидетельствующих о
серьезной опасности потери эксплуатационных характеристик
АВО из таких труб от коррозионного воздействия. К технологи-
ческим ограничениям производства завальцованных ребер от-
носится создание такого оребрения на трубах из нержавеющей
стали и медных сплавов. При образовании канавки и последу
ющем навальцовывании металла на стенку ребра из-за трудно-
стей обработки нержавеющей стали происходит быстрый износ
инструмента. Трубы пз мягких металлов подвержены разруше-
нию от возникающих больших напряжений при оребрении.
С целью устранения образования у основания ребра гофров
и складчатости алюминиевая лента перед намоткой на трубу
прокатывается таким образом, чтобы толщина ее у вершины
была приблизительно на 25% меньше, а у основания на 25%
больше по сравнению с толщиной па середине высоты. Созда-
ется трапецеидальный профиль поперечного сечения ребра, ко-
торый наиболее близок к теоретически оптимальному попереч-
ному сечению.
Надежность механического соединения ребра со стенкой
трубы и величина термического контактного сопротивления за-
висят от глубины завальцовки. Глубина завальцовки вызывает
дополнительное увеличение толщины стенки, которая отсчитыва-
ется от дна вальцовочной канавки, и веде! к необоснованному
росту металлоемкости несущей трубы. Однако в доступных
источниках не имеется сведений о взаимосвязи интенсивности
конвективного теплообмена, значения ТКС с глубиной заваль-
цовки ребра.
Трубы с навитыми ребрами L-образного сечения могут на-
дежно эксплуатироваться при температуре стенки до 120...
...130°C. При большей температуре снижается первоначаль-
ное натяжение ребра, уменьшается контактное давление, что
ухудшает коэффициент теплопередачи вследствие ощутимого
проявления значения ТКС.
Трубы имеют низкую стоимость и их целесообразно приме-
нять для случаев использования несущей трубы из дорогостоя-
40
(них или дефицитных металлов. Защита несущей трубы от ат-
ннферной коррозии но сравнению с навитыми завальцован-
IH.IMII ребрами несколько улучшена, однако из-за неплотного
нрн п гания основания ребра к поверхности трубы наблюдается
....in не со временем пятен коррозии.
Наиболее серьезными недостатками являются потеря пред-
н |рн1слыюго натяжения ленты (ребра) из-ia проявления тер-
нриский усталости, необходимость закрепления концов ребер
киблми, хомутами во тбежапне их разматывания, невысокая
| (. ।кость ребер, повышенная склонность к смятию, неустойчи-
H.OI работа при знакопеременных 1ермпчески.х нагрузках. На-
пример, случайный термический удар струей пара высокого
। шлсиия с температурой 300°C, применяемый для очистки ре-
'•р от .агрязнения, полностью нар} шит плотность соединения
pitip.i с трубой. При нагреве алюминия и его сплавов выше
'<•() ( первоначальное натяжение ребра полностью исчезает.
Грубы с навитыми двойными L-ребрамп надежно защп-
iiuiiui несущую поверхность от атмосферной коррозии, так как
при i.iKoii намотке горизонтальное основание одного ребра пе-
рекрывает часть основания последующего ребра. Допустимая
i-Miiipaivpa стенки трубы увеличилась до 160 ... 165°C, при
мим обеспечивается надежный механический контакт оребре-
нии <• несущей трубой. Технология из1 отовления несколько ус-
HuKiiiiercH, увеличивается расход алюминия на оребрение по
i p.iinieiiiiio с одинарным L-ребром Остальные характеристики
|р\6 близки к характеристикам труб с L-ребрами. Наиболее
и несообразно применение их для стабильных тепловых на-
< р\ ЮК.
Грубы с навитыми прямыми ребрами типа «I» под напряже-
п|н ы имеют низкую стоимость, высокую технологичность изго-
ни! ниия. Изготавливаются обертыванием иод напряжением
и iiiiMiiiiiiCBoft ленты вокруг наружной поверхности несущей
||Цч|.| Контактная площадь ребер очень незначительная и зпа-
п пип I КС зависит от давления, приложенного к ленте. Низкое
hi гп-ипе контактного давления приводит к потере напряжения
|ц бри при температуре стенки 65... 90 °C. С повышением тем-
игр.нуры вследствие различных коэффициентов термического
pi шпрения материала ребра и трубы увеличивается воздуш-
ный ia юр в контактной области, резко снижающий коэффи-
IIIII4H теплопередачи
Грубы не защищены от атмосферной коррозии, имеют низ-
куш гтойкость к термическим знакопеременным нагрузкам н
11||Ор.1ИИЯМ.
Грубы с ребром KLM соединили достоинства труб с нави
1ЫМИ ыиальцованными и L-ребрами при сохранении высоко-
iipuii ипецш-льной технологии изготовления. Технологический
.ipiiiierc включает в себя предварительную подготовку внешней
ниш рхшн гп несущей трубы перед натяжением ребра путем на-
41
несения насечки. Одновременно к трубе потводптся полоски
ленты, где она проходит операцию формирования и образует
основание ребра. Когда L-ребро сформировано, то его гори
зонтальное основание накладывается на трубу и закатывается
во впадины-выступы и в то же время оно перекрывает вершину]
основания предыдущего ребра. Технологический процесс обеспе-
чивает падежный контакт ребра с несущей трубой независимо
от ее диаметра по всей длине, в том числе на концах и при
отклонении диаметра от допустимого.
Насечка поверхности увеличивает площадь контакта до
50%. Следовательно, несущая труба подвержена более низким
термическим напряжениям и увеличивается сопротивляемость
знакопеременным термическим нагрузкам. Несущая труба пол-
ностью защищена от атмосферной коррозии, трубы могут при-
меняться при температуре стенки до 250 °C. Отпадает необхо-
димость в начальном закреплении концов ребер, они по разма-
тываются даже при разрыве.
Характерной конструктивной особенностью труб, оребрен-
ных навитой алюминиевой лентой, является меньшая шерохо-
ватость боковой поверхности, большая равномерность проход-
ного сечения для воздуха по высоте межреберной полости по
сравнению с поперечно-винтовыми накатными ребрами. Эти
Рис. 1.16 Динамика изменения объема производства различных типов
груб АВО
/ — L-ребро; 2 — завальцованное ребро; 3— биметаллическая труба с накатными ребрами;
4 — 1-ребро; 5 — KLM-ребро; 6 — двойное ребро
факторы должны вызывать уменьшение аэродинамического со-
противления трубных пучков.
Проанализированные типы ребристых труб являются наи-
более распространенными в конструкциях современных АВО.
Помимо рассмотренных, в мировой практике аппаратостроения
можно встретить и другие конструктивные типы труб, например
овалообразные с прямоугольными ребрами [33], но не они
определяют достигнутый технический уровень АВО и тенденции
42
Р।инн ия основного конструктивного элемента — оребренной
I |1\<П.1.
Проведенный нами анализ материалов и проспектов веду-
щих фирм-изготовителей АВО развитых капиталистических
с ip >и (Германия, Франция, США, Италия) позволил установить
ипымпку применения в аппаратах по годам различных типов
ргбренных труб, а также количественные соотношения между
ними, которые приведены па рис. 1.16 по данным работы [5J.
1111риховые линии относятся к предполагаемой тенденции раз-
uni ия конструкций труб на последующие годы.
Хиализ кривых иа рис. 1.16 показывает, что производство
'|ЦМ( галлйческих труб с накатными ребрами начиная с 1965 г.
икр нцается и в 1975 г. составляло только 10% общего объема
иыпуека труб. Основная причина такой тенденции объясняется
111Ч1Ы1ИС11НЫМ расходом алюминия иа оребрение этого тина
|р\иы, производство которого характеризуется значительной
и* рюсмкостью [6] Разразившийся в капиталистических стра-
ши люргетический кризис 70-х годов вынудил фир лы-изгото-
1Л1НЛП АВО переориентировать техническую политику на раз-
ii.iOoikv и внедрение металло- и энергосберегающих технологий
и r-oiK грукцпй оребренных труб.
1пач11тельно возросло производство труб с L-образными
opivtn, основное достоинство . оторых заключается в перво-
н I" 'л.пой низкой стоимости. Однако после 1975 г. темп пронз-
ит их начал замедляться. Но в эти годы быстрыми тем-
пами расширяется выпуск труб с ребрами KLM, которые обла-
।ши некоторыми эксплуатационными и технологическими пре-
чм» ществами.
11 «готовленне труб с навитыми завальцованными ребрами
н । протяжении последнего десятилетия остается почти непз-
1Г1111ЫМ и составляет в среднем 20%.
Обьем выпуска труб с двойным LL-ребром находится на
рчнне 8% и не обнаруживается тенденции к увеличению их
•|||ц|| пюдсгва. Изготовление двойного LL-ребра требует увели-
н иного расхода алюминия, а допустимый температурный диа-
нн ши значительно уступает ребрам KLM. При одинаковой от-
ри "ч .iiiHOCTH технологического процесса решающее влияние на
применение того или иного вида оребрения оказывают эксплуа-
Щиоцные требования. Принципиальное значение имеет уста-
ипилеипая тенденция сокращения производства труб с накат-
ными ребрами, начавшаяся с 1965 г., это производство состав-
|н«,| в настоящее время только 10% объема выпуска труб.
I) габл. 1.10 приведены результаты сравнительных оценок
рп 1ЛИЧПЫХ типов оребренных труб применительно к условиям
I плуатации их в составе трубных пучков АВО. Анализ таб-
HIHI.I показывает, что труба с навитыми ребрами KLM по всем
нпр.1метрам превосходит остальные типы промышленных труб
\1Ю
43
Таблица 1.10
Сравнительная карта различных типов оребренных труб ТВО
| Тип ребра
Параметр L-образ- ное <U О X •X о mJ Завальцо- ванное Накатан- ное KLM
Сопротивление коррозионному воздейст-
вию атмосферы 1 1... 2 0...1 3 3
Способность противостоять термическим
напряжениям 0... 1 0... 1 2...3 1. ..2 2.. .3
Защита несущей трубы 1 2 0... 1 2... 3 3
Применение при высокой температуре 0... 1 1 3 2 2
Долговечность соединения ребра к трубе 0... 1 0... 1 1 ...3 2 3
Первоначальная стоимость 3 2 2 0 2
Оценка стоимости 2 1 2 0 3
Примечание. О—плохо; 1—удовлетворительно; 2— хорошо; 3 —
отлично.
В отечественных ТВО объем применения труб с KLM и за-
вальцованными ребрами на конец 1990 г. составил около
15... 20% общего числа изготовленных оребренных труб для
АВО. Причинами сложившейся ситуации являются задержка
с разработкой технологии и оборудования для оребрения труб
алюминиевой лентой, а также отсутствие надежных данных
для теплового и аэродинамического расчета ТВО из этого типа
оребрений. К настоящему времени первая причина устранена.
Во ВНИИПТхимнефтеаппаратуры [5] создан и отработан
технологический процесс оребрения труб лентой (рис. 1.17,а).
Накатывание винтовой канавки 3 осуществляется тремя равно-
расположенными вокруг трубы приводными роликами 1, 4 и 5.
Оси роликов устанавливают относительно оси трубы на угол
подъема винтовой канавки 3, определяемый из соотношения
r=arctg-J-, (1.5)
где dcp, s — средний диаметр и шаг винтовой канавки.
Спиральные витки из прямой алюминиевой ленты 2 форми-
руются в зоне Of—Ot в результате прокатки ее между двумя
специальными валками 6, 7 (рис. 1.17,6). Прокатка осуществ-
ляется таким образом, что степень обжатия и вытяжки по вы-
соте сечения ленты переменна и максимальна на внешней ее
кромке. Производительность прокатного оборудования состав-
ляет до 4 м оребренной трубы в минуту. Сравнительные пара-
метры труб с ребрами, накатанными во ВНИИметмаш и за-
вальцованными в канавку во ВНИИПТХНА, приведены ниже
44
Рис. 1.17. Схема процесса оребрения труб лентой (а) и узел формирования спирали (б)
/, 4, 5 — приводные ролики; 2 — алюминиевая лента; 3 —винтовая канавка: 6. 1 — специальные валки
Ребра накатные
За вальцованные ребри
Несущая труба:
материал ...... Сталь 1U, 20 Сталь 10, 20
наружный диаметр, мм 25 25
толщина стенки, мм . 2,0 2.5
Заготовки для ребер:
материал . . . . труба с внутренним дпамет- Ллюми1ин"| ЛД2М Алюминии ЛД1
ром, мм .... . 26,4 —
толщина стенки, мм . . 6,3 —
лента с поперечным сечением, мм — 16X0,5
Оребренная труба:
наружный диаметр ребра, мм 57 57
шаг ребра, мм . .. 2,5 2,5
высота ребра, мм . . 15,2 16,0
коэффициент оребрения . . 20 22
расход алюминия на 1 м трубы 1,52 0,92
Метод оребрения труб лентой позволяет существенно сни-
зить расход алюминия по сравнению с методом поперечно-вин-
товой прокатки, а также изготовлять трубы с коэффициентом
оребрения <р=22 ... 23.
Запоздание с разработкой отечественной технологии ореб-
рения труб ТВО лентой и предопретелило на десятилетия экс-
тенсивное применение накатных ребер п расширенное ir про-
изводство. Накоплен значительный экспериментальный мате-
риал по влиянию геометрии накатных ребер на теплообмен и
аэродинамическое сопротивление [43, 67] пучков из них. В это
же время возможность обоснования внедрения в ТВО труб,
оребренных лентой, сдерживается из-за отсутствия всесторон-
них данных по теплоотдаче, потерям напора воздуха, значению
ТКС, влиянию геометрии ребер и компоновочных параметров
пучка на теплоаэродинампческне характеристики Выявленные
технологические и конструктивные преимущества этого типа
оребрения по сравнению с накатными ребрами не являются до-
статочными для аргументированного определения границ и об-
ластей их применения в ТВО. Выполненное нами исследование
этих задач 125, 26, 40, 48] позволило устранить вторую при-
чину, препятствующую применению труб с KLM и завальцо-
ванными ребрами в теплообменных секциях ТВО.
1.5. ВЕНТИЛЯТОРЫ ТВО
Вентиляторы служат для прокачивания через межтрубное
пространство теплообменных секций окружающего воздуха. Не-
высокая плотность воздуха требует для отвода теплоты от
охлаждаемого продукта значительных его количеств при не-
больших статических напорах. Этим требованиям отвечают осе
вые вентиляторы, что и предопределило их применение в ТВО
46
11<> расположению вентилятора относительно теплообменных
11 инн различают схемы с нагнетательным (рис. 1.18,а) и вы-
И1М1ЫМ (рис. 1.18, б) потоками воздуха. В нагнетательной
чме вентилятор 5 с приводом 6 располагаются в холодном
инке воздуха, что повышает надежность их работы, умень-
|ц.и11 потребляемую мощность из-за меиынего объемного рас-
,|| гл воздуха, проходящего через вентилятор, упрощает i.peii-
I 18. Нагнетательная (а) н вытяжная (б) схемы подачи воздуха к теп-
лообменным секциям
пмп той патрубок коллектора; 2 — коллектор; 3 — диффузор: 4 — теплообменные
секции; 5 — колесо вентиляторе; 6 — приводной двигатель
инне вентилятора и привода, облегчает техническое обслужп-
1ПНС Однако поток воздуха, набегающий на трубный пучок,
, in иметь неравномерное скоростное поле, а низкая ско-
н. нагретого воздуха на выходе из теплообменных секций
'< мт явиться причиной рециркуляции его на входе вентиля-
|"||.г, понизить температурную разность и уменьшить отводн-
Н.1Й । силовой поток.
При вытяжной схеме скоростное поле набегающего потоке!
niv.\a более равномерное, а высокая скорость его на выходе
и коллектора вентилятора исключает возможность появления
циркуляции горячего потока на входе пучка, теплообменные
•ши защищены от механических повреждений, снегопада,
in, града, влияния солнечной радиации Верхнее располо-
нис вентилятора требует больших затрат мощности на про-
чку воздуха тля одинакового теплового потока, ухудшаются
inulin работы вентилятора, его обслуживания, возрастают
>|>.Н11111.
I исгема подачи воздуха к теплообменным секциям вклю-
н-1 и себя также входной патрубок /, коллектор 2 и диффу-
П'р .7 (рис. 1.18,а). Широко применяемое расположение ТВО
г пажерках, перекрытиях, больших высотах, основном тех-
। и ическом оборудовании требует принятия мер к сокраще-
нии! их габарита по высоте. Это вызывает необходимость нс-
47
пользования в ТВО коротких входных патрубков, отказа oi
установки направляющих аппаратов, цилиндрических участ
ков за колесом вентилятора, от диффузоров с теоретически on
тпмальным углом раскрытия [911, которые реализуется пр.
большой высоте.
Высота диффузора принимается равной (0,5.. . 0,75) D, где О —дна
метр колеса вентилятора. При верхнем расположении вентилятора высот,
диффузора может приниматься меньшей. Для равномерного р ас пределен и i
воздуха по фронтальному сечению секций следует выдерживать cooriioiiiciiiii
1,8<Л'фР//?<2,6. (1.7) 11
где Гфр, F — площадь фронтального сечения перед секциями и площан I
проходного ссчеьня вентилятора.
Правильный выбор высоты диффузора устраняет вредное влияние и (
распределение потока воздуха, вносимое втулкой колеса вентилятора. Пр"
близком расположении колеса к теплообменной секции часть теплообмсНноГ'
поверхности затеняется втулкой п попадает в зону пониженных скоросте!
воздуха, а периферийная часть площади теплообмена обтекается воздухом
повышенной скорости, создаваемой концами лопастей. Втулочное отношенш
отечественных вентиляторов ТВО равно d/D—0,45, где d— диаметр втулк]
колеса вентилятора.
Диффузоры изготовляют из листов металла толщиной 2...3 мм. Пр>
наличии двух и более вентиляторов диффузоры следует разделять межд)
собой ддя предотвращения рецнрку тяцин воздуха.
Таким образом, диффузор улучшает равномерность распределения по
тока воздуха, набегают! го па трубы теплообменной секции, увеличивая ин
тспсивпость теплообмена, а также преобразует динамический напор в ста
тический, при этом повышается общий КПД вентилятора
Входной патрубок коллектора вентилятора выполняют в целях у проще
ния технологии конусной формы с углом 10. 15°.
В соответствии с данными работы [91] зазор между концом лопасти
вентилятора и стенкой коллектора не должен превосходить! значение, равна ’
0,5% диаметра вентилятора, причем верхним и пнжннм предельными зпачс
пнями являются 19 и 9,5 мм. Уменьшение зазора способствует увеличении
КПД вентилятора выше 75% и снижению шума.
Коллектор вентилятора изготовляют из углеродистой стали, а при ра
боте во взрыво- и пожароопасных средах пз латуни во избежание нскрооб
разования при задевании концов лопастей о стенку.
Число вентиляторов в ТВО зависит от его ширины н длины трут
При длине труб, близкой к ширине аппарата, устанавливается одни вепти
лятор. Если длина труб больше ширины аппарата,- число устанавливаемы!
вентиляторов равно этому отношению.
В отечественных ТВО применяются осевые веитпляторь
диаметром колеса D = 0,8; 2,8; 5,0 и 7,0 м. Параметры вентиля ।
торов принимаются по рабочим характеристикам, которыми
называют зависимости полного напора Н, полезной мощности Л
вентилятора и КПД т] от его производительности V npi <
постоянной частоте вращения п и угле установки лопастн 0 >>
Характеристики вентиляторов строятся для нормальных уело
вин при температуре воздуха 20°С и давлении 1,013 МПа. Эк
необходимо иметь в виду при соответствующих расчетах мот I
ностп привода и тепловом расчете ТВО. Полный напор, опреде
ляемый по аэродинамическим характеристикам вентилятороп m
ТВО, включает в себя статический /7СТ и динамический Ни ни
48
4
i|n.i ( ледовательно,
Н = Н„ + НЛ. (1.8)
Hi iiiniiiia Нл ~ 40...СО Па. При отсутствии данных о значе-
нн МЩ вентилятора рекомендуется назначать равным т] ~
ill." .0,73.
B<i нсех отечественных ТВО применена нагнетательная
t и щн/кения воздуха.
\tin ц>аты АВМ снабжены осевым вентилятором типа
10 N» 8 с частотой вращения колеса /1=24 с-', диаметром
к ,| /)=0,8 м. Число нерегулируемых лопастей равно трем.
I|И111111<>м вентилятора является асинхронный электродвигатель
ни .пленной мощности 3 кВт. Колесо вентилятора имеет
itiiiH для непосредственной установки на валу элек-
|п* инн • юля. Аэродинамическая характеристика вентилятора
I И» Л«родппамическая характеристика вентилятора аппарата АВМ
/(I ) приведена на рис. 1.19. В аппаратах с длиной труб
।ач (вливается один вентилятор, при длине труб 3 м —
। н< п । иля гора.
Г iiiiiaparax АВГ установлены вентиляторы с колесом
III УК 2М, диаметр которого 0=2,8 м. Частота вращения
к-< л //=3,5 с-' н 7,0 с-'. Вентилятор имеет восемь по-
• • .цы*- лопастей с углом установки их р= 10; 15; 17; 20; 23;
к И) Вентилятор приводится во вращение через угловой
к- tup си асинхронного электродвигателя, установленная
.... (I. которого может быть 22; 30 и 40 кВт И0]. Аппараты
ни t. ki\н>1< я одним вентилятором при длине труб 4 м и
1*|ц in in иля KipaMii при длине 8 м. На рис. 1.20 п 1.21 при-
«•iii.i \ •|Mhюрпстики H = f(V, 0), N = f(V, р) и T} = f(V, Р)
ин iiiiii|ioii аппаратов АВГ.
|||11п||.|।ы I \ВЗ снабжены одним вентилятором с колесом
НН УК 2М. шамстр которого 0=5,0 м. Частота вращения
|<.|// I 17 с”'. Колесо вентилятора имеет четыре по-
ит iiiii.li in с р=0; 5; 10; 15; 20 и 25°. Приводом венти-
<'<1'| tn пн । я специальный тихоходный электродвигатель
49
Рис. 1.20. Характеристика вентилятора (D = 2,8 м) аппарата АВГ с частот»
вращения 3,5 с-1
1 — угол установки лопастей
I-U.
• •
'I 4.i|i.iKK'|>iicTiiKii вентилятора (D=2,8 м) аппарата АВГ с частотой
вращения 7,0 с-’
I — угол установки лопастей
51
типа ВАСО с установленной мощностью 37; 55 и 75 кВт. К«
лесе вентилятора непосредственно соединено с валом электр
двигателя. Характеристики вентилятора приведены на рис. 1.21
Аппараты 1АВЗ-Д снабжены двумя вентиляторами, анал1
гпчнымп используемым в аппаратах АВГ. Вентиляторы привс
дятся во вращение от тихоходного электродвигателя тип
ВАСО, установленная мощность которого может быть 22 пл
30 кВт. Колесо вентилятора непосредственно соединено с вало*
электродвигателя.
Аппараты 2АВГ-75С и 2АВГ-100С комплектуются двум
вентиляторами с колесом ЦАГИ УК-2М диаметром £) = 5 м
приводом от тихоходных электродвигателей тппа ВАСО 16-14-24
Установленная мощность каждого электродвигателя 37 кВ1
Более детальные сведения по вентиляторам, их приводам
аэродинамическим характеристикам можно найти в работа
[8, 60, 91].
Для безопасности иа нефтеперерабатывающих, нефтехп
мических, химических заводах и в газовой промышленност
применяют электродвигатели во взрывозащвщенном исиолш
пии (ВЗ). Однако в некоторых случаях допустима жеилуата
ция электродвигателей в певзрывозащчщенном исполнспи
(НВЗ), т. е. в закрытом обдуваемом исполнении.
Регулирование расхода воздуха через аппарат осущсствля
ется жалюзийными устройствами, изменением угла установи
лопастей вентилятора, отключением вентиляторов, если ТВ(
оборудован несколькими вентиляторами. Регулированием рас
хода воздуха обеспечивается поддержание теплового режим
работы ТВО. Имеются и другие способы [33] регулирований
теплового режима аппарата.
Жалюзи устанавливаются над теплообменными секциями
Открытие створок жалюзи осуществляется вручную или посред
ством дистанционного управления пневматическими исполни
тельными механизмами, обеспечивая плавное изменены
расхода воздуха. Этот способ не приводит к экономии потребля
емой мощности вентилятором, так как она остается приблпзи
тельно постоянной во всем диапазоне регулирования. Характс
ристика мощности N = f(V) при р = const занимает положение
близкое к горизонтальному.
Изменение производительности вентилятора с диаметро*
колеса 0=2,8 и 5 м осуществляется переустановкой угла па
клона всех лопастей при остановленном или вращающемс*
колесе. При остановленном колесе каждая лопасть устанавлв
вается с новым углом р вручную. Этот способ применяется пр;
сезонной регулировке и позволяет сократить расход электро
энергии приводом на 40... 50% [91]. При вращающемся ко
лесе лопасти синхронно поворачиваются на требуемый угол
дистанционно с помощью специального механизма поворота ло
пастей. Привод механизма можез быть элекгромеханнческ n'i ' I
52
ii. । pn> i'iimi пептилятора (0=5,0 м) аппарата 1AB3 с часто-
ioii нрпщсиия колега п=4,17 с-'
53
пневматический, ручной. Благодаря бесступенчатому регулир
ванию при) автоматическом плавном изменении угла р лопаете!
температура охлаждаемого продукта на выходе из ТВО по.1
дсрживается с точностью ±4°C, а годовая экономия иотребли
емой электроэнергии достигает 50 ... 60%.
Расчетный тепловой поток аппарата полностью отводите
естественной конвекцией при температуре во »духа ни»
—25 °C. Принудительная циркуляция воздуха не требуется
вентиляторы отключаются.
Вентилятор работает совместно с теплообменными секциям
и его режимные характеристики зависят от компоновочны
параметров секций, геометрических параметров оребрения
конструкции трубы, технологии изготовления оребрения, кото
рые влияют на положение рабочей точки. По экспернмснталь
ным данным строят аэродинамическую характеристику конкре]
ной секции, представляющей собой зависимость перепада ci
тического давления воздуха от его расхода через пучок АР
= f(V), которую графически совмещают с аэродинамически
характеристикой вентилятора Н=/'(V, р) В точках пересеченп
кривых получаются рабочие точки, однозначно определяют!
параметры работы вентилятора Н, V, N, г) при нормально
условиях. Следует заметить, что характеристику АР = f (V) hi
обходимо рассчитывать при физических параметрах воздух!
соответствующих напорной H = f(V) характеристике вентили
тора.
Расчетный расход воздуха через вентилятор
Vp= Vp.i у/|>2, (1.9
где V—расход воздуха в рабочей точке вентилятора и секций
им3/ч; р2 — плотность воздуха при его входной температуре
вентилятор. Для отечественных ТВО р2 = /(6г')-
Потребляемая вентилятором мощность (в киловаттах)
/у =---------- (1 10
3600-100(h) О-1'
Перепад статического давления воздуха \Р определяете
при его средних рабочих параметрах в секции. Значения
принимаются из кривой N = f(V, |3) для рабочей точки. Учитн
вая, что в точке совместной работы вентилятора и секций АР-
= Н, численное значение \Р при рабочих условиях может бы г
определено, кроме критериальной зависимости Eu=f(Re
также из расчетного соотношения
\Р=//р2/рн.у. (1.11
Значение Н определяется рабочей точкой вентилятора и си
ответствует нормальным условиям. Плотность воздуха р2 вычш
ляется при средней температуре воздуха в секции.
54
t инки it., потребляемая электродвигателем вентилятора,
д/ =________________________1 pSf____ (1 12)
9Л 3600- 1000и;>)п>)9л ' k '
* 1 i| соответственно КПД привода и электродвигателя.
При п<но*ретственноп посадке колеса вентилятора на вал
«*«»> »« hi i|„ 1.0; при посадке колеса вентилятора на соб-
.. ||||ц(| нал, соединяемый с валом электродвигателя муфтой
и И. при клппоременном приводе г] „=0,94 ... 0,96; при ре-
lf« и р1шм приво де t)n = 0,97 . .. 0,98.
• ip'.... можно принимать значения i]3J1»0,88 ...
и'I । hi'inbir Значения называются по паспортной характс-
1
При in* ifxipc электродвигателя следует предусмотреть запас
< ч ио. in II пусковые токи, отклонение условии эксплуатации
• *н ИП.1Х, снижение КПД электродвигателя. Поэтому мощ-
HpllllO i-i
Nn = K3N3., (1.13)
л iui >ф(|>пцпент запаса мощности.
I hi iivp< \лпруемой мощности двигателя, например, в ан-
'ВМ следует назначать K3~l,25. Для вентиляторов с
11ь шр- гмымп лопастями Л3яг 1,1 ... 1,15.
H i iii.i'icihiio Nu подбирается электродвигатель установоч-
। uiiiiiiiH ।и /Vvir.
I " ....ни г использования установочной мощности
. v = Nn/NycT. (1.14)
Ini Гнппыспых условий эксплуатации и снижения шума
« и.hi < корпеть концов рабочих лопастей вентиляторов
* 1“ । • •• ..1П.1ЯГ1 62 ..65 м/с. В вентиляторах, изготовляемых в
1 Ш ‘ hi hi |рсбования снижения уровня шумов окружная ско-
|' и .'“и и и fl не превышает 46... 51 м/с [83]. Для приводов
• н н.п) меньше 40 кВт используются в основном клнноре-
пл и- pc 1.1ЧН, редукторный привод применяется лишь в 5%
I »« ||
Глава вторая
ОСНОВЫ ТЕПЛОАЭРОДИНАМИЧЕСКОГО РАСЧЕТА ТВО
2.1. УРАВНЕНИЯ ТЕПЛОВОГО РАСЧЕТА ТВО
При расчетах п проектировании теплообменника различают
тепловой конструкторский и тепловой поверочный расчеты. За-
дачей теплового конструкторского расчета является определе-
ние площади поверхности теплообмена с целью последующей
разработки новой конструкции аппарата или подбора его нт
выпускаемых промышленностью стандартизованных или нор-
мализованных типов.
Задачей теплового поверочного расчета является определение
конечной температуры теплоносителей или тепловой нагрузки
аппарата при известных технических характеристиках кон
струкции, параметрах и свойствах теплоносителей. Примени-
тельно к ТВО на практике чаще возникает необходимость в вы-
полнении теплового конструкторского расчета.
Аэродинамический расчет сводится к определению пере-
пада статического давления воздуха на теплообменных секциях
и выбора мощности привода вентилятора.
Задачей гидравлического расчета является определение по-
терь напора греющего теплоносителя и сравнение их с заданными
при проектировании, а также расчет диаметра штуцеров для
ввода и вывода теплоносителя из трубного пространства. Если
гидравлическое сопротивление оказывается больше допускае-
мого, то вносятся изменения в принятые в тепловом расчете
скорость греющего теплоносителя, схему обвязки теплообмен-
ных секций аппарата, число ходов в секции или заменяют тиг
аппарата на другой. При необходимости выполняются механи-
ческий и технико-экономический расчеты.
Исходными данными для расчета ТВО являются: расход
охлаждаемого продукта, температура охлаждаемого продукта
на входе и выходе из аппарата^ географическое место эксплуа
тации аппарата, характеристика теплового процесса охлажда-
емого продукта (охлаждение без изменения агрегатного со-
стояния, конденсация паров однокомпонентного теплоносителя,
охлаждение и конденсация в присутствии инертных составля
ющих, охлаждение многокомпонентной смеси с конденсацией
одной или нескольких составляющих и т. д.), теплофизическпе
и физико-химические свойства охлаждаемого продукта, давле
56
in hi нчнн и ингхстнмые гидравлические потери охлаждае-
Ч||| I! про |\ К I .1
I HiHnfi р.к чег ТВО базируется на двух уравнениях— теп-
».*»»• । (i.uiMiic.i и теплопередачи, которые решаются совместно.
I HHi'jft [инок аппарата или его тепловая нагрузка Q опре-
t .'IIIIIIH и пи \р.111цеиию теплового баланса, конкретный вид ко-
II null hi от числа участвующих в теплообмене состав-
XKHiiiii и и'ншоспгеля и происходящих изменений агрегатного
Н 0*11111111
При • ыипинарном тепловом режиме аппарата уравнение
I-н Innin o.ijniiica в общем виде записывается так:
Qi — Q2+ Qiiot, (2.1)
1111I
Q = Q2=Qi»1, . (2-2)
И <_* iiuicpii теплоты в окружающую среду, отводимые
. *• • .друниней аппарата, поверхностями расирецели-
ппы камер геплообменных секции, фланцевых соединенна
। । i| (I0,98 — коэффициент тепловых потерь.
lit iuyx теплоносителей с постоянными расходами не из-
IIя IIHIIX ii pci итыого состояния в процессе теплообмена ураз-
1>ин1 । *и UHIIHO баланса имеет вид
Q = G.Cff/'i—= G2c2(t"2—t'z). (2.3)
При и iMriu iiiiii агрегатного состояния охлаждаемого одно-
........ продукта, например, происходит конденсация
•............• и ipnii аммиака, уравнение теплового баланса заппсы-
ч । и и mt ii*
Q ^Gl(h'i-h"^ = G2c2(t"2-t'2), (2.4)
и I* , /1 । ниальипя пара па входе в аппарат и конденсата
>1* *1 ни ни хи и* из него.
11|*< и 6pciап теплотой перегрева пара, уравнение (2.4)
ши ли, в форме
Q = 61Г|Т) = G2c2(t2"—t2), (2.5)
1 ii 'ii.ii.oi теплота парообразования.
II । их hi к гении и конденсации парогазовых смесей уравне-
и.. .ищии б.inaiica имеет вид [76]
Q |/i(/i,i-//'i)-Gkc1>/k]t] = G2c2(/"2—t'2), (2.6)
р.ц \о i неюнденспрующейся составляющей парогазо-
и •!•* и, /1'1, /г"| — энтальпии парогазовой смеси на входе в
• при и иыхоге из него, отнесенные к 1 кг неконденспрую-
। Мп.тльппп рассчитывают по уравнению
h = hrxr + hnxn, (2.7)
6 hi 1 ,|.п>ппп газа и пара; хг = Gv/L\ — массовая доля
57
газа в смеси; x„ = G„/Lf— массовая доля пара в смеси; Gr, Gn —
массовый расход газа и пара в смеси; /к. ск, GK — температура,
удельная теплоемкость и количество конденсата на выходе и,,
аппарата.
Количество образовавшегося конденсата при охлаждении
парогазовых смесей определяют по уравнению материального
баланса:
GK = Lt (х'„—х"п),
(2-8)
где х'п, х"« — массовые доли пара в смеси на входе и выходе
из аппарата.
Конденсация пара из парогазовой смеси происходит, если
температура поверхности теплообменной трубы ниже темпера-
туры точки росы.
Уравнение теплового баланса при охлаждении с конденса-
цией многокомпонентной смеси можно записать в виде
Ц= G2c2(t," -//),
(2.9)
где G’i—суммарный расход пара, моль/с; у, — мольная доля
/-го компонента в исходной смеси; //",— энтальпия /-го компо-
нента в паровой фазе при температуре конденсации /к,
Дж/моль; li/ — энтальпия t-го компонента в жидкой фазе при
температуре конденсации Л(.и, Дж/моль; //— число компо-
нентов.
Температура пара в таких процессах изменяется от началь-
ной температуры конденсации tK (точке росы) до конечной тем-
пературы конденсации tK.K с образованием жидкости, состав ко-
торой соответствует составу пара в начале конденсации (по
следняя порция конденсируемого пара находится в равновесии
с жидкостью, образующейся при кондснсацпи всего количества
пара).
Температура конденсации /к определяется методом последо-
вательных приближений или графическим построением, при
этом должно выполняться соотношение [59]
I—п
Х=1
где р — общее давление смеси, при котором происходит конден-
сация; Р,— давление паров /-го компонента при tK.
Конечная температура конденсации /к.к смеси должна удов-
летворять соотношению
i=n
р= 2^/.
/=/
(2.И)
58
Состав отдельных компонентов в полученном конденсате
смеси паходят из соотношения
Х/=И7,/Р/. (2.12)
не х, — .мольная доля /-го компонента в жидкости (контен-
сате).
Практическое применение соотношений (2.9... 2.12) i, кон-
кретным расчетам многокомпонентных смесей подробно демон
егрнруется примерами в работе [59].
Уравнение (2.9) может быть записано в видоизмененной
форме:
Q^IIQ. + LQ^ S<?s + ]jQjU=G2C/^-A/), (2.13)
где = У ^Ам/U/ — Л") — тепловой поток на охлаждение
t -1
п=1
иеконденсируютцпхся А, компонентов смеси; = У G„iC„i'X
Г"/
Х(Л' Л,()—тепловой поток на охлаждение конденсирую-
щихся Gni компонентов смеси до температуры конденсации
(насыщения), соответствующей парциальному давлению /-го
п—1
компонента при температуре смеси; Х0з= ^mri — теплота
/—i
я=/
конденсации компонентов, \ GnlcKl (tKl — t^) —теплота
i i
Охлаждения конденсата компонентов смеси; ссм < — средняя теп-
лоемкость некопденспруемого / го компонента; сп,— средняя
теплоемкость пара конденсирующегося компонента; ск/ — сред-
няя теплоемкость конденсата /-го компонента; /1:,- темпсра-
ivpa конденсата /-го компонента.
Если значения теплоемкостей теплоносителей в рассчитыва-
емом интервале температуры нельзя принять постоянными, то
можно вводить средние теплоемкости. С некоторым приближе-
нием допускается вво щть истинную теплоемкость при средней
температуре теплоносителя или среднее арифметическое истин-
ных теплоемкостей при конечной температуре.
Массовый G н объемный V расходы теплоносителя связаны
соол ношением
G= Ер. (2.14)
Уравнение теплопередачи записывается в виде
Q =KF \tcp=qF, (2.15)
i де q — средняя плотность теплового потока в аппарате, Вт/м2;
59
К — коэффициент теплопередачи аппарата, Вт/(м2-К); Vcp—•
средний температурный напор аппарата, °C.
Площадь теплопередачи, аппарата составит
F = Q/KMcP.
(2.16)
2.2. КОЭФФИЦИЕНТ ТЕПЛОПЕРЕДАЧИ
БИМЕТАЛЛИЧЕСКИХ ОРЕБРЕННЫХ ТРУБ ТВО
В биметаллических оребренных трубах с накатными или
навитыми пз лепты ребрами отсутствует идеальный механиче-
ский контакт между наружной поверхностью несущей трубы и
основанием ребра. При теплопередаче па механическом кон-
такте возникает температурный перепад А7'к, понижающий
средний температурный напор трубы. Совершенство механиче-
ского контакта оценивается термическим контактным сопротив-
лением (ТКС) /?„, которое определяется из уравнения тепло-
вого потока через контактную площадь FK трубы:
Q=-1-FKA^,
(2.17)
откуда
7?к=Л7'..-/(<2/Л1) =АТк/?|
(2.18)
где qK = Q/FK—плотность теплового
Рис. 2.1. Схема распределения темпера-
тур по сечению биметаллической (а) и
монометаллической (б) оребренных
труб
потока в контактной зоне.
Дополнительное тер-
мическое сопротивление
в виде ТКС является
особенностью теплопе-
редачи биметаллических
труб ТВО.
На рис. 2.1, а изобра-
жен процесс распределе
ння температуры по се-
чению биметаллической
оребренной трубы от
ный перепад на контакте АТК = /К|—ZK2.
охлаждаемого продукта
со средней температурой
h к охлаждающему воз-
духу со средней темпе-
ратурой t2 Температур-
Записав систему уравнений для теплового потока, переда-
ваемого биметаллической трубой от охлаждаемого продукта к
воздуху [45] без учета загрязнений, и решая се относительно
коэффициента теплопередачи, отнесенного к полной наружной
площа .ч! F теплопередачи, можем получить
60
(219)
Толщина стенки йст несущей трубы и ребристой алюминие
вой оболочки 6П малы по сравнению с их диаметрами. Поэтому
при расчетах с погрешностью, не превышающей 1 ...3%. можно
пользоваться упрощенными формулами. Приняв, что dK/d|-»-l,0;
4/о/^к-*-1,О и разложив величины In (r/K/t/i) и In (du/dK) в ряд,
ограничившись первым членом ряда, получаем In dK/d\ = 2b(:1/d\
и In dn/dK — Qba/dx.
Тогда формула (2.19) преобразуется к виду
+ + <2-2°)
\ а1 «I ^сг “1 «к «к а]
где dK = d„ — контактный диаметр ребристой оболочки с несу-
щей трубой; ХС1, ло— соответственно коэффициент теплопровод-
ности материала несущей трубы и алюминия; а — приведенный
коэффициент теплоотдачи от оребрения к воздуху, отнесенный
к полной наружной площади теплопередачи.
Термическое сопротивление геплопере1ачп R можно пред-
ставить согласно формулам (2.19), (2.20) в виде суммы терми-
ческих составляющих процесса теплообмена между охлаждае-
мым продуктом и воздухом:
/?=1/К=/?,+/?2+/?3-|-/?1 + /?5, (2.21)
где R3 = RK —приведенное ТКС трубы; /?ь /?2, /?з, — со-
“к
ответственно термические сопротивления теплоотдачи со сто-
роны продукта, стенки несущей трубы, стенки ребристой обо-
лочки, теплоотдачи к воздуху.
Для приварных ребер, навитых или насадных с последую-
щим горячим цинкованием, поверхности оребрения, механиче-
ский контакт считается совершенным и RK = 0. Пренебрегая
голшьнон осажденного цинка, трубу можно рассмат-
ривать как монометаллическую, распределение температуры,по
сечению которой показано на рис. 2.1,6.
Коэффициент теплопередачи монометаллической оребренной
грубы, отнесенный к полной наружной площади теплопередачи,
имеет вид
Л'=(т-?1 + ?|"^ + Д1 (2.22)
\ Ctj i*| ® /
или
tf = f— ^0_|_ Оет^о (2.23)
У a, dt ACT di 1 a J ' '
Сравнительный анализ формул (2.19) и (2.22) или (2.20) и
(2.23) показывает, что интенсивность теплопередачи, определя-
емая коэффициентом теплопередачи, в биметаллических ореб
репных трубах ниже, чем в монометаллических, при одпнако-
61
вом материальном исполнении. Основное влияние на интенсив-
ность теплопередачи биметаллических труб оказывает ТКС.
У труб с навитыми завальцовапны.мп в канавку ребрами
ребристая оболочка на несущей грубо отсутствует. Поэтому
коэффициент теплопередачи вычисляется по формулам (2.19)
и (2.20) при условии 1п-^-=0 или =0. Для этих
же труб при экспериментальном иссле довании [25, 26] ввиду
сложности измерения в явном виде ТКС его значения RK, ка1
правило, включаются в термическое сопротивление приведен-
ной теплоотдачи к воздуху 1/а'. В таком случае коэффицчеш
теплопередачи трубы вычисляется по одной из формул:
К = 5ГГ + -5ГНП5Г + -Ч '• (2.24)
Icq а, 2АСТ а у a I '
^=(4 + 4Г'- (2-25>
I Gt[ U| *“СТ “I ® /
Загрязнения с внутренней и наружной стороны оребренной
трубы уменьшают теплоперс гачу. В общем случае для бимс
таллпчсской трубы формула (2.20) для коэффициента теплопс
редачи при учете влияния загрязнений запишется в виде
к=Р? (4+4^ + М+44^+44+4+'• <2-26)
| «I \ “| *-ст / “к \ ка ) “ J
где /?Вн, Rh— термическое сопротивление загрязнении с внут-
ренней и наружной стороны трубы, м2- К/Вт.
Аналогичным образом учитывается влияние /?Ш| и R» для
других типов оребренных труб, проводя коррекгпоовку, соответ-
ствующей формулы для К по аналогии трансформации выра-
жения (2.20) в (2.26).
Таблица 2.1
Термические сопротивления загрязнений
Теплоноситель Теплейшей гель /?3-10-
Вода оборотная 2.3 Нефтепродукты 2,0
Вода речная 1,7 Л4асло машинное 1.5
Вода очищенная 2,0 Сероуглерод 2.0
Конденсат 0.4 Углеводороды низкокнпящне 2.0
Воздух 3,0 Ацетон (растворители) 1.0
Раствор аммиачный 1.5 Аммиак 2.5
Раствор солей 2,0 Органические теплоносители 2,0
Раствор' щелочей 4,0 Углеводороды ароматические 1.8
Кислота уксусная 5,0 Полимеризирующиеся веще- 1.5
Кислота соляная, фосфорная, 5,0 ства
серная Бензин, керосин 1.0
Водяной пар 1,1 Дымовые газы 6,0
11ефть ниже 260 "С 2,0 Пары органических веществ 1.0
62
В табл. 2.1 приведены значения термического сопротивле-
ния загрязнений для различных обрабатываемых продуктов пс
иным работы [63].
Более подробные сведения о R3 при необходимости можно
найти в работах [59, 63] При отсутствии значений выполняют
приближенный расчет коэффициента теплопередачи биметал-
лической загрязненной трубы:
K3=fa]3, (2.27)
г|е 1|3~0,8 ... 0,95 — поправочный коэффициент на влияние за-
грязпеннй; К — коэффициент теплопередачи для оребренной
грубы с чистыми поверхностями.
Температура внутренней поверхности стенки оребренной
трубы (рис. 2.1)
*сп = t, - L Z1 _ JL ф _ /,), (2.28)
а,г, а,
где Ft — площадь внутренней поверхности трубы или труб ап-
парата.
Температура наружной поверхности стенки ребристой обо-
лочки у основания ребра для биметаллической трубы
(рис. 2.1, а)
= /к. - (Rk + М (2-29)
* к \ Лл /
ПЛИ
= + (2-30)
Средняя температура контактной зоны (в градусах Цель-
сия) биметаллической оребренной трубы равна
6;=/к1—АЛ./2. (2.31)
Однако вычисление /к по формуле (2.31) требует последо-
вательных приближений ввиду неопределенности значения tK ь
что сопряжено с трудностями при практических расчетах.
В этих случаях целесообразно воспользоваться приближенной
формулой для определения средней температуры контакта:
/к^4т2 + -г-^. (2.32)
Наибольшие затруднения при расчетах коэффициента теп-
лопередачи ТВО связаны с корректным определением значения
коэффициента теплоотдачи по воздушной стороне, что обусло-
вило постановку и реализацию широкой экспериментальной
программы исследования теплоотдачи и сопротивления пучков
теплообменных секций различных компоновочных характери-
стик и геометрических параметров труб.
63
2.3. СРЕДНИЙ ТЕМПЕРАТУРНЫЙ НАПОР ТВО
Эффективность эксплуатации ТВО в значительной мерс за-
висит от обоснованно выбранной расчетной температуры воз-
духа t'n на входе. Отраслевая методика [63] расчета АВО ре
комендует выбирать в качестве расчетной среднюю темпера-
туру сухого воз тух а /в в 13 часов дня наиболее жаркого месяца
в году. Снижение расчетной температуры вызывает понижение
производительности технологических установок, в состав кото-
рых включены ТВО. Завышение расчетной температуры вызы-
вает рост капитальных затрат в свя >и с увеличением площади
теплопередачи теплообменных секций.
В течение года температура воздуха может превышать тем-
пературу /в. Поэтому для практических расчетов рекомендо-
ваны более высокие значения расчетной температуры, опреде-
ляемые по формуле
Г2=/в+0,25(/1)П|.х-/в), (2 33)
где /птах — максимальная температура воз туха в дайной гео-
графической местности, °C.
Значения температуры /|11ях приводя!ся в климатических
таблицах [63] для различных честностей.
Конечную температуру воздуха /"2 можно принимать па
10... 15°С выше конечной температуры 1"\ охлаждаемого про-
дукта. Однако при известном значении теплового потока Q,
типоразмере вентилятора с аэродинамической характеристикой
("2 может быть рассчитана через повышение температуры Л/2
охлаждающего воздуха:
\/2=Q/rV2p2c2), (2.34)
где К2 — объемный расход воздуха при его средней темпера-
туре в аппарате.
Тогда
t " = tz +Д/2 (2.35)
Физические константы воздуха р2, с2 выбираются при его
средней температуре 42.
Средний температурный напор зависит от схемы движения
теплоносителей, их агрегатного состояния, уровня температуры.
В ТВО наибольшее распространение получила перекрестно-
точная схема движения теплоносителей с общим противоточ-
ным направлением потоков. Наличие поперечных ребер на тру-
бах препятствует перемешиванию воздуха в межтрубном про-
странстве и увеличивает температурный напор. Охлаждаемый
продукт перемешивается только в распределительных камерах,
а при движении в параллельных трубах хода смешение отсут-
ствует. Поэтому этот теплоноситель является также непсреме-
|||цнаюшлмся.
Г.4
При перекрестно-точны) и других более сложных схемах
движения теплоносителей средний температурный иапор в ТВО
вычисляется по формуле
A4cp=4Um, (2 36)
где Д/л— срсднслогарифмический температурный напор, под-
считанный для заданной температуры теплоносителей в пред-
положении их движения противотоком; ед« — поправочный ко-
эффициент, учитывающий особенности схемы взаимного движе-
ния теплоносителей.
Среднелогарифмический температурный напор для противо-
тока! определяется по формуле
Д<’= (2-37)
2-3
где Д/(-„ Д/м — большая и меньшая разности температуры теп-
лоносителей на входе и выходе из аппарата для противоточ-
Рнс. 2.2. График поправочного коэффициента еж/ Л=1 для однократного пе-
рекрестного тока с непсремешнвающнмнся теплоносителями
ного движения В схемах ТВО, как правило, —t"2, а
A/M=/"i—1'2. Но возможно и отступление от такого расчета
\/б и Д/м.
В случаях когда \/о/ \/м 1,8, среднелогарифмпческий тем-
пературный напор может определяться как среднеарифметиче-
ская разность
А/., = 0,5(Д/б+Д/м). (2 38)
Поправочный коэффициент ем является функцией входной
п выходной температуры потоков, принимается по графикам
для конкретных схем движения теплоносителей в зависимости
or условных параметров Р и R Следовательно, ем =f(P, R),
5
65
где
t\—t? ’ ^2"—
Всегда P^l.O, a R может быть больше или меньше единицы
в зависимости от соотношения теплоемкостси и массовых рас-
ходов теплоносителей.
На рис. 2.2 приведена графическая зависимость для опреде
леиия ед/ при однократном перекрестном токе пеперемешпваю-
щихся теплоносителей.
При числе перекрестных ходов п > 1 с общим противоточ-
ным движением поправочный коэффициент вычисляется по вы-
ражению
ед/ „ = ед/ n=i Н---д2----(п — 1). (2.39)
ч
Значения fst.n i находятся по рис. 2.2.
При числе перекрестных кодов п > 4 принимают ед/= 1,0.
Формулы (2.36) ... (2.38) неприменимы, если теплоемкость,
расход пли коэффициент теплоотдачи одного из геидоносителей
существенно изменяются вдоль поверхности теплообмена.
В этом случае теплообменную поверхность разбивают на уча-
стки, в пределах которых указанные параметры постоянны, и
каждый участок рассчитывается самостоятельно.
Если охлаждаемый продукт при теплообмене изменяет агре-
гатное состояние, например, конденсируется с постоянной тем-
пературой /к, то средний температурный напор вычисляется по
формуле
А<сР = - '-'"Г-1??-- (2.40)
» к 1 2
2.31g 7^777
Возможны случаи, когда поступающий в ТВО пар является
перегретым, а выходящий пз аппарата конденсат переохлаж-
ден. Исследования [33, 76] показывают, что при расчетах \<С1>
эти особенности можно не учитывать, считая, что по всей по-
верхности теплообмена теплоноситель имеет одинаковую тем-
пературу tK.
2.4. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ
И АЭРОДИНАМИЧЕСКИЙ РАСЧЕТЫ ТВО
Гидравлическое сопротивление аппарата по трубному про-
странству при течении охлаждаемого продукта состоит из со-
противления трепня, местных сопротивлений и сопротивления
на ускорение потока, связанное с изменением плотности среды
от входа к выходу. В общем виде полное гидравлическое со-
противление подсчитывается по формуле
66
\р=з:\рТр+^арм+а\ру.
(2.41)
Сопротивление трения (в паскалях) при продольном безот-
рывном движении поток? внутри труб круглого поперечного
сечения вычисляется по фор нуле Дарси.
= <2-42)
и । X
где L — длина оребренной трубы в теплообменной секции, м,
w — скорость продукта в трубах, м/с.
При последовательном соединении секций zc по охлаждае-
мому продукту в аппарате и числе ходов zx продукта в секции
суммарное сопротивление трения аппарата составит
EAPrp = APTpzczxX. (2.43)
Коэффициент X учитывает влияние шероховатости поверх-
ности трубы па сопротивление движению. В ламинарном потоке
влияние шероховатости не сказывается на сопротивлении
В турбулентной области даже новые стальные трубы являются
шероховатыми и увеличивают сопротивление. К технически
гладким трубам относятся медные, латунные, оловянные, а
также грубы из кислотоупорной стали, для которых Х=1,0.
В остальных случаях значения X следует назначать для новых
стальных пли чугунных труб—1,11; старых стальных труб —
1,56; старых чугунных пли новых клепаных стальных труб —
1,4; плохо отлитых чугунных труб — 2,5.
При параллельной обвязке теплообменных секций zc=l,0.
Коэффициент сопротивления трения при неизотермическом
ламинарном двпженйи Re^2300 однофазной капельной жид-
кости внутри технически гладких круглых труб относительной
длины L>30dt определяется по формуле [30]
У’ (2.44)
Re, р., ) ' ' ’
которая справедлива при значения' 0,08<j»сг/ц। < 1200 и 60<
< Pei < 3-104, где Pci = Re|Pr( — число Пекле.
Значения показателя степени п приведены в табл. 2.2.
Таблица 2.2
Значения п в формуле (2.44)
<у ft. 0,1 ! 10 10s 1(? РеГ 0,1 1 10 103 10"
60 0,78 0,67 0,58 0,51 0.14 1000 0,33 0,29 0,25 0,22 4,19
100 0,67 0.58 0,50 0,44 0,38 1500 0,30 0,26 0,22 0,19 0,17
150 0,59 0,51 0,45 0,39 0,33 2500 0.28 0,25 0,21 0,18 0,16
200 0.54 0,47 0,41 0,35 0.31 5000 0,26 0,23 0,20 0,17 0,15
100 0.44 0,38 0,33 0,29 0,25 10000 0,25 0,21 0,19 0,16 0,14
600 0,39 0,34 0,29 0,25 0,22 30000 0.22 0,19 0,17 0,14 0,13
5* ’ 67
В числах Ret и Pei = wdi/ax физические параметры охлаж-
даемого продукта vb Щ, коэффициент динамической вя. кости
р относятся к температуре на входе в трубу. Коэффициент
определяется для продукта при температ уре стенки /с7 ,
трубы.
Коэффициент сопротивления трения при охлаждении
больше, чем при нагревании продукта.
При турбулентном неизотермическом движении в диапа-
зоне 3- 103^Rc^ 10» однофазной капельной жидкости техни-
чески гладких круглых труб коэффициент сопротивления тре-
ния вычисляется по формуле Блазиуса с поправкой на нспзо-
термичность [661 потока:
г _ 0-3164 (РДт У/3
' — Re0’25 ( Рг /
или для режима движения ReZ^lO5 но формуле Нпкурадзе с
идентичной поправкой на неизотермпчность потока:
ч = (0,0032 + -^7 -) (Р;7 У'3. (2.46)
Для более широкого диапазона 3- 103^ Rc^ 1012 вместо
формул (2.45) и (2.46) может быть применена единая
формула Филоненко:
С== (1,82 IgRe — 1,64)-г(-^!-У'3. (2.47)
(2.45)
Все физические параметры в формулах (2.45) . . . (2.47) от-
несены к средней температуре t\ охлаждаемого продула,
кроме Ргст, который определяется по температуре ctchi.ii /Сть
При небольшом охлаждении продуктов в формулах
(2.44) ... (2.47) можно пренебречь влиянием цен ютсрмичности
потока на £, т. е. принимать (цГт/р1)"== 1, (Ргст/Рг) ,/3= 1.
Местные сопротивления возникают в местах изменения по-
перечного сечения капала, направления движения потока, оги-
бания препятствий входа и выхода потока и определяются (в
паскалях) по формуле
АРм = ф-^2-,
(2.48)
где ф — коэффициент местного сопротивления, отнесенный к
средней скорости движения теплоносителя в трубках или в
межтрубном пространстве, значения которого даются в
табл. 2.3.
Местные сопротивления являются суммой отдельных сопро-
тивлений, возникающих при движении продукта по тракту теп-
лообменных секций в аппарате. По пути движения продукта в
аппарате оценивается характер сопротивления, по табл. 2.3 вы-
бирается соответствующий ему коэффициент местного сопро-
бя
тивления. Тогда общее местное сопротивление со стороны про-
дукта
= (2.49)
Таблица 2.3
Значения коэффициентов местных сопротивлений
в теплообменных аппаратах
Характер местных сопротивлений Ф
Входная и выходная камера (удар и поворот) Поворот на 180° между ходами или, секциями Поворот на 180° через колено в секционных аппаратах Поворот па 180° около перегородки в межтрубпом пространстве Поворот на 180° в U-образнон трубке Огибание перегородок, поддерживающих трубки Вход в межтрубиое пространство Выход из межтрубпого пространства Вход потока в трубьС с острыми краями Вход потока в трубы с закругленными краями Выход потока из труб 1,5 2,5 2,0 1.5 0,5 0,5 1.5 1.0 0.5 0.1 1.0
Сопротивление ускорения потока (в паскалях) вычисляется
по формуле
<2-50)
где tj = 0,5(/i'+/i")—средняя температура продукта.
Во всех случаях плотность продукта р выбирается по его
средней температуре 6.
Полученное значение гидравлического сопротивления дви-
жению охлаждаемого продукта не должно превышать до-
пускаемое падение давления ЛРДОП> по трубному пространству
аппарата, заданное в исходных данных на проектирование но-
вого ТВО пли подбора ТВО из стандартизованного ряда. Чтобы
в максимальной мерс использовать располагаемый перепад
\РЛОп । для интенсификации теплоотдачи внутри труб, необхо-
1имо выбрать скорость продукта ад, отвечающую условию при-
близительного равенства АР}=&РЛОП1.
С полученным таким образом значением wt необходимо вы-
брать тепловой режим аппарата по воздушной стороне, обеспе-
чивающий наибольший коэффициент теплопередачи. Производя
расчеты по формуле (2.23), было проанализировано влияние
< корости охлаждаемого продукта на коэффициент тсплоперс-
1ачи монометаллической оребренной трубы в зависимости от
интенсивности <ра отвода теплоты к воздуху. Для ТВО, эксплуа-
тируемых в режиме <ра ~ 300 ... 400 Вт/(м2-К), наиболее целе-
сообразной является скорость продукта, отвечающая значению
од ~ 2000 Вт/(м2 • К). Для средних значений <ра = 400 . ..
69
...700 Вт/(м2-К) скорость продукта должна обеспечивать
внутри труб щ ~ 4800. .. 6200 Вт/(м2-К), а для tpu >
> 700 Вт/(м2-К) значение ьп 700 Вт/(м2-К). Видно, что с
ростом <ра необходимо увеличивать интенсивное н> теплоотдачи
с внутренней стороны трубы, так как в противном случае теп-
лопередача ухудшится из-за слабого подвода теплоты со сто-
роны гладкой стенки
Сопротивление движению охлаждающего воздуха через
межтрубное пространство аппарата называется аэродинамиче-
ским- В ТВО происходит однократное внешнее поперечное об-
текание воздухом пучка теплообменных секции Сопротивление
трепня при поперечном обтекании пучков, а также местные со-
противления входа и выхода воздуха из пучка включаются в
значения общего перепада статического давления па пучке \Р„.
Поэтому в общем виде аэродинамическое сопротивление аппа-
рата
ДР= ЬРп + + дру. (2.51)
Сопротивление пучка при поперечном обтекании труб изо-
термическим потоком воздуха вычисляется по формуле
ДР„ = Ей pw2, (2.52)
где Ей — число Эйлера для z-рядного пучка.
В некоторых случаях ТВО снабжаются подогревателем
охлаждающего воздуха в виде однорядного пучка, устанавли-
ваемого перед теплообменными секциями и жалюзи. Аэродина-
мическое сопротивление этих элементов учитывается введением
дополнительной составляющей
Сопротивление ускорения воздуха (в паскалях) вследствие
нагрева в пучке вычисляется по формуле
др _ 2 (4" ~Js')
273 + G 2 • (2.58)
В формулах (2.51), (2.53) плотность воздуха р определя-
ется по средней температуре /2. Скорость воздуха w относится
к расчетному проходному сечению пучка, расположение кото-
рого всегда указывается в уравнениях для Ей.
Таблица 2.4
Площадь фронтального сечения перед секциями
Тип аппарата Длина трубы £, м Л'фр ы9' п,ш коэффициенте оребрения трубы 7, равном
9,0 14,6
АВМ 1,5 3,0 1,73 3,46 1,65 3,3
АВГ 4,0 8,0 14,65 30,2 14,6 3,3
70
В пучках стандартизованных ТВО скорость tv отнесена к
сжатому поперечному сечению теплообменной секции
В табл. 2.4 приведены значения ^фр перед секциями аппарата,
необходимые для вычисления w.
При отсутствии значения для требуемых параметров трубы
и типа ТВО ^фр может быть вычислено по формуле
F^=z,B(L—2бр), (2.54)
где zc — число параллельных теплообменных секций; В — рабо-
чая ширина просвета в секции (см. рис. 1.1); бр — толщина ре-
шетки.
2.5. ВЫБОР КОЭФФИЦИЕНТА ОРЕБРЕНИЯ ТРУБЫ И СКОРОСТИ ВОЗДУХА
В ТВО ПРИ ТЕПЛОВОЙ ОБРАБОТКЕ РАЗЛИЧНЫХ ПРОДУКТОВ
Выбор оптимальных геометрических размеров оребрения, ко-
эффициента орсбреиия трубы <р и скорости воздуха при охлаж-
дении различных продуктов способствует эффективному ис-
пользованию металла при выпуске ТВО и снижению расхода
энергии на привод вентиляторов. В известных работах [9, 94]
оптимизация qj и параметров поперечных спиральных ребер труб
выполнена на основе энергетических характеристик [2] без
учета интенсивности теплоотдачи с внутренней стороны трубы.
Вместе с тем, в работе [91] показано, что для ра спичных про-
дуктов, конденсируемых или охлаждаемых внутри труб возду-
хом, геометрия оребрения должна быть различной. В зависи-
мости от соотношения коэффициентов теплоотдачи щ и а суще-
ствует оптимальное значение оребрения для каждого конкрет-
ного случая теплообмена.
Обобщенные уравнения по теплоотдаче и сопротивлению
пучков труб с непрерывными спиральными механически наре-
занными пли накатными ребрами [13] позволяют аналитически
исследовать в наиболее общем виде [71] энергетические харак-
теристики этого вида оребрения при изменении его геометри-
ческих ра (меров в широком интервале. Оптимальные геометри-
ческие размеры оребрения должны обеспечить максимальный
теплосъем с единицы массы израсходованного металла при за-
данной мощности вентилятора и конкретном охлаждаемом про-
дукте.
Количество теплоты, передаваемой через оребренную по
верхность F ТВО, с увеличением коэффициента теплоотдачи ai
продукта и уменьшением числа поперечных рядов z труб в
пучке стремится к максимуму:
Qmax ~ сЖ (2.55)
где Д/[ = // — tz —разность начальной температуры охлаждае-
мого продукта и воздуха.
71
Отношение фактически переданной оребренной поверх-
ностью теплоты Q по формуле (2.15) к ее максимальному ко-
личеству Qmax может служить мерой теплового совершенства
ТВО, которое назовем коэффициентом геилосъема:
0 (2.56)
Qmax Я1 ^1
где а — приведенный коэффициент теплоотдачи к воздух}.
Относительные величины К/а и AZcp/AZi функционально свя-
заны между собой п зависят от скорости се, размеров оребре-
ния, компоновки пучка и т. д.
При конденсации продукта или его охлаждении при много-
кратном перекрестном токе средний температурный напор с до-
статочной точностью может быть описан уравнением [71]
AZcp = AZ|—0,656Z|—0,5AZ2, (2 57)
где 6/| = Z/—Zi", AZ2 = t2"—t2— изменение температуры соответ-
ственно продукта и воздуха в аппарате Подставив в (2.57)
А/2= Q/(c„V), (2.58)
где сг и V' — удельная объемная теплоемкость н секундами рас-
ход воздуха через трубный пучок, после преобразования по-
лучим
_ 1 - 0.658»,/Д/, ,
AZ, 1+0,5КГ/СрГ
Расход охлаждающего воздуха через z-рядный шахматный
тесный пучок труб равен
V = 2A(s -_A)w 2 h (2.60)
г z^dfffS d0 az'f '
После подстановки выражений (2.58) ... (2.60) и формулы
(2.23) коэффициента теплопередачи через оребренную стенку
монометаллической трубы, термическим сопротивлением кото-
рой пренебрегаем, в выражение (2.56) получаем
. = 1 -<w.w. (2.61)
Я, ( . ^СР h w J
Из выражения (2.61) следует, что е увеличением относи-
тельной высоты ребра h/d0 при со = con st или с увеличением
скорости воздуха при h/d^—const значение е переходит через
максимум, положение которого зависит от коэффициента тепло-
отдачи продукта, числа рядов труб в пучке п не зависит от глу-
бины охлаждения продукта AZ|/6Z|.
Используя понятие .е, плотность теплового потока q с 1 42
площади F оребренных труб аппарата, отнесенную к располага-
72
емому температурному напору ДЛ, можно выразить так:
У
‘/^-TST = £a-
Плотность теплового потока
теплообмена <7/p = e(a/|i), где
M/F
!А ~ .М|.я/Ггл ~
с единицы массы поверхности
ь 2
?
M/F, Мгл/Fm - масса собственно оребренной и гладкой трубы,
имеющих наружную поверхность 1 м2; 6 — толщина стенки
гладкой (несущей) трубы, принятая при расчетах равной 2 мм
Расчеты показывают, что при тмененин h/d0 в интервале
0,15...0,6 значения а и ц изменяются прямо пропорционально
h/dn, при этом и отношение u/ц с точностью 3% остается по-
стоянным. Это значит, что
максимальный теплосъем с
единицы массы оребренной
поверхности q/ц совпадает с
максимумом коэффициента г.
Далее по обобщенным крите-
риальным уравнениям [94]
при разных значениях цу и
/1/б/()=0,15 ... 0,6 были рассчи-
таны значения «, аэродина-
мического сопротивления ДР
пучка, удельных затрат мощ-
ности N0=^P(V/F) па прока-
чивание воздуха через мсж-
трубпое пространство п по-
строены пп гсрполяцпоппые
уравнения [71] a=f((p, ш) п
/V0==f (ф, Для ребер с толщи-
ной у вершины \|=0,5 мм, у
корня Дг = 0,5+0,06/1 мм. За-
тем по формуле (2.61) были
вычислены значения е. Физи-
ческие свойства взяты при
температуре 50 °C.
Проанализируем представ-
енные на рис. 2.3 зависимости
•• от относительной высоты ореб-
рения п скорости воздуха Пе-
реход в через максимум при
увеличении й/г/0 объясняется
Рис. 2.3. Зависимость коэффициента
теплосъема е от относительной вы-
соты оребрения А/</„ и скорости воз-
духа а* при различных значениях
коэффициента теплоотдачи продукта
Иь Вт/(м2-К)
-----e.— flhldq) при то =6 м/с и г =6;
-----e = f(w) при ft/d0 = 0,3 и г = 6;
/, 2, 3, 4, 5, 6- соответствен ио cti ~ 300;
600; 900; 1200: 1RO0: 2700
ICM, что входящие в е величины К/a и Д/ср/ДЛ изменяются с
переменной интенсивностью, причем при возрастании одной из
них другая убывает.
73
При охлаждении продуктов с низким коэффициентом тепло-
отдачи (а, <500 Вт/(м2-К)) увеличение высоты оребрения и
скорости воздуха свыше оптимальных значений приводит к сни-
жению е. Уменьшение коэффициента е с увеличением w объяс-
няется тем, что рост а почти нс сказывается на коэффициенте
теплопередачи Продукты с высокой интенсивностью теплоот-
дачи внутри труб целесообразно охлаждать в трубных пучках
с высокими ребрами при повышенных скоростях воздуха.
Оптимальные значения h/do и w определяем из условия ра-
венства нулю частных производных:
Йе „ Йе „
---г- = 0 И -д— — 0.
h ow
дт-
Для вычисления производных использовали интерполяцион-
ное уравнение w), а действительную сложную зависи-
мость <( (Л/rfn) аппроксимируем линейной функцией вида
= А + В-^~, постоянные коэффициенты А п В которой находятся
“о
из графика функции
Оптимальная высота поперечного ребра z-рядного трубного
пучка при охлаждении продукта с заданной скоростью воздуха
в узком сечении пучка вычисляется по формуле
(h \ — 1/~ и-08г в
к ЙО/опт ~ Г W ЮОО •
(2.62)
Оптимальная скорость воздуха определяется технико-эконо-
мическими расчетами. При отсутствии стоимостных характери-
сти' оборудования или когда количество часов псполыованпя
установки в году велико при низкой стоимости электроэнергии
оптимальную скорость воздуха можно вычислять как
•“'опт = у "iooo / (2-63)
Для выбранной по техническим соображениям скорости воз-
духа оптимальные коэффициенты оребрения приведены в
табл. 2.5.
Приведенные в табл. 2.5 значения срОпт получены без учета
ТКС биметаллических труб ТВО и влияния загрязнений по
сторонам трубы. Количественный эффект влияния этих пара-
метров на изменение величины ф<1ПТ может быть оценен сравне-
нием данных авторов с результатами технико-экономической оп-
тимизации q [83], выполненной с учетом всех термических со-
противлений теплопередачи в трубах ТВО. При этом исходим
из того положения, что оптимум технический согласно некото-
рым исследованиям [22] теплообменных систем находится в
окрестности технико-экономического оптимума. Для z=6 при
ш = 6 м/с и си = 1000 Вт/(мг-К) из графиков =f(a\, ф)
71
получаем значение оптимальной степени увеличения поверхно-
сти теплообмена ф()Пт = 15,0. С учетом отношения диаметров
б/о~26 им и rfi = 21 мм оптимальный коэффициент оребрения с
<• rf]
учетом всех термических сопротивлении составит фопт^у “
ид
21
= — 12,11. Поправочный коэффициент ст =<р О11Т/(ропт=
= 12,11/9,7=1,16, где <рОпт = 9,7 по табл. 2.5 для этих условий;
/—площадь проходного сечения воздуха в аппарате; с — стои-
мость поверхности теплообмена.
Таблица 2.5
Зависимость коэффициента оребрения от теплоотдачи внутри трубы,
скорости воздуха и количес.ва поперечных рядов
о.|. Вт/(м'2-К) t£', М/С Оптимальный коэффициент оребрения f
при z = 6 при z = 8
6 5.8 6,5
250 8 5.2 5,8
10 5,0 5,4
6 7.4 8,1
500 8 6,6 7.4
10 6,4 6,8
С 9,7 10,8
1000 8 8,6 9,7
10 7,9 8,8
6 12,8 14,3
2000 8 11,4 12,8
10 10,3 11,6
6 17,1 19.5
4000 8 15,1 17,1
10 13,8 15,5
Таким образом, учет всех термических сопротивлений в би-
металлической оребренной трубе ТВО приводит к увеличению
<р в табл. 2.5 в среднем на 16%. Из таблицы следует, что для
получения максимального эффекта от применения оребренных
поверхностей при охлаждении различных продуктов достаточно
располагать оребренными трубами 4—5 типоразмеров с коэф-
фициентом оребрения от 5,8 до 22,6 п правильно их выбрать
для конкретных условий эксплуатации.
Оптимизированные размеры оребрения следует увязывать с
возможностями их реализации существующими технологиями
изготовления.
75
Глава третья
МЕТОДЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ
ОРЕБРЕННЫХ ПУЧКОВ
3.1. ПРОГРАММА И ОБЛАСТЬ ИССЛЕДОВАНИЙ
Процессы теплообмена и гидродинамики при поперечном об-
текании оребренных труб в пучках отличаются ог гладкотруб-
ных пучков большей сложностью вследствие влияния значи-
тельного числа геометрических параметров ребер, формы ребер
п поперечного сечения трубы, различных режимов течения по-
тока в пограничном слое на поверхности оребрения и в меж-
трубпом пространстве Новейшие исследования [73] механизма
омывания пучков труб с поперечным спиральным оребрением
выявили существование на поверхности круглого ребра семь
структурных зон течения воздуха п четырех видов отрыва по-
тока от поверхности несущей трубы. Структура основного тече-
ния также неоднородна [18] и характеризуется значительными
градиентами скорости по высоте межреберного канала, пере-
менной величиной турбулентности, зависящей от углового рас-
стояния до передней критической точки, шаговых отношений
труб в пучке, числа поперечных рядов. Действие этих факто-
ров протекает совокупно при динамическом взаимовлиянии на
процесс теплообмена, а накопленного опытного материала [16,
18] явно недостаточно для установления количественных свя-
зен размеров структурных зон с размерами ребристой трубы п
компоновочными параметрами пучка.
В некоторых работах [61, 65] предприняты попытки построить закон-
ченную физическую модель рабочего процесса конвективной теплоотдачи в
трубчатых поверхностях С круглыми ребрами. Ограниченность эксперимен-
тального материала по локальным характеристикам течения в пограничном
слое и кинематике потока не позволяют разработать математическую мо-
дель, отвечающую физической сущности явления. Полученные решения не
позволяют провести расчет с требуемой точностью коэффициентов теплоот
Дачи в практическом диапазоне изменения параметров ребер и пучка, числа
Re, при этом потери напора воздуха остаются вне поля зрения.
Таким образом, многообразие структурных и отрывных форм течения
вокруг ребристой трубы в пучке, а также недостаточная их изученность ие
позволяют в настоящее время выполнить теоретический анализ и получить
надежные расчетные данные по средней теплоотдаче, перепаду давления и
местным теплоаэродинамическим характеристикам поперечно обтекаемых
оребренных поверхностей.
Задача теоретического расчета теплообменных характеристик при раз-
работке высокоэффективных ребристых поверхностей еще более усложняется
ввиду применения для интенсификации теплообмена способов создания пе-
76
риоднчсски чередующихся мнкрортрывов потока от поверхности ребра, пре-
рывания и турбулизации пограничного слоя с образованием вихревого тече
'нпя [2| в межреберных каналах, преобразования плоского течения в меж
трубном пространстве в трехмерное [65].
Энергетически выгодным оказалось расчленение или пластическая дефор-
мация круглого сплошного ребра на отдельные участки различной формы и
расположения на пов< рхности трубы, компоновка оребренных труб в пучке
со взаимно перпендикулярными рядами, образование регулярной шерохо-
ватости на повер пости ребер. Усложняется гидродинамика обтекания трубы
н элементов ребра, возрастает число переменных, влияющих на протекаю-
щие тепловые процессы передачи тепла. Ввиду большой сложности проис-
ходящих процессов в пограничном слое при поперечном обтекании пучков
труб до настоящего времени нс существует теории интенсификации конвек-
тивного теплообмена [58]. а достигнутые благоприятные эффекты увеличе-
ния интенсивности теплоотдачи [65] установлены эмпирически.
Следовательно, для получения достоверных зависимостей теплоотдачи
и сопротивления поперечно обтекаемых пучков труб с различными ребрами
приходится применять методы экспериментального исследования, обрабаты-
вая результаты опытов с помощью теории подобия [13. 64]. Теория подобия
позволяет, не интегрируя дифференциальные уравнения, получить числа по-
добия и, используя опытные данные, установить количественную связь
мсжл.у ними в1 форме критериальных зависимостей.
Для выполнения экспериментальных исследований были
спроектированы и сооружены несколько опытных стен ;ов, от-
дельных рабочих участков, калориметрнчес их трубок тля ис-
следования местных н средних коэффициентов теплоотдачи.
ТКС, распре телепня давления по ребру, а также разработаны
методики исследования, учитывающие опыт подобных работ [6,
12, 13, 94].
Содержание и объем программы исследований определялись
исходя из областей применения пучков оребренных труб рас-
смотренных конструкций в ТВО, в калориферах паровых кот-
лов и лссосушпльных камер [68], в системах кондиционирова-
ния п вентиляции |84] воздуха промышленных и общественных
зданий, в теплоутилнзаторах [82] ппзкопотенциальиой теплоты
технологических установок и охладителях воздуха компрессо-
ров, в теплообменниках транспортных машин [6]. Перенос теп-
лоты в пучках всех этих теплообменных устройств протекает в
условиях вынужденной кенве сции
В соответствии с областями использования и режимами экс-
плуатации при исследованиях принимались значения Re=(3...
...50)- 103, наружного диаметра ребра d=70...16 мм, диа-
метра трубы по основанию ребер d„=40. . . 12 мм, коэффици-
ента оребрения <р~3 .. .22, а также материальное исполнение
ребер из углеродистых сталей, латуни, алюминия и его сплавов,
меди.
Для характеристики конвективного теплообмена и аэроди-
намического сопротивления при вынужденной конвекции воз-
духа в стационарном режиме поперечно обтекаемых оребрен-
ных пучков принимались числа подобия: Нуссельта Nu = al/Z;
Рейнольдса Re = wl/v\ Эйлера Ей = ДР/рж2, вычисленные в
ходе экспериментов с использованием теории подобия. Связь
77
между числами подобия для конкретных пара метров ребер,
конструкции их, компоновки п>чка устанавливалась частными
эмпирическими уравнениями теплоотдачи и сопротивления в
критериальной форме.
Nu = f(Re); (3.1)
En=/'(Re) (3.2)
Теплоотдача оребренной грубы в пучке зависит от скорости
его потока, физических свойств материала ребра, параметров
оребрения, компоновочных характеристик пучка, турбулентности
потока, числа поперечных рядов. Физические свойства потока
характеризуются числом Прандтля Pr=v/a, которое для воз-
духа постоянно, так же как и отинакова турбулентность набе-
гающего на пучо1- ТВО потока воздуха. Поэтому они выпадают
из критериальной зависимости. В наиболее общем визе уравне-
ние теплоотдачи оребренного пучка можно представить безраз-
мерной функциональной зависимостью
Nu =/(Re, Ф„ z. Р, 49’ <3-3)
а уравнение аэродинамического сопротивления пучка для изо-
термического потока описывается безразмерной функциональ-
ной зависимостью
Eu=/(Re, Ф,-, 4-. ₽). (3.4)
где Ф —безразмерные параметры оребрения, составленные из
d, h, s, А для сплошных ребер, а также с добавлением соответ-
ствующих безразмерных параметров, характеризующих геомет-
рию интенсифишшованных ребер; Zp, ?.в—коэффициент тепло-
проводности материала ребра и воздуха.
Экспериментальное исследование оребренных пучков прово-
дилось в чистых потоках, что соответствует условиям эксплуа-
тации ТВО и значительного числа энергетических теплообмен-
ников, например воздухоохладителей ГТУ, теплообменников
атомных установок, воздухоохладителей электрических машин.
3.2. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ
И КОНСТРУКЦИИ КАЛОРИМЕТРОВ
Аэродинамическая труба разомкнутого типа с приводом по-
стоянного тока. Для экспериментального исследования методом
полного теплового моделирования средних коэффициентов теп-
лоотдачи и аэродинамического сопротивления оребренных пуч-
ков в поперечном потоке воздуха применялась аэродинамиче-
ская труба разомкнутого типа прямоугольного поперечного се-
чения (рис. 3.1). На этой установке также были проведены вс-
78
Рис. 3.1. Схема аэродинамической трубы с плавным регулированием расхода воздуха
/ — центробежный вентилятор; 2 — воздухоохладитель; 3 —трубка Прантгля; 4, /9 — трубки отбора статического давления; 5, 20 —
лабораторные термометры; б —манометр; 7 — микроманометры типа ММН; 8 — фильтр калориметра; 9, // —калориметрические стаканы;
10, 15, 16 — потенциометры; 12 — регулирующий вентиль; /3 — мерный бачок; /«—двухходовой лереключатель воды; /7 —байпасная линия;
/8 — воздушник; 2/— измерительный у"юток; 22 —подвижная термопара; 23 — исследуемый пучок; 24 — водяной бак; 25 —насос; 26 —
фильтр; 27 — электронагреватель воды; 28— распределительный коллектор; 29 — электродвигатель; 30 — рабочий участок; 31 — сга-
<О бнлизнрующий участок; 32 — сопло
следования распределения местных коэффициентов теплоотдачи
п давления воздуха по окружности ребра.
Опыты выполнялись при атмосферном давлении воздуха. Циркуляция
воздуха в трубе осуществлялась центробежным вентилятором / производи-
тельностью 5000 м3/ч с напором 4000 Па н максимальной частотой враще-
ния 50 с-1. Приводом вентилятора служил электродвигатель 29 постоянного
тока мощностью 10 кВт, напряжением НО В. Регулирование расхода воз-
духа. производилось плавным изменением частоты вращения приводного дви-
гателя. В качестве схемы регулирования применена система генератор—двн-
гател ь.
Рабочий процесс осуществлялся следующим образом. Во тух засасы-
вался вентилятором из помещения лаборатории через воздухоохладитель 2
и па выходе из вентилятора попадал в конфузор, в котором устанавлива-
лись сменные сопла 32 размером выходного сечения 70X70 мм п 110Х 110 мм.
Входная часть сопла была выполнена по лемнискате, что обеспечивало плав
ный вход в трубу с минимальными) потерями н равномерное поле скоростей
на выходе из сопла, где была установлена трубка Прандтля 3 Далее воз-
дух поступал в стабилизирующий участок 3/, длиной 1500 мм (семь калиб-
ров), который формировал равномерное поле скоростей набегающего потока
перед исследуемым пучком 23 труб в рабочем участке 30. Длина рабочего
участка составляла 1000 мм. он был съемным. За рабочим участком распо-
лагался измерительный участок 2! длиной 1500 мм. На выходе из пзмсри-
Чсльного участка воздух выбрасывался в помещение Стабилизирующий, ра-
бочий п измерительный участки трубы предстчв 1яли собой каналы прямо-
угольного сечения 210x203 мм, выполненные из листоной стали толщиной
4 мм.
К шорпмстрнческнм являлся центральный продольный ряд, состоящий из
Двух соединенных в нижней части калачом оребренных' труб, одна из кото-
рых устанавливалась во втором ряду, а вторая — в четвертом поперечном
ряду. Калориметрические трубки оканчивались вверху штуцерами с ре >ьбо
вой частью, на которые устанавливались эбонитовые стаканы 9, 11 для
уменьшения потерь теплоты. Равномерное распределение воды по продоль-
ным рядам, необходимое для создания идентичных температурных условий,
достигалось регулируемыми зажимами, установленными на шлангах, а кон-
троль — измерением расхода мерным бачком, куда направлялась вода двух-
ходовыми кранами, расположенными на сборном коллекторе, после .прохож-
Д( иия контролируемого ряда.
На установке исследовались пятпрядные пучки, последний
ряд по ходу воздуха нс обогревался. В поперечном ряду уста-
навливалось не менее трех трубок, чего оказалось достаточны'1
[14] для исключения влияния боковых стенок рабочего участка
на опытные данные. В работе [54] выполнено исследование
влияния шаговых отношении па теплоотдачу и сопротивление
шсстпрядпых шахматных пучков из труб с накатными медными
ребрами dxAXs = 24,14X4,02X2,85 мм, ср = 5,63 в интервале из-
менения шагов o\=Si/d= 1,12 ... 2,65 и о2 = S?/d = 0,954 ...
... 0,498. Теплоотдача изучалась методом полного теплового
моделирования с определение.) приведенных коэффициентов
теплоотдачи. Известно, что стабилизация теплоотдачи суще-
ственно зависит от поперечного шага. Показано, что при
^1,2 коэффициенты теплоотдачи достигают стабилизирован-
ного значения во втором ряду. При oi> 1,2 стабилизация тепло-
отдачи наступает с третьего ряда. Полученные результаты под-
тверждаются нашими исследованиями [34, 44] с помощью ло-
кального теплового моделирования изменения теплоотдачи по
80
рядам шахматных равносторонних пучков с си = ог/= 1,135 из
труб, оребренных алюминиевой лентой, dXh Xs = 57X 1бХ
Х2,54 мм, <р=22. Измерения теплоотдачи выполнялись в каж-
дом ряду пучков с числом поперечных» рядов z от 1 то 8. Таким
образом, расположение в пятнрядных пучках калориметриче-
ской пары во втором и четвертом рядах позволило определить
среднюю теплоотдачу пучка.
Динамический напор воздуха намерился трубкой Прапдтля 3 с диамет-
ром носика 3 мм, расположенной в устье сопла, а расход воздуха
вычислялся по измеренным средним- осевым скоростям потока с учетом коэф-
фициента поля. Коэффициент поля сопел в рабочей области чисел Re нахо-
дился в пределах 0,975... 0,985 и при расчетах был принят средним, рав-
ным 0,98. Аэродинамическое сопротивление пучка определялось по разности
статических давлений перед и за пучком с помощью трубок 4 и 19. Динами-
ческий набор и перепад статического давления воздуха отсчитывались по
микроманометрам 7 типа ММН.
Температура воздуха за соплом. псрсЯ пучком и за пучком измерялась
ртутными лабораторными термометрами 5, 20 со шкалой 0—50°C и 50-
100 °C и ценой деления 0,1 °C. Особое внимание уделялось надежному из-
мерению температуры воздуха за пучком. Термометр для измерения темпе-
ратуры воздуха за пучком устанавливался ни расстоянии, достаточном для
перемешивания воздуха п формирования равномерного ноля температуры.
При отработке методики исследований в месте установки термометра до-
полнительно размещалась многоснайпая гипертермонара для измерения
средней температуры воздуха. Измеренные гппертермонарой значения тем-
пературы совпадали с показанием термометра. Дополнительно к лаборатор-
ному термометру в рабочем участке размещалась также подвижная медь —
константановая термопара 22 из проводов диаметром 0,16 мм, с помощью
которой осуществлялись замеры температурного поля воздуха в горизон-
тальном направлении за пучком. В качестве измерительного прибора был
применен потенциометр 10 типа ПП-63 класса 0,05. Планиметрированием
кривых распределения температуры находилась средняя температура воз-
чуха за пучком. В установившемся состоянии при обогреве всех трубок
пучка, средняя температура почти не отличалась от показаний термо-
метра 20.
Рабочий участок. Исследуемые пучки устанавлива-
лись в одни п тот же рабочий участок, конструкция которого
изображена на рис 3 2. Опытный теплообменник представлял
собой пучок труб, расположенных между верхней 2 и нижней
/ трубными досками, выполненными из гетинакса толщиной
10 мм для уменьшения отвода теплоты. К нижней доске допол-
нительно крепилась деревянная подкладка 10 с углублением
для размещения медных трубок. Опыты проводились в усло-
виях нагревания воздуха при направлении теплового потока от
стенки к воздуху.
Температура поверхности у основания ребер труб калориметра 3 изме-
рялась медь — константановыми термопарами из проводов диаметром
0,16 мм, горячие спая которых укладывались в выфрезерованные в теле не-
сущей трубы или ребристой оболочки продольные пазы шириной 0,6 мм, глу-
биной 0,4 мм, длиной 45 мм, а затем зачеканивались заподлицо с наружной
поверхностью трубы по- dB. В каждой из оребренных труб калориметриче-
ской пары закладывалось по четыре термопары, расположенные в точках
0,90, 180 и 270° поперечного сечения трубы со стороны входа и выхода воды.
Соединительные провода выводились через верхнюю трубную доску к потен-
циометру 15 (см. рнс. 3.1) тина ПП 63 класса 0,05. Холодные спаи термо-
6
81
и ip термостатпровалнсь в сосуде Дьюара при температуре тающего льда.
Температура стенок труб принимала! ь ранной среднеарифметическому ,:на
чепню показаний термопар.
Температура воды на входе и выходе из калориметрической
пары измерялась лабораторными термометрами со шкалой
Рис. 3.2. Конструкция рабочего участка с опытным пучком
1,2 — верхняя и нижняя трубные доски; 3 — калориметр; 4 — виитовоП сердечник;
5 — ниппель; 6 — алебастр; 7 — крышки, 8 — теплоизоляция; 5 — калач; 10 — подкладка
из древесины
50... 100 °C н пеной деления 0,1 °C, установленными в эбони-
товых гильзах, как показано па рис. 3.3. С наружной стороны
термометры были защищены латунными гильзами.
Температурный перепад Л/ по греющей воде измерялся иятиспайиой
медь — константановой термопарой 6, смонтированной в медных трубках
диаметром 5 мм. Трубки со спаями термопары помещались в эбонитовые
гильзы 2, расположенные па входе и выходе воды hi калориметра, и уплот-
нялись втулками 4. Патроны с гильзами соединены переходным штуцером 5.
Основная часть термопары омывалась горячей водой, п поэтому отво-
зом теплоты но термопаре в окружающую среду можно было пренебречь.
Термопара была проградуирована по лабораторным термометрам в рабочем
диапазоне 80. . 100 °C с интервалом в 0,1 °C. ЭДС дифференциальной термо-
пары измерялась потенциометром 10 (см. рис. 3.1) типа ПП-63. Температур-
ная разность по воде дублировалась показаниями лабораторных термо-
метров 1.
Движение потоков в исследуемых пучках перекрестно-пря-
моточное с общим прямоточным движением воды в два хода.
Воздух однократно обтекает трубки пучка снаружи.
82
Рис. 3.3. Калориметрические стаканы
/ — термометр; 2 — эбонитовая гильза; 3—патрон; 4 — втулка; 5 — переходный штуцер; 6 —спай дифференциальной термопары
Количество теплоты, отданное калориметром воздуху, опре-
делялось по расходу воды и разности температуры ее на входе
и выходе из труб калориметра. Измерения расхода воды про-
изводились объемным способом с помощью мерного бачка. Та-
рировка мерного бачка выполнялась весовым способом.
При исследовании одиночных труб применялся измененный
[37] рабочий участок (рис. 3.4) сечением 200x50 мм. Входная
часть его по ширине имела профиль лемнискаты для создания
плавного перехода от стабилизирующего участка к рабочему
и, следовательно, равномерного поля скоростей перед исследуе-
мой одиночной трубкой.
Калориметр для исследования местной теплоотдачи. Изуче-
нию местных коэффициентов теплоотдачи в пучках оребренных
труб посвящено ограниченное число исследований [13, 15, 53,
70]. В большей части этих работ опыты выполнялись или на
ребристых цилиндрах воздухоохлаждаемых авиационных [14]
и автомобильных двигателей [6], окруженных дефлектором,
или на крупномасштабных моделях труб с поперечными реб-
рами размером t/XftX$XA= 130X35X14,2X7 мм [73], 114Х
Х28Х14ХЗ мм [70], 133X38X13X3,3 мм [16], 152Х40Х17Х
Х5 мм [18]. Использование крупномасштабных моделей при
снятии температурных полей в ребрах представляет собой есте-
ственный экспериментальный прпеи. упрощающий размещение
п установку термодатчиков в ребре и межреберном канале, од-
новременно увеличивающий погрешность измерений в связи с
возникновением торцевых эффектов. Это обстоятельство не иг-
рает решающей роли для ребристых цилиндров двпга гелей, так
как крупномасштабные модели были близки или идентичны на-
турным образцам.
Однако при переносе местных характеристик теплоотдачи
укрупненных моделей с интенсифицированными, например, раз-
резкой ребрами [2] на ребристою трубу натурных геометриче-
ских параметров могут возникнуть неопределенные ошибки из-
за отсутствия полного геометрического подобия параметров
разрезных ребер модели и натурного образца. Наибольшие от-
ступления при моделировании возникают в радиусах отгиба
кромок разрезных ребер.
Точный учет эффекта интенсификации теплоотдачи разре-
шением пограничных слоев деформированными ребрами тре-
бует сравнительного экспериментального исследования иден-
тичных пучков со сплошными и разрезными ребрами. Постав-
ленная задача предопределила необходимость разработки кон-
струкции калориметра для определения местной теплоотдачи
оребренных труб натурных размеров промышленных теплооб-
менников. В нескольких работах [13, 14] для исследования
распределения коэффициентов теплоотдачи по окружности
ребра применялся калориметр натурных размеров оребрения,
84
I
Рис. 3.4. Экспериментальный канал для одиночных оребренных труб
1- дифференциальная термопара; 2-винтовой сердечник; 3 - трубка отбора статического давления; 4, 6 - эбонитовые гильза и патпои-
оо 5 — лабораторный термометр; 7 —оребренный калориметр; 8 —рабочий участок И
но обогрев ребра осуществлялся на узком участке Тепловой
пограничный слой не моделировался. Местная теплоотдача за-
висит от гидродинамических условий вблизи данного элемента
поверхности и тепловой предыстории потока во всей предшест-
вующей части поверхности. Влияние первого фактора было вы-
яснено М. В. Кирпичевым в работе [12], где исследовалась
теплоотдача отдельно нагретых элементов круглого гладкого
цилиндра при условия, что вся остальная поверхность была хо-
лодной. Максимум местной теплоотдачи был сдвинут к мпде-
лсву сечению и соответствовал максимальной скорости потока.
При полном обогреве трубы в докрптической области обтекания
максимум теплоотдачи находится в лобовой точке.
Таким образом, метод местного нагревания участка поверх-
ности ребра позволяет получить картину локальной теплоот-
дачи, когда над поверхностью формируется в основном только
гидродинамический пограничный слой. Для установления адек-
ватной картины распределения местной теплоотдачи условиям
реального теплообмена необходима конструкция калориметра,
соответствующая натурным размерам оребренной трубы с пол-
ным обогревом всей ребристой поверхности. С учетом изложен-
ных требований нами разработан калориметр щя исследова-
ния местной теплоотдачи по окружности спирально оребренной
трубы [38] со сплошными н разрезными [39] ребрами, причем
в после гнем случае измерялось распределение температуры
воздуха п ребра как по окружности, так п его высоте. Конст-
рукция калориметра приведена на рис. 3.5.
Основными узлами калориметра являлись: рабочая часть 1 с нарезан-
ными па ней монолитными поперечными спиральными ребрами и головная 2,
которая соединялась с рабочей посредством панки оловом. Вода с темпера-
турой 98... 100°C подавалась насосом через штуцер 5 в подводящую
трубку и далее поступала в центральную раздающую трубу-стяжку 3.
В нижней части боковой поверхности трубы-стяжки имелись три отверсти"
расположенные по окружности с угловым расстоянием между ними 120°,
через которые вода поступала в кольцевую выточку (сечение Г—Г, рис. 3.5)
и из нее распределялась по двенадцати равномерно расположенным в стенке
несущей трубы каналам диаметром 2,5 мм каждый (рис. 3.5, сечение В—В).
Центральная раздающая труба заканчивалась резьбовой частью, па ко-
торую навинчивалась уплотнительная гайка 12. Для предотвращения охлаж-
дения жидкости в раздающей трубе и подогрева воды в каналах на данную
трубу были насажены теплоизолирующие эбонитовые наружная 10 и внут
реиняя 11 втулки.
Для определения местного по окружности трубы коэффициента тепло
отдачи измерения проводились на вырезанном двумя продольно-радиаль
нымп разрезами шириной 0,7 мм секторе в рабочей части калориметра, со
ответствующем 1/12 его части (рис. 3.5, сечение В—В). Образовавшиеся
пазы в ребрах и стенке несущей трубы были заделаны заподлицо cj кой дрс
весниой.
Расход воды через капал измерительного элемента измерялся мерным
бачком. Остальные одиннадцать каналов объединялись кольцевой выточкоп
(рис. 3.5, сечение Б—Б), расположенной в головной части калориметра
Вода, пройдя каналы, собиралась в кольцевой выточке и по трем переход
иым отверстиям (рис.3.5, сечение А—Л) поступала в отводящий штуцер, за
86
оо Рис. 3.5. Калориметр для исследования местной теплоотдачи ребристых труб: а — конструкция калориметра; б — схема
установки термопар для измерения температуры воздуха в межребериом канале и на поверхности ребра
/ — рабочая часть; 2 — головная часть; 3 — трубка-стяжка; 4. 6 — уплотняющая втулка; 5 — штуцер; 7 — горячий спай термопары; 8,9 —
спаи дифференциальной термопары; 10, 11 — теплоизолирующие втулки; 12— натяжная гайка; 13 — внит
тем через шланг сливалась в замкнутую систему циркуляции водяной схемы
аэродинамической трубы (см. рис. 3.1).
Температурный перепад измерялся трехспанпой медь — константановой
дифференциальной термопарой (константановый провод диаметром 0,08 мм
и медный провод диаметром 0,07, мм), смонтированной в латунных трубках
диаметром 2 мм. Горячий спай 8 помещался в раздающей трубе-стяжке на
уровне входа воды в каналы. Центровка, его производилась через отверстие,
закрываемое винтом 13, а крепление осуществлялось гайкой 4 с набором ла-
тунных, поронитовых и резиновых прокладок (6 также уплотняющая
втулка). Второй спай 9 располагался в головной части в сечении выхода
воды из измерительного элемента. Для устранения отвода теплоты здесь
также была установлена эбонитовая втулочка ЭДС термопары измерялась
потенциометром постоянного тока типа Р-307 класс» 0,015 в комплекте с
нуль-гальвапометром М-195/2. 11. мерение температуры воды на входе в ка-
лориметр осуществлялось медь — константановой термопарой 7 из проводов
диаметром 0,16 мм, смонтированной в трубочке диаметром 2 мм. Отсчет
ЭДС этой термопары производился потенциометром КП-59 класса 0,05. На
ружные поверхности калориметра, расположенные выше его рабочей части,
теплоизолировались.
Коэффициенты теплоотдачи от воды к стейке канала диаметром 2,5 мм
из-за ее высокой скорости были доведены до 20 кВг/(м2-К). Это позволило
отказаться от измерения температуры наружной поверхности несущей трубы
у корня ребер и считать се равной температуре воды в соответствующей
точке измерительного канала. Проведенные расчеты температуры стенки под-
твердили это положение
Согласно расчетам, теплота излучения не превышала 1%, общего коли
чества теплоты, вследствие чего поправка па излучение не учитывалась при
определении коэффициента теплоотдачи.
Температура воздуха на входе в пучок с калориметром и за ним заме-
рялась но методике, изложенной выше при описании аэродинамической трубы
сечением 200X200 мм. Все исследования местной теплоотдачи ребристых
труб выполнены на этой экспериментальной установке.
Перед опытами калориметр испытывался на гидравлическую плотность
отсутствие перстсчек воды из канала в канал, протечек наружу и внутрь
ребристой трубы в местах соединений.
Ориентация измерительного сектора относительно направления воздуха
изменялась поворотом калориметра вокруг своей оси Начало отсчета угла
поворота отнесено к лобовой точке. Основная часть измерений выполнена
с шагом 15... 30°. Точность измерения угла поворота калориметра относи-
тельно оси потока воздуха составляла ±2°.
Калориметр изготовлен с геометрическими размерами dxhX.
Х$ХЛ = 43,4Х 10x3,5X0,6 мм из латуни. Число заходов ребра
равно единице, а <р = 9,32. Размеры калориметра соответство-
вали параметрам труб пучка. Экспериментальное определение
местных тепловых характеристик труб со спиральными разрез-
ными ребрами в различных рядах пучка выполнялось латун-
ным калориметром dXftXsXA = 59X 13,8x4,75X0,7, q>=9,32,
конструкция которого идентична изображенной на рис. 3.5,а,
отличаясь наличием дополнительных термопар на ребре и меж-
реберном канале (рис. 3.5,6). В одно из ребер средней части
калориметра в пределах измерительного сектора заделывалось
по высоте пять медь — константановых термопар. Термопары
зачеканивались заподлицо с поверхностью в канавки глубиной
0,15 мм, выполненные по радиусу ребра. Температура воздуха
в межреберных каналах измерялась четырьмя медь — констан-
88
гановымп термопарами, при этом спаи термопар располага-
лись на середине просвета между ребрами. Провода выводи-
лись через отверстия в ребрах. Промежуток между проводом п
голом ребра заполнялся затвердевающим фторопластом. Концы
всех термопар направлялись в ближайший к корме паз и по
виниловой грубке отводились наружу к холодному спаю. ЭДС
гермонар отсчитывалась по потенциометру ПП-63 класса 0,05
через много! очечный переключатель. Термопары, измеряющие
гомпературу поверхности ребра и воздуха в канале, устанавли-
вались в мел.реберных полостях, отделенных друг от друга
иимя ребрами. Эго исключало дополнительные погрешности в
измерениях температуры, а тождественность гидроди на мече
ских условии в этих полостях обеспечивалась равномерным ско-
ростным полем набшающего потока воздуха в аэродинамиче-
ской трубе.
Указанные гермопары изготовлены из константанового про-
вода диаметром 0,08 мм и медного — диаметром 0,07 мм.
Дополнительный контроль измерении температуры воздуха в межребср-
iiiiii полости осуществлялся штыреноГ! медь константановой термопарой,
позволяющей производить замеры по высоте полости при угловых расстоя-
ниях р = 60, 120, 180' в условиях исследуемой компоновки пучка. Измерения про-
н точились в одной полости с измерением температуры поверхности ребра.
Проведенные измерения при Re = 36 000 показали, что температура осно-
ваипя ребра в лобовой точке не более чем па 9%, а в кормовой — не более
чем на 2% ниже температуры воды п канале измерительного сектора.
' уменьшением числа R, расхождение в температуре сокращается. В кало-
риметре диаметром сплошного ребра d 43,4 мм температура основания ребра
не измерялась. Однако меньший передаваемый тепловой поток ио сравнению
калориметром г/= 59 мм вызовет несомненно большее сближение гемпера-
ivpbi воды и основания ребра. Поэтому в пределах точности эксперимента
принятие в качестве расчетной для основания ребра температуры воды в
канале не приведет к искажению достоверной картины распределения мест-
ной приведенной теплоотдачи по окружности оребренной трубы.
Аэродинамическая труба для исследования оребренных труб
увеличенного диаметра. Па рис. 3.6 приведена схема [92] аэро-
щнамической трубы разомкнутого типа поперечного сечения
100X400 мм, изготовленной из бакелитовой фанеры толщиной
10 мм. Циркуляция воздуха в трубе осуществляется центробеж-
ным вентилятором 1 типа Ц-4-70 № 8 производительностью
10000 м3/ч с напором 1000 Па. Приводом вентилятора являлся
асинхронный двигатель переменного тока мощностью 5,5 кВт,
напряжением 380 В. Регулирование расхода воздуха осуществ-
лялось изменением сечения входного патрубка вентилятора с
помощью заслонки.
Воздух забирался вентилятором из помещения и попадал в сужающее
сопло 21 с размерами поперечного сечения 165x148 м.м, входная часть ко-
>орого выполнена по лемнискате. Коэффициент скоростного поля сопла в ра-
бочем интервале Re составлял 0,97 Далее воздух поступал в стабилизирую-
щий участок 20 длиной 3 м, который обеспечивал равномерное поле скоро-
стей набегающего потока воздуха перед исследуемым пучком 18, устанав-
ливаемым в рабочем участке длиной I м. Послц рабочего воздух посту-
чал в измерительный участок 14 длиной 3 м и выбрасывался в помещение.
89
Для измерения динамического напора воздх ха в центре сопла устанав-
ливалась трубка Праидтля 4, соединенная с микроманометром 3 типа
ММН-240. По рассчитанной осевой скорости воздуха с учетом коэффициента
поля сопла определялся расход воздуха через трубу. Температура воздуха
перед пучком измерялась ртутным лабораторным термометром 5 со шкалой
О...5О°С и ценой деления 0,1 °C. Средняя температура воздуха за рабочим
участком при исследовании теплоотдачи полным тепловым моделированием
измерялась миогосиайиой медь — константановой термопарой 10, спав кото-
рой расположены крестообразно. В горизонтальной плоскости сечения трубы
было девятнадцать равнорасположепных спаев, а в вертикальной — шсстиад-
Рпс. 3.6. Схема аэродинамической трубы для исследования пучков из труб
увеличенного диаметра
/ вентилятор; 2 — эластичная вставка; 3, 6 — микроманометры; 4 — трубка Праидтля;
/2 — термометры; 7,11 — статические отборы; 8 — измерительный комплект; 9
пароэлектрический калориметр; 10 — многоспайная термопара 13— пулы Н — нами
рнтсльный участок; 15 — сосуд Дьюара; 16 — переключатель; 17 — потенциометр; 18 —
пучок оребренных труб; 19 — рабочий участок; 20 — стабилизир; ющин участок; 21 —
сопло
цать, холодные спаи гсрмостатпровалнсь в сосуд' Дьюара 15. ЭДС термо-
пары измерялась потенциометром 17 типа ПП-63 через переключатель 16.
ЭДС термопар, измеряющих температуру стенки у основания ребра паро-
электрического качорнметра 9, также отсчитывалась по этому потенцио-
метру. Контроль температуры воздуха за пучком осуществлялся лабора-
торным термометром, установленным на достаточном расстоянии с тем,
чтобы температура соответствовала средней температуре потока.
Аэродинамическое сопротивление пучка труб определялось по разности
статического давления воздуха перед и за пучком. Датчиками давления яв-
лялись по три отверстия диаметром I мм, высверленные перпендикулярно
к внутренней поверхности стенки трубы и. расположенные в середине верх-
ней и боковых стенок стабилизирующего н измерительного участков. Отвер-
стия соединялись со штуцерами 7, 11. Отсчет перепада давления выполнялся
по микроманометру 6 типа ММН-240.
Вентилятор соединялся с трубой эластичной резиновой вставкой 2.
Электрическая мощность, подводимая к калориметру на нагрев воды до
кипения, измерялась ваттметром класса точности 0,5 измерительного ком-
плекта К-50.
При полном методе исследования теплоотдачи пароэлектри-
ческий обогрев трубок пучка и калориметра производился со
специального пульта 13, электрическая схема которого [49]
изображена на рис. 3.7. Пульт рассчитан на обогрев пучков из
90
24 трубок, имеет отдельные автоматические выключатели 3 для
каждой трубки 4, общий выключатель / и сигнальные лампы 2.
Калориметрические трубки 6 снабжались индивидуальными пе-
реключателями 5. Электрическая мощность каждого из калори-
метров отсчитывалась по ваттметру 7 измерительного ком-
Рис. 3.7. Электрическая схема обогрева трубок пучка при полном модели-
ровании
1 — выключатель; 2— енптльная лампа; 3 — автоматический выключатель; 7 — ореб-
ренная труба; 5—переключатель; 6 — труба-калориметр; 7 — ваттметр
плскта К 50, которые поочередно но гктючалпсь к нему при по-
мощи универсальных переключателей 5.
Таким образом, экспериментальная установка с каналом
сечением 400X400 мм позволила выполнять исследования сред-
ней теплоотдачи пучка мето том полного и локального тепло-
вого моделирования.
Опытные пучки, исследуемые на этой экспериментальной
установке, состояли из оребренных труб, установленных в вер-
тикальном положении между верхней и нижней трубными дос-
ками из бакелитовой фанеры или древесно-стружечной плиты
толщиной 20 мм. В шахматных пучках у стенок рабочего ка-
нала в соответствующих рядах устанавливались половинки из
оребренных труб, разрезанных по образующей. Конструкция
верхней трубной доски позволяла установить в центре каждого
поперечного ряда измерительную трубку-калориметр и исследо-
вать изменение средней теплоотдачи по рядам пучка.
Аэродинамическая труба для исследования локальным мо-
делированием оребренных труб среднего диаметра. Исследова-
ние теплоотдачи п аэродинамического сопротивления пучков
специальной конфигурации из биметаллических оребренных
труб £/«50... 57 мм преимущественно выполнялось на аэроди-
намической трубе [461 разомкнутого типа поперечного сечения
91
350x350 мм (рис. 3.8) п позволяющей воспроизводить режимы
движения воздуха во всем диапазоне возможной эксплуатации
теплообменников общего назначения.
Поток воздуха создавался центробежным вентилятором 11 типа Ц-4-70
с электродвигателем 10 постоянного тока мощностью 7 кВт с наибольшей
частотой вращения 28,33 с_|, что обеспечиваю расход воздуха до 5030 м3/ч.
Плавное регулирование частоты вращения двигателя осуществлялось регу-
лятором напряжения РНО-40-250. Расход воздуха рассчитывался по изме-
ренному микроманометром 9 типа ММН-240/5-1,0 динамическому напору,
датчиком которого являлась трубка Прандтля с диаметром носика 10 мм.
установленная в центре выходного поперечного сечения 159x159 мм сопла
Рис. 3.8. Схема аэродинамической трубы для локального моделирования
теплоотдачи оребренных пучков
/, 8— ртутные термометры; 2, 7 — трубка Прандтля; 3, 6 — термосопротнвлсння; 4. 9 —
микроманометры; 5 — исследуемый пучок; 10—электродвигатель; 11 — йен гилятор;
/2—сосуд Дьюара; /3 — потенциометр; 14 — измерительный комплект; 75 — регулятор
мощности
с лемнискатпым входом. Применение сопла обеспечивает падежные измс
рения при незначительных расходах воздуха.
Опытный пучок 5 устанавливался в середине измерительного канала
аэродинамической трубы. В шахматных пучках в соответствующих рядах
устанавливались полутрубкн, обеспечивающие постоянство поперечного се-
чения каждого ряда. Потерн напора воздуха на пучке измерялись микрома-
иомсром 4 типа ММН-240/5-1,0 по разности его статических давлений до
и после пучка с помощью трубок Прандтля 2 и 7. Температура воздуха пе-
ред п за пучком измерялась ртутными лабораторными термометрами /,8 с
точностью 0,05X2. Дублирование измерений температуры воздуха выполня-
лось посредством термосопротивлепий 3, 6, равномерно расположенных по
поперечному сечению трубы. Показания термосопротивлепий отсчитывались
с помощью потенциометра Р-307 класса точности 0,015 и гальванометра
М-273/1.
Теплоотдача исследуемых пучков изучалась локальным тепловым моде-
лированием с помощью пароэлектрического вертикального калориметра. Для
измерения теплоотдачи по рядам калориметрическая трубка последовательно
устанавливалась в середине каждого поперечного ряда. Температура стенки
у основания ребра измерялась медь — константановыми термопарами, за-
ложенными по две в верхнем и нижнем поперечных сечениях калориметри-
ческой трубки. Отсчет ЭДС термопар производился потенциометром 13 типа
Р 307 в комплекте с оптическим иуль-гальванометром М-195/2. Показания
и2
термопар дополнительно фиксировались электронным самопишущим потен-
циометром КСП-4 на двенадцать точек.
Электрическая мощность, подводимая к калориметрической трубке, из-
мерялась ваттметром 14 типа Д 5016 класса точности 0,1, а регулирование
мощности осуществлялось регулятором 15 типа РНО-40-250.
Аэродинамическая труба для исследования малорядных пуч-
ков оребренных труб. Теплоаэродппампческпе характеристики
малорядных пучков изучались на аэродинамической трубе ра-
зомкнутого типа поперечным сечением 300X300 мм [92]
Рис. 3.9. Схема аэродинамической трубы для малорядных оребренных пучков
/, //. fff — соответственно стабилизирующим рабочий и измерительный участки; 1 —
электродвигатель; 2—шибер; 3,4—микроманометры; 5 — электропускатель; 6 иол
зуикоиый реостат; /—измерительный комплект К-50; 8 — гидрозатвор; 9. 18— трубки
Праидтля; 10, 21 — лабораторные термометры; 11 — сосуд Дьюара; 12 калориметр;
13, 14 — термопары; 15 — многоточечный переключатель: 16 — потенциометр ПП-63:
17 — трубный пучок; 19 сопло; 20 —трубка динамического напора; 22 — эластичная
вставка; 23 — вентилятор
(рис. 3.9). Циркуляция во. духа через трубу осуществлялась
центробежным вентилятором 23 типа Ц-14-45 № 4 производи
тельиостью 6000 м;,/ч при полном напоре 2000 Па.
Пароэлектрический калориметр для определения среднего
приведенного коэффициента теплоотдачи и термического кон-
тактного сопротивления биметаллической оребренной трубы.
При экспериментальном исследовании теплоотдачи трубчатых
оребренных поверхностей в основном задача сводится к опре-
телеипю среднего приведенного коэффициента теплоотдачи а
пучка в целом, отдельного ряда или одиночной трубы, терми-
ческое сопротивление которой представляет собой сумму тер-
мических сопротивлений передачи теплоты материалом ребра
и конвективной теплоотдачи ак от поверхности ребра к воздуш-
ному потоку.
Для изучения приведенной теплоотдачи использована новгя
оригинальная конструкция пароэлектрического калориметра
93
Рис. 3.10. Пароэлектрический калориметр биметаллической оребренной трубы
I. 6, 11, 15, 16, 18, 20, 21, 22— термопары; 2 — центральный электрод; 3 10— токо-
подводы: 4, /7 — уплотнительные гайки; 5. /2 —втулки: 7, 13 — эбо готовые пробки-
л’ — оребренная труба; 9 — центрирующая крестовина. Н — шланг. 19 — гчдро; _твор
94
[92] (рис. 3.10), применяемая нами при весле юванпн пучков
из биметаллических оребренных труб с внутренних: диаметром
несущей трубы сЛ^20 мм. Калориметр представляет собой оре-
бренную трубу 8 натурных размеров, плотно закрываемую с
обоих концов резьбовыми эбонитовыми пробками 7, 13, которые
в совокупности с текстолитовыми втулками 5, 12 защищают от
юрцсвых потерь теплоты. Внутренняя полость несущей трубы
на 2/3 заполняется слабым раствором электролита, например
водным раствором NaOH. Вдоль осп установлен пустотелый
электрод 2 из латунной трубки диаметром 5 мм, который цент-
рируется крестовиной 9. Вторым электродом служит корпус не-
сущей трубы. Переменный то: напряжением 220 В, по.'водимый
к электродам токоподводамп 3, 10, проходит через электролит,
вызывая его кипение во всем объеме, а образующий пар кон-
денсируется па внутренней поверхности несущей трубы с отве-
том теплоты наружу к потоку воздуха. В результате обеспечи-
вается строгая изогсрмпчность стенки калориметра. Внутренняя
полость калориметра соединена шлангом 14 небольшого диа-
метра через гн трозатвор 19 с атмосферой. Уплотнение выводов
из внутренней полости достигается гайками 4, 17.
Датчиками температуры поверхности калориметра у основания pc6i р
являлись хромель- -алюмелевые термопары 11, 20, заложенные с обоих
концов трубы в выфрстсроваиныс канавки (рис. 3.10, вид I) длиной 45 мм,
горячие спаи которых зачекапивались евпнновыми пластинками заподлицо
с наружным диаметром dn ребристой оболочки. Но ЭДС термопар с учетом
поправки на глубину их заделки в стопку калориметра определяли темпера
ТУРУ У основания ребра /Ст а как среднеарифметическую из показаний тер-
мопар. Предварительными опытами установлено, что средней температуре
поверхности у основания ребра соответствует температура, фиксируемая
термопарами па угловом р 1сстояипи Р = 95 . 100° от лобовой критической
точки трубы. Поэтому калориметр в пучке устанавливался таким образом,
чтобы расположение термопар 11, 20 соответствовало указанному угловому
расстоянию, при котором наблюдалось совпадение локальной и средней тем-
пературы стейки
Аналогичное конструктивное исполнение имели калориметры из труб
< КЕМ п L-рсбрами, а также навитыми аавапьиованпымп ребпами.
У груб-ка.ториметров с навитыми завальцоваипыми ребрами вследствие
небольшой их глубины заделки /|_,~0,3-?-0.6 мм выполнить надежные, изме-
рения температуры стенки у основания ребра не представляется возможным.
Поэтому термопары закладывались в несущую стейку трубы под основание
ребер, что соответствует определению среднего прнве ценного коэффициента
теплоотдачи а' с включением в него значения ТКС лавальцованного ребра.
Конструкция пароэлектрического калориметра позволила определить зна-
чения ТКС биметаллических труб со спиральными накатными и навитыми
KLM- и L ребрами из алюминия при температуре стенки до 100 °C. Дтя
лого труба-калориметр дополнительно оснащалась хромель — алюмелевыми
Термопарами 15, 16, заложенными на внутренней поверхности несущей трубы
и том же сечении, что и термопары для измерения температуры основания
ребер. По ЭДС термопар 15 и 16 с учетом поправки па глубину заложения
'предел ял ась истинная средняя температура /сг, внутренней поверхности не-
сущей трубы. Значения температур /к i И 1к з (см. рпс. 2.1, а) контактируе-
мых поверхностен определялись расчетом. Дополнительный контроль tK i
осуществлялся по данным хрометь — копелевых термопар 6 и 18, горячие
• п in которых заведены в засверленные гнезда диаметром 0,8 мм на глубину
95
0,3 мм в гтепкс несущей трубы, а э ic-ктроды термопар выводились через
указанные выше продольные канавки. Примененный способ установки термо-
пар исключает нарушение плотности механического контакта и искажения
температурного поля. Термопары закладывались па угловых расстояниях 95
и 275° по окружности, считая от лобовой точки раздвоения потока.
В некоторых экспериментах проводилось дополнительное дублирование
измерений /к > и /к 2 в верхнем и пнжпем сечениях А-Я калориметрической
трубы. Схема установки термопар 21 и 22 для верхнего сечения .1—А по-
казана па рис. 3.10.
Аналогично устанавливались термопары в них нем сечсппп А—/1, не изо-
браженном на этом рисунке. Во всех случаях термопары зачскаппвались
заподлицо с соответствующей поверхностью калориметра. Достигнуто хоро-
шее совпадение: результатов.
Температуру насыщения пара в калориметр' измеряли термопарой 1,
установленной внутри центрального электрода. Электрическая мощность,
подводим :я к калориметру токопочвод.'мп, замерялась ваттметром. В элек-
трическую цепь также включены амперметр и вольтметр, позволяющие на-
дежно контролировать потребляемую электрическую мощность. Регулирова-
ние режима кипения в калориметре осуществлялось включенным в цепь ре-
остатом. *
Для измерения ТКС при температуре стенки внутренней по-
верхности несущей трубы /Cti>100°C использовался элегтро-
калориметр, схема которого
приведена на рис. 3.11. Кало-
риметр [3d представляет со
бои биметаллическую ореб-
ренную трубу длиной, равной
высоте рабочего участка со-
ответствующей аэродинами-
ческой трубы. Оребренная
труба состоит m несущей тру-
бы 4 н ребристой оболочки 5
Внутри калориметра помеща-
ется электронагреватель 1,
представляющий собой фар
фороную трубку с намотанной
виток к витку спиралью hi
ин: ромовой проволоки дна
метром 0,9 мм. Электронагре
ватель устанавливается в ас
Рис. 3.11. Электрокалориметр для бОЦСмеИТНЫХ пробках 2.
измерения ТКС Для уменьшения влияния
Э—спираль электронагревателя; 2 асбо Потерь ТСПЛОТЫ С ТОрЦОВ КЭ
цементная пробка: 3 —хомут; 4 — несу _ , ... _
щая труба; 5— ребристая оболочка ЛОрИМбТрй ПЙ ТОЧНОСТЬ ИЗМС
рений электрической мощно
сти, по которым рассчитывался тепловой поток, снимались по
казания при помощи хомутов 3 с центральной части электрона
гревателя длиной 150 мм.
Измерение температуры наружной поверхности несущен
грубы /к । и внутренней поверхности ребристой оболочки б
производилось медь — константановыми термопарами днамп
ром 0,1 мм, которые зачеканивалнсь в диаметральной плоско
96
crii калориметра, перпенди-
кулярной направлению дви-
жения омывающего его воз-
духа
Проверенные тарнро-
вочные опыты показали,
что значения разности тем-
пературы между наружной
поверхностью несущей тру-
бы и внутренней повер г-
ностью ребристой оболоч-
ки с точностью ±7% соот-
ветствуют среднеинтеграль-
ной разности температуры
между ними по окружности
трубы.
Электрический калори-
метр для определения сред-
него приведенного коэффи-
циента теплоотдачи ореб-
ренной трубы. Элсктрока-
лорнмстрпрованне приме
нялось при исследовании
теплоотдачи пучков, алю-
миниевые ребра которых
накатаны на стальной несу-
щей трубе наружным диа-
метром di,= 16,2 мм с толщи-
ной стенки 6ст=1.2мм [62].
Размеры оребрения следую-
щие c/X/tXsXA = 38,84 X
X 10,17 X 2,92 X 0,65 мм,
q = 12,05. Конструкция
электрокалориметра приве-
дена на рис. 3.12. Мощ-
ность элсктрокалоримотра
достигала 2,2 ... 2,3 кВт.
Температура наружной по-
верхности ребристой оболочки у
основания ребра измерялась по
показаниям четырех термопар #,
заложенных в стенке ребристой
оболочки соответственно по две
термопары в верхней п нижней
части оребренной трубы на от-
метках 90 н 270° по окружности,
считая от лобовой точки. Сред-
няя температура основания реб-
ра принималась равной средне-
арифметической из показаний че-
Рис. 3.12. Электрокалориметр для
измерения средней теплоотдачи
оребренной трубы
1 — болт-токопровод; 2 — гайка: 3 — шай
ба; 4 — термопара; 5 — эбонитовая втул-
ка; 6 — несущая труба; 7 — асбсстоцемеи-
товая пробка; 8 — защитная втулка;
9 — фарфоровая трубка; 10 — спираль
электронагревателя; И — кварцевый
песок
7
97
тырех термопар. Нихромовая проволока 10 диаметром 1,1 мм наматывалась
плотной спиралью па фарфоровую трубку 9.
Измерительная груба распределения давления. Распределе-
ние давления по торцу спирального ребра и основанию межре-
берной полости измерялось специальной измерительной трубой
Рис. 3 13. Оребренная труба для
пам< репин распределения давло
пня
/— датчик давления; 2—оребренная
трубе; 3—эбонитовая пробка
с напорными датчиками 1 из
медной трубки внутренним
диаметром 0,6 мм, заделан-
ными заподлицо в ребро и
впадину оребренной трубы 2
(рис. 3.13). Трубки отбора
давления пропускались через
эбонитовую пробку .? и сое-
динялись с микроманометра-
ми ММН. При снятии поля
давления по периметру трубу
поворачивали через 5° вокруг
своей осн. Углы поворота тру-
бы отсчитывали по неподвиж-
ному лимбу, установленному
на поверхности рабочего уча
стка аэродинамической тру-
бы. Результаты опытов пред-
ставлялись в виде зависимо-
сти /Л = ПР/), где />,— давле-
ние в /-й точке поверхности
трубы, соответствующее угловому расстоянию р,-. Для отра-
ботки методики эксперимента и подтверждения достоверности
результатов были выполнены опыты по исследованию лобового
сопротивления одиночного гладкого цилиндра диаметром 25 мм
в интервале Re=1950... 10 400 разработанной конструкции из-
мерительной трубы. Опыты проводились па аэродинамической
трубе (см. рис. 3.1). Полученные данные полностью согласу-
ются с известными опытами работ [12, 15].
3.3. ОПРЕДЕЛЕНИЕ СРЕДНЕЙ ТЕПЛООТДАЧИ ПУЧКА
Теплоотдача и значения Т1\С определялись при стационар-
ном тепловом режиме и постоянных скоростях воздуха. Иссле-
дование теплоотдачи трубных пучков выполняется методом
полного или локального теплового моделирования. В первом
случае обогреваются все трубки опытного пучка, во втором —
одна трубка-калориметр, установленная в соответствующем
ряду пучка, и полученные данные распространяются на тепло-
отдачу ряда, а при измерении теплоотдачи во всех рядах — на
грубный пучок в целом.
98
Метод водяного калориметрирования. Средний приведен
iibiii коэффициент теплоотдачи пучка к воздуху при полном мо-
делировании рассчитывается по формуле
*ря а
^ряда^ср ’
(3.5)
где Гряда — полная наружная площадь поверхности труб кало-
риметрического ряда; фряда — количество теплоты, переданной
конвекцией воздуха калориметрическим рядом; Д/ср— средний
температурный напор перекрестно-точной схемы движодия по-
токов, вычисляемый по формуле (2.36).
При расчетах Д/Ср необходимо следить за правильностью
определения величин Дбз и Д/м. В наших исследованиях пучков
встречались оба возможных варианта, в которых л/б = Гст2—
—4", Д^м = /"ст2—ИЛИ Д/б = t"cT2—t2, AtH = t'CT2 —t"2, ГДе
t'en, /"ст2 — средняя температура наружной поверхности трубы
у основания ребер калориметрического1 ряда на входе и выходе
из него горячей воды.
Количество теплоты, сообщаемое водой трубам калоримет-
рического ряда, определялось по массовому расходу7 воды GB
через мерный бачок и разности температур At ее на входе н вы-
ходе из калориметрического ряда:
QB = GtCpM,
(3.6)
где с,-— массовая теплоемкость воды при се средней темпера
туре в калориметрических трубах.
Лучистая составляющая по расчетам не превышала 0,8%
теплоты QB и при ооработке опытов поправка на излучение
нс учитывалась. Поэтому принималось <ЭрЯДа = С2в. Затем под-
считывалось общее количество теплоты, отданное пучком воз-
п
духу Q = S (Эряда, где п—число продольных рядов в пучке, со-
I
единенных по воде идентично трубам калориметрического ряда.
Расхождение в балансе теплоты по воде и воздуху не превы-
шало 4%.
Предельная средняя квадратическая погрешность определе-
ния среднего коэффициента теплоотдачи пучка была менее
4,9%
Средний приведенный коэффициент теплоотдачи одиночной
оребренной трубы в поперечном) потоке воздуха рассчитывается
по формуле
где F—полная наружная
|рубы.
Средний температурный
кратно перекрестной схемы
площадь поверхности оребренной
напор рассчитывается для одно-
движения теплоносителей по фор-
7*
99
муле (2.36). Значения поправочного коэффициента прини-
мались по рис. 2.2. Величины Мб и Мм вычислялись по темпе-
ратуре воды t't, t'\ и воздуха /'2, t"^
Водяной калориметр при небольшой температурной разно-
сти позволяет получить температуру стенки, близкой к изотер
мнчсскоп /ст i = const.
Метод пароэлектрического калориметркрования. В паро-
электрическом калориметре температура внутренней поверхно-
сти стенки трубы остается постоянной /CTi = const по периметру
и высоте, но отличается от температуры насыщения пара при
барометрическом давлении, несмотря на высокую интенсив-
ность теплообмена к стенке. По данным наших опытов [45] ко-
эффициент теплоотдачи от конденсирующегося водяного пара
к латунной стенке при атмосферном давлении оказались рав-
ными «1 = 5700. . 4800 Вт/(м2-К). Рост тепловой нагрузки при-
водит к уменьшению щ пропорционально е?-025. Теплоотдача
конденсируемого водяного пара на стенке трубы калориметра
с di = 21 мм из углеродистой стали на 70% ниже Высокие ко-
эффициенты теплоотдачи по стороне подводимой теплоты при
этом методе калорпметрпрованпя также создают условия для
изотермичности наружной поверхности монометаллической
трубы, причем ее температура /ст2 близка к температуре /ст ।
при невысоких тепловых потоках. Это значительно упрощает
задачу надежного измерения температуры поверхности. Однако
в биметаллических трубах с высокими величинами q (эквива-
лентно значительным передаваемым тепловым потоком) и нс
совершенстом механического контакта соприкасаемых поверх-
ностей температура /ст2 может заметно отличаться от /вт1, что
требует обязательного учета при температурных измерениях по-
верхности у основания ребер.
При локальном тепловом моделировании приведенный коэффициент теп
лоотдачи /-го ряда труб пучка во всех наших исследованиях определялся
по формуле
Qi
— (3-7а>
где Q,-—количество теплоты, переданной конвекцией вовдуху калориметром
ё-го ряда; Ft — полная наружная плошадЫ поверхности калориметра; /ст г; —
средняя температура наружной поверхности у основания ребер; //— средняя
температура воздуха перед кг, ториметром, принимаемая в наших экспери-
ментах равной температуре воздуха перед пучком.
1рн подстановке в формулу (3.7а) вместо /Стг< температуры стенки
трубы под основанием навитых завальцованных ребер t'cr 2,- или темпера-
туры Ли наружной поверхности несущей трубы накатных, KLM- и L-ребер
вычисляется приведенный коэффициент теплоотдачи ряда с учетом значения
ткс.
Количество теплоты Q, определялось по значению подведенной к кало-
риметру электрической мощности Wi за вычетом тепловых потерь, имею-
щихся в этой конструкции по выражению
Qi^-Q'-Qr-Q». (3.8)
Специальные опыты по измерению выхода продуктов электролиза воды
100
для примененных геометрических размеров калориметров показали, что рас-
ход энергии па процесс электролиза Q' не превышает 1,4 Вт. Тярировочнымн
опытами калориметра установлена функциональная зависимость суммарных
торцевых потерь теплоты и тепловых потерь в гидрозатворе Qr=f(t'2) Be
личина QT изменялась от 32,2 Вт при /'2=10°С до 27 Вт при /'2=25°С.
Тепловой поток, отведенный от калориметра излучением Q.,, не превышает
0,6% подводимой мощности IV; и не учитывался при обработке опытных
данных. Предельная средняя квадратическая погрешность определения
локальным тепловым моделированием приведенного коэффициента теплоот
дачи не превышала значения 2,54%.
Средний приведенный коэффициент теплоотдачи пучка рассчитывался
усреднением теплоотдачи каждого ряда по общепринятым в исследованиях
подобного рода методам [13, 50].
Средний приведенный коэффициент теплоотдачи пучка при полном теп-
ловом моделировании определялся но формуле
i—m 1=т
* = У V (3.9)
1=1 1=1
где т — число калориметров, равное числу поперечных рядов г в пучке,
1=т
S Q = Qi + C?24-Q3+ -.. +Q* — тепловой поток, отводимый конвекцией отка-
i—m
лорнмстров к воздуху; S Fi — полная наружная поверхность всех калори-
1=1
метров.
Средний логарифмический температурный напор рассчитывался по фор
муле
Д/л = t." — t//ln (3.10)
‘ста *2
еде /ста — средняя арифметическая температура стенок всех калориметров
пучка; /2"— средняя температура воздуха'за пучком.
Тепловой баланс, вычисленный но воздушной стороне и значению под-
веденной электрической мощности ко всем трубам пучка, сходился с точ-
ностью до 5%. Средняя квадратическая ошибка определения средней тепло-
отдачи пучка методом пароэлектрического калориметрирования не превосхо-
дила 5,2%.
Метод электрокалориметриросания позволяет создать посто-
янную плотность теплового потока на стенке, gcl —const. Од-
нако получить равномерное распределение температуры по
поверхности стенок электрического калориметра является труд-
ной задачей. В свя зп с этим необходимо устанавливать боль-
шое число термопар по окружности и длине калориметра, чтобы
измерить среднюю температуру поверхности, а также строго
контролировать торцевые растечки теплоты. По этим причинам
применение электрокалориметрирования для определения при-
веденных коэффициентов оребренных труб применялось очень
ограниченно в выполненных нами экспериментах.
Количество теплоты, переданной конвекцией воздуху, опре-
делялось по подведенной к электрокалориметру мощности и
с учетом соответствующих тепловых потерь.
Средний приведенный коэффициент теплоотдачи i-го ряда
101
или пучка при локальном или полном тепловом моделировании
вычисляется по формулам (3.7а) и (3.9) для пароэлектрического
калориметра.
3.4. ОПРЕДЕЛЕНИЕ МЕСТНЫХ КОЭФФИЦИЕНТОВ
ТЕПЛООТДАЧИ ОРЕБРЕННОЙ ТРУБЫ
Исследования распределения местного приведенного коэф-
фициента теплоотдачи по окружности одиночной оребренной
трубы или в пучке выполнялись на водяных латунных калори-
метрах с наружным диаметром ребра J=43,4 и 59 мм (см.
рис. 3.5).
Местный приведенный коэффициент теплоотдачи, являю-
щийся средним по измерительному сектору калориметра, нахо-
дился по формуле
где Q<( — тепловой поток, отданный конвекцией воздуху изме-
рительным сектором, для заданного угла поворота относи-
тельно лобовой точки; fH3— полная наружная площадь по-
верхности измерительною сектора; (А/)р —местный темпера-
турный напор.
У калориметра d=43,4 мм термопары для измерения температуры ребра
у основания не устанавливались. Поэтому температ)ра основания ребра при-
нималась равной температуре греющей воды, а местный температурный напор
(Д/)р рассчитывался как среднелогарнфмнческнй для перекрестно-точной
схемы движения потоков но температуре воды на входе Г, и выходе t" из
сектора, а также температуре воздуха на входе <2' и выходе t" пз пучка
или калориметрической трубы. Последующие исследования показали, что
местный температурный напор без снижения точности определения мо-
жет вычисляться как (Д/)р=/Ст2р—G- Здесь /2=0,5(/'2+<"2)—средняя
температура воздуха, омывающего калориметр. Такой способ расчета (Д/)р
использовался при исследовании местной теплоотдачи оребренным калори-
метром d = 59 мм с единственным уточнением, заключающимся в подстановке
^2=G, р , т е. температуры воздуха, измеренной в наиболее удаленной от
несущей трубы части межреберной полости. Температура /сг 2р основания
ребра на угловой отметке 0 принималась по показаниям соответствующей
термопары.
Местный энвективный коэффициент теплоотдачи, усред-
ненный по измерительному сектору, рассчитывался по формуле
Qe
= ~р 77 - t ’ (3-12)
гиз Vpf, rnp)
где /рз —средняя температура поверхности ребра при угле по-
ворота 0 измерительного сектора; —средняя температура
потока, воздуха в межреберной полости измерительного сектора
при угле р.
Средние температуры поверхности ребра и воздуха при фпк-
102
сированном значении р калориметра определялись суммирова-
нием местной температуры, измеренной термопарами (см.
рис. 3.5,6). Суммирование производилось с учетом доли ребри-
стой поверхности (объема) измерительного сектора (межребер
ной полости) по соотношениям
= S ^п₽ = , (•" 1 )
i ।
где h, tk — температуры ребра и воздуха, замеренные термопа-
рами в t-й и Л-й точках для угла поворота р; %,-, — доли по-
верхности ребер трубы и объема межреберной полости, соответ-
ствующие каждой термопаре.
Максимальная относительная средняя квадратическая по-
грешность определения местных коэффициентов теплоотдачи
не превышала ±5,8% [21].
Измерения местных коэффициентов теплоотдачи выполня-
лись в условиях обогрева всех элементов калориметрической
трубы, оребренные трубы пучка при этом не обогревались.
Проведению опытов по пссл< юванню распредсл» пня =
=/(р) и «₽* =/(Р) предшествовала апробация разработанного
метода и конструкции калориметров путем постановки тариро-
вочиых опытов, 1нодтверждающ11х надежность и достоверность
получаемых результатов. Объектом тарнровочных опытов с
целью сравнительного сопоставления приведенных коэффици-
ентов теплоотдачи, полученных методом прямого водяного кало-
рнметрырования и косвенного по распределению местных коэф-
фициентов, были три пятирядных шахматных пучка из дюра-
люминиевых труб с относительными шагами си = 1,04 и о2 = 0,91.
Ребра труб одпозаходные, изготовлены механическим точением
па токарном станке из толстостенных заготовок. Геометриче-
ские параметры ребер следующие пучок / — cfX/iX.sXA =
= 43,4X10X3,5X0,6 мм, <р=9,32; пучок 11 — JXftXsXA = 59X
X 13,8X4,75X0,7 мм, <р = 9,32; пучок Ill собирался из труб
пучка II, но ребра были разрезаны на полную высоту вдоль
продольной оси трубы двенадцатью резами, равномерно распо-
ложенными по окружности Разрезанные ребра представляли
короткие пластинки с концами, отогнутыми в разные стороны
и получившие форму знака «интеграл» [21, 65]. Разрезка осу-
ществлялась пластической деформацией ребра без удаления
материала.
Теплоотдача исследовалась локальным тепловым моделиро-
ванием. Трубка-калориметр устанавливалась в середину треть-
его ряда пучка и выполнялись необходимые измерения в подоб-
ных экспериментах прь различных скоростных режимах. Ре
зультаты опытов обрабатывались в числах подобия Nu = arf0/L
и Re = ze>do/v.
Скорость воздуха w рассчитывалась в сжатом поперечном
103
сечении пучка, а физические константы X, v принимались по
его средней температуре в пучке. По завершении этих опытов
в третий ряд пучков устанавливался калориметр местной тепло-
отдачи с идентичными трубам пучка геометрическими парамет-
рами и измерялись местные приведенные коэффициенты тепло-
отдачи по окружности в режимах для пучка / [39]—Re= 11 000;
19800; 31000, для пучков II, III — Re = 13600; 17000; 26 000;
36 000; 48000. Планиметрированием кривых ap = f(P) в декарто-
вых координатах определялись средние значения а, затем вы-
числялись числа Nu, которые сопоставляются при Re=const с
числами Nu, рассчитанными из полученных прямым водяным
калорпметрпрованием средних коэффициентов теплоотдачи и
стабилизированного ря ia пучка.
Результаты сравнительных опытов в критериальной обра
ботке приведены на рис. 3.14. Значения Nu, рассчитанные по
Яр, соответствуют латунным ребрам. Независимо от формы
ребра они располагаются на 4... 8% ниже чисел Nu по дан-
ным прямых намерении. Для приведения опытных данных к
Рис. 3.14. Сравнение теплоотдачи стабилизированного ряда пучков в шахмат-
ной компоновке при разных методах калорнмстрнрованпя
/, //, ///—номера пучков; зачерненные точки — прямое калорнметрнроварне; светлые
точки — калориметр местной теплоотдачи
одинаковым условиям необходимо ввести поправочный коэф-
фициент на различную теплопроводность ребра. Если при-
нять по данным работы [66] теплопроводность латуни Хл =
= 107 Вт/(м • К), теплопроводность дюралюминия Хд =
104
= 181,5 Вт/ (м • К), то влияние различного материала ребра
составит (Хд/Хл)0>|1 = 1,06 раза.
Следовательно, приведенные коэффициенты теплоотдач 1
дюралюминиевого калориметра должны быть больше на 6%
по сравнению с латунным калориметром. С учетом этой по-
правки результаты опытов хорошо согласуются между собой.
Расчеты показывают, что для 88% опытных точек расхождение
чисел Nu, полученных анализируемыми методами, нс превы-
шает ±3,5% относительно данных прямого калориметрирова-
ния. Ошибка косвенно включает в себя погрешности, вызван-
ные искажением температурного поля ребра при установке тер
мопар и прореза' пазов для выделения измерительного сектора.
Из приведенного сопоставления и анализа следует, что раз-
работанная конструкция калориметра местной теплоотдачи
обеспечивает получение достоверных и адекватных реальным
процессам теплообмена данных для'изучаемых типов ребер.
Теплоотдача стабилизированного ряда пучков /, // из дюра-
люминиевых труб обобщается уравнением подобия:
Nuj = 0,277Re°-58b, (3.14)
пучка /// с разрезными спиральными ребрами:
Nu, = 0,22Re0-65. (3 15)
Уравнения (3.14). (3.15) действительны в диапазоне Re =
= (6 ... 70) • 10"
3.S. МЕТОДЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ И РАСЧЕТА
ТЕРМИЧЕСКОГО КОНТАКТНОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ
При наличии теплового потока температуры /к i и /к2 сопри-
касающихся цилиндрических твердых поверхностей (см.
рис. 2.1, ц) одинаковы только для идеального механического
контакта, когда соприкосновение поверхностей наблюдается во
всех точках. При накатке ребристой оболочки, навивке KLM- и
L-ребер контакт между цилиндрическими поверхностями имеет
дискретный характер, вызывающий искривление линии тепло-
вого потока. На границе раздела возникает температурный пе-
репад Д7,К = /К|—6,2, определяющий ТКС RK для фиксирован-
ной плотности теплового потока qK через зону контакта.
Разработанная методика экспериментального исследования 1 КС была
построена на непосредственном измерении температурного скачка ДГК в зоне
контакта несущей трубы и ребристой оболочки. Применительно к пароэлек-
трическому калориметру (см. рис. 3.10) расчет необходимы; истинных зна-
чении температуры выполнялся следующим образом.
Температурная поправка (в градусах Цельсия) на глубину заделки тер-
мопар it и 20 без учета кривизны стенки ребристой алюминиевой оболочки
1 оставляет
105
Аналогично значение температурной поправки на глубину 63 заделки
термопар 15, 16 и 6, 18 в стенку несущей трубы о коэффициентом теплопро-
водности Лет будет равно
Д/1 ~ <7к6з/Лст.
Температура внутренней поверхности ребристой алюминиевой оболочки
Температура наружной поверхности несущей трубы
, ^16тЛв . . , „ ®СТ то
= 2 + А/,—?к А • (3.16)
Значение контрольной температуры /к । по показаниям термопар 6 п 18
определялось по формуле
_д,, (3.17)
В формуле (3.17) не учтена ввиду малости температурная поправка на
отвод теплового потока электродами термопар 6 ni 18 вследствие вывода их
по неизотсрмичсскоп поверхности.
Тепловой поток через контактную зону вычислялся по формуле (ЗВ)
а значение ТКС- по (2.18).
Относительная средняя квадратическая погрешность определения /?к не
превышает 8%.
Термическая проводимость контакта вычислялась но формуле
ССк.т = 1/Лк.
Небольшая глубина завальцовки Л3 ребра труб, оребренных алюминие-
вой лентой, равная приблизительно 0,3 мм, затрудняет надежное и досто-
верное прямое измерение температурного перепада Д7К, а следовательно,
непосредственное определение ТКС по формуле (2.18).
В трубчато-ребристых теплообменниках с насадными ребрами для опре-
деления RK в работе [80] разработан способ'сравнительных испытаний теп-
лопередачи пучков (моделей теплообменников) из труб идентичной геомет-
рии, но отличающихся методом создания механического контакта между реб-
ром и трубой. Однако в этом способе требуется одновременно определять
термическое сопротивление теплоотдачи от, оребрения к воздуху и от грею-
щей среды к внутренней поверхности трубы. В таком виде предлагаемый
способ не удается использовать для выделения ТКС завальцовапных ребер
из средних привеченных коэффициентов теплоотдачи пучков труб, оребрен-
ных лентой. Принято, что в проводимых исследованиях теплоотдачи ореб-
ренных пучков не предусматривается определение коэффициентов теплопе-
редачи и внутренней теплоотдачи.
Эти трудности были преодолены в разработанном методе
определения ТКС применительно к завальцованным ребрам
[78]. Метод также базируется на принципе сравнительных теп-
ловых исследований по единой методике на одной эксперимен-
тальной установке при вынужденной конвекции пучков нз ореб
ренных труб идентичной или близких геометрии и формы ореб-
рения. Кроме этого, исследования проводились в одинаковом
диапазоне изменения температуры воздуха и его скорости, чго
удовлетворяет условию соблюдения геометрического, гидроме-
ханического и теплового подобия опытных пучков.
Средний приведенный коэффициент теплоотдачи а' пучка
106
труб с завальцованнымп ребрами определяют с учетом терми-
ческой проводимости контакта, а результаты опытов обраба-
тывают в числах .ю ;обпя и представляют в виде фупкцнональ
нон зависимости
Nuz=-/(Rc). (3.18)
Далее исследуется пучок-аналог с завальцованнымп реб-
рами— трубы с навитыми под натяжением L-образными реб-
рами пз алюминиевой ленты с идентичной геометрией. По резуль-
татам эксперимента вычисляется приведенный коэффициент
теплоотдачи rt бе>. учета пучка-аналога, а опытные дан-
ные описываются функциональной зависимостью
Nu=f(Re), (3.19)
Физические константы воздуха л, г принимают по его сред-
ней температуре /2 в пучке. За линейный размер в Re принят dn,
а скорость воздуха ш вычисляется в сжатом поперечном сече-
нии пучка. Значения определяющего размера и скорости могут
быть приняты и другими", но обязательным является получение
уравнений (3.18) и (3.19) по единой методике обработки опыт-
ных данных.
Аналитическая связь между а', а и Ri; при Re=const п /2 =
=const устанавливается с помощью выражения (см. рис. 2.1,а)
-?- = — + /?к # + d°m d"^r- (3.20)
Представляя (3.20) в безразмерной форме, получаем
1 1 . 1 '41 I ЙР z О QI \
<pNu' ~ <fNu NuK T dH >.р </„ ’
где Nu = azdo/7.; Nu = at/n/A — числа Нуссельта по формулам
(3.18) и (3.19); 6p = O,5(do—dK)—толщина горизонтальной
алюминиевой полки (стенки ребристой оболочки) Ё-ребра; ХР —
теплопроводность материала ребра; Пи1;.т = ак.тб/о/^ -условное
число Нуссельта, характеризующее интенсивность контактного
теплообмена.
Применительно к геометрическим параметрам завальцован-
ных ребер п темпера! j рным условиям их исследования значе-
X 6р
пне безразмерного комплекса у— на два порядка меньше
Р 1 d0
ио сравнению с возможными значениями комплекса ---------f—
и на два-три порядка меньше значений l/(Nu'q>) и l/(Nu<p).
Поэтому при вычислениях RK с ошибкой, не превышающей
±0,6%, можно пренебречь влиянием третьего члена в формулах
(3.20) н (3.21) и применять выражение
NUT" ~ ( Nu7? “ Nu7 dj-
107
По (3.22) вычисляется значение Nuk.t, затем из него — а1!Л
и далее /?1; ТКС завальцовапного ребра. Следовательно, при из-
вестной геометрии оребрения и наличии критериальных уравне-
ний для Nu' и Nu сравниваемых пучков определение RK не
представляет затруднений. Относительная квадратичная по-
грешность вычисления абсолютных значений RK в разработан-
ном методе менее ±10,5%.
3.«4. ВЫБОР ОПРЕДЕЛЯЮЩИХ ПАРАМЕТРОВ
Теплообмен оребренных пучков ТВО протекает в воздушном
потоке. Для газов одинаковой атомности число Рг неизменно и
постоянно, а учитывая очень слабую температурную зависи-
мость его величины, при расчетах принимают Рг»0,7. Поэтому
экспериментальные данные но средней теплоотдаче пучка за-
данной геометрии в воздушном потоке обрабатываются в чис-
лах подобия и представляются степенным уравнением функцио-
нальной зависимости (3.3) без учета влияния числа Рг
Nu = CRc". (3.23)
Опытные данные по средней теплоотдаче /-го ряда пучка
представляются и описываются уравнением подобия в степен-
ной форме:
Nu,- = C,Re"< (3.24)
Для обобщения опытных данных аэродинамического сопро-
тивления z-рядиого пучка зависимость (3.4) представляется в
форме
Eu = /Re-m (3.25)
или
Eu=/'Re-mz,
где /'Re-m = Eu0 — число Эйлера отного поперечного ряда
пучка.
При вычислении чисел подобия необходимо выбрать определяющие ли-
нейный размер, скорость воздуха н температуру отнесения физических кон-
стант потока воздуха. Согласно теории подобия [66] не существует обяза-
тельных условий или предпосылок, которые необходимо соблюдать при на-
значении определяющих параметров. Общим правилом при этом является
обеспечение выбранным определяющим параметром наилучшен сходимости
опытных данных и достижение однозн 1чной зависимости между числами по-
добия.
Выполненные в работах [13, 65] систематизация и анализ значительного
количества опытных данных по теплоотдаче и сопротивлению пучков труб
в потоках жидкостей и газов показали, что за определяющую температуру
следует принимать среднюю температуру потока.
В качестве определяющей скорости потока при поперечном обтекании
пучков ребристых труб принимаются ее значения в поперечном фронталь-
ном сечении перед первым рядом пучка [2], средняя скорость потока вокруг
трубы [13], скорость в узком поперечном сечении или скорость в иаи-
108
меньшем проходном сечении потока [14]. Анализ известных многочисленных
исследовании [14, 94| тсплоаэродннампческн.х характеристик ребристы . пуч-
ков показывает, что подбором определяющей скорости не удается обобщить
теплоотдачу и сопротивление пучков в широком интервале изменения пара-
метров без введения дополнительны ч безразмерных симплексов, составлен-
ных нз параметров ребер и трубы. Не исключением является исследование
[32], в котором достигнуто обобщение теплоотдачи одиночных ребристых
труб в значительном диапазоне Re однозначной зависимостью Nu=/'(Re) с
использованием в качестве определяющей скорости между ребрами щР. Од-
нако в формулы для вычисления wp включены параметры ребер н режим
течения.
В опытных исследованиях и разработках обобщенных критериальных за-
висимостей наиболее широко в качестве определяющей скорости использу-
ется скорость в наименьшем проходном сечении пучка. При выборе этой ско-
рости в качестве определяющей [14, 15] расстоеннс кривых сопротивления
оребренных пучков является минимальным, включая н компактные пучки с
относительными щ 1,0 и щ 0,935 для Re = 2-10®... 1,1 - 10s. В наших
опытах преимущественно за характера; ю принималась скорость в узком по-
перечном сечении пучка.
В коридорном пучке имеется одно узкое проходное сечение, ориенти-
рованное всегда по фронту пучка. В шахматном пучке два узких проходных
сечения: одно располагается по фронту, второе складывается нз двух узких
диагональных сечений при рассмотрении трубной ячейки с шагом По-
этому в шахматных пучках наименьшим сечением может оказаться либо
фронтальное, либо диагональное Коэффициент загромождения узкого фрон-
тального и диагонального сечений пучка нз труб с поперечными ребрами вы-
числяется но формулам:
1 I 2hb \
7Ф,, = 1 - зДd0 + —s~J: (3-26)
1 Г г, МД!
7.д — [2(S/ — d0)— Е I (3-27)
Если Хфр>Хд. то наименьшим проходным сечением является диагональ-
ное, в котором скорость воздуха будет максимальной. Пучки с таким сече-
нием относятся к группе «стесненных». При Хфр<Хд максимальная скорость
находится в узком поперечном фронтальном сечении Равиопроходность
пучка достигается при Хфр=Хл- Скорости воздуха в диагональном шд н фрон-
тальном w узких сечениях пучка связаны соотношением
= “7.фр/Хл- (3.28)
Для стесненных пучков отсутствуют обоснованные соответствующими
исследованиями теплоотдачи н сопротивления рекомендации предпочтитель-
ного выбора определяющей скорости из возможных ее значений.
Более противоречивы мнения по вопросу выбора эффективного линей-
ного определяющего размера, который при наилучшем соответствии и отра-
жении процесса обтекания оребренных труб в пучке уменьшает число допол-
нительных безразмерных геометрических параметров в функциональных за-
висимостях теплоотдачи и сопротивления.
В большинстве исследований [2, 13, 14, 65] за характерный
размер в числах подобия принимают несущий диаметр трубы,
наружный диаметр ребер, шаг ребер. Кроме того, при попереч-
ном обтекании оребренных тр)б используют многочисленные
выражения для определения характерной 1лины I, равной
длине обтекания I' Длина обтекания Г определяется как част-
ное от деления площади поверхности трубы F на участвующий
109
в теплообмене периметр Р плоскости проекции трубы в направ-
лении течения [32], т. е.
I' = F/P.
Для труб с круглыми поперечными шайбовыми ребрами
[', (3.29)
для труб со спиральными ребрами
I' = -J № + А). • (3.30)
В некоторых работах за определяющий размер принимается
условная длина обтекания, определяемая по Е. Гаррисону:
где Ft — площадь поверхности торцов ребер, Fp— площадь бо-
ковой поверхности ребер; и—-число ребер одной трубы.
В работе Е. Ф. Кузнецова [94] определяющий размер вы-
числялся по формуле
Г=^/т + --уГт ZP. (3.32)
где — половина периметра несущей трубы; /р —наи-
больший размер ребра в направлении движения потока.
По мнению авторов работы [94] применение Г по формуле
(3.32) менее физически оправдано по сравнению с се значением
по (3.31), так как обтекание ребра в различных его частях про-
исходит с различной длиной полосок и поэтому принятие сред-
ней длины, равной У(Ер4-Гг)/2п, более правильно, чем наи-
большего размера ребра /р в направлении движения потока.
Учитывая изложенное, при разработке обобщенных зависимо-
стей оребренных пучков по теплоотдаче п сопротивлению [94]
условная длина обтекания дтя шайбовых и спиральных ребер,
принятая за определяющий размер, вычислялась по формуле
, , Fp + [ Fp Frp ,
Z-—f V 2« ~ F d° +
+ FppF' I 0,785 (cP — cfP-) , (3.33)
где Fp' — площадь поверхности боковых сторон всех ребер од-
ной трубьь
В формуле (3.33) величина I учитывает участки несущей
трубы между ребрами с характерным размером dP, а также
плоское оребрение, подобное каналам с характерным размером
110
I Fv'/-2n, равным стороне квадрата, равновеликого по площади
> Цной стороне ребра.
В работе [14] Т. Шмидт предложил за характерный раз-
мер принимать равноповерхиостный диаметр
dp = d^ — drf& у
r 6
i te Fo ~ площадь поверхности гладкой трубы диаметром d(l по
Основанию ребер. Применение dF удобно тем, что при <р=1 со-
вершается предельный переход к диаметру гладкой трубы dn =
•-d0, принимаемому за опре геляющип размер при поперечно
оотекаемых гладких трубах. Аналогичная трансформация на-
блюдается при расчетах I по выражению (3.33), которое для
'1 = 1 удовлетворяет условию l=d0=d„.
Определенное распространение в качестве определяющего
размера для оребренных пучков получил по предложению
В Кэйса и Л. Лондона гидравлический диаметр
' _ V/Д _ Я I _ 1 - 9 ±
h~ F ~а” F I rfn * Z d„
ф+1
который для труб с круглыми или спиральными поперечными
ребрами нами преобразован к виду
dh = 1 1 S, (4 - 1 - 2 (3-35)
" <f Я - \ </о sd0)
В работе [32] предлагается применять в качестве характер-
ного размера объемногеометрическпс диаметры трубного
пучка, равные
dVQ = 4V0/F; (3.36)
d>=4V/F,
(3.37)
которые с учетом параметров ребер и пучка принимают фирму
(3.38)
(3.39)
В формулах (3.34), (3.36) и (3.37) приняты обозначения'
// -сжатое сечение оребренного пучка; L — глубина пучка; F —
площадь поверхности трубы; Vo — обтекаемый объем за выче-
|ом объема несущей трубы; V — обтекаемый объем за вычетом
объема несущей трубы и ребер-.
Для поперечного обтекания оребренного трубного пучка
< Джемсоном вводится линейный размер в виде эмпирического
111
найденного эквивалентного диаметра D трубного пучка. Сна-
чала вычисляется эквивалентный диаметр отдельной трубчн
d/3 = 2F/nPp, который после подстановки параметров оребрения
Круглой трубы записывается в виде выражения
(3.40)
а эквивалентный диаметр пучка выра кается формулой
D = Й —Z—~ 1Г (3’41}
|Д2($ — А)] \2| и Т 2J г^Т/|
Для равносторонних пучков S> = So' формула (3 41) принимает
вг i ।
’> = | (-ТГ--ёт-i-yp <3-42>
|(2(s - A) J ( | й 1/1
где и = S\/d3'\ r — S2/d3'\ Рр— периметр отдельной ребристой
трубы.
Рис. 3.15. Схема к, определению эквивалентного диаметра
Для теплообменников с постоянным по ходу потока по-
перечным сечением f удобно вводить эквивалентный диаметр
d3 = 4f/P, (3.43)
где Р — смоченный
пучков из труб с
узкого поперечного
периметр сечения. На основании (3.43) для
круглыми ребрами эквивалентный диаметр
сечения можно определить по формуле
-(зля
112
В стесненных шахматных пучках эквивалентный диаметр
катого тпагонального сечения вычисляется по выражению
2 [s (S,'-d0)-2AAJ.
2/i’ s
(3.45)
Расчетная схема поперечного сечения пучка для вычисления
</, ио (3.44) приведена на рис. 3.15.
Для оценки влияния определяющего размера иа обобщенную зависи-
мость вида (3.23) нами совместно с А II Анцкнным было выполнено срав-
нительное сопоставление теплоотдачи трех нятнрядиых- шахматных поперечно
обтекаемых пучков. Пучки состояли из точеных труб с непрерывными спи-
|льнымн ребрами следующих параметров: пучок I — dX/iXsXA = 25Х4Х
Х4.5Х0.5 мм; <р=3,25; О| = 1,25; о2=1,08; пучок // — dX/iXsXA = 25Х6Х
Рас. 3.16. Влияние на теплоотдачу линейного размера, определяемого разными
выражениями а—по формуле (3.38); б — по формуле (3.33); в — I = da
1, II, III — номера пучков
Х2.5Х0.5 мм; <р=8,25; <У|=1,25; о3=1,04; ///— dX/'XsXA = 62х 15.6Х4Х
<0,7 мм; гр= 12,9; о,= 1,04; о3=0,91.
Теплоотдача пучков /.../// исследована нами методом полного тепло-
вого моделирования. В опытах определялся средний приведенный коэффи-
циент теплоотдачи пучка, а скорость воздуха вычислялась в узком сечении
пучка.
Опытные данные по теплоотдаче пучков /.. .Ill обрабатывались в числах
подобия NuK=aK//X, Re=iw//v и представлялись графически в форме Nu=
/(Re). Приведенные коэффициенты теплоотдачи пересчитывались па коп-
n-ктивные ак. За определяющий размер / принимались в числах Nu и Re
8 ИЗ
без исключения все упомянутые здесь его величины; do, d, di,, dv, d,, s, I I'
и т. д. Результаты наиболее представительных расчетов показаны в лога
рнфмнческой сетке па рис. 3.16. Коэффициент теплоотдачи отнесен' к полной
наружной поверхности трубы.
Анализ полученных данных показал, что нн в одном из р осмотренных
вариантов определения NuK и Re не наблюдается удовлетворительного схож
девня кривых теплоотдачи пучков I...III. Обобщить теплоотдачу пучков и
широком интервале изменения параметров ребер с помощью критериального
уравнения (3.23) степенного вида не представляется возможным посред
ством соответствующего подбора определяющего размера.
Аналогичный вывод сделан и в работе! [13] по обобщению аэродинами-
ческого сопротивления уравнением (3.25). Необходимо ввести дополнитель-
ные множители в уравнения подобия из параметров ребер н пучка, что под
тверждается данными работы [88]. в которой при вариантной обработке
опытов по теплоотдаче и сопротивлению пучков труб с приваренным спн-
рально-лситочиым оребрением за определяющий размер принимался экви-
валентный диаметр проходного сечения по; формуле (3.43)
Ни одни из предложенных определяющих размеров не имеет принци
пиальных преимуществ по сравнению с другими в задаче обобщения опыт
ных данных. Причиной является сложность процессов теплообмена и обт,
кання пучков ребристых труб.
В наших исследованиях пучков за определяющий 'инейный размер при-
нимался несущий диаметр трубы do-
3.7. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ
ТЕПЛООТДАЧИ ПУЧКОВ ТВО
РАЗЛИЧНЫМИ МЕТОДАМИ ТЕПЛОВОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ
Изучение теплоотдачи поперечно обтекаемых пучков прово-
дится методами полного и локального теплового .моделирова-
ния. При моделировании только правильно поставленный экс-
перимент, удовлетворяющий требованиям теории подобия, обес-
печивает надежные результаты, которые могут быть исполь-
зованы в проектировании и расчетах рабочих теплообменников.
Сущность методов моделирования. Теория подобия [64, 66]
устанавливает следующие обязательные требования: процессы,
воспроизводимые в модели, должны быть подобны процессам,
происходящим в образце. Для этого необходимо создание гео
метрического подобия, подобия условий на границах образца
и модели и равенство определяющих кри горнов. При выполне-
нии этих условий моделирование является полным, дает надеж
ные результаты, многократно проверенные практикой [2,
13, 94].
Метод полного теплового моделирования при исследовании теплоотдачи
пучков реализуется следующим образом. Геометрическое подобие обеспечи-
вается использованием для испытаний, как правило, укороченного натурного
пучка, а не модели пучка с измененными в масштабе геометрическими раз-
мерами. Длина трубок не имеет принципиального значения, так как уста-
навливаемый в рабочем участке пучок можно рассматривать как вырезку-
с натурными по двум остальным осям размерами. Подобие тепловых условии
на границах образца и модели создается обогревом всех трубок пучка, что
< оответствует протеканию рабочего теплового процесса в образце. Как из
вестно, распространение тепла в движущейся среде описывается дпфферсп
114
пыльным уравнением, включающим в себя наряду с температурными со-
ставляющими и составляющие скорости. Поэтому необходимо соблюдать не
кмько тепловое, но и гидродинамическое подобие. Исследования показы-
вают, что в поперечно обтекаемых пучках гидродинамическая стабилизация
нигока устанавливается со второго или третьего ряда [14, 86], этот процесс
не зависит от граничны- условий и потностыо определяется компоновочными
сарактерпстпками пучка. Следовательно, гидродинамическое подобие легко
юстигается. Равенство определяющих критериев модели и образца при пс-
юдоваинп пучков достигается применением соответствующих дутьевых уст-
ройств аэродинамических труб.
При полном тепловом моделировании измерительные калориметры обычно
ктанавливают в каждый поперечный ряд пучка.
Однако метот полного теплового моделирования отличается сложностью
и сперьмситальных установок, вызванной, в первую очередь, реализацией
п нчового подобия модели и образца, трудоемкостью ойытов, повышенными
ытратами тепловой п электрической энергии. Точность определения коэффи-
циента теплоотдачи при этом методе снижается из-за невозможности точно
измерить температуру потока перед каждым калориметром.
Известны также различные способы приближенного модели-
рования, когда в модели воспроизводится тот же физический
процесс, что п в образце (или наиболее существенная часть
пого процесса) при частичном нарушении условии полного по-
н>бпя. Одним in методов приближенного моделирования явля-
ется локальное тепловое моделирование, которое позволяет су-
щественно упростить эксперимент.
Согласно теории локального подобия, вместо полного теплового подобия
» модели достаточно соблюдать местное пли локальное подобие в характер-
ных местах теплообменной поверхности или пучка труб. Этот вывод сделай
11 основании следующего рассуждения. При равенстве определяющих кри-
териев установление гидродинамического подобия (геометрическое подобие
плюс равенство чисел Re) в модели при Pr = idem автоматически приводит
к тепловому подобию в выбранном месте поверхности теплообмена. Из этого
принципа следует, что не требуется воспроизведения каких бы то ин было
шмпературпых условий в потоке, набегающем на отдельно исследуемую
• рубку, установленную в том или ином месте пучка.
Эти утверждение базируется иа следующих [64] физических соображе-
ниях. В модели при отсутствии тепловой подготовки потока теплоноситель,
набегающий на исследуемую поверхность теплообмена (трубу), имеет во всех
очках одинаковую температур}. Происходящий при этом процесс теплооб-
'п на может быть подобным процессу в рабочем теплообменнике (образце)
ст в образце устанавливается одинаковая температура по всему набегаю-
щему потоку. Это достигается при хорошем псрсмсшнвапнп срывающегося
। труб пограничного слоя предшествующих рядов. Однако это не всегда вы-
полняется в реальных условиях, так как степень перемешивания потока он
ргделяется величиной Re. относительными шагами сь и oL> пучка, компонов-
кой труб в пучке, числом поперечных рядов. Кроме того, при локальном
пловом моделировании по сравнению с полным деформируются темпера-
гурпыс поля потока вокруг отдельно нагретого тела. Деформация темпера-
турного поля изменяет градиент температуры потока у стенки тела, а сле-
онательно. и коэффициент теплоотдачи. Влияние окружающих соседних
• руб иа температурное поле исследуемой трубы не будет проявляться в том
• лучас. если в образце их тепловые пограничные слои пе сливаются.
Следовательно, при локальном методе моделирования теп-
лоотдачи пучка достаточно обогревать одну измерительную
।рубу —калориметр, а все остальные трубы пучка остаются хо-
|одными. Здесь выполняются два условия подобия процессов:
।неметрическое н гидравлическое, а тепловое подобие не вы-
8
115
полнястся. Имеет место отступление от строгого подобия темпе
ратурных полей модели и образца. Тепловая подготовка по
тока, набегающего на калориметр, отсутствует и поэтому темпе
ратура его одинакова во всех точках. В реальных теплообмен
никах может возникать неравномерное температурное поле в
разных точках набегающего потока, например в тесных пучках,
что вызовет погрешности в теплоотдаче, определенной по мс
тоду локального теплового моделирования. Этот метод HMcei
границы применения, которые наряду с возможными ошибками
определения теплоотдачи, устанавливаются специальными [941
экспериментальными исследованиями пучков в идентичных ус
ловиях, но двумя разными методами.
При локальном тепловом моделировании пучков экспсрл
ментальные установки значительно упрощаются, уменьшается
число измерении, больше извлекается информации об пзмеш
нии местных тепловых и гидродинамических характеристик по
глубине пучка, повышается точность температурных измерении
и коэффициента теплоотдачи, возрастает производительность
исследовании, что исключительно актуально для поисковых ра-
бот по отработке оптимальных геометрических параметров теп
лообмеиной поверхности или сравнения различных способов ин-
тенсификации теплоотдачи. Метод локального моделирования
широко применяется при лабораторных исследованиях пучков
ребристых труб в ИФТПЭ АН Литвы [12, 13, 141. ЦКТЧ
имени И. И. Ползунова [94], АЛТИ [49, 50] и других научных
центрах страны.
Однако в целом ряде исследования значения теплоотдачи ребристых
пучков, полученные методом локального теплового моделирования, оказались
выше измеренных методом полного теплового моделирования. В работе [2|
при исследовании шахматного пучка Si = 2,53d0 и S! = 2,105rf0 труб с прово
лочнымн ребрами геометрических параметров <Л>=19 мм; Л=13 мм; <р=10.Ч
было установлено некоторое повышение коэффициентов теплоотдачи при ло
кальиом моделировании по сравнению с полным. С увеличением числа Р>
разница уменьшается, видимо улучшается перемешивание потока и вместе
с. этим локальные условия теплообмена приближаются к полному тепловому
подобию. Подсчет коэффициентов теплоотдачи при полном моделировании
в условиях обогрева трубок водой выполнялся по среднелогарифмическом)
температурному напору.
С полученными результатами согласуются в целом данные работы (941
р которой проведено изучение теплоотдачи обоими методами моделирования
семнрядных шахматного и коридорного пучков с относительными шагали
о, =<у2=1,28. Электрический калориметр устанавливался в середине пятого
ряда пучков. Температурный напор рассчитывался независимо от метола
моделирования как разность средней температуры стенки у основания ре-
бер всех калориметров или одного калориметра и средней температуры по
тока, равной полусумме температуры воздуха на входе и выходе пз пучка
При локальном моделировании средняя температура потока почти ран
позначна температуре воздуха перед пучком.
Пучки собирались из точеных стальных труб следующих размеры!
с?ХЛХ«ХД = 50Х9Х6Х 1,3 мм: ср —5,1. Кривые исследования теплоотдачи
локальным методом подобия располагаются выше на 7... 10% соответ
ствующих кривых полного теплового моделирования.
Результаты измерений [54] теплоотдачи шахматного пучка с относи
116
ильными шагами о, = 1,122 rt o2=0,955 из труб co спирально-ленточпымн
ребрами dX/iXsXA = 24,1X4X2,85X0,575 мм; q> = 4,22 с помощью электри-
Ьского колориметрирования указывают на 30... 10%-иое превышение коэф-
фициентов теплоотдачи, определенных при локальном моделировании по
равнению с полным.
Известны работы А. Э. Неибургера, в которых теплоотдача тесного шах-
матного ребристого пучка при локальном моделировании оказалась ниже,
чем при использовании метода полного теплового моделирования. Устапов-
11-110, что определение температурного напора как разности температуры
н-ики в набегающего потока при локальном тепловом моделировании мо-
жет снизить теплоотдачу до 25 %. Для устранения этой ошибки предлагается
учитывать нагрев потока калориметром. Не обнаружено влияния тепловых
пограничных слоев соседних труб при rf/do^l,83 даже в условиях тесной
шахматной компоновки.
Степень перемешивания, управляющая процессом теплоотдачи через вы-
р впивание температурного поля набегающего на калориметр потока при
окалыюм моделировании, должна зависеть от конструкции и формы ребра
грубы. Это суждение находит косвенное подтверждение в результатах [56]
сравнительного исследования теплоотдачи обоими методами моделирования
шахматных пучков труб с петельно-проволочным оребрением. Пучки соби-
рались из трубок dyCh — 32X16 мм, ср = 6,9 и 26x7 мм, <р = 6,85. Относитель-
ные шаги в пучках соответственно равны <Г| = 1,О65, <т2 = 0,905 и о,= 1,075,
<>5 = 0,923. Пучки четырехрядные, электрический калориметр при локальном
моделировании размещался в середине четвертого поперечного ряда. Опы-
тами охвачен диапазон Re = 2000.. .13 000. Температурный напор определялся
аналогично экспериментам ЦКТ11 имени II. II Ползунова [94].
Коэффициенты теплоотдачи пучков при полном п локальном тепловом
моделировании полностью совпали между собой. В опытах ЦКТ11 имени
II И. Ползунова [94] при идентичной обработке опытных данных наблюда-
ется расхождение в значениях теплоотдачи, которое может быть объяснено
воздействием формы ребрат на структуру потока. Спиральные ребра ламипп-
шруют течение препятствуя активному перемешиванию в пределах меж-
рубного пространства.
Проведенный выше анализ исследований указывает на возможность ис-
пользования локального теплового моделирования для определения теплоот-
дачи оребренных пучков, однако объем опытного материала не позволяет
установить точные границы применимости этого метода. В тесных пучках с
продольным шагом <г2, изменяющимся в окрестности единицы, необходимо
считаться с реальной возможностью получения завышенных значений теп-
чоотдачн труб с поперечными шайбовыми и спиральными ребрами при ис-
пользовании локального теплового моделирования. Одной из причин расхож-
дения опытных значений теплоотдачи при разных методах моделирования
начнется применение различных способов расчета температурного напора н
геометрические характеристики пучков, что не позволяет составить количе-
ственные поправки на согласование обоих методов моделирования.
Для восполнения этих пробелов в ЦКТИ имени И. И. Пол-
енова [94] были проведены специальные сравнительные опыты
с семиряднымп пучками из стальных точеных труб <р = 5,1 в
идентичных условиях выполнения экспериментов и обработки
пиытного материала. Опыты с локальным и полным тепловым
моделированием проводились с применением электрического
калориметрнрования. В результате построены графики относп-
1гльпых поправок для различных шагов ребристых труб шах-
матного п кори торного расположения, позволяющие по коэффи-
циентам теплоотдачи, полученным локальным методом тепло-
вого моделирования, определить коэффициенты теплоотдачи,
соответствующие полному моделированию. Графические завнеи-
117
мости для шахматных пучков аппроксимированы расчетной
формулой
q _ Nnn—оду ода°-1.()6& р п (3 46)
где п=0,071—0,045(а—2,56) (fe—2,2); a=S,/(/0; b=S2/d0; Nun—
число Нуссельта для полного моделирования; Nib, го же для
локального моделирования.
Формула (3.46) действительна для пучков труб с .руглымн
спиральными ребрами <р = 5,1 в интервале Rc = wdn/v= 10'*.
...4-Ю4 и шагов S,= (1,95 . .. 3)(/0, S2= (1,2 .. . 3)dn.
Поправка Сл для труб с иным коэффициентом оребрения, а
также малорядных пучков должна быть другой.
Взаимосвязь локального теплового моделирования и числа
поперечных рядов пучка. Возможность применения к малоряд-
ным оребренным пучкам предложенных поправочных коэффи-
циентов Сл на метод моделирования теплоотдачи в известных
литературных источниках нс исследовалась и нс обсуждалась
Для восполнения этих пробелов проведено специальное экспе-
риментальное исследование [49], конечная цель которого за-
ключалась в установлении количссчвенной зависимости Сл =
= [(Rc, z) п выявлении механизма, обусловливающего различие
коэффициентов теплоотдачи при локальном и полном тепловом
моделировании.
Исследовано пять шахматных пучков / ...V с тесной равно-
сторонней компоновкой труб и абсолютными значениями шага
S, = S2' = 59 мм, которые соответствовали относительным шагам
О|~а2'= 1,035. Пучки отличались числом поперечных рядов, ко
торое было равным в компоновке / — 2=1, II— 2 = 2, III — 3,
IV— 4, V—6. Пучки собирались из серийных труб ТВО про-
изводства ТМЗ, оребренных на линиях «Сяка» навитой алюми-
ниевой лентой, завальцованноп на глубину й3 = 0,3 мм в стенку
несуще й трубы. Размеры оребрения были d X h X X Л=57Х
X 16x3,175X0,3 мм, ф=17,7. Несущая труба d0=dH=25 мм,
бет = 2,5 мм выполнена из углеродистой стали.
Исследования теплоотдачи проведены на аэродинамической
трубе 400X400 мм обоими методами моделирования. Обогрев
труб пучка и калориметров осуществлялся пароэлектрическим
способом. Каждый поперечный ряд пучка имел индивидуаль-
ное электрическое питание. При полном моделировании обо-
гревались все трубы пучка, но калориметрической была только
одна центральная труба в каждом поперечном ряду. Эти трубы
являлись калориметрическими и при локальном моделирова-
нии, когда обогревалась только труба-калориметр соответ-
ствующего ряда. Предварительным отбором были подобраны
трубы с одинаковыми конструктивными размерами и тепловой
производительностью. Такими приемами создавались идентич-
ные условия теплообмена в каждом ряту и предотвращался
118
температурный перекос воздушного потока по сечению меж-
грубиого пространства пучка.
Для определения средней температуры стенки наружной поверхности
несущей трубы были измерены поворотом калориметрических трубок от 0°
ю 180° с шагом р--10° поля температуры по окружности калориметров
разных рядов в обоих методах моделирования при различных скоростях
воздуха. Кривые иа рис. 3.17 дают представление об изменении температуры
поверх ног ги по окружности трубы. Наибольшая разность температуры стенки
Рис. 3.17. Изменение температуры наружной поверхности несущей стенки
оребренной трубы при локальном (а) н полном (б) тепловом моделировании
грубы в лобовой н кормовой точках не превышала 6°C. Планиметрирова-
нием полученных кривых определяли среднюю температуру н угловое рас-
положение термопар на калориметрах, показания которых в процессе опы-
та соответствовали средним температурам стенки. Благодаря этому во
время опытов была исключена необходимость измерения температурного
паия калориметра для каждого пучка.
Приведенный коэффициент теплоотдачи ;-го ряда пучКа а',-
при локальном моделировании рассчитывался по формуле (3.7),
<i коэффициент теплоотдачи пучка при полном моделирова-
нии— по формуле (3.9). Полученные значенья коэффициентов
ц-плоотдачп включали значения ТКС завальцованного ребра,
('редкий приведенный коэффициент теплоотдачи пучка а' при
шкальном моделировании определялся среднеарифметическим
,'•редненпем теплоотдачи а', каждого ряда. Приведенные коэф-
фициенты теплоотдачи относились к полной наружной поверх-
ности оребрения.
Результаты исследования теплоотдачи различных рядов
пучков I...V приведены на рис. 3.18. Опытные данные этого
рисунка по теплоотдаче описываются формулами
119
Nu, = C<Re°’ss, (3.47)
Nu.„ = CRe°’55. (3.48)
Коэффициенты пропорциональности С,-, С приведены в
табл. 3.1.
. Таблица 3.1
Характеристики пучков оребренных труб Ф = 17,7
Номер пучка Число рядов С для ряда Постоянные коэффициенты
1 2 3, 4, 5, 6 С С п
1 1 0,193 0,193 0,565 0,45
II 2 0,193 0,225 — 0,209 0,486 0,47
ш 3 0,193 0,225 0,225 0,2'. 1 0,359 0,5
IV 4 0,193 0,225 0,225 0,217 0,216 0,55
V 6 0,193 0,225 0,225 0,218 0,12 0,6
Рис. 3.18. Теплоотдача различных рядов шахматных пучков /—V при ло-
кальном тепловом моделировании
/ — V — номера пучков: 1—6 — первый, второй, третий, четвертый, пятый, шестой
ряды соответственно; —---------------------- по формуле (3.47)
120
Показатель степени в формулах (3.47), (3.48) при локаль-
ном моделировании н< зависит от числа рядов и является по-
стоянной величиной, равной 0,55.
Рис. 3.19. Средняя теплоотдача шахматных пучков /—V при полном и
локальном тепловом моделировании
/—V —номера пучков; / — полное моделирование; 2 —полное моделирование с рас-
четом Д/ по (3.7);------,---------полное и локальное моделирование по формулам
(3.49). (3.48) соответственно
На рис. 3.19 опытными точками нанесены результаты иссле-
дования средней теплоотдачи пучков I... V методом полного
геплового моделирования, которая обобщается уравнением
Nun = C'Ren,
(3.49)
где постоянные С' и п даются в табл. 3.1.
На этом же рисунке штриховыми линиями изображена сред-
121
Рис. 3.20 Влияние метода мо-
делирования теплоотдачи на
показатель степени
1,2— локальное п полное модели-
рование соответственно
возрастает от 0,45 (z=l)
стрируется рис. 3.20.
няя теплоотдача пучков I...V при локальном моделировании,
вычисленная по уравнению (3 48). Анализ рис. 3.19 показывает,
что коэффициенты теплоотдачи малорядных пучков при полном
моделировании выше коэффициентов, полученных локальным
моделированием. Только для четырехрядного пучка при обоих
способах моделирования теплоотдача одинакова. Такой харак
тер расхождения коэффициентов теплоотдачи малорядных
пучков отличен от характера расхождения коэффициентов пуч-
ков с г>4.
Отношение коэффициентов теплоотдачи, полученных при
полном и локальном моделировании, зависит от числа попереч-
ных рячов и скорости воздуха, с
возрастанием которой оно умень-
шается. Например, для Re = 3000
коэффициент теплоотдачи при пол-
ном моделировании превышает
теплоотдачу локального моделиро-
вания для однорядного пучка на
31.4%, двухрядного — 22,5%, трех-
рядного— 12,4%. При Re = 20 000
эти величины для сравниваемых
пучков соответственно равны 8,7;
5,3 и 2,8%- Численное значение по-
казателя степени п в формуле
(3.49) при полном моделировании
до 0,6 (г=6), что наглядно иллю-
Следовагельно, локальный метод теплового моделирования
в тесных шахматных пучках не позволяет получить согласо-
ванных данных ни об абсолютных значениях коэффициента С,
ни об угле наклона графика зависимости Nu = f(Re), соответ
сТвующих данным, полученным при полном моделировании.
Однако полученный экспериментальный материал позволил
Рис. 3.21. Поправочный коэффициент на теплоотдачу шахматных пучков <
различным числом рядов, полученную локальным моделированием
1—5 — для 2=1, 2. 3, 4, 6 соответственно
рассчитать падежный поправочный коэффициент C.i = Nun/Nul
от числа Re при изменении числа поперечных рядов труб от о т
ного до шести (рпс. 3.21). Графическая зависимость Сл —
=/'(Re. г) аналитически обобщена с точностью ±8% формуле!
122
Сл = (Rc/103)n( 10)", (3.50)
где а = —0,074—0,058л 4-0,031 z2- П.ООЗг3; /? = 0,139+0,054z -
—0,04z2+0,003z’i. Если z=l,2 формула (3.50) принимает более
простой вид
Сл = 1,161 (Re/10’)“, (3.51)
где а = —0,074—0,058z+0,031z2.
Формула (3.50) действительна для z= 1 .. . 6, Rc=(3...
.. 25)-103 и 01 = 02'= 1,035. За определяющий размер в числах
подобия принимался диаметр несущей трубы do, скорость воз-
гуха определялась по сжатому поперечному сечению пучка.
Для выяснения ф 1кторов, обусловливающих расхождение теплоотдачи
при локальном н полном моделировании проанализируем формулы '3 7) п
(39). ......ле значения коэффициента теплоотдачи при одинаковой вели
чти теплоотдающей поверхности, одинаковых компоновочных параметрах
пучка, Re=coiist вызываются различными закономерностями изменения теи-
ювого потока Q; н температурного напора Д/ при разных способах модели-
рования теплоотдачи. Пз анализа течения воздуха в пучке следует, что (?,-
авпеит от ги (родннампческнх и температурных характеристик потока перед
I м рядом, температурных параметров соседних труб, которые в совокупно-
III формируют тепловой пограничный слой и температурную перавном&р
кость потока. Для исключения влияния начальной температуры /'2 набега
и>ще,о потока па Q, для анализа используется отношение Qi/l'v при Re=
- const.
Выполненные нами расчеты для ра шых чисел Re изменения отношения
(/ =m \ I !i—m \
S Qp'/'-l /( - Qi/t'-.] пучков// V при различных метод.-- моделирова-
(=1 ’ /л1\1 = 1 7п
нпя теплоотдачи показали, что различие значений Nu.n и Nu„ нс поддается
объяснению влиянием температурной неравномерности потока, связанной с
перемешиванием тепловых и гидродинамических пограничных слоев, срыва-
ющихся с предшествующего ряда труб. Структура потока оказывает влия-
ние па распределение температуры в стенке и ребрах труб, которая пз рас-
чета температурного напора проявляется на вычисленных значениях коэффи-
циентов теплоотдачи, причем способы определения его могут быть самыми
различными.
При полном моделировании теплоотдачи увеличение числа поперечных
рядов монотонно снижает средний температурный напор. При локальном
моделировании в пучках с различным z средний напор At почти не изменя-
ли. Сравнение соотношений Д/п/А/л и Nu /Nun при Re=const обнаружи-
вает их нетождествен поел Тогда объяснение расхождения теплоотдачи при
р пличных методах моделирования разными способами расчета А/ песоот-
и“тствует реальной картине изменения теплоотдачи.
Вместе с тем, способ расчета температурного напора заметно влияет
"а конечные значения теплоотдачи даже при одном и том же методе моде-
лирования, что подтверждается результатами исследования теплоотдачи
учка / полным моделированием, но с вычислением температурного напора,
как прй локальном моделировании. Коэффициенты теплоотдачи совпали пол-
ностью между собой (рис. 3.21).
Таким образом, даже при одинаковых условиях моделирова-
ния применение различных методических приемов расчета тем-
пературного напора, а шире — обработки опытных данных при-
шщит к различным абсолютным значениям коэффициентов теп-
иипдачн. При расчетах коэффициентов теплоотдачи рабочих
сплообменпиков необходимо соблюдать адекватность способа
123
определения температурного напора расчету его в исследован-
ном образце.
Из изложенного следуют выводы:
1. Сложившийся теоретический взгляд на определяющую
роль перемешивания пограничных слоев до установления одно-
родного температурного поля набегающего потока на оребрен-
ную трубу и объясняющий расхождение теплоотдачи при пол-
ном п локальном моделировании не является убедительным и
не позволяет однозначно объяснить физические процессы в
пучке.
2. Расслоение теплоотдачи при разных способах моделиро-
вания можно полностью объяснить совместным влиянием тем-
пературной неравномерности потока в пучке и способа расчета
температурного напора при эксперименте. •
Связь поправочного коэффициента на локальный метод мо-
делирования с относительными шагами оребренных труб в
пучке. Для расширения области применения метода локального
теплового моделирования оребренных многорядных шахматных
пучков в сторону более тесных шагов расположения груб, пре-
имущественно применяемых в ТВО. по сравнению с псследова
нием: ЦКТИ [94], а также определения возможных ошибок от
использования этого метода при изучении теплоотдачи пучков
была выполнена специальная серия экспериментов [49]. Цель
исследования заключалась в определении зависимости попра
вочного коэффициента Сл к теплоотдаче при локальном моде
лированин от относительных шагов расположения труб в пучке
Oi и о2. а также Re. Функциональная связь между параметрами
записывается в виде
CJ1 = Nun/Nuj,=f(о>, о2, Re). (3.52j
Таблица 3.2
Характеристики пучков оребренных труб = 17,7 и
коэффициенты уравнений подобия
Номер пучка Швг труб, мм °. С с п
S.
1 59,0 51,1 1,035 0.896 0,218 0,120 0,60
II 64,7 51,1 1,135 0,896 0,226 0,110 0,61
т 72,0 51,1 1,26 0,896 0,228 0,103 0,62
IV 82,0 51,1 1.44 0,896 0,239 0,107 0,62
V 75,8 45,0 1,33 0,778 0,243 0,128 0.60
VI 75,8 51,1 1.33 0,896 0,234 0,128 0,60
VII 75,8 70,2 1,33 1,230 0,225 0,128 0,60
Испытания проводились на шестирядных шахматных пучках
/... VII (табл. 3.2) из труб, оребренных навитой завалыдоваи
пой алюминиевой лентой с <р=17,7. В пучке I трубы располи
121
жены по вершинам равностороннего треугольника, а в осталь-
ных пучках 11... VH применена неравносторонняя компоновка.
Геометрические размеры труб и ребер, экспериментальная
Рис. 3.22. Теплоотдача различных рядов шахматных пучков при локальном
тепловом моделировании
I - V// — номера пучков по табл. 3.2; 1—5 — первый, второй, третий, пятый, шестой
ряды пучка соответственно; -------------- по формуле (3.47)
упаковка, методики исследования и обработки опытных дан-
ных, определяющие параметры в числах Nu и Re тс же, что и
при исследовании рассматриваемых пучков I...V (см.
1;|бл. 3.1).
125
Физические константы воздуха принимались по его средней
температуре в пучке.
На рис. 3.22 представлены результаты измерения теплоот-
дачи каждого ряда пучлов / ... VII локальным тепловым моде-
Рис. 3.23. Средняя теплоотдача шахматных шестирядных пучков при раз
личных методах моделировання
U — VII — номера пучков по табл. 3.2; Q — полное моделирование; -,----
теплоотдача при полном и локальном моделировании по формулам (3.49), (3.48)
лированием. Стабилизация теплоотдачи у пучков I ...VII в пи
тервалс изменения О| = 1,035 ... 1,44 и о2 = 0,778 ... 1,23 насту
иает со второго ряда, а теплоотдача первого ряда в среднем на
126
16,6% ниже теплоотдачи стабилизированных рядов. Средняя
приведенная теплоотдача пучков при локальном тепловом мо-
делировании обобщается уравненном подобия (3.48).
Результаты исследования средней теплоотдачи пучков /...
...VII (табл. 3.2) с помощью полного теплового моделирова-
ния приведены па рис. 3.23, они обобщаются уравнением (3.49).
Коэффициенты пропорциональности С, С, п для этих пуч-
ков приводятся в табл. 3.2. Для сравнения на рис. 3.23
штриховыми линиями нанесена средняя теплоотдача пучков
I...VI1 по данным локального теплового моделирования.
Сравнение результатов средней теплоотдачи оребренных
пучков, полученных разными методами теплового моделирова-
ния, выявляет общие закономерности, отражающие влияние
метода моделирования на количественные и качественные изме-
нения процесса теплообмена.
Коэффициент теплоотдачи многорядного пучка с г > 4 при
локальном тепловом моделировании выше коэффициента теп-
лоотдачи тех же труб при полном моделировании
Увеличение числа Re сокращает расхождение данных по
теплоотдаче при локальном и полном тепловом моделировании.
С увеличением о, при o2 = const расхож теине данных по теп-
лоотдаче при локальном и полном тепловом моделпровапнп
возрастает. Например, для Rc=101 коэффициенты теплоотдачи
пучка I различаются па 14,7%, а пучка IV с наибольшим зна-
чением шага о2=1,44 — па 18,7%- Это объясняется влиянием
температурной неравномерности потока по межтрубному сече-
нию пучка, которая является следствием неравномерного ско-
ростного поля, формирующегося уже непосредственно за пер-
вым родом. Максимум скорости достигается в центре ядра по-
тока, движущегося между смежными трубами, минимум —
в зоне следа, создаваемого цилиндром. Градиенты давления,
скорости и температуры [16] по глубине межреберпой полости
юполннтельно усложняют скоростную и температурную нерав-
номерности потока.
С увеличением шага а-, при O|=const разница в коэффици-
ентах теплоотдачи при полном и локальном моделировании со-
гокращастся. Например, для Re= 101 в тесном пучке V расхож
шине составляет 20%, а для разреженного пучка VII — 1...
..8%). Влияние шага подобно воздействию начального участка
канала. С увеличением о2 возрастает расстояние между рядами,
па котором осуществляется перестройка скоростного и темпера-
турного полей в направлении выравнивания Кроме того, боль-
шой объем потока в этом пространстве способствует его пере-
мешиванию. Влияние о2 физически подобно воздействию на по-
ток больших чисел Re, что подтверждается качественной адек-
ватностью изменения теплоотдачи для сравниваемых способов
мо (елирования.
127
Ha рис. 3.24, 3.25 изображены зависимости поправочного
коэффициента Сл от oi, о2 и Re для шахматных пучков /... VII,
которые с точностью ±7% подчиняются формуле
С л = ПО] + ЬозЧ- с.
(3.53)
где
+ 0,06(Re/104) — 0,02(Re/10')2;
b = 0,12 4
а = — 0,01 — 0,41 (Re/Ю4) + 0,2 (Re/10*) 2;
с = 0,69 + 0,54 (Re/101) —
— 0,25 (Re/104)2, которая
действительна в диапазоне
Рис. 3.24. Влияние относительного
поперечного шага на поправочный
коэффициент к теплоотдаче при
01 = 0,896
I, 2, 3 — Re —- 3 • 10», 10 • 10\ 20 IC* со-
ответственно
изменения параметров Re =
= (3 ... 25) • IO3, S, =
= (1,035. .. l,44)d, S2 =
= (0,788. . . l,23)rf.
верительная, если учесть применение различных
риметрироваиня, способов расчета
использования труб с разными геометрическими
Результаты, приведен-
пне в табл. 3.3, дают пред-
ставление о согласовании
значений Сл для общей об-
ласти изменения парамет-
ров, полученных в настоя-
щем исследовании, с дан-
ными ЦКТИ имени
И. II. Ползунова для низ-
кооребренных труб. Сходи-
мость значений Сл удовлет-
методов кало-
температурного напора н
параметрами.
Рис. 3.25. Влияние относительного продольного шага на поправочный коэф
фициент к теплоотдаче при щ — 1,33
2, 3—Re = 3 • 10\ 10 • I0a. 20-I03 соответственно
Результаты сравнения позволяют заключить, чго геометрия
оребрения, в частности значение коэффициента оребрения ср, не
оказывает решающего влияния на различие коэффициентов
теплоотдачи, полученных обоими методами моделирования. По
128
лученные поправочные коэффициенты могут быть распростра-
нены на другие параметры ребер и труб.
Таблица 3.3
Сравнение значений поправочного коэффициента
к локальному моделированию теплоотдачи шестирядных пучков
Номер пучка Re “i Сл по laimi.iM раооты 194| Расхождение, %
IV 10‘ 1,14 0,896 0,807 0,77 +4,8
г 10' 1,33 0,778 0,864 0,77 +5,7
IV 2-10' 1,14 0,896 0,896 0,815 +9,9
V 2-10* 1,33 0,778 0,864 0,816 +6,0
Таким образом, по рис. 3.23, 3.27 и 3.28 или по формулам
(3.50), (3.53) определяются поправки на локальный метод мо-
делирования теплообмена шахматных пучков ТВО, которые по-
зволяют пересчитать формулы для локальных коэффициентов
теплоотдачи па формулы, соответствующие режиму эксплуата
цип теплообменников.
о
Глава четвертая
МЕСТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ОБТЕКАНИЯ
И ТЕПЛООТДАЧИ ПУЧКОВ ОРЕБРЕННЫХ ТРУБ
4.1. МЕХАНИЗМ ОБТЕКАНИЯ ТРУБ В ОРЕБРЕННЫХ ПУЧКАХ
Повышение энергетической эффслтивностп оребренных пуч-
ков, обоснованный выбор участков поверхности ребер, целесооб-
разных для интенсификации теплоотдачи, выявление месторас-
положения опасных температурных сечении и предо!вращение
их развития невозможны без углубленного исследования рас-
пределения местного коэффициента теплот чачи температуры
поверхности ребра и потока воздуха в межреберной полости
ио высоте и окружности оребренного цилиндра в условиях
трубного пучка. Для оптимизации параметров оребрения и по-
иска методов интенсификации теплообмена при поперечном об-
текании пучков груб с отрывом потока необходимы структур-
ные исследования распределения скоростей и турбулентности
потока в межреберноп полости и меж.рубпом пространстве.
Гидродинамические условия обтекания отдельных участков
ребра и трубы в целом являются одним пз факторов, определя-
ющих теплоотдачу оребренной грубы, а также служат основой
для прогнозирования оптимального расположения оребренных
труб в пучках.
Гидродинамические, условия обтекания ребристых тр' б изу-
чаются двумя способами: методом визуализации течения с про-
явлением макроструктуры потока в различных точках пери-
метра трубы и сечения пучка, а также методом количественных
измерений полей распределения давления, скорости и турбулент-
ности потока по окружности ребра и основанию межреберноп
полости.
В работе А. Лемона выпо иено визуальное изучение обтекания потоком
воды одиночного цилиндра авиационного двигателя с поперечными ребрами
= 218,2X30,5X3,6Х 1,45 мм нз алюминия. Осуществлялось де-
флектированне потока воды, для чего устанавливались снаружи вплотную к
ребрам направляющие перегородки. Анализ картины движения позволяет
отметить следующие характерны! детали процесса: частичное торможение и
поворот течения в окрестности лобовой точки цилиндра, резкое отделение
потока вблизи окончания дефлектора, значительный аэродинамический след
в кормовой половине цилиндра. Особенно заметна область следа со слабым
характером движения при Re =109 000. Интенсивного перемещения н под-
текания свежих масс жидкости к этой зоне не наблюдается, что скорее
icero является следствием сильного поджатия потока дефлектором с не
б< напой горловиной.
150
Лначиз визуальных картин потока свидетельствует о неблагоприятных
ыя интенсивного теплообмена гидродинамических условий в кормовой об-
ласти расположения ребер Это подтверждается характером изотерм поверх-
ности ребер воздухоохлаждаемых авиационных и автомобильных цилиндров
|6, 7. 21] Результаты опытов показывают, что в кормовом области при уг-
iobij.x расстояниях (3>9О° характерны более высокие температуры ребер но
Рис. 4.1 Схем । обтекания пото-
ком шахматного пучка оребрен-
ных труб
Рис 4.2. Схема обтекания потоком
коридорного пучка оребренных труб
(равнению с лобовой половиной цилиндра. Разности температуры со сто-
роны набегающего потока и с подветренной стороны очень значительны.
Чоджатнс потока к ребрам позволяет уменьшить зону повышенной темпе-
(туры в корме до полосы шириной в 10°, лежащей симметрично оси ло-
нжа Изменение гидродинамических условий потока в направлении большего
хвата ребер способствовало х ; мшенному отводу, теплоты в этой части цн-
ншдра.
Обширные визуальные исслз довапня обтекания одиночной ребристой
(рубы, одно-, двух- и трехрядных ребристых пучков выполнены X. Брауэром,
'•бьекто.м изучения явились трубы т/ХЛ — 50X10 мм с межреберным про-
петом и = s—4 мм. Видимость обтекания обеспечивалась применением
шухцветных питой в водяном канале Анализ картины течения в совокуп-
иосгп с данными Л. Лаймера позволил построить схемы обтекания коридор-
ных и шахматных ребристых пучков (рис. 4.1 и 4.2). на которых отражены
|цчествепные особенности течения вокруг развитых поверхностей, из которых
можно сделать следующие ниже выводы.
Одиночные ребристые трубы и коридорные пучки из них.
ютеканпе ребристых труб характерпууется образованием зон
| различной интенсивностью движения, в которых расположены
участки поверхностей ребер и трубы, не занятой ребрами.
Гидродинамический характер обтекания изменяется как по
н.1соте ребра, так и по окружности, что должно вызвать соот-
ветствующее распределение локальных коэффициентов тепло-
<»1 щчн.
131
Картина обтекании отдельной ребристой трубы отличается
от картины течения потока вокруг нее в трубном пучке. Харак-
терным для течения около отдельной трубы является более ран-
ний отрыв потока (до мнделева сечения) н наличие в аэродина-
мическом следе вихрен незначительной интенсивности
Длина аэродинамического следа в одибрядном пучке умснь
шается вследствие поджатия потока соседними трубами. По
верхность, омываемая потоком с интенсивным щпженпем,
больше, чем у одиночной трубы.
Лобовые части у одиночной трубы, j труб однорядного
пучка, в первых рядах коридорного н шахматного пучков труб,
а также кормовые части труб в эт ч\ же пучках характеризу-
ются одинаковыми условиями обтекания.
Аэродинамический след у последнего ряда пучков труб
больше, чем у первого ряда этих же пучков.
Лобовые части труб, расположенные в последующих рядах
за первым, находятся в зоне аэродинамического следа, созда-
ваемого предыдущими трубками. К поверхности, расположен
нон в ормовон половине добавляется поверхность, расколе
женная в лобовой части, но имеющая такие же нсблагопрпят
ные условия обтекания.
Поверхности, расположенные в аэродинамическом след'1,
должны иметь низкую интенсивность теплообмена и высокие
температуры поверхностей стенок
Теплоотдача последнего ряда меньше теплоотдачи стабилв-
шрованных рядов.
Теплоотдача рядов, следующих за первым, будет зависеть
от величины поверхности, охваченной аэродинамическим еле
дом, и нарастания турбулентности потока от ряда к ряду.
Значения местной теплоотдачи в разных точках отдельного
ребра отличаются друг от друга, поэтому коэффициент эффек
тивностн ребра должен принимать различные местные зна
ченпя.
Шахматные пучки. Поверхность ребер и трубы, омываемая
активным потоком, для всех рядов труб почти одинакова, н<
несколько больше во величине, чем в пучках с копидорпым рас
положением.
Теплоотдача пучка с шахматным расположением труб
должна быть несколько выше, чем в пучке с коридорным рас
положением труб.
Влияние числа рядов труб на теплоотдачу должно быть при
ша: .матной компоновке меньше, чем при коридорной.
На приведенных рисунках зоны слабой циркуляции потока
находятся между пунктирными линиями, которыми показано
движение основного потока, активно омывающего и контакт»
рующего с внешними поверхностями ребер и труб.
Следовательно, наблюдения за течением потока позволяю!
приближенно оценить и особенности теплоотдачи ребристы
142
груб. Справедливость сформулированных положений подтверж-
дена исследованиями средней теплоотдачи полным моделиро-
ванием на однорядных пучках со спирально-навитым стальным
оребрением dX/rXsX^ = 29,3x6,65x3,39x0,54 мм. Шаг труб
в пучке S[ = 30 мм. Для улучшения обтекания кормовой поло-
вины труб с целью уменьшения аэродинамического следа за
оребренными трубами устанавливались направляющие планки
треугольного и круглого поперечного сечении различных раз-
меров.
Применение в однорядных пучках направляющих планок
оптимального диаметра 5 мм позволило повысить их тепловую
эффективность до уровня двухрядного шахматного пучка.
Исследованию гидродинамических характеристик оребреп
пой трубы в первом и пятом рядах семирядпого шахматного
пучка, а также в однорядном пучке в интервале Re = 2-102...
...S-IO4 и Рг = 84...22О посвящена работа [17]. Пучки соби-
рались из труб со спиральными поперечными ребрами с коэф-
фициентом оребрения <р = 5,13; 2,66 и 1,43. Шаги труб: си = 1,0;
п2= 0,92 ... 0,935. Измерялось распределение давления по вер-
шине и основанию ребра на различных угловых расстояниях or
лобовой точки, а затем были рассчитаны значения безразмер
иого коэффициента распределения давления р по периметру
грубы. Ход кривых, отображающих изменение /?=/(р) на вер
шине и у основания ребра в первом и пятом рядах при (□ > 25°,
различен. Значение р в лобовой части трубы уменьшается
вследствие ускорения потока. У основания ребра при р = 90°
Значения р достигают минимума, а на вершине ребра этого не
происходит.
В кормовой части трубы, где существует отрывная вихре-
вая зона обтекания у основания, ребра, значения р в диапазоне
90г^р^120° несколько увеличиваются, а затем стабилизиру-
ются. Постоянные значения р свидетельствуют о том, что ско-
рость вне пограничного слоя в области ближнего следа почти
постоянна. На вершине ребра р достигают минимума прн0» 105°.
Турбулентность оказывает влияние на характер хода кривых
/’=f(p). В лобовой части трубы скорость у основания ребра
выше, чем на его вершине.
Изучение распределения турбулентности потока в межре-
берном и межтрубном пространствах пятого ряда шахматного
семирядного пучка си =«2= 1,17 из моделей ребристых труб
</Х^Х$ХД= 160X20X24X5,5 мм, <р=2,96 [16] обнаружило
максимальную турбулентность вблизи стенки несущей трубы
гля всех угловых расстояний, которая уменьшается с удале-
нием от нее. Турбулентность максимальна между ребрами и в
основном потоке при р = 0 в 180°, а при р=90° турбулентность
наименьшая и равна 12% на расстоянии от стенки трубы у =
133
= 2 ... 34 мм Высокая турбулентность течения при р= 180° свя
зана с малой местной скоростью в этой зоне, которая в пять
раз меньше скорости при (4 = 90°, и крупномасштабными вих
рями, вызывающими значительные пульсации скорости
Визуальные наблюдения [ 18] показали, что в области на
бегания потока на трубу при р = 0~ па расстоянии примерно
7... 8 им от стенки поток разделяется и движется по обе сто
роньГ трубы. Здесь образуется вихревое течение, направленное
от лобовой критической точки навстречу набегающему потоку
и состоящее из двух симметричных вихрей До значения Re»
=« 5-104 отрыв пограничного слоя происходит при р »= 82°, а с
ростом Re до 105... 2-105 место отрыва наблюдается при р-
= 92... 91° на несущей трубе и при 162° на вершине ребра. Это
Рис. 4.3. Профили скоростей в межреберпых ясностях трубы: а, б — соответ
ствепио второй п шестой ряды
-------I м/с; /—6 — 6,1; 9,15; 12,2; 15.25; 18,3; 21,35 м/с соответственно
вызвано переходом ламинарного режима течения в погравпч
ном слое в турбулентный. При Rc« 10” после отрыва погранич-
ного слоя образуется один крупный вихрь на расстоянии р —
= 160° с центром несколько большом высоты ребра. Вихревое
движение в кормовой части трубы распространяется на боль-
шую область в межтрубном пространстве, занимающую интер-
вал р= 120 ... 180°. Возникшее течение направлено противопо-
ложно основному потоку. С увеличением Re до 2- 105 в кормо-
вой области возникают два постоянных вихря, расположенные
на расстояниях р~ 140 и 170°. Таким образом, в кормовой ча-
сти трубы происходит интенсивное вихрсобразованис и псремс
шпванпе жидкости.
Полученные результаты согласуются и дополняются дай
нымп И. Хитчкока, в которых изучалось обтекание шахматных
пучков на моделях ребристых труб dX^XsXA=233X40,6X
Х17Х5.1 мм, <р = 7,2 для Re=l,4-I05. Относительный поперсч
ный и продольный шаги в пучках составляли спХ^г^ 1.74Х
Х0.893; 1,74X0,646; 1,3X1,128. Измерение выполнено во вто
134
ром и шестом рядах. На рис. 4.3 приведены профили скоростей
в межреберных полостях второго и шестого рядов для углового
расстояния р = 90°. Скорости в шестом ряду несколько выше
вследствие расширения газа при падении давления по пучку,
максимальная скорость наблюдается у основания ребра, а с
приближением к вершине она уменьшается. Во втором ряду
наиболее высокие скорости отмечаются в середине межребер-
нон полости, а слои газа, контактирующие с поверхностью
ребра п несущей трубы имеют пониженные значения скорости.
В лобовом п кормовой критических точках наибольшая скорость
характерна на концах ребер.
Турбулентность потока по всей ширине основания межре-
берной полости у ее стенки достигает 70% при 0=90° в шестом
ряду, у поверхности вершины ребра уменьшается до 30%. Ос-
новная часть межреберпой полости омывается потоком с тур-
булентностью 15... 20%. Турбулентность потока во втором
ряду пониженная по сравнению с шестым рядом. Вблизи
стенки между ребрами па расстоянии у = 2,5мч при р — 0,90 и
180° турбулентность достигает 70, 30 и 80%. У вершины ребра
турбулентность меньше и соответственно равна 43, 20 и 53%.
Высокие значения турбулентности объясняются малыми значе-
ниями местной скорости потока у стенки несущей трубы, лобо-
вой и кормовой точках.
Значительный объем информации, полученный при впзуалп
,ацпп течения воздуха в шахматных пучках Si = 84 мм и S2=-
= 200 мм [73] нз цельноточепых
стальных труб dX/iX-s’X A=8l ХЗОХ
Х4Х1.2 мм, ср = 38,32; 57Х18Х4Х
Х1,2 мм, <р = 18,25, в сочетании с
имеющимися исследованиями распре-
деления местной теплоотдачи по ок-
ружности круглых поперечных ребер
одиночных труб [6, 21, 37, 61, 76] и
пучков [15, 18, 35, 36] позволил по-
строить [65] современную схему те-
чения па поверхностях оребрения тру-
бы, изображенную па рис. 4.4. Можно
выделить семь характерных гидроди-
намических областей, обусловливаю-
щих неравномерное распределение
теплоотдачи по ребру. В области от-
рыва 1 и присоединения потока за
острой входной кромкой ребра возникает повышенный местный
теплообмен; 2 — область безотрывного обтекания ребра, bi.'то-
рой происходит нарастание пограничного слоя;область<3 харак-
теризуется интенсивными вторичными циркуляционными тече-
ниями. Эта область занимает прилегающую к несущей трубе
Рис. 4.4. Схема структур-
ных зон на круглом понс
речном ребре
135
часть передней полуокружности ребра, где генерируются вихре-
вые течения, простирающиеся в вше двух узких участков до
кормовой кромки ребра. Здесь повышена теплоотдача, а в не-
которых случаях имеет место абсолютный максимум теплоот-
дачи на ребре В зоне 4 наблюдаются интенсивные трехмерные
возмущения, вызванные отрывом пограничных слоев от несу-
щей трубы, подверженных воздействию циркуляционных тече-
ний области <?. В этой области высокий уровень тенлоот щчн, но
размеры области невелики. Область крупномасштабных вих-
рей 5, охватывающая участок кормовой части ребра, примыка-
ющий к его кромке, характеризуется сложным трехмерным
вихревым течением. Область слабого рециркуляционного дви-
жения 6, заполненная мелкими вихревыми структурами, харак-
теризуется самой низкой теплоотдачей, а область 7—трехмер-
ная циркуляционная зона у задней полуокружности несущей
трубы с интенсивностью теплоотдачи, близкой к интенсивноегп
теплоотдачи в зоне 5. У оребренной трубы можно наблюдать
Рис. 4.5. Фотография картины обтекания шахматного оребренного пучка
четыре вида отрыва потока с ее поверхности: с ребра перед ло-
бовой частью трубы, от поверхности несущей трубы в кормовой
части, за острой входной кромкой ребра, с ребра у тыльной
стороны трубы. Проведенные исследования не выявили, у осно-
вания межреберных полостей застойных зон, связанны'., как
ранее предполагалось, с обволакиванием несущей трубы и при-
корневых частей ребер утолщенным пограничным слоем и вы
ключающпм часть теплоотдающеи площади пз активного теп-
лообмена. Следует подчеркнуть, что характер течения и обтека-
ния оребренных труб и пучков отличается от обтекания
гладкотрубных поверхностей (18. 65].
136
На рис. 4.5 зафиксированы некоторые из указанных струк-
турных областей, возникающие при поперечном обтекании шах-
матных оребренных пу чков. Течение потока происходит слева
направо. Разбивка трубок в пучке — тесная по вершинам рав-
ностороннего треугольника. На фотографии ясно прослежива-
ются гидродинамические особенности обтекаипя последнего
ряда Отсутствие поджатия потока на выходе из пучка прпво
дит к увеличенным размерам аэродинамического следа, боль-
шая часть поверхности оребрения в корме находится под влия-
нием возвратного вихревого течения ближнего следа по срав-
нению с характером обтекаипя ребер за мидслевым сечением
предыдущих рядов труб.
Большинство рассмотренных исследовании проведено на
крупномасштабных .моделях ребристых труб и пучков из них
с низкими коэффициентами оребрения, которые не характерны
тля ТВО. Для углубления представлений о механизме обтека-
ния миогорядиых оребренных пучков авторами выполнены экс-
перименты на натурных образцах оребренных труб. С этой
целью было измерено распределение давления ио периметр)
грубы с поперечными целыюточеиыми стальными ребра ли, по-
мещенной в четвертом ряду
шахматных пятпря тых пуч-
ков щ = 1,25 н п2 — 1.08 при
Re = 29 340. Давление измеря-
лось иа вершине ребра и у
основания межреберной поло-
сти. Изучались три пучка [21J
с параметрами оребрения dX
</г = 25ХЗ мм, но отличаю-
щиеся шагом п толщиной
ребра: пучок / — sXA = 3,42X
X 0,55 мм, II — $ХД=2Х
К 0,3 мм и ///— 1,5x0,33 мм.
Коэффициент оребрения <|
принимал значения 3,08; 4,52;
г>,69. Опыты проведены в
аэродинамической трубе 210Х
X 203 мм.
Рнс. 4.6. Распределение давления по
окружности ребристых труб шах-
матных пучков
1, 3—у основания полости труб /. II.
Ill; 2. 4 — на ребре труб II, III
Полученные в результате
опытов кривые распределения
|дйленя'й по поверхности реб-
ристых труб пучков I... Ill
представлены на рис. 4.6. Дав-
к ине па вершине ребра достигает наибольшего значения
при Re = const в лобовой критической точке, после
которой наблюдается интенсивный' его спад до углового
расстояния р ~ 45° с последующим плавным снижением
137
до минимального значения при 0 = 92°. Плавный переходный
участок р~45...92° характерен для тесных компоновок, он ис-
чезает при свободном расположении труб в шахматном пучке
и объясняется влиянием близко расположенных труб предыду-
щего ряда. Минимум давления совпал с наименьшим проход
ным сечением. Следовательно, далее не происходит сужение
ядра потока, а имеет место отрыв его от поверхности торца
ребра. Уменьшение шага ребра не отразилось на положении
минимума давления. Па тонне давления на участке р«0 ... 92
связано с ростом скорости потока.
За отрывом потока от вершины ребра до значении углового
расстояния р~ 135 ... 150° наблюдается постепенное повышение
давления вследствие непрерывной перестройки скоростного
поля, которое стабилизируется за пределами (3«15О° в области
рециркуляционного аэродинамического следа в этой структур
нон области.
Обтекание межреберных полостей труб I . . .III заметно от-
личается от обтекания торцов ребер. Начиная с лобовой точки
Р~0°, в которой наблюдается и здесь максимум давления, кри-
вая давления резко снижается до минимума, находящегося для
труб /, // при р = 70°. Относительная глубина межреберного за-
зора h/(s—Д) для этих труб изменялась в интервале 1,045..
. . . 1,76. Полученный минимум давления соответствует отрыву
пограничного слоя от несущей трубы, а его координаты совпа-
дают с данными исследования [15, 18] шахматного пучка труб
близких относительных параметрон ребер с Л/ ($—Д) = 1,126 при
Re=»10'‘. Дальнейшее увеличение глубины зазора (уменьшение
s при /i = const) до 2,5 для трубы 111 сопровождается сущест-
венным сдвигом точки минимума давления вперед по потоку до
р = 50°, что вызвано- влиянием шага рсбоа Более ранний отрыв
потока от несущей трубы Ill оказывает влияние на простран-
ственное расположение структурных областей на поверхности
ребра, причем это влияние энергетически невыгодное, так как
нарушается пропорциональная связь между увеличением тепло-
отдающей площади трубы 111 и величиной теплосъема с нее
[2]. Коэффициенты теплоотдачи, отнесенные к поверхности
трубы с d0, отстают от возросшего значения <р этой трубы.
Принцип пропорциональности между ростом теплоотдачи в
увеличением поверхности оребрения нарушается при h/s
7^ 1,8... 2,0. За точкой отрыва потока происходит повышение
давления на участке до р« 120 . .. 130° с дальнейшей его стабп
лизацией. Стабильное значение давления па участке р~ 120...
. ..180° вызвано почти постоянной скоростью потока в межребер-
ной полости кормовой части трубы, которая, видимо, равна ско-
рости потока в области ближнего следа. В зоне ускорения потока
до р=90° для одинаковых значений р давление на ребре выше
давления у его основания, что предопределяет различную ско-
рость потока в этих точках, у основания ребра она меньше.
138
Таким образом, особенность обтекания основания ребер
заключается в более раннем по угловому расстоянью отрыве
потока, чем у вершины ребра.
Используя полученные кривые д=/(р), были рассчитаны ко-
эффициенты лобового сопротивления от тельных рядов пучков
п определена доля сопротивления трения, которая составляет
Рис. 4.7. Распределение давления по окружности ребристых труб различных
рядов коридорного (а, б) н шахматного (в. г) пучков
I. 2, 3, 4, 5 — первый, второй, третий, четвертый и пятый ряды соответс-венно
14... 20% общего сопротивления пучка. Эга характеристика
для гладкотрубных пучков не превышает 10... 12%.
Последующие исследования механизма течения потока вы-
полнялись на пучках пз длпнноребристых труб с повышенным
коэффициентом <р и значениями /г/s» 1,8. Эксперименты про-
водились на прежней аэродинамической трубе в нзотермнче-
139
ском потоке воздуха. Исследовались очень тесные иягнряшыс
пучки с относительными шагами oi = 1,04, о2 = 0,91 при шахмат-
ном расположении труб и О!=1,04. о2=1,01 при коридорном
расположении. Пучки собирались лз дюралюминиевых цельно-
катаных труб с геометрическими параметрами dy/iXsXA =
= 43,4X10X3,5X0,6 мм, <р = 9,32 с двухзаходным ребром.
В экспериментах измерялось давление потока по периметру
вершины ребра и у основания мсжреберной полости при Re =
= 3,1-10'*. Кривые давления для различных рядов труб прпве
дсны на рис. 4.7.
Изменение давления р=/(0) ио ребру и основанию полости
в коридорном пучке (рис. 4.7, а, б) качественно похожи между
собой. Ход кривой давления в первом ряду существенно отли-
чается от распределения давления после 'ующпх рядов. В пер-
вом ряду по мере удаления от лобовой критической точки про
исходит падение давления до угловой координаты р = 95° на
ребре и (3—80° на несущей трубе в основании полости, что обус-
ловливается ростом скорости потока в конфузорном участке,
образованном рядом расположенными трубами. Дальнейшее
увеличение р не отражается на давлении, которое на участке
р = 90...180° остается постоянным и равным ею значению в
точке р=90°. Вся кормовая часть трубы первого ряда за миде-
левы и сечением подвергается воздействию рециркуляционной
зоны между двумя соседними трубами продольного ряда. По
стоянство давления свидетельствует об установившейся скоро-
сти течения потока на участке поверхнос.п ребра, находящемся
в кормовой части трубы.
В остальных втором—пятом рядах характер распре щления
давления совершенно пион 11а участке р = 0...25° давление не
изменяется на вершине и у основания ребра, эта лобовая часть
труб омывается слабым рециркуляционным потоком, генериру-
емым впереди стоящим рядом. Затем давление на участке (3 —
~25...45° резко увеличивается, достигая своего максимума
при значениях р = 50° для вершины ребра вследствие удара
струи потока, выходящей из конфузорного участка предыду-
щего ряда. В межреберпой полости вторых -пятых рядов
подъем давления значительно меньший, несущая труба и осно-
вание ребра обтекаются потоком пониженной скорости во срав-
нению с вершиной. Максимум давления не постоянен, а непре-
рывно сдвигается от р = 55° во втором ряду до р = 40° в пятом
ряду в направлении лобовой точки.
При дальнейшем течении потока вокруг трубы наблюда-
ется быстрый спад давления до минимального с угловой коор-
динатой р = 95° для вершины ребра всех рядов, а в основании
ребра минимум давления соответствует р==90°. Данная экстре-
мальная точка отвечает наименьшему геометрическому проход-
ному сечению пучка. В последующем до углового расстояния
140
0—130° происходит незначительное увеличение давления, кото-
рое в области 0=130... 180° остается неизменно стабильным
на вершине и в основании ребра, вызванное слабым возврат-
ным движением потока в зоне аэродинамического следа.
Экспериментальный материал по шахматной компоновке
пучка (рис. 4.7, в, г) отличается от коридорной. Кривые p — f((i)
различны для вершины ребра и его основания. В лобовой ча-
сти трубы первого ряда, начиная от лобовой критической точки,
значения р уменьшаются монотонно то 0=95° па вершине, а у
основания эта точка сдвигается до 0 = 90" На остальных угло-
вых расстояниях давление остается постоянным. В кормовой
части на вершине ребра первого ряда имеется минимум при
0=160° и ;ва максимума давления при 0=135° и 180°, которые
возникают от действия соседних труб из-за тесного их располо-
жения, а возможно от образования двух вихрен при течении
потока в кормовой части.
В остальных рядах давление па вершине интенсивно снижа-
ется до 0 = 45°, а затем на угловом расстоянии 0 = 45... 70° не-
сколько возрастает с образованием второго максимума давле
нпя в лобовой части при 0 = 70°, после которого происходит
снижение р до минимального значения, соответствующего от-
рыву потока с вершины при 0 — 95... 100°. В кормовой части
наблюдается два максимума р при 0=130° н 180° и минимум
р при р=150° подобно давлению па вершине первого ряда.
Возникший сложный характер распределения давления на вер-
шине ребра, отличающийся от картины распре юления давления
на рис. 4.6, указывает на зависимость гидродинамики течения
от шаговых отношений труб в пучке. Вероятно поверхность в
окрестности торца ребра находится пот действием неустойчи-
вого омывания оторвавшимся потоком, который вероятно в зоне
первого максимума давления в корме присоединяется к ребру
с последующим вторичны л мпкроотрывом при 0=150° и обра-
зованием второго вихря уменьшенных размеров.
Распределение давления по основанию ребра имеет другую
закономерность для второго—пятого рядов.1 От лобовой точки
давление интенсивно снижается до 0=75°, когда noroi отры-
вается от несущей грубы, затем до '0=130... 140° наблюдается
эффективное монотонное повышение тавлепия с последующим
его стабильным значением до 0 = 180°. Различный закон изме-
нения давления по ребру н впадине на всем угловом пути
трубки связан с непрерывной перестройкой кинематики потока
по высоте межреберной полости Характер изменения p = f(?>)
на вершине ребра более сложный, чем у его основания. По-
лость ребра сглаживает пульсации потока, выступая в роли
демпфера давления. Сравнивая значения р для вершины и ос-
нования и, и 0 = const, нетрудно обратить внимание на интервал
0=0... 45°, на котором отсутствуют различия величины дав-
141
ленпя. Подобная картина характерна также для кормового уча-
стка р= 150 ... 180°. Из этого следует, что скорость потока в
этих зона- одинакова на внешней границе ребра и у его осно-
вания.
Таким образом, проведенные исследования позволили утл»
бить представления о роли гп дродинампчсскн.х процессов при
конвективном теплообмене в оребренных пучках, установить
участки поверхности ребра, отличающиеся неблагоприятными
в отношении теплоотдачи динамическими и кинематическими
характеристиками потока.
4.2. МЕСТНЫЕ КОЭФФИЦИЕНТЫ ТЕПЛООТДАЧИ
ПУЧКОВ ТРУБ СО СПИРАЛЬНЫМИ СПЛОШНЫМИ
И РАЗРЕЗНЫМИ РЕБРАМИ
Исследование распределения местных коэффициентов тепло-
отдачи по периметру трубы позволяет сравнить теплоотдачу на
отдельных участках поверхности оребрения и разработать оп-
тимальные способы интенсификации теплообмена пучков из
труб с поперечными спиральными ребрами.
Пучки труб с поперечными сплошными ребрами. Экспери
ментальные исследования проводились па аэродинамической
трубе 210X203 мм при помощи водяного калориметра местной
теплоотдачи, изготовленного из латуни Калориметр имел те
же размеры, что и дюралюминиевые трубы: rfX^X.<>XA = 43,4x
10x3,5x0,6 мм, <р=9,32, из которых Собирались опытные
пучки. Ребра на трубах были двухзаходпыс накатные с углом
подъема винтовой линии у = 2°56'.
Программа испытаний состояла из тух опытных серий
Первая серия включала в себя исследование распределения
местного коэффициента теплоотдачи по периметру трубы в раз-
личных рядах пятирядпых [36] шахматного oi=l,04 п п2=
=0,91, а также коридорного oi=l-04 п <т2= 1,01 пучков.
За определяющий размер в числе Re был принят диаметр t/u,
скорость подсчитывалась по сжатому сечению пучка, а тепло-
физические константы воздуха v. р, А выбирались по средней
температуре воздуха в пучке.
Спиральность оребрения оказывает незначительное влияние
[13] на картину изменения теплоотдачи по обеим сторонам
трубы. Поэтому исследовалась теплоотдача на участке [5 =
= 0...180°.
На рнс. 4.8, а приведены кривые изменения местного коэф-
фициента теплоотдачи по окружности трубы в каждом ряду
пятпрядного коридорного пучка при Re= 11 000 и 31 000. Из ана-
лиза кривых видно, что развертка теплоотдачи первого ряда
как качественно, так и количественно отличается от распреде-
ления теплоотдачи в последующих рядах. На угловом расстоя-
142
пип 0...75° теплоотдача медленно понижается, а затем проис-
ходит резкое падение ее до р=150°. В кормовой половине
трубы в пределах 0=150... 180° коэффициент теплоотдачи ос-
тается практически постоянным, имея минимальное значение.
Интенсивность теплоотдачи па это» участке оребрения при
Re = 11 000 в 2.3 раза меньше, чем в лобовой критической точке
Рис. 4.8. Распре дслсппс местного коэффициента теплоотдачи но периметру
оребренной трубы в различных рядах коридорной (а) и шахматной (б)
компоновки пучков
/. 2, 3, 4, 5 — первый, второй, третий, четвертый и пятый ряды соответственно
Увеличение числа Re до 31 000 способствует некоторому вырав-
ниванию коэффициента теплоотдачи по окружности п приводит
к уменьшению расхождения ее в указанных точках трубы до
1,7 раза. Совершенно очевидно, что расположенная в корме по-
верхность ребер при умеренных значениях Re фактически явля-
ется «балластной» ввиду плохого участия в теплообмене. Рас-
четы показывают, что 10... 25 % площади ребра могут быть
удалены без уменьшения суммарного тсплосъема, давая соот-
ветствующую экономию в металле и уменьшая весовые харак-
теристики оребренных поверхностей.
143
Картина распределения теплоотдачи становится физически
’•онятнон после анализа гйиродмнамикн потока воздуха, обте
•'ающе| о трубные ряды. Набегающий поток ударяется о лобо-
вую часть трубы первого ряда и <атем начинает растекаться
Вокруг периметра трубы. По мере увеличения углового расстоя
*’ня скорость потока возрастет, по о повременно с этим про
•сходит п увеличение толщины пограничного слоя. При значе-
ниях (3 = 0... 75° оба этих фактора, противоположно влияющие
L,a теплоотдачу, уравновешиваются н вследствие этого теплооб-
мен не изменяется. Дальнейшее резкое снижение теплоотдачи
связано с образованием начптельноп толщины пограничного
^лоя, который вытесняет поток к периферии оребренной поверх-
ности. Низкая интенсивность теплообмена в кормовой половине
Обусловлена наличием слабы, циркуляции потока жидкости н
Отсутствием интенсивного по тока свежих масс воздуха с мень-
шей температурой, которые бы улучшили теплоотвод с этой
'•тороны трубы.
Характер распределения локальных коэффициентов тспло-
1'гдачп в рядах, следующих за первым, существенно изменя-
ется. Все последующие грубы оказываются в аэродинамической
Асии, создаваемой впереди стоящей трубой.
Струя воздуха, выходящая и > конфузорного участка преды-
дущего ряда, ударяет не в лобовую точку, а в боковую часть
Поверхности. В месте удара струп н образуется максимум теп-
мюоиачи, который соответствует угловому расстоянию 65.
70° для всех рядов, начиная со второго. Кривые теплоотдачи
хцля второго, третьего и четвертого ря юв имеют идентичный ха-
рактер, так как условия обтекания их потоком одинаковы. Но
изменяя своего общего характера, они на угловом расстоянии
Ч)...70° несколько деформируются. По мере увеличения ряда
возрастает теплоотдача в лобовой части с одновременным
уменьшенном максимума, что вызвано постоянным развитием
турбулентности в пучке. Изменение же теплоотдачи в кормовой
половине как по характеру, так и по механизму процесса не от
лпчастся от разобранного выше первого ряда.
Кривые местной теплоотдачи третьего п четвертого рядов
совпадают, что свидетельствует о стабилизации потока и достп
женин предельной турбулентности, характерной для данной
компоновки пучка.
Местная теплоотдача пятого ряда качественно сходна с кри-
выми второго — четвертого рядов и отличается от них лишь не
сколько более высоким уровнем расположения, что связано с
особенностями гидродинамики обтекания потоком последнего
ряда
В полном соответствии с характером тепловых процессов
находится и гидродинамическая картина обтекания ребристых
труб этого типоразмера, характеризующаяся кривыми распре
144
деления давления воздуха ио поверхности торца ребра и иссу-
шен трубы (межреберной полости) для различных угловых
расстоянии 0 и рядов труб пучка, приведенными в предыдущем
параграфе.
На рис. 4.8,6 представлена картина распределения местных
коэффициентов теплоотдачи вокруг трубы и по рядам пятпряд-
ного шахматного пучка при Re = 31 000.
Характер распределения теплоотдачи в первом ряду анало-
гичен изменению теплоотдачи этого же ряда коридорного
пучка. Но уже начиная со второго ряда, розетка теплоотдачи
коренным образом отличается от таковой для коридорного
пучка, так как в сильной мере изменяется характер обтекания,
обусловливаемый компоновкой пучка. В лобовой части трубки
от р = 0° вместо роста коэффициента теплоотдачи, имеющею
место в коридорном пучке до р = 65...70°, в шахматном пучке
теплоотдача непрерывно уменьшается до 0=180°. Наличие мак-
симума теплоотдачи в лобовой критической точке вызвано уда-
ром струи, выходящей из конфузорного участка предыдущего
ряда От места удара струп о несущую трубу происходит ее
раздвоение и пос тененное нарастание пограничного слоя, что в
конечном итоге приводит к снижению теплоотдачи. Следует
подчеркнуть, что и здесь для кормовой половины характерна
самая низкая интенсивность теплообмена.
Из кривых видно, что происходит изменение теплоотдачи и
по рядам пучка. В то время как теплоотдача первого рядаопре
деляется структурой набегающего потока, интенсивность тепло-
отдачи последующих рядов, главным обра ,ом, зависит от тур-
булизации потока впереди стоящими трубами. Например, мест-
ная теплоотдача лобовой точки 0 = 0° второго—четвертого ря-
дов шахматного пучка1 в 1,45 раза выше по отношению к тепло-
отдаче в этой же точке первого ряда. Эффект турбулизации
оказывает сильное влияние до мпделева сечения, проявление
его влияния в кормовой половине значительно слабее, по-види-
мому, происходит быстрое затухание н рассеивание пульсации,
проникающих в аэродинамический след, но все же интенсив-
ность теплообмена в в этой части трубы (90... 180°) выше при-
близительно на 20%. Стабилизация теплоотдачи наступает со
второго ряда.
По кривым местной теплоотдачи рассчитывалась средняя
теплоот1ача каждого ряда пучка. Средний приведенный коэф-
фициент теплоотдачи определялся интегрированием зависи-
мости *
₽
а=_Иа(М-
о
Изменение средней теплоотдачи по рядам шахматного
пучка по отношению к теплоотдаче стабилизированных рядов
10
115
(второго—четвертого), которая принята за 100%. выглядит
следующим образом: для Re = 31 000— первый ряд 78 %; пятый
ряд — 95%.
Рис. 4.9. Распределение местной теплоотдачи по периметру оребренной трубы
последнего ряда коридорных (а, б) и шахматных (в, г) пучков
а — I. 2. 3, 4, 5 — последний ряд одно-, двух-, трех-, четырех- и пятирядиых кори-
дорных пучков соответственно при <у2 = 1,01; 6 — 1, 2 —второй ряд двух- и трех
рядного коридорных пучков соответственно при <у2 = 1,01, 3 — второй ряд трехрядного
коридорного пучка при д2 = 2.02; в — /. 2. 3, 4. 5 — одно-, двух-, трех-, четырех и
пятирядных шахматных пучков; г — 1, 2 — второй ряд трех- и двухрядного шахма1-
иых пучков соответственно
Аналогичная картина в коридорном пучке, у которого ста-
билизация наступает с третьего ряда, характеризуется дан-
ными: для Re = 31 000 — первый, второй и пятый ряды соответ
146
ствснно составят 82%, 89%, 108%; для Re = 1100—86%,
89%, 108%.
Что касается средней теплоотдачи первого ря la, то изме-
няемость ее с увеличением Re возможна вследствие разных зна-
чении показателя степени при Re в зависимости Nu = f(Rc) для
этого ряда и стабилизированных рядов.
Вторая серия опытной программы, реализованная па тру-
бах с темп же геометрическими параметрами, вллючала в себя
изучение местной теплоотдачи последнего ряда [35] пучков с
различным числом поперечных рядов и влияние продольного
шага на интенсивность местной теплоотдачи. Относительные
поперечный и про юльный шаги труб в пучках соответствовали
первой серии опытов, а также дополнительно исследовался ко-
ридорный пучок с продольным шагом О2=2,02. Число попереч-
ных рядов в пучках изменялось от одного до пяти. Кривые рас-
пределения местной теплоотдачи по периметру этих оребренных
труб в стабилизированных рядах пучков приведены па рис. 4.9.
Здесь анализируются кривые местной теплоотдачи последнего
ряда, гидродинамика обтекания которого имеет своп особей
иостп.
На рис. 4.9,п приведены pc iy чьтаты распределения местной теплоотдачи
по окружности трубы в однорядном пучке и последних рядах двух-, ipex-,
четырех- и пятнрядиых коридорных пучков для Re = 31 000 при су> — 1,01.
Картины и •менення местной теплоотдачи по периметру трубы последнего
ряда качественно подобны для всех пучков с числом рядов z^2. В колпчо
ственпом отпопк нпп теплоотдача последнего ряда с г^З одинакова, что
свидетечьствует о наступлении стабилизации гидродинамически характер!!
стик потока в межтрубном пространстве. Местная теплоотдача второго ряда
двухрядного пучка во всем дн шазопе изменения угловых расстояний ниже
теплоотдачи последнего ряда с z^3.
Совместный анализ кривых местной теплоотдачи, приведенных иа
рис. 4.8,а и 4.9, а, позволяет оцепить в количественном отношении влияние
сзади стоящего ряда труб иа средний коэффициент теплоотдачи предыду-
щего ряда и изменение средней теплоотдачи в последних рядах пучка. Ре-
зультаты выполненных расчетов приведений в табл. 4.1 п представлены в
виде отношения соответствующих средних коэффициентов теплоотдачи « по
рядам.
Поясним пользование табл. 4.1. Например имеется запись -L-—
следовательно, сопоставляем между собой однорядный пучок и первый ряд
двухрядного пучка. Первая цифра указывает помер ряда, а вторая — число
рядов в сравниваемом пучке. В общем виде: I— помер ряда, г — число ря-
дов в пучке.
Нз второй строки табл. 4.1 видно, что средний иоэффмцнщт теплоотдачи
впереди стоящего ряда уменьшается па 4%. Ввиду одинаковой турбулент-
ности потока воздуха, обтекающего сравниваемые ряды пучков, различия в
теплоотдаче вызываются исключительно изменениями формирования и раз-
вития аэродинамического следа в кормовой области ряда. Это подтвержда-
ется рис. 4.9,6, па котором для удобства анализа приведены кривые мест-
ной теплоотдачи второго ряда трсхрядного пучка II — 3 при Ре = 31 000 н
одинаковых относительных шагах О|=1,04; о2=1.01. Кривая теплоотдачи
пучка II—2 иа участка р>65° характеризуется меньшими значениями коэф-
фициента местной теплоотдачи.
На рис. 4.9,6 верхняя кривая соответствует изменению местной тепло-
10* 147
отдачи второго ряда трехрядного пучка, по с удвоенным шагом по глубине
(о2 = 2,02). Интенсивность местной теплоотдачи на участке р = 0 ... 75'
оребренной трубы увеличилась, а форма кривой напоминает кривую теплоот-
дачи первого ряда. Средняя теплоотдача этого ряда па 16% больше по
сравнению с теплоотдачей такого же ряда тесного пучка при о*=1,01.
Управляя значением продольного шага сь>, можно в коридорных пучках
устранить вредное влияние аэродинамической теин от впереди расположен-
ного ряда па теплоотдачу лобовой? части труб постедующего ряда Эти ре-
зультаты также объясняют причины роста средней теплоотдачи [13. 14| в
раздвинутых по глубине пучках. Стабилизация теплоотдачи в коридорных
пучках наступает с третьего ряда. Нз четвертой строки табл. 4.1 видно, что
в таких пучках с установившимся режимом течения средняя теплоотдача
последнего ряда па 8% выше теплоотдачи стабилизированного ряда
Таблица 4.1
Коэффициенты относительного изменения средней теплоотдачи
по рядам коридорных пучков
Типы сопоставляемых пучков —1 1, z 1—1 1-2 11—2 11—3 III—3 ПТ^4 IV—4 IV -5
Отношение средних коэффициентов тсплооттачп сравниваемых рядов пхчков —1 7. г 1.01 1,01 1,01 1,04
Типы сопоставляемых пучков 1 1, z 11 2 I -2 111—3 11 -3 IV 4 III 1 V—5 IV—5
Отношение средних коэффициентов теплоотдачи сравниваемых рядов пучков z L—1. Z 1,12 1,10 1,08 1,08
На рис. 4.9, в представлены исследования местной теплоотдачи по пери-
метру труб в последних рядах одно-, двух-, трех-, четырех- и иятнрядпых
шахматных пучков для Re = 31 000. Видно, что стабилизация теплообмена
последних рядов тесных пучков наступает со второго ряда чву‘рядного
пучка. Сравнительные расчеты, прове <сппые пь той же методике, как п для
коридорных пучков, выявили что почж >тпе потока воздуха, создаваемое но-
елету.ощнм рядом труб, увеличивает теплоотдачу предыдущего ряда лишь
па 5%. Это влияние хорошо видно иа рис. 4 4,? Таким образом, п в шах-
матной компоновке область интенсивного омывания потоком поверхности
pi бер незначительно увеличивается, а кормовая часть трубы без дополни-
те пьного внешнего поджатия готока в/ пей не будет участвовать в теплооб-
мене с надлежащей степенью эфф| кгпвпостн. Турбулентность потока достп
гает своего предельного значения при конкретных значениях о, и о2 уже в
двухрядном пучке. Турбулизация потока первым рядом заметно увеличи-
вает среднюю теплоотдачу малорядных пучков. Например, теплоотдача двух-
рядного пучка на 25 % выше, чем однорядного при Re = 31 000. При большем
числе рядов в пучке влияние начальных рядов, как турбулизнрующей ре-
шетки, замедляется.
Распределение теплоотдачи на поверхности ребристой трубы
определяется особенностями ее обтекания в пучке. Оно зависит
от параметров ребристой трубы, типа пучка п его компоновоч-
ных характеристик, режима течения, величины турбулентности.
148
В исследованном интервале Rc= (11 . .. 31) • 103 тепловая на-
грузка лобовой части трубы больше чем в кормовоп п это ус-
ловие выполняется для Re>10-' [16]. При меньших числах Re
лобовая часть поверхности трубы передаст меньше теплоты по
сравнению с кормовой частью.
Пучки труб с поперечными разрезными ребрами. Выбор ме-
стоположения интенсификаторов теплоотдачи. Коэффициенты
местной теплоотдачи ребристой грубы в стабилизированных ря-
дах шахматных пучков в интервале 0= 150... 210° в 1,75...
...2 раза меньше их значении в лобовой критической точке в
диапазоне чисел Re, свойственных эксплуатационным режимам
ТВО. Очевидно, что эта область оребрения трубы в первую опе-
реть является одним из основных резервов повышения энерге-
тической эффективности трубных пучков путем интенсификации
теплообмена.
Для труб с поперечными спиральными ребрами максималь-
ное развитие поверхности в заданном конструктивном объеме
пучка возможно путем уменьшения шага ребер и их толщины.
Однако при уменьшении шага ребер увеличивается глубина
межреберных полостей, ухуДшаются гидродинамические усло-
вия течения потока, необходимые для осуществления интенсив-
ной теплоотдачи. В результате экспериментов [2, 6, 82, 83] п„
большого многообразия различных способов [13, 24, 83, 94]
теплового совершенствования пучков установлена энср!одиче-
ская целесообразность интенсификации теплоотдачи в ребри-
стых поверхностях путем перио цшеского разрушения погранич-
ного слоя па ребрах с целью его обновления п реализации
входных эффектов путем создания начальных участков для обе-
спечения вихревого режима течения потока [2] в межреберных
каналах с отрывом его от твер юй стенки. После отрыва потока
возникает тончайший пограничный слой, который имеет значи-
тельно меньшее термическое сопротивление. Благоприятное
влияние отрывного эффекта на интенсификацию теплообмена
в условиях внешней задачи подтверждается опытами
В. М. Кэйса п А. П. Лондона с прерывистыми пли жалюзив
ними плоскими ребрами, коэффициенты теплоотдачи которых
на 40... 60% выше, чем у сплошных ребер при одинаковых за-
тратах мощности на прокачку. Эти принципы интенсификации
теплоотдачи при обязательном учете возможности их освоения
в серийном протводствс труб с поперечными ребрами дости-
гаются расчленением сплошного ребра на отдельные короткие
пластинки с отогнутыми в противоположные стороны кром-
ками. В итоге формируется разрезное ребро знака «интеграл».
При обтекании такого оребрения происходит отрыв потока с
острых кромок пластинок, его турбулизация с разрушением
теплового и гидродинамического пограничных слоев.
С целью выбора местоположения разрезов поперечных ре-
бер на их периметре были проведены эксперименты с пятиряд-
149
пым шахматным пучком т = 1,04 и о2=0,91 из труб со сплош-
ными однозаходпымп дюралюминиевыми ребрами следующих
параметров: d^h XsXA=59X 13,8X4,75X0,7 мм, <р = 9,32. В тре-
тий ряд этого пучка последовательно устанавливались латун-
ные калориметры нз ташх же труб, по с переменным числом
разрезов zp [21], изменяющимся от zp = 0 (исходное сплошное
ребро) до zp = 2, 4, 6, 8 п 12. Разрезы выполнялись методом
пластической деформации без удаления металла вдоль осп
трубы на полную высоту ребра с отгибом кромок элементов
разрезного ребра. Для снятия местных коэффициентов тепло-
отдачи выделялись специальные измерительные секторы с цен-
тральными углами 45 и 30е. Расположение секторов относи-
тельно потока воз туха, их число и форма разрезного ребра
приведены па рис. 4.10. Калориметр / соответствовал случаю
Рис. 4.10. Конструкции труб с разрезными ребрами формы «интеграл» (а)
и вид па трубу спереди (б)
/— VII — номера калориметров
сплошного ребра. Трубы пучка в опытах по обогревались. При
пластической разрезке ребер поверхность теплоотдачи не-
сколько увеличивается в зависимости: от угла подъема у линии
разрезки, числа разрезов zp, высоты (глубины) разреза Лр и
определяется по формуле
2ft 2zpftpA
с? = 1+тт^о + // + д) + ^.Ъ- (4Л)
O14Q KUqO bill [
Кривые распределения конвективного коэффициента agK
теплоотдачи для различного расположения продольных разре-
зов по периметру ребра калориметров //—VI/ (рис. 4.10) при-
ведены па рис. 4.11 для Re = 48 000. Коэффициенты теплоотдачи
относились к полной наружной поверхности теплообмена Рас
членение ребер двумя разрезами, расположенными снимет
рично относительно р=180° (труба II) в корме, повышает мест-
150
ную теплоотдачу на 17%. При расположении их п лоВовой ча
сти симметрично 0 = 0° (труба ///) интенсификация местного
коэффициента теплоотдачи составляла лишь 7%. Нанесение 4,6
разрезов в кормовой половине (труба IV) и области миделе-
вого сечения (труба V) способствовало существенному вырав-
ниванию теплоотдачи по всей поверхности ребра. Этим, однако,
Рис. 4.11. Распределение местного конвективного коэффициента теплоотдачи
по окружности оребренной трубы в третьем ряду шахматных пучков
-----—сплошное н разрезное ребро соответственно; 7, 2—Re = 13 600, 48 000:
3, < 5. Ь, 1 — число разрезов гр = 2. 4, 6. 8, 12
эффект разрезки не исчерпывается. Последующее увеличение
числа продольных разрезов симметрично по периметру до 8 и
12 вновь вызвало существенную неравномерность теплоотдачи
по окружности трубы, но уже на новом более высоком уровне
по сравнению с теплоотдачей сплошного ребра. При zp = 8 ко-
эффициент теплоотдачи в кормовой точке р=180° возрос на
75 %, а в лобовой точке 0 = 0° на 36 % по отношению к теплоот-
даче исходной трубы I.
Учитывая, что степень турбулентности потока и формирова-
ние теплового пограничного слоя в межреберной полости опре-
деляются предысторией потока, а также необходимостью дости-
151
жения максимального эффекта интенсификации теплоотдачи
при обязательном условии выполнения разрезки ребра на ста-
дии изготовления трубы с последующей сборкой пучка, расчле
ление поперечных ребер следует производить по всему пери-
метру с равномерным расположением разрезов.
Дальнейшая программа экспериментов по определению
местных характеристик теплоотдачи состояла из 1вух опытных
серий. В первой серин были выполнены исследования, в кото-
рых латунный калориметр и дюралюминиевые трубы указан-
ных параметров при б/=59 мм имели сплошные ребра, а во вто-
рой серии ребра калориметра и все труб пучка были пласти-
чески расчленены вдоль оси двенадцатью разрезами. Длина
разрезной пластинки по наружному диаметр) ребра составила
,s-p=3i14(59/12) = 15,44 мм. В обеих сериях опытов калориметр
местной теплоотдачи устанавливался в третьем ряду пучков,
трубы которых по обогревались. Эти опыты проводились сов-
местно с Ф. М. Иохведовым.
На рис. 4.12 приве тены кривые изменения температуры воз-
духа и поверхности ребра для сплошных и ра «резных ребер
как по высоте, так и ио их пспиметру при крайних числах Re^=
= 1,36-10“’ и 4,8-104, достигнутых в опытах. Необходимо прежд
всего отметить общие закономерности в распределении темпе
ратуры независимо от типа ребра. Наименьшая температура
воздуха при всех угловых расстояниях межреберноп полости
находится у ее вершины, а наибольшая — у основания. Анало-
гично изменяется и температура поверхности ребра по его, вы-
соте для p = const. Но градиент температуры ребра и воздуха
по высоте полости при ft=var зависит от угла поворота р,
числа Re и типа ребра. Для больших чисел Re наблюдается бо-
лее резкое снижение температуры ребра от его основания к
вершине, особенно для труб с разрезным ребром. И, наоборот,
температура воздуха по высоте полости а ростом Re изменяется
более плавно, а при угловых расстояниях в области мпделева
сечения и в интервале р~30. 120° остается почти постоян-
ной.
Расчеты по усреднению температуры воздуха показывают,
что его средняя температура в полости разрезного ребра
больше по сравнению с температурой воздуха для сплошного
ребра. Этот результат получается несмотря на то, что при р,
равном 0, 60, 150° температура воздуха у труб с разрезным
ребром меньше, чем у труб со сплошным ребром. Следова-
тельно, разрезка ребер вызывает повышение средней интенсив-
ности теплоотдачи, рост тепловой эффективности оребрения,
что отражается на изменении уровня температуры. Особенно-
сти в распределении температуры сравниваемых типов ребри-
стых труб состоят в следующем. Распределение температуры па
поверхности сплошного ребра подтверждает данные [13, 18] о
152
Re=13600
Re= 46000
— Puc. 4.12. Изменение по высоте температуры ребра п воздуха в межреберной полости трубы в третьем ряду шахматны
со пучков: а, б, в, г — температура воздуха; д, е, ж, з — температура ребра
гом, что кор новая часть ребра находится в менее благопрпяг
ных температурных условиях, чем лобовая. Температура ребра
на участке р=150... 180е на 15...20°С выше по сравнению с
лобовой частью. Разрезка ребер снижает общий уровень тем-
пературы по всей ребристой поверхности и незначительно вы-
равнивает ее распределение в интервале 0=0... 120°. Однако
и для разрезных ребер (рис. 4.12, е.з) температурный перепад
в окрестностях критичес ких точек лобовой (р-=0°) и кормовои
(р=180°) сохраняется равным 15...20°С, как и для трубы со
сплошными ребрами Локальное распределение температуры ns
Рис 4.13. Изотермы поверхности ребра и воздуха в межреберной полости
по окружности оребренной трубы в третьем ряду шахматных пучков для
Re = 26 000: а — для ребра; б — для воздуха
-----,------- — соответственно сплошное н разрезное ребро
ребру и воздуха в межреберной полости полностью отражают
гидродинамические условия течения потока вокруг ребристой
поверхности. Это наглядно прослеживается на рис. 4.13, где
дается совмещенное расположение по периметру трубы третьего
ряда пучков изотерм поверхности сплошного и разрезного ре-
бер (верхняя половина рисунка) и изотерм воздуха в межьрь-
берной полости (нижняя половина рисунка) для тех же типов
ребер. Изотермы на поверхности сплошного и разрезного ребер
располагаются подковообразно вокруг цилиндра по направле-
нию течения, удаляясь от стейки цилиндра в интервале 0 =
15+
1 = 120.. .140°. Поверхность ребра в кормовой части р ~ 130.. .180°
характеризуется повышенной температурой, что является след-
ствием неблагоприятней гидродинамической обстановки. Ана-
лиз хода изотерм воздуха в межреберной полости вокруг трубы
позволяет вы селить за ми деловым сечением участок оребрения
с |J«120... 180°, обтекаемый повышенной температурой потока.
Картина расположения изотерм по высоте полости в области
оребрения р~110... 180° указывает на наличие зоны с локаль-
ным ростом температуры воздуха на некотором удалении о г
вершины ребра к ею основанию. Это особенно хорошо про-
сматривался при угловом расстоянии р=180°. В локальной
зоне изотермы замыкаются в объеме межреберноп полости
Теплоотдающая поверхность вершин ребер в окрестности их
кормовой точки обтекается воздухом пониженной температуры.
В лобовой части особенностей в рас положении изотерм не оо-
наружеио. Разрезка ребер не вносит принципиальных измене-
нии в характер расположения изотерм воздуха. Характер хода
изотерм указывает на крайне неравномерное распределение пО-
эффицпепта теплоотдачи по поверхности ребра.
Полученные в опытах кривые распределения местных гем-
nepaiypiibix характеристик как по окружности ребра, так и его
высоте согласуются со сложившейся к настоящему времени
концепцией формирования и развития пограничного слоя [1-1,
65, 70], а также вихревых структур [(>, 53] на поверхностях по-
перечно обтекаемых крутлоребристых цилиндров, собранных в
трубные пуч л. Анализ опубликованных данных но локальным
характеристикам потока в межреберном и трубном простран-
ствах пучка позволил выделить несколько общих характеристик
зон развития noi рапичиого слоя и отрывных циркуляционных
течений, присущих впешиеобгекасмым трубам с круглыми реб-
рами. ребер с острыми торцами при их толщине \>1 мм на-
блюдается отрыв потока от передней кромки с образованием
узкой полосы, располагающейся по периферии ребра до млде-
лева сечения. ILIupiiна зоны отрыва составляет (3 ... 4)Д. За
зоной отрыва происходит присоединение потока к поверхности
ребра и развитие пограничного слоя. Отрывная зона нс обра-
зуется у ребер с закругленными торцами или слабо выражена
для ребер с острыми кромками при А<1 мм. У основания
ребра в окрестности лобовой критической точки несущей трубы
вследствие интерференции пограничных слоев ребра и стенки
цилиндра формируется вторая отрывная зона с образованием
подковообразного вихря, занимающего переднюю плоскость ос-
нования ребра до (5 — 90°. Подковообразный вихрь далее остав-
ляет за собой после миделева сечения ребра в направлении по-
тока след, достигающий кормовой кромки ребра. В этой зоне
отмечается интенсивное циркуляционное открытое течение с
подтоком свежих .масс жидкости. Ширина зоны ее следа зави-
сит от Re и диаметра трубы. При скорости воздуха перед пуч-
155
ком щ>8 ... 10 м/с во в орой отрывной зоне появляется сильно
выраженная структура вихрей Тейлора—Гертлера. Образовав-
шиеся вихри остаются в пограничном слое
Между обеими отрывными зонами на поверхности ребра
формируется область безотрывного течения в пограничном слое
с ламинарным и турбулентным режимами. Смена режима тече-
ния ламинарного на турбулентное возникает при 0 — 90°, при-
чем с удалением от основания ребра к вершине значение 0 воз-
растает. При значениях р«75...95° в зависимости от Re и па-
раметров оребрения происходит отрыв пограничного слоя от
несущей грубы, который в совокупности с от телившимся турбу-
лентным пограничным слоем от поверхности ребра образует в
кормовой 1,асти циркуляционное с крупномасштабными вих-
рями обратное течение навстречу основному потоку. В зоне ре-
циркуляционного вихревого течения оказывается кормовая
часть ребер п иссушен трубы, соответствующая 0 =» 130 ... 180’.
Образовавшийся движущийся вихрь при входе в межреберные
пространства соприкасается с кормовыми торнами ребер и пре-
терпевает деформации, близкие к гп сроднйампке потока па пе-
редней кромке оребрения. В результате образуется на поверх-
ности ребра вдоль его задней кромки небольшая зона с благо-
приятной в отношении теплоотдачи гидро щиамичсской струк-
турой потока. Эта зона приближенно равна сектору, ограничен-
ному наружным диаметром ребра н линией, сое шпяющеп
точки с р= 150 и 210° на окружности ребра. Остальная кормо-
вая часть поверхности ребра и трубы находится под воздей-
ствием низкоскоростного рециркуляционного течения со слабым
переносом потока во внешнюю область течения. Эта зона ха-
рактеризуется наличием высокой температуры ребра н поток,
(рис. 4.13), а также самой низкой теплоотдачей. Образовав-
шиеся внхрп нисходящим потоком сносятся вниз по движению
потока на следующий ряд труб, создавая в межреберном и
межтрубном пространстве вихревое течение.
На рис. 4.14 представлены распределения местной приведен-
ной теплоотдачи по периметру труб со сплошны чи (а) и раз-
резными (б) ребрами в третьем ряду шахматных пучков для
различных значений Re. Картина изменения коэффициента теп-
лоотдачи при разных угловых сечениях трубы хорошо корре-
лируется с рассмотренной структурой течения потока вокруг
трубы в глубинном ряд}' пучка. Кривые теплоотдачи сплошные
и разрезных ребер не имеют принципиальных отличий. В диа-
пазоне Re= (1,36 ... 4,8) -104 независимо от формы ребра мак-
симум приведенного коэффициента теплоотдачи находится в
лобовой точке (0 = 0°), а минимум — в кормовой (0=180’), что
подтверждается и данными работы [14]. Для труб со сплош-
ными ребрами теплоотдача в лобовой точке в 1,7... 1,8 раза
выше по сравнению с ..ормовой в интервале достигнутых чисел
156
Рис. 4.14. Распределение местного приведенного коэффициента теплоотдачи по окружности трубы со сплошными (а) и
разрезными (б) ребрами в пучках шахматной компоновки
/, 2. 3, 4, 5 — Rc = 13 600; 17 000; 26 000: 36 000 и 18 000 соответственно
О*
Re, а разрезка ребер способствовала сокращению расхождения
коэффициентов теплоотдачи до 1,65 раза. Неравномерность
теплоотдачи по окружности уменьшалась незначительно.
На рис. 4.15 наглядно прослеживается эффект интенсифика-
ции приведенной теплоотдачи от разрезки ребер в различных
точках периметра оребрения и
рост числа Re. Сравнительное
сопоставление динамики рас
пределення местных конвектив
ных коэффициентов теп-
лоотдачи сплошного и разрез-
ного ребра по окружности
трубы приведено на рис. 4.11.
Анализ результатов на
рис. 4.11 п 4.15 показывает,
что интенсификация теплоот
дачи ребристой поверхности
разрезкой ребер достигает
большего значения в кормо-
вой части трубы, несмотря из
приблизительно од и и а гон ы и
абсолютный количественный
прирост коэффициентов теп-
лоотчачи в каждой точке по
периметру. Например, от раз-
резки ребер при Re=I3 600a31v
Рис. 4.15. Распределение местного
прицеле иного коэффициента теплоот-
дачи по окружности оребренной
трубы в третьем ряду шахматных
пучков
---,------сплошное н piiBpuNiiiH* ребро
соответственно; /. 2— Re = 13 Ы)(>. -18 «)Ш>
в лобовой точке повышается на 30%, а в кормовой — на 52 %.
Повышение Re до 48 000 интенсифицировало теплоотдачу в ука-
занных точках соответственно на 37 и 60%. Эффект интенси-
фикации увеличивается с ростом Re, но разрезка повышает
теплоотдачу всех участков оребрения без исключения.
Характер распределения местных конвективных коэффшш
ептов теплоотдачи сплошного ребра качественно подобен кри-
вой a, =f(P) для этого же ребра. Однако 1ля разрезного ребра
максимум конвективною коэффициента =/(|5 перемеша-
ется из точки р=0° в сторону миделева сечения до р> = 30 . .
... 45°. Наименьшее значение арк находится в кормовой точке
Значения арк разрезных ребер по абсолютной величине при
любых значениях р превышает данные а, сплошных ребер.
Одновременно с измерением местных температурных харак
теристик были исследованы средняя приведенная теплоотдача
п аэродинамическое сопротивление в изотермическом потоке
пятирядпого шахматного пучка из этих труб с дюралюминпе
вымп разрезными ребрами «интеграл» d=59 мм, zp=12 с ша
гами Oi= 1,04 и 02 = 0,91. Теплоотдача исследовалась методом
полного теплового моделирования, результаты экспериментi
158
приведены на рис. 4.16, здесь же нанесены опытные значения
теплоотдачи ребер до их разрезки. Теплоотдача п сопротпвле
пне пучка труб с разрезными ребрами обобщаются уравне-
ниями.
fJu = O,7R«*-7fr>; Eu = 47,45Re °-243, (4.2); (4.3)
а средняя
пучка со
добня:
теплоотдача п аэродинамическое сопротивление этого
сплошными ребрами подчиняются уравнениям по-
Nu = 0,076 Re03’14; Eu=46,0Re-°-2S. (4.4); (4.5)
Числа Ен даются для пяти поперечных рядов. За линейный
размер принят диаметр с?о,
скорость воздуха рассчитыва-
лась по сжатому поперечному
сечению пучкоЬ.
Теплообмен разрезных ре-
бер по сравнению со сплош-
ными увеличился при Re=IO4
па 35%, а при Re = 5- 10* па
57%. Аэродинамическое со-
противление прп этом соот-
ветственно возросло на 44 н
54%. Таким образом, разрез
ка ребер вызвала приблизи-
тельно одинаковое увеличение
теплоотдачи и сопротивления
пучка, что исключительно вы-
годно для интенсификации
теплообмена. Пропорциональное
Рис. 4.16. Средняя теплоотдача
шахматных оребренных пучков
1 — разрезное ребро «интеграл»: 2 —
исходное сплошное ребро
увеличение теплоотдачи п со-
противления связано с созданием в межреберпых полостях вих-
Рнс, 4.17. Распределение местного коэффициента теплоотдачи по окружности
одпно'чюй оребренной трубы
159
ревого течения с повышенным уровнем турбулен!пости. Пол}
чснные соотношения после оптимизации параметров разрезки
можно еще улучшить. Уравнения (4.2) . .. (4.5) действительны
в интервале Re = (7 ... 70) -103.
Одиночная труба с поперечными ребрами. На рис. 4.17 изо-
бражены кривые изменения местной приведенной теплоотдачи
одиночной трубы с поперечными спиральными латунными реб-
рами <WXsXA = 43,4x3,5X10x0,6 мм, <р=9,32, установлен-
ной в центре рабочего участка (см. рис. 3.4). Ребра цельното-
чепые имеют монолитное соединение с основной несущей тру-
бой, максимум местной теплоотдачи наблюдается в лобовой
точке трубы в месте удара набегающего потока о теплообмен-
ную поверхность. По мере увеличения углового расстояния 0
происходит непрерывное снижение теплоотдачи со 0=140°, а в
диапазоне р= 140... 180° теплоотдача почти постоянная п
равна минимальному значению.
4.3. КОЭФФИЦИЕНТ ЭФФЕКТИВНОСТИ
РАЗРЕЗНОГО И СПЛОШНОГО КРУГЛЫХ СПИРАЛЬНЫХ РЕБЕР
В тепловых расчетах теплообменников из развитых поверх-
ностен широко применяется коэффициент эффективности
(КПД) ребра. Существует несколько определении коэсрфпт
еита эффективности ребристой поверхно. тн.
Коэффициент эффективности ребра представляет собой от
ношение [ 14, 29] действительного теплового потока Qp поверх-
ности ребра к теоретически возможному тепловому потоку
Qmax, если бы вся поверхность ребра имела температуру его ос-
нования, т. е.
£=QP/Qmax. (4.6)
Условие QP = Qmax удовлетворяется при бесконечной тепло-
проводности материала ребра (ZM->oo). Так как дм имеет ко-
нечное значение, то для тонких ребер по высоте ребра возни-
кает градиент темпера гуры, и средняя температура поверхности
ребра /р ниже температуры основания ребра /,,.р и Qp <
Тогда по формуле (4.6) найдем Е<1,0.
Формула (4.6) может быть представлена в наиболее общей
форме:
/р
Г
Е = , (4.7)
_ р
JfCT [ arf£p
0
где Si — разность температуры поверхности ребра в данной точке
и окружающей среды /Р; \/ст=/ор—10 — разность температуры
160
поверхности в основании ребра и окружающей среды; dFp —
элементарная площадь поверхности ребра; </ коэффициент
теплоотдачи ребра.
Принимая постоянными коэффициент теплоотдачи иа по-
верхности ребра u = const и температуру окружающей среды,
выражение (4.7) преобразуется к виду
^в
^О.р ^о.р ^в
(4.8)
где /в — температура воздуха, омывающего ребро. Следова-
тельно, коэффициент эффективности ребра согласно (4.8) выра-
жает отношение средней разности температуры оребренной
Рис 4.18. Коэффициент эффективности крутых поперечных ребер постоян-
ной толщины
поверхности и окружающей среды к разности температуры по-
верхности, несущей оребрение, и окружающей среды. Матема-
тическое исследование эффективности оребренных поверхно-
стей выполнил К. Гарщер [29] при некоторых допущениях
[79, 94] и получил аналитические выражения для коэффици-
ента эффективности различных конструктивных типов ребер.
На основании выполненных расчетов построены графики, по-
зволяющие определить коэффициент эффективности ребер [2,
13, 79], которые отображают функциональную зависимость Е =
= f(tnh), а также от формы сечения ребра, его размеров,
где tnh = h у 2акДмД— безразмерный комплекс. На рис. 4.18 и
4.19 изображена зависимость Е от tnh для ..руглых ребер no-
il
161
стоянкой толщины п трапецеидального сечения. Коэффициент
эффективности ребра трапецеидального сечения может быть
вычислен через эффективность круглого ребра постоянной тол-
Рпс. 4.19. Коэффициент эффективности круглых поперечных ребер трапе-
цеидального сечения
щины с введением поправочного коэффициента р, учитываю-
щего уширение толщины ребра к основанию (рис. 4.20). За оп-
Рис. 4.20. Поправочный ко-
эффициент на изменение
толщины поперечного се-
чения ребра
ределяющую толщину \ в компле;
се nth поипимается значение А =
= 0,5 ( А| + Аз) - Заштрихованная
площадь на рис. 4.18 н 4.19 опре-
деляет рабочий диапазон измене-
ния tnh ребер труб ТВО. Разлнч
пыс источники указывают разные
значения Е, ниже которых ореб-
ренную поверхность нецелесообраз-
но эксплуатировать. По данным
работы [14] имеем Е^0,6, а по
чанным [29] — Е 0,7.
Эффективность спиральных ре-
бер определяется по графикам для круглых (шайбовых) ребер.
Нет единого мнения по выбору высоты ребра в комплексе mil. Так как
аналитические выражения дтя Е получены в предположении отсутствия тен
лообмена на торце ребра, что нс соответствует действительности, то для ре-
ального отображения влияния этого фактора предлагается вводить в расчет
условную высоту [13, 14, 79]
/»' = Л4-0.5Д.
(4.9)
Нам представляются логичными доводы [94] в пользу определяющей
162
высоты Л, т;и? ifti* увеличение переданной теплоты ребром в результате теп-
лообмена с торцов уже вошло в экспериментальные значении а н «к. В це-
лом эта задача актуальна дли коротких ребер большой толщины, а для па-
раметров ребер труб ТВО вопрос ведения расчета Е по Л ii-hi Л' нс имеет
||рп||ЦМ||11алыюго значения.
Для труб с накатными ребрами при изменении толщины ребра но вы
соте но степенному закону с р=2 нх эффективность принимает
вид, .шалогичпын выражению для эффективности прямых ребер [29, 79[
Е = tkmh/ml’ (4.10)
Применительно к биметаллическим трубам ТВО d=49 мм, <( -9.4 с на-
катными ребрами из алюминия АД1 профиль поперечного сечения анпроксн
мнруется зависимостью Д(г) =0,0018(r/ri)2, где п=14 мм, а г- текущий
радиус. Тогда, разложив (4.10) в ряд Тейлора н ограничившись первыми
двумя членами, коэффициент эффективности алюминиевого ребра труб
q =9,4 рассчитывается но формуле [81]
£ = 1 — 4,6 - 10-1а„. (4.11)
Использование в расчетах тенлонеречачи развитых поверх-
ностен коэффициента эффективности ребра позволяет упрос-
тить нх с при цапнем удобного для практики в:ща. Дополни-
тельно к этому появляется возможность получения конвектив-
ных коэффициентов теплоо. (ачп по намеренным приведенным
коэффициентам теплоотдачи оребренного пучка, используя гео
ретпческую связь
( Гр F-tv \ Г /?n I F’n \1
а = (-у?- Ev- + -р- j ак = Ер + (1 — -р jj ак =
= [1 -(1 -Дн)-^]ак = 7)(,ак. (4.12)
Гр
где т]о = I — (1—Ер) -р — коэффициент эффективности полной
поверхности оребрения
В опытах всегда определяется приведенный коэффициент
теплоотдачи, что позволяет упростить испытания п повысить
их точность. При этом термическое сопротивление 1/сх вклю-
чает в себя сопротивление конвективной теплоотдачи п терми-
ческое сопротивлеппе ребра. По известным значениям Е п а
можно определить а,;, который характеризуется большей общ-
ностью, так как нс зависит от материала, формы поперечного
сечения и толщины ребра.
Теоретические решения по эффективности оребренных поверхностей про-
водились с некоторыми допущениями (по данным работы [94] число их
равно 11), которые в большинстве выполняются при теплообмене на крупных
ребрах труб, за исключением условия постоянства коэффициента теплоот-
дачи иа поверхности ребра. Наши исследования выявили значительную не-
равномерность распределения теплоотдачи по окружности сплошного и раз-
резного круглых ребер, а опытные данные работ [13, 53] подтверждают
шчитсльную неравномерность распределения теплоотдачи по высоте ребра.
Местные коэффициенты теплоотдачи у вершины ребра, выше, чем у основа-
ния, причем нх распределение ио окружности ребра неравномерно. Отноше-
ние минимальных к максимальным значениям коэффициента теплоотдачи па
ребре изменяется от 0.3 до 0,7 [65]. В связи с этим формулы эффективпо-
П* 163
стн, основанные на среднем коэффициенте теплоотдачи, будут давать за-
метную погрешность. Дли оценки возможной погрешности в работах Н. Бра-
уэра задавались различными эпюрами изменения коэффициента теплоотдачи
по высоте продольного ребра прямоугольного сечении н получили пре-
дельное значение снижения коэффициента эффективности па 16% для mh=
= 1,0. Такое снижение соответствует граничному случаю линейного измене-
ния теплоотдачи от основания к вершине, полагая коэффициент теплоотдачи
у основания равным пулю. Приведенный в работе [65] расчет определил
основные- тенденции влияния неравномерности теплоотдачи по высоте ребра.
Для каждого вида оребрения эта зависимость должна определяться экспе-
риментально.
Таким образом, неравномерность теплоотдачи снижает ко
эффициент эффективности ребра. При расчетах это обстоятель
ство учитывается введенном поправки ф в формулу (4.12),
отражающей влияние неравномерности распределения коэф
фицнента теплоотдачи по поверхности ребра на эффектив-
ность ребристой трубы. Действительная связь приведенного и
конвективного коэффициентов теплоотдачи оребренной трубы
устанавливается формулой .[94]
а = (-^,ДРф+^)ак. (4.13)
Коэффициент неравномерности теплоотдачи для труб с
круглыми шайбовыми п спиральными ребрами в поперечном
потоке воздуха вычисляется по зависимости [94]
ф=1—0,058m/!, (4.14)
которая с точностью 2...3% согласуется с зависимостью ф =
= 0,96—0,056/n/i, предложенной в работе [13] для таких же
труб.
Формула (4.14) подтверждена в области изменения tnh —
=0,1 .. .3,7.
Произведение /?ф можно рассматривать в качестве действи-
тельного коэффициента эффективности ребра. Значение ф по
зволяет использовать теоретические решения для коэффпцп
ента эффективности Е. Полученные значения Е являются сред
ними по поверхности
Представляет интерес определит!, характер изменения мео
ного коэффициента эффективности по окружности ребра, ис-
пользуя полученные нами результаты измерений температур!
поверхности ребра и воздуха в межреберной полости (рис. 4.12)
для различных угловых расстояний. Местный коэффициент эф
фективности Е$ вычислялся по формуле (4.8). в которой за
принималось среднее значение поверхности ребра в предела*
измерительного сектора калориметра, а за /в — течпература
воздуха, омывающего вершину ребра. Все значения темпе
ратуры соответствовали заданному углу отсчета р.
Кривые изменения =f(fi) со сплошным и разрезным реб
ром «интеграл» приведены на рис. 4.21. Из рассмотрения крп
164

вых следует, что для сплошного круглого ребра 2/3 оребренной
поверхности на участке р = 0...120° имеет почти постоянное
значение Ер. При р>120° наблюдается увеличение коэффпцп
ента Ер, значения которого в среднем на 10... 12°/о больше по
сравнению с лобовой частью трубы. Для трубы с разрезными
ребра ии экстремальные значения Ер достигаются в точках
трубы р = 0° и 180°, причем максимальное значение — в кор.мо
вой критической точке. На участке (3=0 . . . 60° коэффициент
эффективности понижается на 6%, а затем монотонно возра
стает до значения в кормовой точке, которое превышает мини-
мальное значение па 20%. Увеличение Re от 13600 до 48000 не
шмепяет качечлвеппый характер распределения местного коэф-
фициента эффективности по окружности ребра.
Кажхшееся противоречие в распределении Ер в корме цп
лпндра объясняется характером изменения теплоотдачи по ок-
ружности трубы, которая в этой зоне в 1,5. 2 раза меньше по
сравнению с лобовой. Это вызывает уменьшение градиента тем
пературы в ребрах кормовой половины п соответствующее ув(
лпчепие Ер в этой части оребренной грубы
Коэффицпен 1 ы эффективности разрезного ребра па всех
участках ребристой поверхности на 5. . 10% ниже соогвстству
ющпх значений Ер для сплошного ребра. Более интенсивная
теплоотдача разрезного ребра вызывает увеличение градиента
температуры п снижение коэффициента эффективности ребрпс
тон поверхности.
Таблица 4.2
Поправочные коэффициенты к теоретической эффективности круглых
сплошных и разрезных ребер
Тип ребра Параметр Re-l(i 3, равное
13,6 17.9 | 26 .14,6 48
Поперечное: сплошное а, Вт/(м2-К) 30,5 59,1 76,5 90,8 106,2
ак, Вт/(М2-К) 62,1 74.4 101,6 124,6 150,8
mh 0,616 0,675 0,786 0.866 0,953
Е 0,838 0,815 0,775 0,744 0.712
•J 0,914 0,942 0,935 0.937 0,936
Ф по И. В. Кузнецову 0,963 0,96 0,952 0.948 0,943
Ф ио [91] 0,945 0,953 0,965 0,955 0,965
разрезное а, Вт/(м К) 71.2 87,9 112,1 128,1 162,2
типа „ип- ак, Вт/(м2-К) mh 95,0 115,0 154,4 184,0 210.1
теграл" 0,762 0,938 0,97 1,062 1,210
Е 0,783 0,751 0,705 0,671 0,622
1 0,966 0,978 0,984 0,984 1,01
Для вычисления поправочных коэффициентов ф к георети
ческому значению Е воспользовались формулой (4.13), принн
мая для ребер прямоугольного поперечного сечения и =1,0.
166
Экспериментальные значения а и ак, необходимые для расче-
тов, принимались по рис. 4.11, 4.14 и 4.15. Результаты расчетов
приведены в табл. 4.2 и представлены графически па рис. 4 22.
Для сравнения здесь же приведены значения ф для сплошного
круглого ребра, вычисленные по формуле (4.14) [94], а также
принятые по данным работы Н. В. Кузнецова п И. Ф. Пшенис-
иова [94].
Коэффициенты неравномерности для труб с поперечными
ребрами удовлетворительно согласуются с данными ЦКТН
имени И. II. Ползунова [91] и расходятся с результатами
Н. В. Кузнецова, которые также отличаются от опытов ЦКТИ.
Рис. 4.22. Зависимость поправочного коэффициента к теоретическому знача-
пню коэффициента эффективности ребра
1 -сплошное ребро; 2—разрезное ребро; 3 — по данным Н. В. Кузнецоюл; --- по
формуле (4.и)
Коэффициенты неравномерности распределения теплоотдачи ио
поверхности разрезных ребер во всем исследованном интервале
tnh (чисел Re) выше, чем у труб со сплошным?, ребром. С увели-
чением ф расхождение в значениях увеличивается. Полученные
значения ф для разрезных ребер косвенно свидетельствуют
о более равномерном распределении местной теплоотдачи по
поверхности разрезного ребра.
В новейших исследованиях [74] по теплообмену поперечно
обтекаемых шахматных пучков из ребристых труб диапазон
формулы ЦКТИ для ф ограничивается значением m/t~l,0. При
больших tnh зависимость ^ — f(mh) имеет противоположную
тенденцию, т. е. с увеличением tnh значения ф также увеличи-
ваются. Совершенно очевидно, что полученный вывод требует
дальнейших доказательств ввиду следующего: зависимость ф =
=f(tnh) ЦКТИ подтверждается экспериментально данными
ИФТПЭ АН Литвы [13] в интервале nth = 0,3 ... 3,0. Данные
авторов для ф разрезных ребер, у которых существуют интен-
сивные прикорневые течения ввиду сквозной турбулизации по-
тока из-за полной разрезки ребра, не подтверждают наличие
двух тенденций изменения ф с граничной точкой tnh в окрест-
ности единицы.
167
4.4. ИНТЕНСИФИКАЦИЯ ТЕПЛООТДАЧИ ИЗМЕНЕНИЕМ ФОРМЫ
СПИРАЛЬНОГО РЕБРА В ПОПЕРЕЧНОМ ПОТОКЕ
Для интенсификации теплоотщчн применен способ управлс
нпя величиной поверхности оребрения, находящейся в неблаго
приятных для эффективного теплообмена гидродинамически
зонах при поперечном обтекании труб. Способ реализовывался
двумя путями: переносом поверхности оребрения трубы в гидро
динамически активные зоны течения потока пли устранением тон
части оребрепия, которая находится в аэродинамическом следе.
Одиночные трубы с эксцентричными ребрами. С целью п<
пользования благоприятны' условий обтекания трубы ю мпде-
лсва сечения нами предложено [36] осуществить перенос реё
рпстой поверхности в лобовую половину. Это достигнуто при-
менением эксцентричных ребер вместо соосных. Для определе
пня количественного эффекта интенсификации эксперимен-
тально исследовано четыре трубы с различной величиной
Рис. 4.23. Трубы с эксцентричными ребрами
Z, II, III. IV, V — номера труб
эксцентриситета (рис. 4.23). Трубы изготовлялись из алюминия
на токарном стайке и имели такие же размеры оребрения, как
и базовая труба / с соосными ребрами dX/iXsXA = 43.4ХЮХ
ХЗ,5хО,6 мм, <р = 9,32. Ребра труб //, ///, IV были эксцентрич-
ными относительно несущей трубы с величиной эксцентрисп
тета, равной е=4,3, 7 и 8,6 мм соответственно. У трубы V экс-
центриситет составлял е=4,3 мм, но она была ориентирована
по отношению к набегающему потоку таким образом, что пере-
несенная поверхность находилась в кормовой половине.
В опытах определялся приведенный коэффициент теплоотдачи. Опытные
данные обрабатывались в числах подобия Nu, Rt, Ей. За линейный размер
принят несущий диаметр d0. скорость воздуха вычислялась по узкому сече-
нию рабочего канала для одиночных, труб (см. рис. 3.4), а коэффициенты
теплоотдачи относились к полной поверхности оребрения трубы. Физические
константы воздуха принимались по его средней температуре.
Результаты экспериментов по теплоотдаче и сопротивлению труб 1—V
представлены иа рис. 4.24. Они свидетельствуют о том, что с переносом ре
бристой поверхности относительно продольной оси трубы изменились гидро-
динамические условия обтекания и величина теплосъема. Положительный
эффект получен во всем исследованном диапазоне чисел Re= (15... 120) • 10-'
для трубы II с эксцентриситетом е = 4,3 мм и для трубы III при числах
168
Rc<5-10*. Рост теплоотдачи трубы // на 5... 12% происходит одновре-
менно с увеличением аэродинамического сопротивления на 20% но срав-
нению с трубрп /. Далин Гпнее увеличение е нс сопровождается ростом теп-
оотдачп, также нс изменяется п аэродинамическое сопротивление. Это обь-
ясаяется большим увеличением относительной глубины межребсрион поло-
сти в перенесенной до мпделева сечения части ребристой поверхности. Тсп-
оотдача трубы К, основная часть ребристой поверхности которой сдвинута
к кормов) ю половину, уменьшились по сравнению с теплоотдачей труб /, //.
Рис. 4.24. Теплоотдача н сопротивление одиночных оребренных труб
/. //. Ill, IV, V—номера труб по рнс. 1.23
Теплоотдача исследованных труб /, //, /И, Г обобщается
уравнением подобия
Nu = CRen, (4.15)
где С = 0,248; 0,385; 0,62; 0,726, а показатель степени п —0,56;
0,53; 0,475; 0,456 соответственно для указанных труб Теплоот-
дача трубы /// совпадает с теплоотдачей трубы //.
Аэродинамическое сопротивление труб /, III, IV, V в интер-
вале Re=(15.. 44)-103 равно Еи = 0,246, а для Re= (44 ...
.. . 120) -10:; подчиняется уравнению
Eu = 0,81Re-°-".
Сопротивление трубы // при Re= (15 .. .36) -103 автомо-
дельно относительно числа Re и равно Еп=0,298. В интервале
Re=(36 .120)-103 подчиняется зависимости Eu — 0,932Re 0 !I.
Сравнение полученных данных по тепловой эффективности
показало, что во всем диапазоне изменения затрат мощности
7Vn на перемещение воздуха, соответствующих исследованному
169
интервалу Re, коэффициенты теплоотдачи свойственны грубе //.
а наименьшие — трубе V. Трубы /, III, IV имеют почти одппа
ковые энергетические характеристики. При одинаковых затра-
тах мощности теплоотдача тр^бы II (е = 4,3 мм) па 8... 12%
выше, чем у трубы / с круглым соосным ребром.
Таким образом, при оптимальном расположении развитой
поверхности в прежнем конструктивном объеме при о знако-
вых затратах мощности можно повысить тепловой поток. Уста-
новлепнып положительный эффект рекомендуется использовать
в тех случаях, когда снижение металлоемкости играет решаю
щую роль п представляется целесообразным пренебречь услож-
нением технологии изготовления оребрения.
Одиночные трубы с вырезанной поверхностью оребрения.
Круглые трубы создают плохие гидрощнамические условия
для равномерного участия в теплообмене всей поверхности оре-
брения. Участки ребер, расположенные в области аэродинами-
ческого ел, га вносят незначительный вклг д в отвод теплоты и
Рис. -1.25. Формы ребер
/, //, III, IV — номера труб
являются фактически «балластными». Следовательно, они мо-
гут быть удалены, что приведет к интенсификации теплоотдачи
п экономии материала. Для определения величины эффекта ин
тененфикацип теплообмена и оптимального расположения вы-
реза на поверхности оребрения было выполнено эксперимен-
тальное исследование [37] одиночных цилиндров.
Форма оребрения исследованных цилиндров представлена
на рис. 4.25. Круглые непрерывные ребра монолитно соединены
с основной несущей трубой. Материал трубы и ребер — дюра-
люминий. Геометрические параметры всех четырех цилиндров
следующие: dXftXsXA=43,4X 15X3X0,7 мм; d0=13,4 мм.
Труба / характеризуется сплошным круглым ребром с коэффи-
циентом оребрения <р=22,7. У трубы // в кормовой области
удалена часть поверхности ребер, составляющая 9% площади
поверхности исходной трубы /, поэтому <р=20,8. Труба III не
отличается по форме ребер от трубы//, но исследована в повер-
нутом на 180° относительно своей продольной осп положении.
Вследствие этого вырезанная часть поверхности находилась в ло-
170

бовой части цилиндра. У трубы IV ребра были обрезаны в корме
по плоскости, параллельной образующей цилиндра, что привело
к уменьшению теплоотдающей поверхности на 29 %, т. е. <р= 17,С>.
Во всех случаях удаление поверхности оребрения производилось
таким образом, чтобы площадь ио (вода теплоты у основания
ребер не изменялась по сравнению с базовой трубой /.
Экспериментальный рабочий участок методика проведения опытов, спо-
соб обработки п представления результатов эксперимента тс же, что и у
труб с эксцентричными ребрами. Опытные данные по приведенной теплоот-
даче п сопротивлению даются па рис 4.26. Числа Ен отнесены к фактпче
скоп площади поверхности оребрения каждой трубы. Результаты по трубе
/ необходимы кик базовые для сопоставления с ними в идентичных усло-
виях данных по трубам с и 1мепенион формой ребра.
Из рис. 4.26 следует, что теплоотдача ir сопротивление трубы // на 9%
выпи соответствующих характеристик трубы I. т. е значения Nu и Ен/ф
при Re=consl возросли прямо пропорционально уменьшению поверхности
оребрения. Эю значит, что теплосъем и потеря напора воздуха трубы //
оста шеь равными этим характеристикам до уменьшения теплоотводящей
площади поверхности. Теплоотдача трубы 111 в среднем на 9... 10%
меньше, а сопротивление па это же значение больше но отношению к исход-
ной трубе 1. Кривые сопротивления труб // и 111 совпадают. Вероятно, рас-
положение выреза в лобовой части не вызывает изменении в характере те-
чения потока за миделевым сечением. Теплоотводящая способность трубы
/// ухудшилась в прямой зависимости от сокращения поверхности оребре-
ния. Результаты опытов косвенно дают представление о размерах аэроди-
намического следа оребренных труб. Следовательно, удаление поверхности
теплоотдачи в лобовой части трубы нецелесообразно.
Дальнейшее уменьшение поверхности ребер в корме иа 29% не приво-
171
Днт к положительному эффекту (труба IV). Теплосъсм с единицы поверх-
ности этого цилиндра практически остался на уровне исходной трубы 1, а
сопротивление возросло на 30.. 37%.
Теплоотдача цилиндров I, 11, 111 находится по уравнению
(4.15), принимая л=0,42, а С равным 0,721; 0,785 и 0,672 соот-
ветственно. Для цилиндра IV— п=0,388, С=1,03. 1
Аэродинамическое сопротивление цилиндров /, //, 111, IV
вычисляется по уравнению
Eu = CRe-"‘, (4.16)
в котором для труб / .. III имеем т — 0,141, для IV — т = 0,112,
а значения постоянной С, ирннимаюгся в соответствии с номе-
ром цилиндра равными 1,135; 1,144; 1,144; 0,88. Формулы по
теплоотдаче и сопротивлению действительны для и (ученных па-
раметров оребрения в интервале Re—(8 ... 55) • 103.
Для определения оптимального расположения формы на
Рис 4.27. Зависимость коэффициента теплоотдачи от затрат мощности на
перемещение воздуха
/ — IV— номера труб по рис. 4.2S
труб I ...IV по тепловой эффективности Во всем диапазоне за-
трат мощности No наибольшие коэффициенты теплоотдачи
свойственны трубе // с радиальным кормовым вырезом в реб-
рах, а наименьшие — трубе III. При 7V0=idem коэффициенты
теплоотдачи трубы // выше на 10% по сравнению с теплоотда-
чей трубы I с соосными ребрами. Следовательно, труба // обе-
спечивает тепловой поток, равный тепловому потоку трубы /
при меньшей материалоемкости. Труба IV, у которой удалено
29% площади ребер в области малых No имеет одинаковую теп-
ловую эффективность с трубой //, а при возрастании N(t тепло-
вая эффективность ее снижается, приближаясь по значению к
эффективности трубы II.
Таким образом, удаление теплоотдающей площади ребер и.;
аэродинамического следа является радикальным способом по-
вышения энергетической эффективности и снижения материало-
емкости круглотрубчатых поверхностей.
Шахматные пучки из труб с обрезанными ребрами. В до-
172
ступных iiiiM публикациях отсутствуют исследования пучков нз
груб с обрезанными круглыми ребрами. Для восполнения име-
ющегося пробела с целью получения расчетных критериальных
уравнений в условиях работы ТВО были проведены экспери-
ментальные исследования шахматных пучков из биметалличе-
ских труб с различными размерами обрезанных ребер п разной
ориентацией их к набегающему потоку воздуха.
Вырез части поверхности ребер трубы выполнялся по хорде
вдоль плоскости, параллельной миделеву сечению. По сравнс
нию с другими формами выреза в этом случае появляются до-
полнительные препмушес гва конструкторско-технологического
Риг. 4.28. Биметаллическая труба г накатными обрезанными ребрами: ч, б
соответственно кормовая и лобовая обрезки ребер
характера. Важнейшими из них являются, возможность умень-
Рис. 4.29. Расположение труб в шахматных пучках: а, б — соответственно
с кормовой и лобовой обрезками
меньший конструктивный объем для размещения трубок в
пучке, что является дополнительным источником снижения ме-
таллоемкости ТВО; повышается технологичность изготовления
труб с принятой формой выреза по сравнению с другими.
Объектом исследования явились трубы, у которых вырез по-
верхности ребер размещался в кормовой половине (рис 4.28, а]
173
и в лобовой (рис. 4.28,6). Хоо ia обрезанного сегмента ребра
перпендикулярна оси потока воздуха. Высота обрезанного сег-
мента поперечного накатного ребра ррвна h' = d—Zp. Геометри-
ческие параметры исходных круглых ребер, из которых в по-
следующем изготовлялись трубы с обрезанными фрезерованием
ребрами, следующие: с/ХйХ-^Х\ = 57,17Х 15,185X2.44X0,5 мм;
Ф=20,73; с/п=26,8 мм, ребра одиозаходпые начатые из алюмн
пневого сплава АД1М Несущая труба наружным шаметром
25 мм с толщиной стенки 2,5 мм выполнена и*з углеродистой
стали. Оребренные трубы изготовлялись на ТМЗ имени Лаури-
стина.
Первоначально проводились исследования шахматного пучка / с негод-
ными размерами pi бер. Зап м обрезались ребра труб на высоту 1Г и соби-
рались из них шахматные пучки (рис 4.29, п) с расположением обрезанной
поверхности в кормовой половине. Пучки устанавливались в аэродинамиче-
ской трубе 400x400 мм. При исследованиях применен легальный метод теп-
лового моделирования. Пароэлектрический калориметр последовательно уста-
навливался в нервом, третьем и пятом рядах пучка. По завершенна этих
испытаний собранный пучо» извлекался пз рабочего участка трхбы, поверь
чивался иа 180° и вновь монтировался в этом же участке. При такой по-
следовательности операций получался in чок с обрезанной поверхностью ре-
бер в лобовой половине (рис 4 29,6). Трубка-калориметр последовательно
переставлял ici> из второго в четвертый и шестой ряды пучка. Па рис. 4.29
места установки калориметрической трубы заштрихованы.
Боковая площадь поверхности обрезанного сегмента о шого
ребра вычислялась по формуле
(4.17)
Коэффициент оребрения трубы с обрезанными ребрами вы-
числялся известными приемами с использованием формулы
(4.17)
Параметры труб с обрезанными ребрами и пучков пз них:
Номер пучка . . / //. VI III, VII /V 1 III. Г А' IX,
Длина /,,, мм . . Коэффициент . 57,17 55,1 53.8 49,6 42,0
оребрении <р . . . Уменьшение 20,73 20.03 19,72 18,37 14,93
площади ребер . . 1,0 1,035 1,05 1.13 1,39
Пучки II... XI имели обрезанные ребра. В пучках 11... V,
X обрезка ребер выполнялась в кормовой половине, а пучки
VI... IX, XI собраны из труб с обрезкой ребер в лобовой! части.
Трубкв в решетках пучков /... IX размещены по вершинам равносто-
роннего треугольника с шагами Si = S'? = 63.5 мм. S2=55 мм. Пучок А'
собран па базе труб пучка V, пучок А7 — на базе пучка IX п имеют нерав-
ностороннюю компоновку труб с шагами Si=63,5 мм. a S2=44 мм. Следо-
вательно, пучки X и XI характеризуются уменьшенным значением шага по
сравнению с исходным пучком /. Уменьшение шага S? от 55 мм (пучки /—
IX) до 44 мм стало вОВможным благодаря обрезке ребер па максимальную
174
величину (пучки \ XI),
равную высоте исходного
ребра h'=h. Пучки /...
... XI были шестирядпымп
но направлению движения
воздуха.
За определяющий раз-
мер в числах Nil., Nu п
Re принят диаметр d0. Ско-
рость воздуха в числах
подобия вычислялась по
сжатому поперечному се-
чению пучка. Приведенный
коэффициент теплоотдачи
1-го ряда пучки а< н сред-
пин коэффициент теплоот-
дачи пучка вычислялись
по площади поверхности
трубы диаметром d0. Та
кон метод вычисления зна-
чении «( п « удобен для
этого исследования тем,
что дает наглядное ирсд-
стаплеппе об изменении
теплосъема пучка с умень-
шением теплоотдающей пло-
щади. Для перехода к коэф
фицпептам теплоотдачи, вы-
численным по полной теп-
лоотдающей площади, нуж
по шачеппя Nu,-, Nil или
а. а, разделить на <[.
Результаты опы-
тов по теплоотдаче в
различных рядах пуч-
ков I—V. X с обрез-
кой ребер в корме
приведены иа рис
4.30, пучков VI— IX
XI с обрезкой ребер в
лобовой части — на
рис. 4.31. Аэродинами-
ческое сопротивление
пучков /—XI для ше-
сти рядов представле-
но иа рис. 4.32.
Теплоотдача /-го
ряда пучка обобщает-
ся уравнением
ku,=C,-Re4 (4.18)
Средняя тсплоот-
дача пучков /—XI подчиняется
Рпс. 4.30. Теплоотдача рядов шахмат-
ных пучков с кормовой обрезкой ребер
I — V, X — номера пучков: /. 2, 3, -I. 5. И
первый, второй, третий, четвертый, пятый и
шестой ряды соответственно;--------------по урав-
нению (1.1Я)
уравнению (4.15), а
со-
противление—(4.16). Усреднение данных по теплоотдаче
175
па / пучок выполнялось общепринятым методом Для пучков
/—V', X, которые относятся к тесным компоновкам, сгабнлиза-
Рпс. 4.31. Теплоотдача рядов шакмагиы':
пучков с лобовой обрезкой ребер
VI — IX, XI — номера пучков; /, 2. 3. 4, 5. 6 —
первый, второй, третий, четвертый, пятый и
шестой ряды соответственно;-------по уравнению
(I.I8)
цня теплоотдачи насы-
пает со второго ряда.
Эго подтверждается
результатами исследо-
вания пучка А В пуч
ках VI—IX, XI стаби
лизания теплоотдачи
наступает с третьего
ряда. Теплоот дача пер-
вого ряда пучков VI—
VIII определяется по
уравнению (4.18) для
первого ря та соответ-
ственно пучков //—IV,
что ио утверждается
результатами сравне-
ния теплоотдачи ста-
билизированных ря-
дов пучков IV и VIII.
Теплоотдача этих ря-
дов о тинакова.
Коэффициенты про-
норнпопа чьиостн С,.
С, С, п показатели
степени п„ п и т да-
ются в табл. 4.3.
Представление о
влиянии вырезанной
в корме поверхности
оребрения на измене
пне теплосъема п со-
противления пучков
/—V дуют пне. 4.33 и
4.34. По осн абсцисс
нанесена оставшаяся
после обрезки высота ребра, т. е. Л» = h—IV. Наибольшая
интенсивность теплоотдачи достигается при обрезке ребер
па полную их высоту, когда h'=h, a /in=0. Теплоотдающая нло
щадь уменьшилась на 39%, а теплосъем (теплоотдача по осно-
ванию ребер) снизился только на 13% при Re=3-I0;; и на 23%
при Re=25-103. Интенсификация коэффициента теплоотдачи
составила 1,23 и 1,13 раза для анализируемых чисел Re ио
сравнению с исходным пучком /. Вместе с этим вырез поверх-
ности оребрения почти не изменил сопротивление пучков //—I .
176
В вырезанной плота ш величина час и ее, приведенная к нуле-
вой интенсивности теплообмена, непостоянна и авиент от Re.
Для пучка V7 относитель-
ное ее значение колеб
лется or 1,39/1,13 = 1,23
раза (Re=3- 103) ю
1,39/1,23 =1,13 раза
(Re=25-10:!). По расчет-
ным оценкам О. Е. Вла-
сова величина «балласт-
ной» поверхности состав-
ляет 0,37 ... 0,43 от пол-
ной площади поверхно-
сти ребра.
Поверхность ребер в
кормовой половине тру-
бы не влияет иа величи-
ну потерь напора пучка
на трепне,так как умень-
шение ее площади иа
39% не сказалось па
сопротивлении пучка V
по сравнению с исход
ным пучком /. Следова-
тельно, и в оребренных
пучках основной состав-
ляющей потерь напора
является потеря цавле-
ння, зависящая от про-
филя трубы.
Переход от равносто-
ронней компоновки труб
в пучке V с oi = а'2 =
= 1,11. 02 = 0,962 к гсспой
равнобедренной в пучке X
с Of = 1,11, 02 = 0,769 со-
провождается интепсифи
нацией теплоотдачи иа
7 % при росте сопротивле-
ния в 1,13 раза. Такие со-
отношения между измене-
ниями теплоотдачи и
сопротивления энергети-
чески выгодны.
Рис. 4.32. Аэродинамическое сопротивление
шахматных пучков с обрезанными ребрами
/—XI — номера пучков; ——— — по уравнению
(4 1Ь)
Анализ изменения чисел Nu и \'U|/Nu для пучков I ...IV
при Re = const указывает, что аэродинамический след замы-
кается (сходится) в плоскости ребра Исходя нз этого с уче-
12
177
том динамики развития размеров следа можно объяснить
достигнутые эффекты в интенсификации теплоотдачи
Таблица 4.3
Значения постоянных коэффициентов пучков с обрезанными ребрами
Номер пучка Cj дпя ряда П- ДЛЯ ряда п <1 ГН
I 2 .4,5 4,5 1 1 - з,; 1.6
I -— 1.70 0,68 84,40 0,31
II 3,27 — 2.09 — 0,58 — 0,65 — 2,22 0.64 64,15 0,31
III 3,33 — 2,1 — 0,58 — 0,65 .—- 2,24 0,64 84,40 0,34
IV 3,2) — 1.91 — 0,58 — 0,66 -— 2.04 0.64 59,75 0,30
V 3,08 — 1.77 — 0,58 — 0,66 — 2,07 0,64 57,63 0,30
VI — 2,15 — 1.72 — 0,64 — 0,67 2,00 0,65 63,30 0,31
VII — 2,15 — 1.72 — 0,64 — 0,67 2,00 0,65 84,40 0,34
VIII — 2,15 — 1.72 — 0,64 -— 0.67 2.00 0.65 45,50 0,27
IX 3,48 1.72 — 1,453 0,56 0,64 0.67 1,68 0,65 46.90 0,27
X 3,21 2,09 2,09 2,09 0,58 0,65 0,65 0,65 2,22 0.64 65,30 0.30
XI 3,63 2.21 1.77 — 0,56 0,62 0,65 — 2,07 0,63 51,00 0,27
Обрезка ребер в лобовой части труб пучка неэффективна.
Коэффициенты теплоотдачи ниже по сравнению с такой же ха-
рактеристикой идентичных пучков при обрезке ребер в корме,
напоимср, для пучков VI, VII, VIII по отношению к пучкам
II... IV. Аэродинамическое сопротивление этих пучков при-
близительно одинаково. Для предельной лобовой обрезки на
полную высоту ребра h' = h (пучков IX) интенсивность тепло-
обмена снизилась на 11...13% по сравнению с и юптпчпой
кормовой обрезкой в пучке V при увеличении аэродинамичес-
кого сопротивления пучка IX в 1,03... 1,1 раза, что объясня-
ется повышением доли лобового сопротивления ребер в
пучке IX.
Таблица. 4.4
Сравнение интенсифицированных теплообменников воздушного охлаждения
Параметр Частота вращения, с-*, ранная
3.5 | 7
Вариант ы
1 1 2 3 • 2 3
Рабочий ход воздуха, м3/ч 1з; ооо 137 600 127 750 263 200 283 300 271 500
Скорость воздуха в узком сечении секции, м/с 5,35 5,34 4,99 10,37 п.о 10,61
Коэффициент теплопере- дачи, Вт/(м2-К) 21,2 27,16 27,46 31,6 10,23 41.3
Установленная площадь теплопередачи. мг 2325 16/5 1675 2325 1675 1675
КПД вентилятора 0.68 0,68 0,66 0,70 0,69 0,68
Потребляемая мощность, кВт 7,80 /,65 8,18 48,60 46 40 50,00
Отводимый аппаратом теч ловоц поток, кВ'. 2257 2176 2184 3673 3561 3594
178
Рис. 4.33. Влияние высоты обрезанного
ребра в кормовой половине па измене-
ние теплоотдачи: и. б, в — Re = 3 103;
12,5-Ю3; 2л-10’; I. 2. 3. 4, 5 —пучки
/ К COOTO'-TCTBl НПО
Умйьилнис продольного шага а> до 0,769 в пучке Л с пре-
детьнс лфовой обрезкой повышает теплоотдачу на 3% при
росте др'тпвления на 8% по сравнению с пучком /Л при рав-
носторонне компоновке
этих же труб в тцагвх cti =
= о2/ = 1,1|.
Рассмотрим эффектив-
ность пртенения труб с
накатными обрезанными в
корме ребрами в ТВО типа
АВГ с ч. ной труб 4 м,
трсхсемнсыпом, трехходо-
вом по осаждаемому про-
дукту . пределах секции и
перекрести - противоточной
схемой д8</кення потоков.
Теплоо'чсцые секции —
шестцрдНас по ходу возду-
ха Линар?- снабжен венти-
лятором с колесом Ц\Г11
УК 2М диметром 2,8 м с
частот»! вощения «=3,5 и
7 с-‘.
Охиадемой средой
явтяето Сензин с началь-
ной смературоп l't =
= 150’С. конечной t"t =
=60 С 1емиература ох-
лаждают^ воздуха f2 =
= 25 °C )гол установки
лопаете! ^цтнлятора при
пят 2» Цла выполнена
расчетная роработка трех
варнаков ;ля твух частот
врашеия плеса.
В нерве г варианте тсп-
лообыешые секции соби-
рались из -руб с исходны-
ми кринки ребрами, па-
раметры вторых соответ-
ствую иуцу, /. Общее число труб в аппарате 333 шт., в сек-
ции—)11 jt„ в одном ходу бензина — 37 шт. Разбивка трубок
в решг.атшахма гпая равносторонняя с Si=S,2=63,5 мм.
Вс «то| м варианте теплообменные секции состоят из труб,
обрезаиты’ в корме на всю высоту ребер, параметры кото-
рых соде твуют пучку V. Число груб в аппарате, секции, од
ном хи., аг разбивки не изменились по сравнению с первым
варнаком
12*
179
В третьем варианте теплообменные секции состоят пз труб
второго варианта, но применена равнобедренная разбивка их
в решетке с шагами S, = 63,5 м; S2=44 мм (пучок X). Осталь
ные конструктивные данные соответствуют второму вариант'
Тсплоаэродинамические расчеты выполнялись по методике
[62], а теплоотдача и сопротивление по стороне оребрения рас
Рис. 4 34 Влияние высоты обрезан-
ного ребра в кормовой половине иа
изменение сопротивления прн Re=
= 3103; 12,5-Ю3; 25-ГО3; /, 2. 3.
4, 5 — пучки /—V соответственно
пучков /, V, X этою раздела
Основные итоговые данные
расчетов приведены в габл.4.4.
Тепловой поток аппарата
из труб с обрезанными реб
рамп в равносторонней ком
поиовке (второй вариант)
уменьшился в среднем на
3,5% с примерно таким же
уменьшением потребляемой
приводом электроэнергии по
сравнению с характеристика
мп базового первого вариап
та. Применение очень тесной
компоновки труб с обрезан-
ными ребрами (третий варн
ант) сократило разрыв по теп-
ловому потоку сравниваемых
аппаратов до 2,5%, но потреб-
ляемая мощность превысила
в среднем мощность в базо-
вом варианте на 2%.
Таким образом, расчеты
показали практически одина-
ковые тепловые и энергетические характеристики ТВО из базо-
вых труб в труб с оптимальным вырезом поверхности оребрения
в корме. Однако теплоотдающая площадь в этом варианте ТВО
снизилась примерно на 40%. что влечет соответствующее ре-
сурсосбережение при промышленном внедрении круглотрубча-
тых поверхностей с обрезанными ребрами. Отсутствие ребер в
корме также уменьшает загрязненность пучка труб, так как из
рециркуляционной зоны с невысокими скоростями воздуха ис-
ключена поверхность оребрения. В итоге улучшится теплотех-
ническая эксплуатационная характеристика ввиду замещения
интенсивности понижения теплопередачи во времени.
Для оценки материалосбереження алюминия на трубах с обрезанными
ребрами по второму варианту выполним укрупненный расчет. Уменьшение
теплоотдающет площади на I м трубы 6f=mt0(4'i—<ри)=3,14 0,0268(20.73 -
—14,93) =0,49 м~. Масса алюминия обрезанных ребер па I м трубы, прини-
мая его плотность р„ = 2670 кг/м3, составит g0 = 0,56fp„A = 0.5 0,49 • 2670Х
X 0,000005 = 0,325 кг.
По данным работы [421 расход алюминия па оребрение I м исходной
трубы с <£[ (пучок /) составляет #,= 1,141 кг. Тогда расход алюминия па
180
1 м трубы с обрезанными ребрами (пучок Г) будет = 1,141 -
<>325=0,816 кг Ecui годовая программа завода по выпуску исходных труб
с <р, = 20,73 составляет 1 • 10е м, то получаем экономию алюМцНИЯ в количе-
стве G=0,325 • 106 = 325 000 кг/год.
Влияние отсутствия полутрубок на теплоотдачу и сопротив-
ление пучка проявляется через перетечки возд>ха у его боко-
вых стенок тех поперечных рядов, в которых полутрубки не
устанавливаются. При шахматной разбивке трубок четные
ря пя имеют на одну трубку меньше пли наоборсч' (рцС. 4.29)
Это сказывается на распределении скорости по фронтальному
сечению пучка: увеличение ее у стенок и снижение в центре
пучка, гак как сопротивление пучка у боковых стенок меньше
сопротивления пучка в центральной части.
Для определения количественного влияния этих перетеки воздуха у бо-
ковых стенок было выполнено экспериментальное псследо«;ШИ(; тся юогдачп
и сопротивления специального
пучка. ‘Компоновочные пара-
метры пучка, геометрические
размеры труб н ребер соот-
ветствовали пучку А'. Разли-
чия заключались в отсутствии
нолутрубок во втором, чет-
вертом и шестом рядах. В
центре этих рядов устанавли-
валась калориметрическая
труба. Теплоотдача исследо-
валась методом локального
теплового моделирования. Вли-
яние перетечск воздуха на
интенсивность теплообмена оп-
ределялось сравнением тепло-
отдачи i-x рядов и средней
теплоотдачи с соответствую-
щими результатами пучка Д',
аналогичным сопоставлением
чисел Ен устанавливалось
влияние перетечек па сопро-
тивление пучка. За определя-
ющую скорость воздуха при-
нималась скорость в сжатом
поперечном сечении первого
ряда пу чка. Такая же ско-
рость принималась в каче-
стве определяющей и в пуч-
ке X.
На рис. 4.35 приводе
ны данные по теплоотда-
Рпс 4.35. Теплоотдача и сопротивление
пучка без боковых пол,гр бок в чет-
ных ряда;
/, 2, — четвертый и шестой ряды соотпетст-
венно; 3-опытные .очки j сопрот1111Лен)|к).
------ сопротивление по (4. Iq.____пучок X
че и сопротивлению шестирядного пучка нз труб с накатными
обрезанными ребрами <р = 14,93 без полутрубок. Штриховая
линия определяет сопротивление этого же пучка сполутрубкамн
(пучок X). Теплоотдача четвертого, шестого рядов обобщается
уравнением Nu,-= С,-Re0-65, в котором для четвертого ряда С,-=
= 2,0, а для шестого — С,= 1,82. Сплошные линии на рис. 4.35
отвечают этому уравнению. Средняя теплоотдача исопротнвле-
181
мне пучка без полутрубок во втором, четвертом п шестом рядах
подчиняется зависимостям:
Nu = 2,14Re0-64; Eu = 55,7IRe^-3- (1.19); (4.20)
Без полутрубпк теплоотдача понизилась в четвертом ряду
на 4,5%, а в шестом (последнем)—на 15% во всем диапазоне
Re= (3 .. . 25) • 10‘. Средняя теплоотдача пучка и его сопротив-
ление уменьшились соответственно на 3,5 н Ь,3% по сравне-
нию с пучком А бе т боковых перстенек во пуха.
Влияние боковых перетечек воздуха на работу шахматного
шестнрядного пучка с шагами oi= 1,053 н о2=1,0 изучалось
Н. В. Зозулей локальным тепловым моделированном на трубах
с накатными алюминиевыми ребрами \ = 38 X 8 X
ХЗ.ЗЗхО.6 мм, <р = 7,52. Полутрубкн устанавливались в нечет
ных рядах. За определяющую принималась средняя скорость
воздуха в живом сечении пучка. Калориметр устанавливался
в четвергом ряду. Данные по сроднен теплоотдаче пучков от-
сутствуют. Удаление полутрубоь снижает теплоотдачу в четвер
гом ряду на 22%, а аэро динамическое сопротивление пучка
уменьшилось на -15... 50%. Заметные расхождения с данными
авторов, особенно ио сопротивлению, объясняются не столько
разной геометрией ребер трубок, как малым числом продоль-
ных рядов труб с <р = 7,52.
Влияние полутрубок будет уменьшаться с увеличенном
числа труб в поперечном ряду, т. е. в теплообменниках с широ-
ким фронтом, и при обеспечении равномерного ноля скоростей
па входе в пучоь Примерно этим, условиям отвечают теплооб
мепные секции ТВО. Поэтому установка в них полутрубок мл«
заменяющих устройств, например, равносторонних уголков не
требуется. Это позволит сэкономить материалы, снизить трудо-
затраты па изготовление секций без ухудшения энергетически.':
характеристик ТВО. Однако при сильном затенении централь-
ной части пучка близко расположенным полесом вентилятора с
двигателем необходимо применять боковые вытеснители по-
тока. Такне конструктивные соединения вентилятора с пучком
встречаются в радиаторах транспортных машин, воздушных
масдоохладителях трансформаторов, отопительных веитиляци
оиных агрегатах, калориферах лесосушнльных камер.
Коридорные пучки труб с обрезанными ребрами. Тсппоаэро
динамические исследования коридорных компоновок выполня-
лись локальным тепловым моделированием на аэродинамиче-
ской трубе 400x400 мм с использованием биметаллических
труб, ребра которых обрезаны на полную высоту с <р= 14,93.
Пучки собирались из тех же труб, которые применялись при ис-
следований шахматных пучков V, IX, X, XI.
Исследовались шесть коридорных пучков /—VI, в каждом
нз которых было пять продольных рядов из биметаллических
182
труб с накатными однозаходными обрезанными ребрами. Спо-
собы взаимного расположения обрезанной части оребрения к
направлению потока воздуха и способы относительного распо-
ложения А, В, С, В труб показаны на отдельных фрагментах
(рис 4.36) пз продольных рядов пучков I...VI. Пучки /, /7
Рис. 4.36. Схемы расположения труб в продольных рядах коридорных пучков
состояли из трех и шести поперечных рядов труб схемы А, а
пучки ///, IV также были трех- и шестпрядными с расположе-
нием труб по схеме В. Пучки /.../V характеризуются продоль-
ным шагом £2=64,7 мм (о2= 1,132). В шестирядном пучке V
трубы в продольны рядах располагались с минимальным ша-
гом 8г = 0,5(d+do) = 42 мм (о2 = 0,735) по схеме С. В шести
рядном пучке VI трубы в продольных рядах располагались по
схеме D, а разбивка нх характеризовалась двумя значениями
продольного шага £21 = ^0=26,8 мм и £22=^5=57,17 мм. Среднее
расчетное значение продольного шага в этом пучке равнялось
£2= (3du+2d)/(z—I) =39 мм (о2 = 0,682). Как видно из схемы
D. трубы каждых-двух смежных поперечных рядов были сдвоены
до полного соприкосновения торцов обрезанных ребер. Для
размещения одинаковой площади поверхности теплообмена
пучков V п VI требуется один п тот. же конструктивный объем,
т. е. компактность их одинакова.
Пучки I. ..VI имели постоянный поперечный шаг £( =
= 64,7 мм (oi = 1,132).
Опытные данные по теплоотдаче различных рядов пучков
I...VI приведены па рис. 4.37. Коэффициенты теплоотдачи от-
носились к полной наружной поверхности теплообмена трубы.
183
Характерной особенностью изменения теплоотдачи но ря щм
коридорных пучков /, //, V н VI является ее наибольшее зил
ченне в первом ряду. Теплоотдача остальных рядов — понижен-
ная по сравнению с первым. Одновременно с уменьшением тен
лоотдачи ряда возраста
Рис. 4.37 Теплоотдача по рядам кори-
дорных пучков с обрезкой ребер
/ — VI номера пучков; /, 2, 3, 4, 5, __пер.
вый. второй, третий. .... шестой ряды соог
ет показатель степени
при Re в зависимости
Nii,=f(Re). Кривые тен
лоотдачи второго, треть
его ря .ов располагаются
круче по сравнению
с теплоотдачей первого
ряда. Стабилизация теп-
лоотдачи наступает с
третьего ряда в пучках
/, // с большим значеин
ем <т2. а в предельно тес
пых по о2 компоновок
V, VI со второго ряда.
Стабилизация теплоотда-
чи отражает достижение
потоком гндродннампче
скоп стабилизации при
обтекании рядов груб.
Полученные данные о
стабилизации теплоот-
дачи в третьем ряду под-
тверждаются работой
[2] по исследованию ко-
ридорных пучков с круг-
лыми-литыми ребрами.
Из сопоставления
данных можно заклю-
чить, что форма ребра и
геометрия оребрения не
оказывают влияния на
условия стабилизации
теплоотдачи по рядам,
которые определяются
исключительно значени-
ем продольного шага ог-
Теплоотдача второго,
третьего рядов уменьши
ветственно;--по уравнению Г1.1В) ЛЭСЬ ПО Сравнению С Пбр-
вым на 38 % при
Re = 4 • Ю3 и на 16% при 25- I03. Картина изменения
теплоотдачи от ряда к ряду в коридорных оребренных
пучках является полной противоположностью распределения
184
теплоотдачи в коридорных гладкотрубных [13, 141 н шахматных
оребренных ночках, у которых интенсивность теплоотдачи воз-
растает по глубине пучка. Это согласуется с гидродинамиче-
скими особенностями обтекания коридорных и шахматных ре
брпстыч пучков, рас-
смотренных ранее, и
дополнительно по i-
тверждается исследо-
ваниями пучков ///,
/V. Расположение ос-
новной части теплоог
дающей поверхности в
корме труб (схема В
получена в результате
разворота на 180° схе
мы /1) вызвало пони-
жение теплоотдачи
первого ряда но теп-
лоотдачи остальных
рядов (второго н
т. д.). Кирзовая часть
теплоогдающей по-
верхности первого ряда
оказалась в идентич-
ных с остальными ря-
дами условиях омыва-
ния потоком.
Теплоотдача раз-
личных рядов пучков
I... VI обобщается
уравнением (4.18).
Постоянные принима-
ются ровными для
первого ряда пуч1ов
/. //, V, VI — С, = 3,6;
/?, = 0,56; для второго
ряда пучков /, II
С; = 1,6g; nt = 0,63;
— 1,34; ,п =0,65, пучка
Рис 4.38. Сопротивление коридорных пуч-
ков с обрезкой ребер
/—V/ —номера пучков;----------по уравнению
(1.16)
для третьего ряда пучка / — С, =
I/ — С, = 1,27; п, = 0,65; для вто-
рого— шестого рядов пучка V—С,= 1.26; и, = 0,65, пучка VI—
С, = 1,7; п, = 0,62. Теплоотдача каждого ряда пучков III, IV
вычисляется по уравнению \u = 0,09Re°'65.
Средняя теплоотдача и аэродинамическое сопротивление
(рис. 4.38) пучков I...VI обобщаются уравнениями подобия
(4.15) и (4.16). Постоянные коэффициенты в формулах следу-
ющие пучок I—С = 2,06; /г = 0,61; Ci = 36,78; m = 0,39; II—С =
= 1,61; /г = 0,63; С, = 60,54; т = 0,39; III, IV— С=1,34; «=0,65;
185
V —С=1,58; /г = 0,63; С, = 57; ш = 0.39; VI С=1,93; п=0,(>1;
Ci = 57; ш=0,39.
В пучках V, VI при Re^21-10:! проступает автомодельность
по сопротивлению п значения для шести рядов Ей—1,175. Ха-
рактер изменения сопротивления пучков III, IV отличается от
остальных пучков, что связано с влиянием торцов обрезанных
ребер, расположенных навстречу потоку. В печке /// для Re =
= (4 . .. 10) -103 —Eu = 92Re °-49 Re = (10 .. .30) • IO3 —Eu =
= 8,32Re °33. В пучке IV для Re (4... 7) - 10" — Eu =
= I43,2Rc-° ‘9, Re = (7 .. . 25) • 10" — Eu = 14,27Rvu-4
Уравнения подобия для пучков 1...V1 действительны в
интервале Re = (3,5 . . . 30) • 10:i.
Анализ сроднен геплоотДачп шестиричных пучков //, IV, V,
VI показал, что се значения в изученном интервале Re разли-
чаются по более чем в 1,046 раза. Схема расположения поверхно-
сти оребрения с обрезкой в коридорных пучках по направлению к
потоку не играет решающего значения для повышения эффек-
тивности теплоотдачи. Уменьшение продольного шага в пучке
V по сравнению с пучком // привело к снижению теплоотдачи
в среднем па 2%. По теплоотдаче пучок VI со сдвоенными тру
бамп не имеет преимуществ но сравнению с пучком V, аэроди-
намическое сопротивление этих пучков также одинаково. Сбли-
жение труб вплотную между собой (пучки Г, VI) не ннтен.и-
фицпрует теплоотдачу в коридорных оребренных пучках, как
это наблюдалось в гладкотрубном шахматном пучке [31], об-
разованном спаренными цилиндрами в каждом продольном
ряду. Отмечено при Re=2600 почти двухкратное увеличению
коэффициента теплоотдачи пары цилиндров по сравнению с теп-
лоотдачей шахматных пучков, образованных одиночными ци-
линдрами. При Re ~ 400 эффект интенсификации не превышает
20%- Процессы теплообмена в ребристых пучках развиваются
по своим закономерностям, отличающимся от закономерностей
для гладкотрубных пакетов.
Аэродинамическое сопротивление пучка // на 6% выше со-
противления пучков V, VI. Сопротивление пучков III, IV при
Re>104 превышает эту характеристику пучков /, II в среднем
на 10%. а при Re < 104 сопротивления нх приблизительно оди-
наковы.
Для промышленных конструкции теплообменников пз иссле-
дованных коридорных компоновок I--V1 с интенсифицирован-
ной формой круглого ребра наибольший интерес представляет
пучок V с расположением труб по схеме С. При таком разме-
щении обеспечивается прочное и технологичное крепление труб
в трубных решетках методом развалыюв tn, что непозволи-
тельно в nj чке VI со схемой D.
Представляет интерес сравнение теплоотдачи и сопротпвле
нпя паплучших в своих группах шахматного пучка X с корн-
186
дорным V из одинаковых труб с обрезанными максимально
ребрами. Расчеты показывают, что коэффициенты теплоотдачи
п потери напора воздуха в шахматном пучке при Rc=3 • 10!
соответственно в 1,52 и 2,35 раза, а при Re = 20 • 103 в 1,55 и
2,66 раза больше, чем эти показатели для коридорного пучка.
Компактное 1ь пучков одинакова. По полученным данным
трудно судить о тепловой эффективности сравниваемых пуч-
ков. Для этого выполнено сопоставление пучков в координатах
u = f(N0).
Расчет показал, что в исследованном диапазоне скоростей
при одинаковых затратах мощности Л'о = idem единица оре-
бренной поверхности шахматного пучка X участвует в теплооб-
мене в 1,3 раза интенсивнее, чем коридорный пучок V. Поэтому
в секциях ГВО энергетически нецелесообразно применять кори-
дорные оребренные пучки.
В результате оптимальной обрезкн ребер н гидродинами-
чески рационального расположения труб коэффициенты тепло-
отдачи шахматного пучка X во всем диапазоне Nu повысились
иа 22... 13% при No = idem ио сравнению с теплоотдачей пс
годного ба ювого пучка / до удаления части теплоогдающел
площади. Теплоотдача при Л/о — idem панлучшего коридорного
пучка И с обрезанными ребрами в 1,04... 1,13 раза меньше
теплоотдачи ба ювого шахматного пучка / с круглыми реб-
рами.
Таким образом, в шахматных пучках при оптимальном рас
положении тенлоот дающей поверхности ребер в гидродинами-
чески активных зонах течения потока с учетом механического
удаления «балластной» поверхности тепловая эффективность
труб повышается на 20% при снижении материалоемкости
круглого ребра пс менее чем на 30%-
Глава пятая
ТЕПЛООТДАЧА И АЭРОДИНАМИЧЕСКОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ
ПУЧКОВ С НЕТРАДИЦИОННОЙ компоновкой
ОРЕБРЕННЫХ ТРУБ И НОВЫМИ КОНСТРУКЦИЯМИ
СПИРАЛЬНЫХ РЕБЕР
5.1. КРЕСТООБРАЗНЫЕ ПУЧКИ ИЗ ОРЕБРЕННЫХ ТРУБ
С РАЗЛИЧНЫМ СОЧЕТАНИЕМ РАСПОЛОЖЕНИЯ РЯДОВ
Многочисленные исследования [2, 7, 14, 18, 24, 65, 85, 94,
100] теплоаэродннампчсскпх характеристик пучков из оребрен
ных труб посвящены исключительно тра лиинонным шахматным
н коридорным компоновкам. По таким пучкам накоплен боль-
шой экспериментальный материал, явившийся базой для раз-
работки обобщенных уравнений теплоотдачи н сопротивления
поперечно обтекаемых компоновок из труб с поперечными спи-
ральными п шайбовыми ребрами
В некоторых работах 111, 58, 65], посвященных гладкотруб-
ным пучкам, экспериментально установлена интенсификация
теплоотдачи благодаря нетрадиционному расположению труб.
Применительно к оребренным пучкам подобные исследования
нам неизвестны. При реализации подобных эффектов на пуч-
ках оребренных труб будет достигнута значительная экономия
металла наряду со снижением энергопотребления. Учитывая
изложенное, нами поставлен цикл экспериментальных исследо-
ваний по изучению интенсификации теплоотщчп при нетради-
ционном расположении оребренных труб в шахматном пучке.
В крестообразных пучках чередуются ряды с вертикальным
и горизонтальным расположением труб по направлению движе-
ния потока. В литературе встречаются различные названия та-
ких пучков: крестообразные, решетчатые, перекрестные со вза-
имно перпендикулярными осями, сетчатые. Представляется, что
наибольшее число совокупных признаков имеется у названия
решетчатый пучок, так как все остальные компоновки явля-
ются частным случаем этого расположения труб, если ввести в
качестве дополнительного параметра компоновки угол скрещи-
вания у соседних рядов.
При у = 90° ряды труб располагаются взаимно перпендику-
лярно п такие пучки целесообразно называть крестообразными.
Если у = 0°, то пучок трансформируется в традиционную шах-
матную или коридорную компоновку с параллельными осями
всех труб.
Концепция интенсификации теплообмена при решетчатой компоновке
заключается в повышенной межтрубной турбулентности потока, генерируе-
мой цилиндрами, и уменьшении толщины пограничного слоя вследствие пс-
188
прерывного ускор< пня п замедления поток?. В традиционных шахматных и
коридорных пучках с параллельными осями труб турбулентность возникает
вследствие неравномерного поля скорости в плоскости перпендикулярной
осп труб. Применение крестообразного расположения приводит к дополни-
тельной турбулизации потока из-за появления неравномерности скорости в
направлении осн труб
В работах [58, 65, 77| изложены результаты исследований средней теп-
лоотдачи н аэродинамического сопротивления г.ыдкотрубных горообраз-
ных компоновок, позволяющие оцепить нх энергетическую эффективность,
влияние шаговых отношений и порядка расположения труб в чередующихся
рядах (перекрестно-шахматная или перекрестно-коридорная компоновки) на
п11те11С1|фпп.нрующпп эффект. Изучение механизма течения потока в решет-
чатых гладкотрубных пучках вскрыло некоторые гидродинамические особен-
ности в сравнении с традиционными пучками, заключающиеся в волнообраз-
ном распределении давления и значительной неравномерное™ потока по
длине трубок пучка.
Установлено, что при переходе от шахматной к шахматно-перекрестной
компоновке с широким поперечным шагом о( = 3,0 н п ютио прилегающими
продольными рядами п2=1,0 достигается максимальная питепспфипоция теп
оотдачи в 22% при сш1жешш сопротивления на 25%. В коридорно-пере-
крестном пучке с шагами О|=1,47 и о2 = 2.03 по сравнению с коридорным
пучком средний коэффициент теплоотдачи увеличился па 28%, а аэродина-
мическое сопротивление уменьшилось на 20%. Влияние шагов па интенси-
фикацию теплоотдачи подтверждается данными Р. Клпэра. Вместе с тем
01 м< чается, что в области шаговых отношений о2 = 1,75. .2,05 при п, =
= 1.5 числа Нуссельта в поперечно-шахматной и шахматной компоновках
одинаковы.
Таким образом, примепеппе решетчатой компоновки увеличивает теп-
ловую эффективность гладкотрубпого пучка.
В работах X. Брауэра изучалась гидродинамика течения вокруг opt
бренных труб в перекрестных компоновках введением OKpaiiieiiiimx нитей в
поток воды, а развитие тепловых пограничных слоев фпкепрова юсь шлп-
реп-оптичсским методом. Полученные картины течения не позволили одно-
значно утверждать о возможностях интенсификации теплообмена в кресто
видных пучках по отношению к типичным оребренным пучкам. Поэтому
X. Брауэром было поставлено специальное исследование перекрестных пуч-
ков с шахматным и коридорным расположением оребренных труб в рядах
Стальные круглые трубы оребрялись намоткой непрерывной стальной
лепты. Геометрические размеры оребрения следующие- rf.X/'XsXA = 51 X
9.7x3.62x1 мм: диаметр трубы у основания ребра d0 = 31,6 мм: ер = 8,18.
Пучки были семиричными с углом скрещивания ря юв у=9(1 у 45° и относи-
тельными шагами Oi = n2= 1,002. Компоновки характеризовались исключи-
тельно тесным расположением труб. В качестве базовых изучались тради-
ционные шахматные н коридорные пучки пз этих же труб с о Ушаковыми
шагами разбив'». Опыты проводились в шпервало изменения числа Re =
= 3-103. 10S \пализ полученных данных по приведенным коэффициентам
теплоотдачи и аэродинамическому сопротивлению позволил нам сделать сле-
ду ющпе основные заключения но эффективности теплоотдачи при лере-
крестном расположении рядов оребренных труб. Интенсификация теплоот-
дачи при переходе от традиционного шахматного пучка к крестообразному
с шахматным расположением труб нс превышает 10%, а коэффициент со-
противления уменьшается на 10%.
Интенсификация теплоотдачи при переходе от традиционного коридор-
ного пучка к крестообразному с коридорным расположением труб сущест-
венно выше и составляет 20 50 % с одновременным ростом в 1,32 раза
аэродинамического сопротивления.
Теплоотдача шахматных крестообразных пучков на 20% выше по срав-
нению с аналогичными коридорными компоновками, однако крестообразные
шахматные и коридорные гладкотрубпые пучки х факторизуются равенством
коэффициентов теплоотдачи.
189
Сопротивление шахматного перекрестного пучка в среднем па 14% П|"
вытает это значение для коридорного перекрестного пучка.
Влияния угла скрещивания на интенсификацию теплоотдачи не обил
ружено.
Сопоставление пучков по тепловой эфф- ктпвностп показывает, что t i>l
передачи одинакового количества теплоты поверхность теплопередачи кр<
стообразпого пучка уменьшается па 11 . 13% по сравнению с noBepxnoci . ni
традиционного шахматного пучка. Прирост тепловой эффективности в ш»
крестных оребренных пучках заметно ниже прироста эффективности в nepi
крестных гладкотрубпых пучках. Полученный вывод не является совершении
неожиданным из-за существенного влияния параметров оребрс пня па харак
тер структуры потока в межтрубпом пространстве и развития пограничных
слоев в межреберпых полостях. Это подтверждается п отличием .условий
омывания оребренных труб перекрестных пучков при сравнении с картишш
обтекания гладких труб в таких пучках, просматривающихся на фотоеппм
ках X. Брауэра. Применение тесных компоновок с oi = о2 ~ 1,0 возможно ш-
способствовало раскрытию больших эффектов в перекрестных оребренных
пучках вследствие возникновения значительных зон затенения п выключении
части поверхности оребрения из активного теплообмена.
Для проверки эффективности применения крестообразных
пучюв в теплообменных секциях ТВО, получения расчетных
зависимостей по теплоотдаче н сопротивлению пучков с раз
личным количеством перекрестных рядов при взаимном их рас
положении в пределах компоновки нами выполнено спецналь
ное сравнительное исследование, учитывающее особенности
проектирования, изготовления и эксплуатации воздушных хо
лотильников. Опытные пучки собирались из биметаллически*
труб с накатными алюминиевыми одиозаходпымн ребрами слс
дующих размеров: dX/'X^X — 55,4Х 14,25x2,32x0,85 м л,
Ai = 1,1 мм; Л2 = 0,6 мм; ср = 16,24. Несущая труба наружным
диаметром dH — 25 мм с толщиной стенки 2 мм изготовлена и <
углеродистой стали 10. Трубы серийно выпускались ТМЗ имени
Лауристпна.
Конструктивные схемы опытных оребренных пучков пред
ставлены на рис. 5.1.
Экспериментальная программа состояла и, двух серин опы
гов. В первой серии каждый последующий ряд оребренных труб
крестообразных компоновок II—VI располагался псриен щю
лярно предыдущему, образуя угол скрещивания у = 90° с кори-
дорной разбивкой труб в пределах пучка. Во второй серин
крсстообра 1ныс пучки 17/—IX образовались последовательным
чередованием каждых двух рядов, располагаемы* перпендику
лярно друг к другу с у = 90°, причем трубы в каждой группе
чередующихся рядов размещены в вершинах равностороннего
треугольника. В итоге полу чаются перекрестные пучки с общим
шахматным расположением труб. Компоновки рядов в пучка >
VII, VIII, IX при переходе к натурным конструкциям теплооб-
менных секций относительно просто позволяли реализовать
двух-, трехходовые по протукту ТВО.
В качестве базового принят четырехрядный шахматный пу-
чок / равносторонней компоновки труб с применяемыми в ТВО
190
Рис. 5.1. Схемы расположения ореб-
ренных труб в крестообразных пуч-
ках
191
шагами Si = S'2 — 63,5 мм n S2 = 55 мм. Трубы в пучке рас
положены вертикально. Число труб в каждом ряду cootbctci
вует показанному на рис. 5.1. Места установки калорпметрпче
скоп трубки в пучках I...IK отмечены зачернением па этом
рисунке. •
Расстояние между боковой поверхностью трубной решетки
н осью прилегающих к ней оребренных ipvo вы щржнвалоп
равным половине шага ра збит и груб в гори юптальпых рядах
Рис. 5.2. Сопротивление крестообразных пучков оребренных труб
/- IX — номера пучков;-------------по уравнению (4.16)
пучков 11... VI, что численно соответствовало S3/2. Постоян-
ство живого сеченчя в вертикальных рядах обеспечивалось ус-
тановкой полутрубок. В пучках VII...IX полутрубки устанав-
ливались как в горизонтальных, так и в вертикальных рядах.
Пучки I...IX исследовались в аэродинамической трубе се-
чением 400X400 мм методом локального теплового моделиро-
вания при стационарном тепловом потоке. Применялся паро-
электрический обогрев трубки-калориметра, работа которой
192
возможна лишь при вертикальном положении в пучке. По-
этому экспериментально определены коэффициенты теплоот-
дачи только в вертикальных рядах, а теплоотдача горизонталь-
ных рядов определялась расчетным моделированием.
Опытные данные обрабатывались и представлялись в чис-
лах подобия Nu,, Nu, Re и Ей. За линейный размер принимался
впаметр трубы d0. Коэффициенты теплоотдачи относились к
полной наружной площа п оребрения трубы. Теплоотдача /-го
ряда пучка обобщалась уравнением (4.18), в котором числа
Re вычислялись по скорости воздуха в сжатом поперечном се-
чении этого ряда. Средняя теплоотдача и аэродинамическое со-
противление каждого пучка I...IX определялись по уравне-
ниям подобия (4.15) и (4.16), в которых скорость воздуха в
числах Re н Ей вычислялась по сжатому поперечному сечению
вертикального ряда труб с шагом Si = 63,5 мм. Уравнения по-
добия действительны в интервале Re = (3 . .. 25) • 10*.
Сопротивление пучков I...IX представлено на рис. 5.2
опытными точками, а сплошные линии соответствуют расчет-
(4.16), где постоян-
ному значению сопротивления по формуле
ныс Ci и т равны следующим значениям
Помер пучка...........I I'
Угол скрещивания у ° О О
Число рядов...........4 6
Коэффициент С, .. . 26,32 39,48
Показатель т .... 0,28 0.28
II...Ill IV V VI VII...VIII IX
90 90 90 90 90 90
2 3 4 6 4 6
12,64 18,96 24,08 34.70 28,29 42.82
0,3 0.3 0,3 0,3 0,3 0,3
Сопротивление традиционного пучка /', отличающегося от
пучка / большим числом рядов z, получено расчетом исходя из
того, что при z^4 относительная поправка C'z на число ряхов
равна единице [46, 94]. Поэтому коэффициент пропорциональ-
ности для пучка I вычислялся как Ci = 26,32/4-6- I = 39,48.
Общим свойством крестообразных пучков независимо от
взаимного расположения труб в рядах является постоянство
показателя степени т Численное значение его несколько умень-
шилось по сравнению с т для традиционного пучка /. Каче-
ственных изменений расположения кривых Ен = [(Re) не об-
наружено.
Сопротивление крестообразных коридорных пучков V, VI
значительно меньше сопротивления традиционных шахматных
пучков /, Г при одинаковом числе рядов в пучках. Например,
для Ре = 3- 1 СР значения Ей для пучков V, VI соответственно
в 1,28 и l,34i раза меньше значений Ей в пучках /, Г. С увели-
чением числа Re различия в сопротивлении сравниваемых пуч-
ков возрастают. Применение крестообразных шахматных пуч-
ков VII, IX вместо базовых пучков ТВО I и Г также сопровож-
дается снижением сопротивления: при Rc = 3-103 — 8,5%, а
при Re= 25-103 — 14%. Сопротивление в шахматных пучках
уменьшается в меньшей мере по сравнению со снижением со-
противления крестообразных коридорных пучков. Пониженное
13
193
сопротивление крестообразных пучков объясняется ростом меж
трубной турбулизации потока по сравненные с трацщноинымп
пучками, вызывающей смешение точки отрыва пограничною
слоя в направлении кормовой области труб, и сужением вихре-
вой зоны.
Кривая сопротивления крестообразных кори торных пучков
V, V! по отношению к этой характеристике крестообразных
шахматных пучков VII, IX при одинаковом числе рятов распо
лагается значительно ниже, числа Ей при Re = const в среднем
имеют па 32% иеньшие значения. Следовательно, нехотя пз
значения аэродинамического сопротивления нелесообра шо при
менять крестообразные оребренные пучки с коридорным рас-
положением труб в рятах, черед)ющпхея через один.
На основании опытных чанных по сопротивлению кресгооб
разных пучков II . . .VI вычислены значения поправок па числа
Эйлера, приходящиеся на одни рят Цля малоря шы.х оребрен
ных пучков. Численное значение поправки вычислялось при
Re — const по соотношению
Ев,-,/6 ’
(5.1)
где Euz/z— число Эйлера, приходящееся на один поперечный
ряд пучка с z рядами (пучки II, IV. V, VI); Ен(1/6 — число
Эйлера на одни ряд шестиричного крестообразного пучка VI
Выполненные расчеты С'г показывают, что поправочный ко-
эффициент на сопротивление малорядных пучков не зависит oi
Re п представляется в виде ф> нкцнп Сz- f(z). Численные ша
чения этой функциональной зависимости для i рестообразных
коридорных пучков пз труб о пакатнымп поперечными ребрами
принимаются равными
Число рядов z 2 3 4 6
Поправка С'г 1,093 1.093 1,04! 1.0
Числа Эйлера, приходящиеся на один поперечный ряд, суве
личением числа рядов монотонно снижаются и при z>4 дости-
гают своего конечного значения. Сопротивление одного ряда
четырехрядного пучка только па 4% превышает сопротивление
одного ряда шестиричного пучка. Для z=6 поправка C'z=l,0.
Гидродинамический режим потока в крестообразных компонов-
ках с z>4 приобретает свойства стабилизированного течения.
Крестообразные пучки с z<4 являются малорятпымп. Кривая
C'z=f(z) для крестообразных компоновок не совпатаст с ана-
логичными зависимостями ка1 для шахматных [46], так и ко-
ридорных традиционных пучков [94] с одинаковой конструк-
цией ребер. Значения C'z при z=const для крестообразных пуч-
ков являются наименьшими прп сравнении с аналогичными
характеристиками традиционных пуч ов.
Результаты исслетоваппя изменения теплоотдачи в очдель-
191
Рис. 5.3. Теплоотдача различных рядов крестообразных оребренных пучков
/ /V — номера пучков: ! 2, 6 — первый, ь.орой, третий....шестой ряд со-
ответственно; -------------------------- по уравнению (4.18)
13*
195
ных рядах пучков /. IX изображены на рис. 5.3. Стабплиза
цпя теплоотдачи в традиционном шахматном пучке / наступaei
со второю ряда. Интенсивность теплоотдачи в первом ряд*
пониженная п составляет 11... 37% теплоотдачи стабилизиро-
ванного ряда.
Как отмечалось, конструкция пароэлсь -рнческого калориметра не по
зволяст проводить тепловые исследования при его горизонтальном располо-
жении. Этот недостаток калориметра существенно усложнил и увеличил
объем опытных продувок для получения уравнений средней теплоотдачи
крестообразных пучков Принятый порядок разрешения возникших затруд
пений продемонстрируем па пучке //. Пучок II поворачивался на 180° и
трансформировался в пучок III в котором измерялась теплоотдача второго
ряда труб, расположенных с шагом 5т = 63.5 мм. Но в пучке П во втором
ряду трубы расположены с другим значением шага S.5 = 67 мм, что потре
бовало введения поправочного коэффициента на влияние изменения шагов.
По данным работы [41] для исследуемого нами типоразмера труб увеличе-
ние поперечного шага от 63,5 до 67 мм повышает теплоотдачу ряда в
1,02 раза.
Для обеспечения одинаковых условии прм сравнении интенсивности теп-
лоотдачи крестообразных пучков II IV, V. VI теплоотдачу рядов и среднюю
теплоотдачу пучков V и VI приводили к схеме расположения рядов, соот-
ветствующих повороту этих пучков па 180° по отношению к изображенным
па рис. 5.1.
Таблице 5.1
Значения постоянных коэффициентов для крестообразных
пучков в уравнениях (4.15) и (4.18)
Номер С^-Юа тля ряда л^-10 для ряда С-1иа
пучка 1 2 з 4 5 * 1 о 3 4 5 6 л-ю
1 11.5 7,28 7,28 7,28 6 7 7 7 8,70 6,75
I' 14,5 7,28 7,28 7,28 7.28 7,28 6 7 7 7 7 7 8,45 6,80
II 14.2 6,63 — — —. — 6 7 -— — — — 9,74 6,50
III 14,48 6,50 — —. —. 6 7 — — — — 9,75 6,50
IV 1 1.2 6,98 6,50 —- _— — 6 7 7 —- —. — 8,42 6,70
V 14,2 6.98 6,84 6,63 — — 6 7 7 7 — — 8,22 6,75
VI 11.2 6,98 6,84 6,98 6,81 6,63 6 7 7 7 7 7 8,00 6,80
VII 14.5 6,84 6,84 6.81 — — 6 7 7 7 —. — 8,28 6,75
VIII 14,5 6,81 6,84 6,81 —- — 6 7 7 7 —. .— 8,28 6,75
IX 14,5 6,81 6,84 6.81 6.84 6,84 6 7 7 7 7 7 7,79 6,83
Для получения опытных значений теплоотдачи третьего и четвертого
рядов пучка VII он поворачивался на 180° и модифицировался в пучок VIII.
В пучке измерялась теплоотдача третьего п четвертого рядов, по с шагом
S, = S'? = 63,5 мм. Однако известно [87]. что в равносторонних шахматных
пучках тепюотдача ряда нс зависит от шагового отношения труб. Поэтому
теплоотдача третьего и четвертого рядов пучка VII и второго ряда пучка
VIII подчиняется одной зависимости. Подобная аналогия характерна п для
первых рядов пучков VII, VIII. В табл. 5.1 приведены данные, необходимые
для расчета теплоотдачи исследованных пучков I...IX.
Анализ опытных данных по теплоотдаче крестообразных
пучков указывает на тесную связь интенсивности теплоотдачи
е гидродинамикой обтекания труб. При сравнении теплоотдачи
первого ря ia пучков I п // не обнаруживается заметных пзмс
196
нений, несмотря на переход от параллельного к перцев Лнкуляр-
ному расположению труб во втором ряду. Теплоотдача сравни-
ваемых, рядов различается не более чем на 2%. Результат объ-
ясняется постоянством характера течения потока в кормовой
половине первого ряда труб, на котором не отразился поворот
плоскости потока во втором ряду крестообразной компоновки
на 90° по сравнению со вторым рядом традиционного шахмат-
ного пучка. Не следует ожидать заметных изменении гидроди-
намической картины течения вокруг оребренных труб преды-
дущего ряда из-за особенностей расположения труб в следующем
ряду. Интенсивность теплоотдачи последнего ряда в крестооб-
разных пучках III, IV, V, VI одинакова п не зависит oi числа
впереди стоящих рядов. Как обычно, теплоотдача последнего
ряда поппжеппая, по снижение се не превышает 5% по отно-
шению к теплоотдаче стабилизированных рядов. В крестооб-
разных пучках при с коридорной компановкой труб
стабилизация теплоотдачи наступает со второго ряда. Следова-
тельно, первый ряд является генерирующим уровень межтруб-
ноп турбулентности потока в крестообразных пучках. Последу-
ющие ряды, по-впдп'.ому, не и меняют сформировавшейся
структуры потока. Можно полагать, что протекает процесс
следующим образом. Турбулентность развивается далее пер-
вого ряда по ходу потока, но ребра выступают демпфером тур-
булентных пульсации и ламппизнруют течение. Влияние на
теплообмен этих факторов диаметрально противоположное и
в результате совместного воздействия на конвективный пе-
ренос устанавливается стабилизированный теплообмен со вто-
рого ряда.
Таким образом, начиная с трехрядного крестообразного
пучка с чередующимися взаимно перпсиднлулярнымн рядами
оребренных труб формируются стрсктурные параметры потока,
определяющие интенсивность теплоотдачи и характерные для
миогорядных пучков.
Интенсивность теплоотдачи стабилизированных рядов кре-
стообразного пучка в среднем на 6% ниже теплоотдачи соот-
ветствующих рядов шахматного традиционного пучка. Пони-
женный уровень теплоотдачи обусловлен пусть и слабыми, но
ухудшившимися условиями обтекания кормовой области впе-
реди стоящего ряда труб последующим перпендикулярным
рядом.
Коэффициенты теплоотдачи стабилизированных рядов кре-
стообразных коридорных и шахматных пучков одинаковы.
Параметры межтрубпой турбулентности потока в этих пучках
по зависят от взаимного расположения рядов и труб. Это
дополнительно подтверждает вывод о решающей роли перво-
го ряда в формировании структуры потока крестообразного
пучка.
197
Анализ данных табл. 5.1 показывает, что применение пере-
крестных пучков с размерами оребрения, характерными для
труб ТВО, пе сопровождается выигрышем в теплоотдаче по
сравнению с шахматными стандартизованными пучками Распо-
ложение оребренных труб в шахматном пли коридорном по-
рядке в крестообразном пучке нс оказывает влияния на сред-
нюю тсплооттач}
Вместе с тем, аэро цшампческое сопротивление существенно
зависит от впд'а компоновки труб в крестообразном п^чке. Бо-
лее предпочтительны перекрестные пучки с коридорным рас-
положением труб (пучки Р, I/), сопрогпвпение которых иа
24% ниже этой характеристики перекрестных шахматных пуч-
ков. Сопротивление крестообразных пучков в 1,34... 1,08 раза
меньше сопротивления шахматного традиционного пучка /.
Рис. 5.4. Энергетическое сопоставление крестообразных пучков
I, I'. Г, VI, VII, IX — номера пучков
Данные средней теплоотдачи пучков //, IV, V, VI позволяют
вычислить относительную поправку Cz на теплоотдачу малоряд-
ных крестообразных пучков, учитывающую пониженную тепло-
отдачу первого ряда. Значение поправки определялось при
Re = const по выражению
Cz=Nuz/Nu6, (5.2)
где Nuz — средняя теплоотдача пучка с z рядами (пучки //, IV,
V, VI); Nu6 — средняя теплоотдача шестпрядного пучка VI.
Численные значения Сг для крестообразных пучков при Re=104
приводятся ниже.
Число рядов z .2 3 4 6
Поправка Сг .... 0,924 0,96 0,98 1,0
В крестообразных пучках с увеличение», числа рядов теп-
лоотдача повышается, достигая установившегося значения при
четырех рядах. Зависимость Сг от Re слабая,, ио в общем виде
поправка Cz~f(z> Re)-
На рис. 5.4 в координатах а, ЛА,, где А'п — мощность, отне-
сенная к единице поверхности теплообмена, проведено энерге-
тическое сравнение крестообразных пучков с традиционными
шахматными / и Г.
Как видно из графика, при одинаковых затратах мощности
коэффициенты теплоотдачи сопоставляемых пучков одинаковы.
198
По тепловой эффективности крестообразные оребренные п> чкп
равноценны типовым шахматным пучкам.
Такпм образом, перекрестное расположение оребренных
труб в пучке не способствует интенсификации теплоотдачи, что
характерно для гладкотрубных перекрестных пучков. Необхо-
димо иметь в впду, что изготовление m сборка теплообменников
с перекрестными пучкамп сильно усложняется. Однако не иск-
лючено, что в отдельных специальных случаях целевого конст-
руирования ТВО перекрестные пучки могут оказаться экономи-
чески целесообразными.
5.2. ШАХМАТНЫЕ ПУЧКИ
С ЭКСЦЕНТРИЧНЫМ РАСПОЛОЖЕНИЕМ ОРЕБРЕННЫХ ТРУБ
В ПОПЕРЕЧНЫХ РЯДАХ
В традиционных конструкциях шахматных пучков из круг-
лоребрнстых труб уменьшение фронтального сечения ограничи-
вается предельно возможным поперечным шагом Si, равным
наружному диаметру круглого ребра d. Ширина пучка но
фронту по может быть меньшей Втщ = di, где i—число труб
в поперечном ряду. Дальнейшее уменьшение ширины пучка
для заданных геометрических размеров труб с круглыми рсб-
эами невозможно. Длина труб назначается конструктивно или
определяется тепловым расчетом, что исключает возможность
/правления размерами фронтального сечения пучка этим пара-
метром.
Вместе с тем в теплообменниках, использующих осевые вентиляторы
для перемещения воздуха через межтрубпос пространство, создаваемая ско-
рость потока перед пучком находится в области значений 0,5... 7 м/с.
Фронтальное сечение пучка получается больших размеров а для сопряжения
вентилятора с теплообменником устанавливают диффузоры пли конфузоры,
звляющиес» источником дополнительных аэродинамических потерь Большие
размеры фронтального сечения пучка вынуждают конструкторов применять
энергетически менее выгодное расположение оребренных труб в теплообмен-
никах под углом к набегающему потоку. Подобное техническое решение
широко используется, например, при зигзагообразной компоновке теплообмен-
ных секций станд фтизованны.х ТВО [8], секций биметаллических калори-
феров в лссосушильных камерах, калориферов- из труб с проволочным оре-
брением для предварительного подогрева воздуха котельных агрегатов.
Указанные трудности частично устраняются в разработанной нами шах-
матной компоновке [84] оребренных труб в пучке, позволяющей уменьшать
его фронтальное сечение по сравнению с традиционными шахматными пуч-
ками. Новая компоновка с эксцентричным расположением оребреипы. труб
в поперечных рядах приведена па рис. 5 5. Оребренные трубы располагаются
- трубной решетке такпм образом, что каждая вторая труба в поперечном
ряду устанавливается с продольным смещением е по ходу воздуха, а осн
.вух смежных труб в первом поперечном ряду и первой трубы во втором
ряду размещаются по вершинам равнобедренного треугольника с боковой
стороной S'2 и углом Р при вершине, при этом вершина угла совпадает с
осью второй трубы, первого ряда. Первые трубы второго и третьего попереч-
ных рядов, расположенные в смежных продольных рядах, находятся на
расстоянии, определяемом величиной основания аналогичного равпобедрен-
199
пого треугольника. Расположение труб в последующих четных п нечетных
поперечных рядах идентично первым трем рядам, при этом значение угла
определяется по формуле
₽ = 180° —
е
arccos —
. SV
. 0,5 I' «я
arcsin — ’ -'/------—
(5.3)
Прн эксцентричном расположении труб в пучке поперечный шаг равен
Si = }(S'2)2—е2. При е=0 имеем Si=S'2> а угол р прн-вершине равнобед-
ренного треугольника примет значение, равное 60°, что соответствует моди-
фикации предложенной конструкции шахматного ну чка в традиционную с
Рис. 5.5. Шахматный пучок с эксцентричной компоновкой оребренных труб
/ ZV — соответственно первый, второй, третий, четвертый поперечный ряд; /, 2 —
соответственно первая н вторая трубы в ряду
расположением труб в вершинах равностороннего треугольника. В традици
опных шахматных равносторонних пучках с параллельными осями труб
минимальный шаг разбивки составляет S, m,n = S'2 mIn = d. Если для экс-
центричной компоновки принять S2=S'2nnn=d, то соотношение для попереч-
200
кого шага запишется как 5i = d-—е2. Видно, что при всех значениях
е=#0 в пучке с эксцентричным расположслнем труб соблюдается условие
Si<d=5lmi,i. Неравенство выполняется при уменьшении ширины эксцентрич-
ного пучка B = Sii по сравнению с предельной минимальной шириной тради-
ционного пучка B,nin=di. Следовательно, в эксцентричных пучках B<Bmin.
Это повое геометрическое свойство таких трубнь. < пучков благоприятно ска-
зывается иа конструкции ПОЗД/<ОГЮДВОДЯЩИ\ и отводящих устройств.
Рис. 5.6. Теплоотдача различных рядов эксцентричных оребренных пучков
(а) и влияние относительного смещения иа интенсификацию тепло-
отдачи (о)
/ — IV — номера пучков; 1—3— первый, второй и третий ряды; 4 — расчетные точки
по формуле (5.6): ---------------------- по уравнению (5.1)
Уменьшаются их размеры, снижается материалоемкость, представляется воз-
можность снизить аэродинамические потерн напора.
Анализ литературных источников не выявил исследовании
теплоаэродинамических характеристик шахматных пучков с
эксцентричным расположением оребренных труб в поперечных
201
рядах. Поэтому нами выполнено несколько серин опытов но
определению влияния компоновочных параметров в эксцентрич-
ных пучках из труб различных типоразмеров, применяемых в
п\чках серийных теплообменников, в лючая п ТВО.
Первая серия опытов была проведена па биметаллических
трубах с накатными однозаходными алюминиевыми ребрами
Костромского калориферного завода, характери 1уюпшхся следу-
ющими параметрами: JX/iXsX Д=38,84X 10,17X2,92X0,65 мм;
&i=0,4 мм; Д2=0,9 мм; ф= 12,05; <#=18,5 мм. Несущая груба
наружным диаметром 16,2 мм с толщиной стенки 1.2 мм выпол-
нена из углеродистой стали. Экспериментальному исследованию
подвергнуты четыре шахматных четырехрядны' пучка Традп
цнонный пучок 1 являлся базовым, у которого трубы распола-
гались в вершинах равностороннего треугольника со стороной
Si=S/2=43 мм и продольным шагом S2=37,24 мм, что соот-
ветствовало относительны» шагам <т1 = <т'2= 1,107; о2=0,959.
Пучки //, ///, IV модифицировались из пучка I эксцентричным
смещением тр^б на величину в=5; 10 п 18 мм, но в каждом
из них S2/=:43mm. Компоновка труб в пучках II... IV соответ-
ствует рис. 5.5. В каждом поперечном ряду пучков I IV уста-
навливалось восемь труб,
Эксперименты проводились в аэродинамической трубе сече-
нием 350x350 мм. Теплоотдача определялась локальным теп-
ловым моделированием методом электрокалориметрированпя
Трубка-калориметр устанавливалась последовательно в центре
первого, второго и третьего поперечных рядов в положения1
которые па рис. 5.5 заштрихованы. Определялись ирнв< тон-
ные коэффициенты теплоотдачи, вычисленные по полной па
ружной поверхности калориметра. За линейный размер при
нимался диаметр du. В пучке / наименьшим проходным сече-
нием для воздуха является сжатое фронтальное сечение А—Д,
а в эксцентричных пучках II... IV— диагональное сечение Б—Б
(рис. 5.5).
На рис. 5.6,а приведены данные по теплоотдаче различных
рядов пучков /...IV. Теплоотдача первого ряда независимо от
расположения труб в пучке является наименьшей. Кривая теп-
лоотдачи iNut- = f(Re) располагается более полого по сравне-
нию с кривыми теплоотдачи второго п последующих рядов.
Интенсификация теплоотдачи наблюдается > всех эксцентрич-
ных пучков If .. .IV по сравнению с шахматным традиционным
пучком /. Коэффициент теплоотдачи при Re=20-10" стабилизи-
рованного третьего ряда этих пучков увеличился по отноше-
нию к теплоотдаче идентичного ряда пучка / соответственно па
14,6 и 27,5%.
Теплоотдача i-vo ряда п средняя теплоотдача пучка обоб-
щается степенными уравнениями:
N4,=C,Re"'; Nu=CRe". (5.4); (5.5)
202
Расчетные коэффициенты мя формул (5-4), (5.5) приве-
дены в табл. 5.2.
Тиб ищи 5.2
Геометрические характеристики пучков и значения коэффициентов
пропорциональности
Параметр Номер пучка
I « ш IV
Si, мм 13,0 12.71 41,82 39,05
Кч, мм 37,21 37,32 37,57 38,31
е, мм 0 5 10 18
0 0,116 0.232 0 419
С,- 10 для ряда-
первого 1,97 1,75 1,61 1,69
второго 1.31 1.26 1.15 1.04
третьего 1.21 1.03 0,88 0,77
/1,-10 для ряда
первого 5.6 5,8 5,9 5,9
второго 6,1 6,4 6,5 6,7
третьего 6,4 6,7 6,9 7,1
с к» 1,48 1,21,1.28 1,06/1,28 1,01/1,21
п*10 6,1 6.1 6,6 6,7
т-10 3.5 1.2 3,1 3,0
с. 42,51 32.9/36,51 31.1/50,37 31,57/49,28
Примечание. Значения в числителе относятся к расчету скорости
воздуха в наименьшем проходном сечении, а в шаменатсле в сжатом
фронтальном сечении пучка.
Средняя теплоотдача эксцентричных пучков значительно
выше традиционных шахматных. Для Re=20-10'* эффект ро-
ста теплоотдачи в пучках II... IV составил 1,13; 1,18 и
1,24 раза в сравнении с пучком /. Из анализа данных видно,
что наиболее существенная интенсификация теплоотдачи дости-
гается при незначительном относительном смещений e/S'2 труб
в поперечном ряду. Смещение труб в пучке II на с=5 мм при-
вело к повышению сроднен теплоотдачи на 13%. Однако по-
следующее увеличение смещения в два раза в пучке III сопро-
вождается приростом теплоотдачи лишь па 4,3% по отношению
к пучку II.
На рис. 5.6,6 представлена зависимость средней теплоот-
дачи эксцентричных пучков от относительного смещения e/S'2,
построенная для Re=10‘. Теплоотдача возрастает пропорцио-
нально
Средняя теплоотдача эксцентричных пучков II... IV с раз-
бросом опытных точек, не превышающим ±2,5 7о относительно
обобщающей прямой, описывается критериальным уравнением:
Nu = 0,l I8(e/S,2)(l-07Re'’e6. (5.6)
203
Числа Re в формулах (5.4), (5.6) вычислялись по скорости
воздуха в наименьшем сечении пучка.
Интенсификация теплоотдачи в эксцентричных пучках
оребренных труб объясняется возникновением в потоке воздуха
периодически чередующегося продольного знакопеременного
градиента давления, который способствует генерации возмуще-
ний, распространяющихся вниз по течению. Знакопеременный
градиент давления возникает благодаря образовавшимся между
поперечными рядами конфузорно-диффузорным участкам меж-
трубного пространства, а их продольная ассимстрня дополни-
тельно вызывает локальные неоднородности статических давле
нпн [77], обусловливающих поперечные перетоки теплоноси-
теля При этом одновременно усиливается турбулентный обмен
как количеством движения, так и соплом.
Кривые теплоотдачи Nu=[(Re) пучков с эксцентричным
расположением труб проходят в логарифмических координатах
более круто по отношению к теплоотдаче базового пучка /. Эти
Рис. 5.7., Сопротивление шахматных эксцентричных оребренных пучков
/ — IV— Момера пучков; -------------- по уравнению (5.7)
изменения являются следствием возникновения новых струк-
турных характеристик н гидродинамических условий обтекания
при эксцентричном смещении труб. Полученная интенсифика-
ция теплоотдачи при внешнем течении потока в эксцентричных
пучках сходна с реализованным методом интенсификации теп-
лообмена в конфузорно-диффуюрных пластинчатых и трубча-
тых каналах [64] в условиях внутренней задачи.
На рис. 5.7 нанесены опытные значения аэродинамического
сопротивления пучков обработанные по скорости в
201
наименьшем проходном ссчеппп. Сопротивление пучков аппрок-
симируется степенной зависимостью
Eu = C,Re-"1. (5.7)
Сопротивление эксцентричных пучков выше по сравнению с
традиционными шахматными, но темпы роста его различны и за-
висят от e/S'2. В интервале изменения е/5'2=0,116 ... 0,232
сопротивление пучков //, /// возросло на 4,5 ы 9% Для Re=
= 20-103 по сравнению с пучком /. Видно, что увеличение теп-
лоотдачи значительно опережает прирост сопротивления этих
пучков Полученные соотношения между ростом теплоотдачи
и повышением сопротивления являются исключительно выгод-
ными для создания высокоэффективных трубных пучков. Даже
в пучке IV с наибольшим e/S'2 наблюдается пропорциональный
рост теплоотдачи и сопротивления, равный 24... 22%. Достиг-
нутый положительный энергетический эффект в пучках //—IV
с эксцентричным размещением труб сопровождается п конст-
рукторско-компоновочными преимуществами таких пучков, в
частности, ширина пучка IV уменьшилась на 9.2% ио отпоше
пню к ширине базового пучка I.
Уравнения (5.4) . . . (5.7) действительны в шапазоне Re=
= (1 ... 20) • I03 при выборе за характерную скорость се значе-
ния в наименьшем сечсппн пучка.
Энергетическое сравнение одежду собой исследованных пуч-
ков I...IV в координатах a—f(No) показывает, что в изучен-
ном диапазоне Re тепловая эффективность эксцентричных пуч-
ков выше по сравнению с традиционным шахматным располо
жением оребренных труб в решетке. При равной мощности
/Vo=ideni на прокачку воздуха в результате эксцентричного
продольного смещения оребренных труб в поперечных рядах
коэффициенты теплоотдачи пучка IV на 9... 17%, пучков II,
III на 8... 11% увеличились по отношению к теплоотдаче ти-
пового шахматного пучка.
Во второй серии опытов пучки собирались пз биметалличе-
ских груб с накатными однозаходными ребрами ТМЗ имени
Лауристииа, применяемых в стандартизованных ТВО. Мате-
риал ребер — алюминиевый сплав АД1М. Геометрические па-
раметры труб: JX^XsXA = 55,28x 13,64X2.5X0,45 мм: А.=
= 0.3 мм; Д2=0,6 мм, <р=17,5; г/0=28 мм. Несущая труба d„=
= 25 мм с толщиной стенки 2 мм изготовлена из углеродистой
стали 10.
Исследовалось четыре шестнрядпых шахматных пучка, из которых пу-
чок / являлся базовым с равносторонней разбивкой трубок при S|=S'2=
463,5 мм и S2=55 мм, что соответствовало О|=<т',= 1,15, <т2=0,996. В пуч-
ках //, ///, IV трубки эксцентрично смещались в продольном направлении
на величину е=7, 14, 21 мм аналогично первой серии опытов. Также были
исследованы три двухрядных шахматных пучка V, VI. VII с эксцентрич-
ным расположением труб, равным е=7, 14, 21 мм, и один однорядный пу-
чок VIII с поперечным шагом Si = 63,5 мм и с=21 мм. В пучках II. VI!
205
Рис. 5.8. Теплоотдача различных рядов эксцентричных оребренных пучков
из труб ср =17,5
/ \'Ш номера пучков; I, 2, 3 первый, второй, третий ряды; /—/. 1—2. II—!.
И — 2; 1Н—/, П1 — 2 — первый, второй, третий ряды эксцентричных пучков; ---- по
уравнению (5.1)
206
значение диагонального шага S'2=63,5 мм. В каждом поперечном ряду пуч-
ков 1. . I /// устанавливалось по шесть труб.
Опыты проводились в аэродинамической трубе сечением 400x400 мм
методом теплового моделирования с помощью пароэлектрического кало
рпмстра. Теплоотдача измерялась в первом, треты м н пятом рядах
пучка /, в первом, втором, третьем рядах пучков 11... IV, но втором ряду
пучка V, первом и втором рядах пучка VI, во втором ряду пучка VII. в
однорядном пучке VIII. В эксцентричных пучках калориметрическая трубка
прн исследовании теплоотдачи ряда устанавливалась в Двух положениях,
как это показано па рнс. 5.5. Опытные точки обозначались двумя цифрами
(см. ниже), например I — /, /—2 и т. Д. Первая римская цифра указывает
па помер ряда, а вторая арабская — помер (положение) трубы в этом ряду.
За линейный размер принимался диаметр d0, приведенные коэффициенты
теплоотдачи относились к [пощади поверхности гладкой трубы с диаметром
d„. Физические константы воздуха принимались по средней температуре его
н пучке
На рис. 5.8 приведены результаты исследования изменения
теплоотдачи по рядам в пучках /... VIII, на! рис. 5.9 — сопро-
тивления пучков I...IV, на рнс. 5.10 — сопротивления эксцен-
тричных твухря шых V...VII и однорядного VIII оребренных
пучков. Опытные данные обработаны по скорости воздуха в пап
Рнс. 5.9. Сопротивление шестирядпых шахматных эксцентричных пучков из
оребренных труб <р; 17,5
/ — 1У — номера пучков; -- по формуле (5.7);-----пучок /
меньшем проходном сечении пучков, которым для пучка I яв-
ляется сжатое фронтальное сечение, а для пучков II... VIII
диагональное (сечение Б—Б на рис. 5.5). Представленные па
рисунках экспериментальные данные по теплоотдаче п сопро-
тивлению эксцентричных оребренных пучков свидетельствуют
о том, что и в этом случае остаются справедливыми степенные
зависимости между основными числами подобия вида (5.4),
(5.5) н (5.7). Прн выводе уравнения подобия (5.5) гля сред-
207
lieii теплоотдачи пучков исходили нз следующего: в пучке I
теплоотдача второго, четвертого, шестого рядов принималась
равной теплоотдаче третьего ряда, в пучках II.. IV теплоот-
дача четвертого — шестого рядов — равной теплоотдаче треть-
его ряда, в пучках V, VII теплоотдача первого ря та — равной
Рис. 5.10. Сопротивление малорядиых шахматных эксцентричных пучков из
оребренных труб <р=17,5
V — VIII— номера пучков; -по формуле (5.7)
теплоотдаче этого ряда в сопряженных пучках II, IV. Компоно-
вочные характеристики и значения величин С,, п„ С, и, Ct н т
Для всех исследованных пучков показаны в табл. 5.3.
Продольный шаг в эксцентричных пучках вычисляется по
формуле
S2=<$/2 cos у, (5.8)
где угол у = arcsin 0,5 * ?-2—
Полученные значения коэффициентов теплоотдачи в эксцен-
тричных пучках нз высокоребристых труб <р= 17,5 ниже соот-
ветствующих значений теплоотдачи традиционного шахматного
пучка при фиксированных значениях Re во всем исследованном
диапазоне течения потока и относительных смещений e/S'->. Од-
нако количественное понижение теплоотдачи неодинаково. Нан
208
большее снижение теплоотдачи в 1,08 раза обнаружено в
пучке If со значением e/S/2 = 0,lI. Последующее возрастание
e/S'2 до 0,22 и 0,33 сопровождалось повышением теплоотдачи п
монотонным се приближением к уровню интенсивности тепло-
отдачи исходного базового пучка I. Подобная картина измене-
ния теплоотдачи прослеживается и в двухрядных эксцентрич-
ных пучках V...VIII при сравнении с теплоотдачей базового
двухрядного пучка [41] из этих труб. Изложенное наглядно
демонстрируется на рис. 5.11, на котором показано изменение
относительного числа Нуссельта Nu ,/Nuo в зависимости от от-
носительного смещения оребренной трубы e/S'2 для различных
постоянных значений Re. Здесь Nu, и Nu,-, соответственно зна-
чения Nu для эксцентричного п базового расположения труб в
пучке.
Таблица 5.3
Характеристики эксцентричных пучков из труб <р= 17,5
Параметр или коэффициент Номер пучка
I П IH IV V VI VII VIII
г рядов 6 6 6 6 2 2 2 1
S’,, мм 63,5 63,1 61.94 59,93 63.1 61,91 59~93 61.91
5-. мм 55.0 55.09 55, 11 55.98 55,09 55,11 55,98 —-
е/З'з 0 0 11 0.22 0,33 0,11 0,22 0,33 0,33
Cf для ряда: первого 3,13 2,33 2,51 452 2,33 2,51 2,52 2,69
второго 1,27 1.1 1,19 1,19 1.1 1.19 1,19 -—-
третьего шестого 1,27 1.2 1,28 1,28 — — — —
Н/-10 для ряда: первого 5,8 6,0 6,0 6,0 6.0 6.0 6,0 6,0
второго 7,0 7,0 7.0 7,0 7,0 7,0 7,0 —
третьего—шестого 7,0 7,0 7.0 7,0 — — — —
с 1,48 1,37 1,46 1.17 1,65 1,73 1,74 2,69
и-10 6,8 6,8 6,8 6,8 6.5 6.5 6,5 6,0
т-10 2.8 2,8 2.8 2,8 3.9 3,9 3,9 5,3
Ci 42,82 38,25 45,42 42,82 34.93 39,85 38,47 59.37
Характер изменения сопротивления в эксцентричных пучках
более сложный по сравнению с теплоотдачей. Применение экс-
центричного смещения труб в пучке If уменьшает сопротивле-
ние в 1,12 раза, но в пучке III с большим смещением e/S'2 со-
противление становится больше в 1,06 раза по отношению к
базовому пучку, а в пучке IV оно снижается до сопротивления
исходного пучка. Колебательный характер сопротивления экс-
центричных компоновок изображен на рис. 5.11 в виде зависи-
мости Еиэ/Ещ,=/Те/5'2), где Еиэ, Euq— соответственно значе-
ния числа Эйлера для эксцентричного и базового пучка.
N величсиие числа рядов г в эксцентричном пучке от 2 До 6 независимо
от значения е/S', в интервале Re= (3.. 25)-103 сопровождается постом
14 209
средней теплоотдачи пучка в среднем на 10,5%. Сопротивление одного ряда
Двухрядных эксцентричных пучков по сравнению с этим параметром шести-
рядных пучков прн Re=3-103 в 1,14 раза выше, по при Re=20-103 зави-
симость получается обратной и сопротивление становится меньшим в
1,11 раза. Средняя теплоотдача двухрядного пучка VII прн Re = 3-103 на
3,5% меньше, а при Re=25 - I03 на 7% выше соответствующих значений
Рис. 5.11 Зависимость относительного числа Мп (кривые /, 2) и Ен (кривые
3. 4, 5) от относительного смещения оребренной трубы в пучке
I. 2 — тепюшдача для г = 6 и 2; 3— сопротивление для г = 1>; 4. 5 — соппотавлснк
для г = 2 соответственно Re = 3 103 и 25 • I03
теплоотдачи однорядного пучка VIII, причем для обоих пучков величина
e/S'2 = 0,33. В однорядном пучке VIII смещение оребренных труб в ряду
на е = 21 мм (e/S'2 = 0.33) повышает интенсивность теплоотдачи лишь па
Рнс. 5.12. Тепловая эффективность эксцентричных пучков на оребренных
труб «=17,5
/ — IV — номера пучков
2.5% прн более ощутимом снижении сопротивления на 8% но сравнению с
традиционным однорядным пучком одинаковых компоновочных параметров
[41] нз таких же труб.
Экспериментальными исследованиями пучков I...VIII охва-
чен интервал Rc= (3 .. .25) • 103.
Для выяснения энергетической эффективности интенсифика-
ции теплоотдачи продольным смещением оребренных труб в
поперечных рядах было выполнено энергетическое сопоставле-
ние многорядных пучков /.../V (рис. 5.12). При A7n=Sdeni ко-
эффициенты теплоотдачи эксцентричных пучков III, IV на 4%,
210
пучка II на 6% ниже интенсивности теплообмена базового
пучка /. Следовательно, в шахматных компоновках из труб с
высоким коэффициентом оребрения <р= 17,5 эксцентричное сме-
щение труб не улучшает энергетические показатели пучка.
Преимущество таких пучков заключается лишь в уменьшении
размеров фронтального сечения
Полученный результат является несколько неожиданным,
если учесть положительный эффект интенсификации теплоот-
дачи таким способом размещения труб с <р= 12,05. Однако он
имеет свое физическое объяснение. Нашими исследованиями
[34] установлено, что теплоотдача пучков из высокооребренных
труб менее чувствительна к изменению расположения их в
трубной решетке. Увеличение коэффициента оребрения приво-
дит к повышению относительной глубины межреберной полости
и сопровождается утолщением пограничного слоя не только у
основания рсбер, но и на их боковых поверхностях. Усилива-
ется его гасящее воздействие на проникновение макровозму-
щений потока, во шикающих под влиянием образовавшихся в
межтрубном пространстве конфузорпо-диффузорных участков,
особенно при смыкании пограничных слоен в узких межребер-
ных каналах, что характерно для высоких ср. Роль несущих
труб, как турбулизпруюшей решетки, вырождается и, как след-
ствие, возникает слабая чувствительность теплоотдачи высоко-
оребренных труб к изменению взаимного расположения их в
шахматной компоновке. При обобщении экспериментальных
данных по теплоотдаче и сопротивлению эксцентричных ореб-
ренных пучков в качестве характерной принималась скорость
w в наименьшем проходном сеченпп. Выбор этой скорости за
характерную не был обоснован Поэтому представляет интерес
сравнение пучков I... IV в виде зависимости Nu=f(Re), когда
в число Re вводилась в о тном случае скорость в сжатом фрон-
тальном сеченпп гсд, в другом — набегающая скорость &ун. При
использовании в качестве характерной скорости шА постоянные
коэффициенты С в формуле (5.5) и С| в (5.7) принимают сле-
дующими:
Номер п\чка I II III IV
С . 1.48 1.4 1,786 1,76
с, 42.82 40.63 75.62 67,5
При обработке данных по скорости ГС'н значения коэффи
циентов С и G будут равны:
Номер пучка I II III IV
С . . ' 2.44 2,25 2.37 2,32
С, . 151,4 133,9 153,8 152,0
Показатели степени п и т остаются неизменными и прини-
маются ио табл. 5.3.
Результаты сравнения теплоотдачи показаны на рис. 5.13.
При выборе в качестве определяющей максимальной скорости
14*
211
кривые средней теплоотдачи эксцентричных пучков имеют ми-
нимальное, около 5% расслоение. Такое же расхождение между
кривыми существует и при обработке данных по набегающей
скорости. Применение в качестве определяющей скорости в
сжатом фронтальном сечении приводит к расхождению кривых
Рис. 5.13. Сравнение средней теплоотдачи эксцентричных пучков прн разных
определяющих скорости.' потока
теплоотдачи па 30%. Аналогичные выводы получаются при ана-
лизе изменения зависимостей Eu=f(Re) по сопротивлению экс-
центричных пучков. Таким образом, для тесных эксцентричных
пучков из оребренных труб характерной является скорость
в наименьшем проходном сечении или набегающая скорость
потока.
5.3. ШАХМАТНЫЕ ПУЧКИ
С РАВНОПЕРЕМЕННЫМ ЧИСЛОМ ОРЕБРЕННЫХ ТРУБ
В ПОПЕРЕЧНЫХ РЯДАХ
Интенсивные гидродинамические процессы возможно соз-
дать в пучках с шахматной ромбической компоновкой труб
Ромбическое расположение труб в пучке получается из тради-
ционной равносторонней шахматной компоновки удалением в
четных поперечных рядах половины труб с чередованием через
одну. Это приводит к увеличению в два раза поперечного шага
S, по сравнению с поперечным шагом соседних рядов. Назва-
ние полученной компоновки «ромбическая» не является пол-
ностью адекватным геометрическому смыслу понятия, так
фигуры ромбов из труб образуются лишь при числе поперечных
рядов пять и выше, однако данную компоновку с удаленными
из ряда через одну трубами могут иметь двух-, трех- и четырех-
рядные пучки. В ромбической компоновке по сравнению с ба-
212
зовой шахматной на 25% сокращается число труб. В литера-
туре отсутствуют исследования таких компоновок пз оребрен-
ных труб.
Авторами совместно с А. Э. Пинром исследовано шесть шах-
матных шсстнрядных пучков. Для сравнения первоначально
Рис. 5.14. Сх.-мы р.. (мощения оребренных труб п бизоном (л) и ромбиче-
ском (б) пучках
1 — VI — номера пучков
изучались базовые пучь и /, II, III (рис. 5.14, о) с расположе-
нием оребренных труб в вершинах равностороннего трсуголь
ника с характерными для стандартизованных ТВО шагами St =
= S2 = 52; 58 и (54 мм. Из пучков I...111 модифицировались со-
ответственно ромбические пучки IV, V, VI (рис. 5.14,6), сред-
ний диагональный шаг которых оставался прежним и равным
S2 = 52; 58 и 64 мм [44].
Опытные пучки собирались из серийных биметаллических труб ТВО с
накатными алюминиевыми ребрами производства ТМЗ имени Лауристнна.
Несущая падкая труба d„ = 25 мм с толщиной стеики 2 мм выполнена из
углеродистой стали 10. Параметры оребрения следующие: dXAXsXA =
= 49x10,5 x 3,5 x 0,75; <р = 9,4. Ребра двухзаходпые спиральные. На выбор
этого типоразмера труб для исследования повлияли рекомендации преды-
дущего раздела и то обстоятельство, что по данным ЕНИПиефтемаш объем
выпуск.' и применения нх в ТВО до 2000 года сохранится па уровне не
ниже 10. .15%. Испытания пучкоь проводились в аэродинамической трубе
с поперечным сечением 300X 300 мм методом локального теплового модели-
рования. Обогреваемая пароэлектрическим способом трубка-калориметр
устанавливалась поочередно в первый, третий и пятый ряды пучков I. III,
а также в каждый поперечный ряд пучков IV ... VI. Места установки кало-
риметра указаны на рис. 5.14. Определялись приведенные коэффициенты
теплоотдачи, вычисленные по полной теплоотдающей площади трубы-кало-
риметра. За линейный размер в числах подобия принят d0, а за характер-
ную скорость — ее значение в сжатом поперечном сечении первого ряда для
всех пучков I . VI. Принятая методика обработки опытов обеспечивает
одинаковые условия при сравнении теплоаэродппамнческих характеристик
исследованных пучков.
Результаты исследования теплоотдачи пучков I...V1 при
всдсны на рис. 5.15. В геометрически подобных пучках I...I11
213
теплоотдача первых рядов одинакова, так же как одинакова и
.теплоотдача, измеренная в стабилизированных третьем, пятом
рядах. Геометрическое подобие традиционных шахматных пуч
ков обеспечивает подобное развитие тепловых процессов. Теп
Рис. 5.15. Теплоотдача различных рядов ромбических шахматных пучков из
оребренных труб
1— V/—номера пучков; 1, 2, 3— первый ряд пучков /—///; 4, 5, 6 — третий я пятый
ряды пучков / — ///: 7... 12 — первый, второй. шестой ряды пучков IV — VI-.
----- по формуле (5.4)
лоотдача первого ряда на 30... 47% ниже теплоотдачи стаби-
лизированных рядов, при этом меньшее значение соответствует
Re=7103, большее — Re=40-103.
В ромбических пучках IV... VI наблюдается нарастание интенсивности
теплоотдачи от первого к четвертому ряду, в котором достигаются ее наи-
214
большие значения с сохранением их и в пятом ряду, а теплоотдача шестого
ряда снижается до уровня теплоотдачи третьего ряда. Пониженная тепло-
отдача последнего ряда понятна н объяснима ухудшившимися условиями
обтекания поверхности ребер в кормовой половине труб по сравнению с по-
Г следннм рядом базовых пучков. Стабилизация теплоотдачи в ромбических
I компоновках наступает с четвертого ряда по сравнению со стабилизирован-
ным вторым рядом базовых пучков /. ///. Увеличение длины начального
участка гидродинамической стабилизации потока в ромбических пучках свя-
зано с замедленным развитием степени турбулизации по глубине пучка,,
определяемой исключительно компоновочными характеристиками труб.
Особым обстоятельством в пучках IV... VI является совпа-
дение теплоотдачи второго и третьего рядов с неустановив-
шпмея гидродинамическим режимом течения, а также одина-
I ковая интенсивность теплоотдачи стабилизированных четвер-
того и пятого рядов, несмотря на различие в цва раза величины
поперечного шага Si сравниваемых рядов. Скорость потока,
ока’ывающая наибольшее влияние на теплоотдачу, в сопостав-
ляемых рядах должна отличаться в два раза. Высокая интен-
сивность теплоотдачи труб в четных рядах, обтекаемых при
значительно меньшей кажущейся скорости, является результа-
том совместного воздействия возникших неоднородностей дав-
ления в потоке и интенсивных вихревых структур в свободных
зонах, а также несовпадение геометрического действительного
I живого сечения в этих рядах, причем последнее, по-виднмому,
ближе к живому сечению нечетных рядов. Теплоотдача стаби-
лизированных рядов на 30... 40%, а теплоотдача второю,
третьего и шестого рядов на 20...25% выше теплоотдачи пер-
I вого ряда в компоновках IV. . . VI.
Анализ опытных данных ромбических компоновок указы-
, вает на отсутствие теплового подобия при соблютении геомет-
рического подобия их. В пучках IV... VI с увеличением шага
S'2 от 52 до 64 мм только теплоотдача первого ряда остается
одинаковой. Однако теплоотдача второго, третьего, шестого
рядов возрастает на 7%, теплоотдача четвертого, пятого рядов
увеличивается на 12%, чего не наблюдается в геометрически
подобных базовых пучках / ... III.
Теплоотдача первого ряда пучков IV... VI превышает в
1,07 раза теплоотдачу первого ряда базовых пучков и обобща-
ется уравнением Nut = 0,168Re0,6. Теплоотдача первого ряда
пучков I ...III подчиняется уравнению Nui = 0,157Re0S. Теплоот-
дача остальных рядов пучков I. . . VI соответствует уравнению
.(5 4), в котором следует принимать и, = 0,7, а значения посто-
янной Ci равны нижеследующим:
Номер пучка . I 1,061 II 1,184 III 1,306 IV 1,061 V 1,184 VI 1,306
Cf 100 для ряда: второго, третьего н шестого .... 8,57 8,57 8,57 7,09 7,41 7,61
четвертого и пятого . 8,57 8,57 8.57 8,18 8,45 9,18
215
Аэродинамическое сопротивление пучков I...VI приведено
на рис. 5.16. Видно, что Сопротивление равносторонних пучков
1.../// различно, несмотря на их геометрическое подобие. Не
подобное развитие аэродинамических процессов в геометриче-
ски подобных системах было установлено нами ранее в работе
[211 при исследовании пучков из труб со спиральными одноза-
ходнымп ребрами п получает здесь новое подтверждение. Из
этого следует важный практический вывод, что полученные ре-
зультаты по сопротивлению нельзя распространять иа пучки с
Рис. 5.16. Аэродинамическое сопротивление ромбических пучков оребрен-
ных труб
/ — V/—номера пучков; /, 2, 3 —опытные точки пучков /—III; О — то же пучков
IV — VI; ------------------------- по формуле (5.7)
другими значениями Si и S2, несмотря иа их геометрическое по-
добие исследованному пучк). Увеличение шага разбивки в рав-
носторонних пучках сопровождается уменьшением перепада
давления. Сопротивление пучка /// по сравнению с пучком /
снизилось на 26% при Re=5-103 и на 10% при Re=50-103,
при этом шаг труб в сравниваемых) пучках возрос в 1,23 раза.
Средняя теплоотдача в ромбических пучках несколько ниже,
чем в базовых. Однако снижение коэффициента теплоотдачи со-
ставляет в пучке IV— 11%, а в пучке VJ — 3% по отношению
к исходным пучкам. С ростом oi = o'2 теплоотдача ромбической
компоновки приближается снизу к теплоотдаче базового пучка.
Относительно слабое снижение средней теплоотдачи в ромбиче-
ских пучках сопровождается очень существенным уменьшением
их аэродинамического сопротивления (в 2,11... 1,62 раза) по
сравнению с соответствующими базовыми пучками.
Средняя теплоотдача пучков /... VI определяется по фор-
216
муле (5.5), в которой /1 = 0,68. Аэродинамическое сопротивле-
ние пучков обобщается уравнением (5.7). Значения постоянных
С, С| п т принимают следующими:
Номер пучка I II III IV V VI
С • 100 . 9,88 9,88 9,88 8,9 9,21 9,63
с, 51,1 31,4 24.3 10,3 8,5 8,5
т 0,3 0 26 0,24 0,2 0,2 0,2
Диапазон исследования п\чков составляет Re = (5...
. 50)-103. Интенсификация теплоотдачи изменением числа
труб в ряду находит подтверждение в исследовании [69] ром
бпческих гладко трубных пучков, тепловая эффективность ко-
торых повысилась на 25% по отношению к традиционным шах-
матным пучкам.
Наши результаты и выводы по пучкам с различным числом
труб в поперечных рядах не противоречат данным работы [20], в
которой исследовалось влияние трех видов разреженности шах-
матного шестирядного пучка из оребренных труб на средние
тсплоаэродинамические характеристики. Пучки изготовлялись
из стальных труб с dH = 22 мм с приварным спирально-ленточным
оребрением следующих параметров: dX/iXsXA = 36,6X7,ЗХ
X7,15X0,8 мм, <р = 3,8. Разбивка труб в пучках выполнялась
по вершинам равнобедренного треугольника с шагами Si =
= 45мм (cfi= 1,23) и S2=40 мм (о9 = 1,093). Пучки исследова-
лись методом полного теплового, моделирования. Пучок с одним
пз типов разреженности, в котором теплоотдающая площадь
уменьшена па 20% удалением орсбпенных труб из поперечных
рядов, по компоновке оставшихся труб был близок к ромбиче-
ским пучкам Уменьшение числа труб в этом пучке почти не
влияет па интенсивность средней теплоотдачи, но аэродинамиче-
ское сопротивление существенно уменьшилось в 1,6 раза. По-
казано, что теилоаэродпнампческий расчет разреженных пучков
из оребренных труб независимо от вида разреженности можно
производить с точностью ±10% по уравнениям для базовых
пучков, если в расчетные уравнения вводить усредненную ско-
рость воздушного потока по рядам пучков с учетом удаленных
оребренных труб.
Таким образом, совокупность достоинств пучков с равнопе-
ременным числом труб в поперечных рядах, выражающился в
значительном уменьшении аэродинамического сопротивленья,
сокращении па 25 % потребности в оребренных трубах и под-
держании интенсивности теплоотдачи па уровне базовых шах-
матных пучков, определяют их перспективность для внедрения
в ТВО.
S.4. ШАХМАТНЫЕ ТЕСНЫЕ ПУЧКИ
С РАЗЛИЧНЫМИ ШАГАМИ РАСПОЛОЖЕНИЯ
ОРЕБРЕННЫХ БИМЕТАЛЛИЧЕСКИХ ТРУБ
Теплоаэродинамические характеристики шахматных пучков
с расположением оребренных труб в вершинах равностороннего
Рис. 5.17. Теплоотдача различных рядов
шахматных равнобедренных шестрядных
пучков
/— VI — номера пучков: /. 2, 3 —первый, тре-
тий и пятый ряды
п равнобедренного
треугольников были
предметом значитель-
ного числа исследова-
ний, обобщения кото-
рых приводятся в рабо-
тах [13. 14, 57, 74, 94].
Анализ указанных ис-
следовании выявил не-
которые
щпеся
выводы
теплоотдачу
гивление
. ков относительных ша-
гов в окрестности еди-
иесогласую-
между собой
о влиянии на
и сопро-
тесных пуч-
... 1,25 и 02 1 •
... 0,85. Основной при
чиной явилось то, что
выводы формирова-
лись на базе исследо-
ваний пучков с боль-
шими ступенями из-
менения между смеж-
ными величинами oi и
о2- При обработке опы-
тов произошло сгла-
живание результатов.
Трубные пучки ТВО
допускают незначительное
варьирование значений си и
с2 вследствие стандартизо-
ванных габаритных раз-
меров теплообменной сек-
ции п нормализованных
щихся небольшой возможностью
размеров металлоконструк-
ции. Эти условия пред-
определили программу ис-
следования и выбор кон-
кретных значений шаговых
отношений, характеризую-
их изменения. Надежность опытных дан-
ных обеспечивалась реализацией программы на одной аэродинамической
трубе сечением 400x400 мм по единой отработанной методике с помощью
пароэлектрического калориметра.
218
Объектом исследования первой части программы были
шестирящыс пучки /...17, собранные из биметаллических
труб производства ТМЗ имени Лауристпна с одпозаходными
накатными ребрами следующих размеров: cTXh Xs ХА = 55,28 X
X 13,64x2,5X0.45 мм; Ai=0,6 мм; \2=0,3 мм; $=17,5. Мате-
риал ребер — алюминиевый сплав АД1М Несущая труба г/н =
= 25 мм с толщиной стенки 2 мм изготовлена из углеродистой
стали 10.
Теплоотдачi научалась локальным тепловым моделированием с обогре-
вом одной трубы-к ыорнметра, последовательно устанавливаемой в середине
первого, третьего и пятого рядов. В числах подобия за определяющий раз-
Рис. 5.18. Аэродинамическое сопротивление шахматных равнобедренных ше-
стирядных пучков
О — опытные точки пучков /, /// — VI', ф — то же пучка //; - по формуле (5.7)
мер принят диаметр d0, скорость волдуха вычислялась по сжатому попереч-
ному сечеиию пучка. Определялся приведенный коэффициент теплоотдачи,
отнесенный к пачкой наружной поверхности трубы. Опытами охвачен ин-
тервал изменения Re= (2 ... 25) • 103.
Результаты опытов по теплоотдаче и сопротивлению пучков
I ...VI приведены на рис. 5.17 и 5.18. Средняя теплоотдача и
сопротивление пучков описываются уравнениями подобия (5.5)
и (5.7). Компоновочные характеристики пучков и значения по-
стоянных С, Ci, п и т критериальных уравнений даются в
табл. 5.4.
Равносторонняя разбивка трубок с шагами пучка / соот-
ветствует стандартизованным АВО первого поколения. В по-
219
f
Таблица 5.4
Характеристики пучков из оребренных труб <р = 17,5
Параметр Номер пучка
I. II III IV v 1 VI
Шаги треб:
Si. мм 58,0 63,5 66,4 69,0 69,0
S2, мм 50,2 55,0 55,0 55.0 49,0
5'2, мм Относительные шаги 58,0 63,5 64,24 64,92 59,93
0’1 1,019 1,119 1.2 1,248 1,218
Компактность печка П. 0,908 0,995 0,995 0,9.15 0,887
м2/м3 191 109 391 376 423
С 102 8,40 8,40 8,40 8,60 8,83
п 0,68 0,68 0,68 0,68 0,68
с. 70,8 42,8 41,2 31.0 37,6
ffl 0,32 0,28 0,28 0.26 0,26
следующем (о чем будет сообщено 'ниже) нашими эксперимен-
тальными [92] и теоретическими исследованиями в совокупно-
сти с выполненными вариантными геплоаэродинамнческимп
расчетами [72] была обоснована энергетическая и тепловая
целесообразность применения в АВО второго поколения равно-
сторонней компоновки с S1=S'2~63,5 . .64,5 мм для труб с
наружным диаметром ребра с/ = 55...57 мм. Поэтому в базо-
вом пучке /// шаг разбивки трубок равен его значению в стан-
дартизованных АВО второго поколения. Пучок // отличался от
пучка / наличием на оребренной поверхности труб загрязнения
остатками смазочно-охлаждающей жидкости (СОЖ) и продук-
тами истирания стальных дисков в процессе накатки ребер на
станах ХПРТ [6]. Величина загрязнения с точностью определе-
ния ±6,0% составляла 6,8 г/м2. По завершении исследований
пучка II все оребренные трубы очищались до металлического
блеска слабым водным раствором NaOH от загрязнения с по-
следующей сборкой из них пучков /, III .. VI.
В пучках IV... VI трубы в решетках расположены по вер-
шинам равнобедренного треугольника и модифицировались они
из пучка III. Увеличение относительного поперечного шага о,
от 1,149 до 1,248 при o2=const сопровождается в среднем для
исследованного диапазона Re повышением коэффициента теп-
лоотдачи на 2,5% при уменьшении сопротивления пучка на 6%.
Переход к равнобедренной компоновке VI с поджатым шагом
о2 при ot = const по сравнению с пучком V интенсифицирует
теплоотдачу на 2,7% при росте сопротивления на 10%• Однако
применение компоновки труб в пучке VI по сравнению с базо-
вым пучком III повышает теплоотдачу на 5% с одновременным
пропорциональным ростом сопротивления в 1.025... 1,07 раза
для Re=3-10:1 и 25-103 соответственно. Полученные результаты
220
по изменению теплоаэродпнампческих характеристик пучков
IV... VI согласуются с данными Вайермана, где приводятся по-
правочные коэффициенты па влияние отклонения расположе-
ния оребренных труб в пучке от равностороннего.
Таким образом, в шахматных равнобедренных пучках теп-
лоотдача повышается при увеличении wi пли уменьшении о2 по
сравнению с теплоотдачей базового равностороннего пучка.
Интенсивность теплоотдачи в равносторонних пучках I, III
одинакова, по применение более свободной разбивки груб с
шагом 63,5 мм вместо 58 мм вызывает снижение потерь давления
воздуха в 1,11 раза.
С целью энергетического и экономического обоснования вы-
бора оптимального значения шагов Si и 5ч памп были выпол-
нены вариантные теплоаэродпнампческие расчеты АВО типа
АВГ-80 для охлаждения компримированного воздуха давле-
нием Р = 8 МПа от 172 до 45°C пз теплообменных секций на
базе пучков III .. . VI. Переход от равносторонней базовой ком-
поновки труб в пучке III к равнобедренным пучкам IV...VI в
неизменных габаритах конструкции аппарата обе< почивает ис-
ходный тепловой поток стандартизованного АВО с меньшим на
5,7... 8% числом оребренных труб и пониженным в I.I ... 1,025
раза электропотреблеппем па привод вентилятора.
Следовательно, для ТВО третьего поколения пз оребрен-
ных труб с/ = 56±1 мм шахматной энергетически оптимальной
является компоновка труб по вершинам равнобедренного тре-
угольника в диапазоне шагов oi= 1,2 ... 1,25 и 02=0,995...
. , . 0,89.
Теплоотдача первого ряда и сопротивление пучка // с загряз-
нением СОЖ приведены на рис. 5.17 и 5.18 зачерненными точ-
ками. Наличие этого вида загрязнения нс отражается на интен-
сивности теплоотдачи и сопротивлении пучка.
В ТВО второго поколения наряду с применением биметал-
лических труб с накатными ребра ин <р= 14,6 началось посте-
пенное внедрение высокооребренных труб из <р~21 с равносто-
ронней шахматной компоновкой S| = S2'»63,5 ... 65 мм. Для
получения расчетных теплоаэродпнампческпх характеристик
для этих труб была выполнена вторая часть программы. Опыт-
ная установка, методика исследопанпя, обработка и представ-
ление результатов эксперимента полностью идентичны первой
части программы
Изучались шсстпрядныс равносторонние шахматные пучки
VII... XII из биметаллических труб с накатными ребрами на
несущей стальной трубе с/„ = 25 мм. Материал ребер — алюми-
ниевый сплав АД1М. Пучки VII...X изготовлялись из труб с
двухзаходнымп ребрами следующих размеров: г/Х^ХхХ
= 56,9X13,6X2,94X0,65 мм; <р—14,7. Накатка однозаходных
ребер па трубах пучков XI, XII осуществлялась на ТМЗ
221
имени Лаурпстина дисками ВНИИПТХНА, профилирую-
щих Поперечное сечение ребра, состоящее из основания
с усеченной трапецией, которая переходит в прямоуголь-
ное сечение на периферии (см. рис. 1.13). Параметры ребер
этих труб были с/Х/гХ.<ХД = 57,17Х 15,19X2,44X0,5 мм; (р =
= 20,73
Характеристики пучков VII... XII и коэффициенты С\, С,,
tit, т в уравнениях подобия для теплоотдачи (5.4) и аэродина-
мического сопротивления (5 7) сообщены в табл. 5.5.
Таблица 5.5
Характеристики исследованных пучков из труб с накатными ребрами
Параметр или постоянная Номер пучка
VII VIII IX X X! | XII
S,=S'2, мм Шаг S2, мм С, для ряда: 58,0 59,0 63,5 64,7 58,0 63,5
50,2 51,1 55,0 56,0 50,2 55,0
первого 0,194 0,194 0,194 0.194 0,173 0,173
второго ПЯТОГО л< для ряда; 0,114 0,114 0.11 1 0,114 0,0696 0,0696
первого 0,58 0,58 0,58 0,58 0,58 0,58
второго -шестого 0,66 0,66 0.66 0,66 0,7 0,7
С, 72,77 57.92 54.54 52,63 94,53 84,37
т 0,34 0,32 0,32 0,32 0,34 0,34
Дополнительно к пучкам XI, XII в работе [87] были иссле-
дованы пучки XIII из труб <р = 20,73 с S] = S2' — 59 мм и XIV —
Si = S2' — 64,7 мм
Теплоотдача t-x рядов пучков XIII, XIV совпадает с тепло-
отдачей пучков.XI, XII. Аэродинамическое сопротивление рас
считывается для пучка XIII по уравнению Ен = 91 Re'°’34, пучка
XIV — Eu=47,82Re-°-28.
Средняя теплоотдача пучков VII. .X и XI... XIV соответ-
ственно обобщается уравнениями подобия:
Nu=0,12Re°-6S; Nu = 0,082Reu.««. (5.9); (5.10)
Аэродинамическое сопротивление шестпрядных шахматных
равносторонних пучков VII... XIV из труб с накатными реб-
рами обобщается критериальным уравнением:
Ен = 5оГ’з.70-5Ее~°-3?, (5.11)
где для пучков VII... X значение 5=58,36; для пучков XI...
...XIV —В = 75,25.
Опытные значения сопротивления пучков VII...X группи-
руются относительно прямой по формуле (5.11) с отклонением
±3,5%, а для пучков XI...XIV отклонение эксперименталь-
ных значений не превышает ±3%- Уравнения (5.9), (5.10),
222
(5.11) действительны в диапазоне Re= (3.. .30) 103 для иссле-
дованной геометрии труб и изменения относительных шагов
щ = о'2= 1,0145... 1,137; о2=0,878... 0,985.
В третьей части программы, выполненной совместно с
А. Э. Пииром, испытывалось локальным тепловым моделирова-
Рис. 5.19. Теплоотдача (а) и аэродинамическое сопротивление (б) шахмат-
ных шестчрядных пучков из труб ср= 16,9
XV. XV/ —номера пучков; /, 2, 3—первый, третий, пятый ряды; а—- но фор
муле (5.4); б; 4 —опытные точки; - по формуле (5.7)
нием восемь шахматных шестпрядных пучков XV... XXII пре-
имущественно из труб увеличенного диаметра, применяемых
в ТВО для охлаждения вязких и высоковязкпх продуктов. Ис-
следования проводились на аэродинамической трубе сечением
300x300 мм. Труба-калориметр с пароэлектрическим обогрс-
223
вом последовательно устанавливалась в середине первого,
третьего и пятого поперечных рядов. Методики обработки и
представления опытных данных оставались прежними.
Пучки XV, XVI собирались пз труб с двухзаходными спи-
ральными накатными ребрами пз алюминиевого сплава АД1М.
Ребристая оболочка накатана иа стальной несущей трубе d»=
=25 мм. Геометрические параметры ребер следующие: с/Х^Х
XsXA=56,5X13,5x2,52X0,55 мм. <р=16,9. Трубы в пучке XV
размещались в вершинах равностороннего треугольника с ша-
гами S|=S2' = 64mm (05 = о2'= 1,13) и S2 = 55,4m\i (о2 = 0.98).
Пучок XVI трансформировался пз пучка XV с целью располо-
жения труб в вершинах равнобедренного треугольника с под-
жатым продольным шагом S2=50,4 мм (<т2—0,89), а значение
Si = 64 мм (<Т1 = 1,13) оставалось неизменным.
Экспериментальные данные пучков XV, XVI нанесены на
рис. 5.19: в верхней части (а) теплоотдача, в нижней (б) — со-
противление, которые обобщаются уиавненнямы подобия (5.4),
(5.5) и (5.7). Значения постоянных, входящих в эти уравнения,
следующие:
Номер пучка . . . . Ci для ряда: XV XVI
первого 0,2 0.123
третьего, пятого . . . . 0,07 0,074
п, для ряда:
первого . . . 0,56 0.7
третьего, пятого . 0,62 • 0,7
с . 0.0806 0,0777
п 0,68 0,69
с, . 43,26 37,18
т 0,28 0,26
Таблица 5.6
Параметры ребер на трубе <ZH = 38 мм
и компоновочные характеристики пучков
Номер пучка Размеры ребер, мм V Шаг, мм °1 ст9
d /1 * s,
XVII 69,8 14,3 2,56 0.68 П.2 16,2 76 65,8 1,089 0,943
XVIII 69,0 14,5 2,70 0,65 40,1 15,8 76 65,8 1,100 0,954
XIX 70,0 14.7 3.06 0.73 10,6 14,3 76 65,8 1,086 0,941.
XX 70,5 14,3 3,56 0.89 41,9 11,9 76 65,8 0,078 0,933
XXI 69,0 14, 2,70 0,65 10,1 15,8 76 82.0 1,100 1,190
XXII 69,0 14.5 2,70 0,65 10.1 15,8 82 65,8 1,190 0,954
Переход от равносторонней треугольной компоновки труб в
пучке XV к равнобедренной в XVI за счет уменьшения продоль-
ного шага о2 при постоянном значении си сопровождается ин-
тенсификацией теплоотдачи в 1,06 раза с одновременным
ростом сопротивления движению воздуха в 1,03 раза. Получен-
ное соотношение между приростом теплоотдачи и сопротпвле-
224
нпя согласуется с первой частью программы, является энерге-
тически выгодным п дополнительно подтверждает перспектив-
ность использования в теплообменных секциях АВО равнобед-
ренных компоновок оре-
бренных труб с несущим
диаметром </н = 25 мм.
Пучь и XVII... XXII
монтировались из труб
(табл 5.6) с накатными
однозаходными спираль-
ными ребрами из сплава
АД1М. Ребристая обо-
лочка накатана на сталь-
ной трубе dn = 38 мм с
толщиной стенки 2,5 мм.
В пучках XVII... XX
трубы размещались по
равностороннему тре-
угольник}' с 51 = 5г'. Вы-
бор диапазона шагов
разбивки груб в решет-
ках пучков производился
с учетом рекомендаций
нашей работы [72] по
перспективным значе-
ниям компоновочных ха-
рактеристик для АВО
третьего поколения.
Теплоаэродн п а ми ч е-
ские характеристики пуч-
ков XVII. . . XXII труб
увеличенного диаметра
изображены на рис. 5.20
и 5.21. Опытные данные
по теплоотдаче п сопро-
тивлению подчиняются
уравнениям (5.4), (5.5)
п (5.7), а численные зна-
чения коэффициентов
пропорциональности и
показателен степени со-
общены в табл. 5.7.
В пучке XX прикатка
ребристой оболочки к не-
сущей трубе оказалась не
удовлетворительной, что
не позволило получить
данные по теплоотдаче.
Рис. 5.20. Теплоотдача шахматных пуч-
ков с накатными на трубе dH = 38 мм
ребрами
XVII — XXII — номера пучков; /. 2, 3 — пер-
вый, третий и пятый ряды; ------ по форму-
ле (5.4)
15
225
Уменьшение шага ребер с 3,06 до 2,7 и 2,56 мм в пучках
XIX... XVII увеличивает коэффициент оребрения ср па 11 и
15,5 % по отношению к пучку XIX. Вместе с тем средний коэф
Рис. 5.21. Аэродинамическое сопротивление
шахматных пучков с накатными на трубе
d„=38 мм ребрами
XVII — XXII — номера пучков; ------ по фор
муле (5.7)
фицпент теплоотдачи
пучков XVIII п XVII
снизился в среднем на
1,3 п 9,5% в нссле юваii-
ном интервале Re. Ана-
лиз изменения теплосъе-
ма, т. е. значения шр в
этих пучках, указывает
на его падение после до-
стижения значения s <
<2,7 мм. Одной нз при-
чин ухудшения интенсив-
ности теплообмена явля-
ется возникновение и
развитие в узких межре-
бериы.х каналах погра-
ничного слоя значитель-
ной толщины. Для изу-
ченной геометрии ребер
пучков XVII... XIX при-
менение труб с шагом
ребра s < 2,7 мм тепло-
технически неэффек-
тивно.
Эксперимент а л ь и ы е
данные пучков XVII. ..
... XX обобщаются кри-
териальными уравнени-
ями'
(5.12)
Nu = 0,975 ( * P^Re01*;
(5.13)
которые действительны в интервале h/(s—А) =7,61 ... 5,35;
Re— (10 ... 50) • 103, геометрических размеров труб и пучков но
табл. 5.6.
Результаты исследования пучков XV11I, XXI и XXII из труб
с оптимальным шагом ребер s = 2,7 мм позволяют выяснить
влияние шагов на теплоотдачу и сопротивление. Увеличение
относительного поперечного шага сп от 1,1 до 1,19 при а2=
= 0,954 = const интенсифицирует теплоотдачу па 3,5%, а со-
противление уменьшается на 5%. Отнако увеличение продоль-
226
кого шага гы от 0,954 до 1,19 п постоянном wi=l,l ухудшает
теплоотдачу на 3,7% при неизменном сопротивлении.
Таблица 5.7
Значения коэффициентов в расчетных уравнениях подобия
для пучков из труб г/„ = 38 мм
Номер пучка h А С. для ряда для ряда С-КР л-10 С т
первого третьего, пятого первого третьего, пятого
XVII 7,61 0,138 0,066 0,6 0.7 7,69 6,8 47,8 0,28
XVIII 7,07 0,146 0,071 0,6 0,7 8,25 6,8 47,6 0,28
XIX 6,31 0,140 0,073 0,6 0,7 8,41 6,8 45,1 0,28
XX 5,36 —» — — -— — 10,5 0,28
XXI 7,07 0,120 0,068 0,62 0,7 7,19 6,9 47,2 0,28
XXII 7,07 0,119 0,071 0,62 0.7 7,73 6,9 45,4 0,28
Таким образом, обобщая полученные свстенпя для различ-
ных типоразмеров труб, можно заключить, что энергетически
целесообразно трансформировать шахматные равносторонние
пучки серийных \ВО в равнобедренные с уменьшением ст> при
Oi=const или с увеличением щ при o2=consl. Значения
Oi=const и const соответствуют конкретным значениям
применяемых равносторонних пучков АВО для каждого типо-
размера оребрения.
5.5. ШАХМАТНЫЕ ПУЧКИ С НАВИТЫМИ КЕМ-РЕБРА МИ
Известные литературные данные [29, 95] по теплоаэроди-
нампческпм характеристикам пучков пз круглых труб с KLM-
ребрамп крайне малочисленны п отличаются неполнотой при-
водимых сведении. Это затрудняет сопоставление их теплогид-
равлпческнх пока «а гелей, а также проведение проектных
расчетов промышленных АВО.
Конструктивно труба с KLM-рсбрлмп устроена так, что непрерывная нз
а.тюмипиеноп ленты горн (октальная полка шпрппон, равной шагу оребрения,
защищает несущую стальную трубу от непосредственного соприкосновения
с атмосферным воздухом, что предотвращает атмосферную коррозию. Если
имеется незначительный зазор между полками смежных ребер, то ои быстро
закрывается глиноземом, особенно устойчивым к кислотной [6] атмосферной
коррозии. Для обеспечения надежного механического контакта в технологии
изготовления KLM ребер предусматривается нанесение на внешней поверх-
ности несущей трубы искусственной шсроловатости в виде бороздок (глуби-
ной п шириной около 0,2.. .. 0,3 мм), созданным по продольным и концен-
трическим образующим трубы Si=»l... 2 мм. Механическое соединение гори-
зонтальной полки ребра достигается деформацией ее поверхности роликами
с зубчатым профилем, соответствующим профилю бороздок на несущей трубе.
Кроче улучшения механического контакта предотвращается разматывание
ребер при случайном разрыве.
15*
227
Для определения теплоаэродннамическнх характеристик
труб с KLM-ребрамп и выяснения, влияния ТКС ребра на теп-
лоотдачу в поперечном потоке воздуха были испытаны три
шахматных шестирядных; пучка /, //, /// с расположением труб
в вершинах равностороннего треугольника [48]. Трубы с KLM-
ребрамп имели следующие параметры: dX/iXsX\ = 5G,215x
X 15,207X2,325X0,25 мм; d0 = 25,8 мм; (р = 21,92; глубина бороз-
док /г(~0,14... 0,17 мм; шаг бороздок S( = 0,G мм; наружный
диаметр стальной несущей трубы dH = 24,8 мм. Выбор компоно-
вочных характеристик пучков (табл. 5.8) и оребрения трубы
предопределен конструктивными размерами и условиями экс-
плуатации теплообменных секций АВО.
Характеристики пучков
Таблица 5.8
Номер пучка Шаг трубы в пучке, мм <Ji=<5a' с, rn //, м-/ма
Si=59r S.J
I 59,0 51,1 1.05 0,908 144.80 0,409 587
II 63,5 55,0 1.13 0,978 111,79 0.392 507
III 64,7 56,1 1.15 0,998 97,0 0.384 187
Параметры пучков с KLM-ребрами
Таблица 5.9
Параметр Номер пучка
IV V VI VII
Шаг труб, мм:
S, 63,5 Ь6,1 74,0 133,0
Я. 55,0 55,0 74,0 40.76
Относительный шаг: 63,5 64,24 82,73 78,0
°i 1,138 1,19 1,088 1,96
а2 0.986 0,986 1,088 0,6
77, м3/м3 505 482 402 406
Число рядов Z для ряда; 6 6 2 4
первого 0,235 0,228 0,207 0,129
второго 0,158 0,128 0,121 0,226
третьего — шестого tii для ряда: 0,158 0,128 — 0,115
первого 0,51 0,54 0,56 0,61
второго 0,6 0,62 0,63 0,56
третьего — шестого 0,6 0,62 — 0,61
с 0,169 0,137 0,151 0,154
п 0,59 0,61 0,60 0,60
С, 95.5 68,1 46,28 91,9
т 0,37 0,34 0,38 0,41
228
Коэффициент компактности П оребренного пучка вычисля-
ется по соотношению
/7 = ^ = -^-, где
а =
^0
Теплоотдача исследовалась локальным тепловым моделиро-
ванием с помощью пароэлек-рического калориметра, который
оснащался термопарами, заложенными под основание KLM-pe-
бер. В опытах опреде-
лялся приведенный ко
эффпциепт теплоотдачи
щ без учета ТКС, а так-
же с помощью термопар,
установленных в стенке
несущей трубы под ос-
нованием горизонтальной
полки, определялся коэф-
фициент геплоогдачп а',
с учетом ТКС. Теплоот-
дача пучка / п сопротив-
ление пучков /... Ill
представлены на рис.
5.22. Полученные резуль-
таты по теплоотдаче пуч-
ка / распространялись
па пучки 11, 111, учиты-
вая их геометрическое
подобие. Средняя тепло-
отдача пучков I... III
обобщается уравнениями
подобия:
Nu = O,136Re0626; (5.15)
Nu'=0,232Re°-552. (5.16)
Известно, что по по-
казателю степени при Re
В уравнении теплоотт.3- Рис. 5.22. Теплоотдача без учета (а), с
чп можно судить о режп- учетом (б) ТКС п аэродинамическое со-
ме течения п интенсивно- "Р011 вленпе (в) пучков с KLM-ребрамп
ст и теплоотдачи. Режим тий и пятый ряды
течения в пучках 1...11I
одинаковый, а показатель степени в уравнениях (5.15) и (5.16)
различный. Этот результат однозначно подтверждает положение,
что при теплообмене в развитых поверхностях показатель сте-
пени зависит от термического сопротивления ребра. Уменьше-
ние показателя степени в (5.16) обусловливается тем, что тер-
мическое сопротивление 1/с/ теплоотдачи является суммой тер-
229
мич<еского сопротивления 1/а приведенной теплоотдачи грубы н
термического контактного сопротивления RK. Кривая Nil' =
= дРе) располагается более полого. Характер расположения
кривых теплоотдачи с учетом RK хорошо согласуется с данными
работы [271 по пучкам из биметаллических оребренных труб.
Совместный анализ уравнении (5.15) и (5.16) показывает,
что влияние ТКС на интенсивность теплоотдачи и теплонсре
дачи зависит от Re. При малых числах Re оно проявляется в
слабой мере. Например, для Re=3-10:i расхождение между
значениями Nu и Nu' составляет 6%. однако уже для Re =
= 20-Ю3 зга величина достигает 22%. Как видно, в области по-
вышенных Re приравнивание при расчетах а^п' может при-
вести к грубым ошибкам, вызывающим необоснованное увели
ченне коэффициента теплопередачи биметаллической трубы.
Свободное расположение труб в пучке снижает аэродинами-
ческое сопротивление. Увеличение шага трубы в пучке / от
0,= 1,05 то 01=1,15 в пучке 111\ (т. е. на 9,5%) уменьшает со-
противление в среднем на 16,6%. Сопротивление для шести ря-
дов пучков 1...III обобщается уравнением (5.7), а значения
постоянных С, и in приведены в табл. 5.8.
Уравнения (5.7), (5.15), (5.16) действительны в интервале
Re= (3 . -. 20) • 10:!. Числа подобия в этих уравнениях вычисля-
лись по d0 и скорости воздуха в сжатом поперечном сеченпп
пучков.
Представляет интерес сравнение коэффициента приведенной
теплоотдачи шр и перепада давления \Р пучка // пз труб с
KLM-ребрамп с пучком А// (табл. 5.5) из труб с
накатными ребрами, имеющих одинаковые компоновочные па-
раметры и приблизительно равную геометрию оребрения. Ин-
тенсивность теплоотдачи трубчатой поверхности с KLM-рсб-
рамп при Rc=20-103 в 1,03 раза ниже теплоотдачи трубы с на-
катными ребрами Аэродинамическое сопротивление KLM-pe-
бер во всем сравниваемом диапазоне Re ниже накатных ребер,
а для указанных чисел Re соответственно составляет 1,14 и'
1,26 раза. Низкое сопротивление движению воздуха KLM-ребер
объясняется значительно меньшей шероховатостью поверхно-
сти оребрения по сравнению с накаткой. Формирование алюмн
нисВой ленты в спираль осуществляется предварительной про-
каткой ее между роликами, при этом ребро приобретает тра-
пециевидный профиль, а боковая поверхность 10... 12 класс
шероховатости Низкая шероховатость поверхности KLM-ребер
уменьшает подверженность загрязнению ее и повышает устой-
чивость к коррозии вследствие наличия меньшего количества
центров зарождения и ра шптпя коррозионных процессов
Трубы с KLM-ребрами для пучков I...III изготовлялись во
ВНИИПТХНА по технологии этого института.
Второй этап изучения данного конструктивного типа ореб-
230
рения осуществлялся на пучках IV... VII, собранных из труб
с алюминиевыми KLM-ребра ми, изготовленных по серийной
технологии ТМЗ имени Лауристина на линиях, закупленных у
фирмы «Спиро—Жиль». Пучки IV, V были шестирядными шах-
матными и состояли из труб следующих параметров: dXhX
Х«ХД = 55,8Х 15X2,3X0,25 мм; ср=21,75; do=25,8 мм; глубина
бороздок да несущей трубе /и = 0,17 мм; шаг бороздок (шерохо-
ватостей) по наружной окружности несущей трубы Si = 1,1 мм.
Рис. 5.23. Теплоотдача (а) и аэродинамическое сопротивление (б) пучков
труб с KLM-ребрами, изготовленных на оборудовании фирмы «Спиро—Жиль»
IV -г- V — номера пучков; /, 2„ 3—первый, третий и пятый ряды
Несущая труба dH=25 мм с толшнной стенки 2 мм выполнена
из углеродистой стали 10
Шахматные пучки VI н VII изготовлялись из труб следую-
щих параметров: г/ХЛХ«Х^ = 68Х 14,75X2,38X0,25 мм; rf0=
= 38,5 мм; ср= 18,22; Л1=0,1 мм; Sj = 1,92 мм. Несущая труба
t/„ = 38 мм с толщиной стенки 2 мм выполнена из углеродистой
стали 10. Пучок VI был двухрядным, а VII — четырехрядным.
231
Теплоотдача пучков IV... VII изучалась методом локаль-
ного теплового моделирования. Коэффициенты теплоотдачи u'i
н а' измерялись с учетом ТКС. В остальном методика прове-
дения исследовании, обработка и представление опытных дан-
ных не отличались от принятых в пучках 1...III. Геометриче-
ские характеристики и расчетные коэффициенты теилоаэродн-
нампческих уравнений приводятся в табл. 5.9.
Пучо! VII относится к стесненным, отличительным свойст-
вом которых является расположение наименьшего сжатого про-
ходного сечения в диагональном направлении.
В числах Re и Ен за характерную принята скорость в наи-
меньшем проходном сечении пучков IV... VII.
На рнс. 5.23 нанесены экспериментальные данные по тепло-
отдаче и сопротивлению пучков IV, V.
Теплоотдача первою ряда в среднем на 10... 24% ниже
теплоотдачи глубинных ря юв, что объясняется пониженным
уровнем турбулентности потока. Увеличение поперечного шага
<Т| при (T2=const почти не отразилось на теплоотдаче пучка, но
аэродинамическое сопротивление несколько снизилось. Полу-
ченные результаты удовлетворительно согласуются с данными
§ 5.4 по исследованию теплоаэродинамических характеристик
равнобедренных пучков из биметаллических труб <р=17,5.
На рис. 5.24 изображены результаты исследования пучков
VI, VII. В стесненном пучке VII изменение теплоотдачи по ря-
дам имеет свои особенности. Стабилизации теплообмена во вто-
ром ряду не происходит, а кривая NuZ = f(Rc) по расположе
пню идентична такой кривой для первого ряда традиционных
шахматных пучков и занимает промежуточное положение
между теплоотдачей первого и третьего рядов. Теплоотдача
первого ряда во веем интервале Re на 15% ниже теплоотдачи
третьего ряда.
Теплоотдача пучков IV... VII обобщается уравнениями
(5.4), (5.5), а аэродинамическое сопротивление формулой (5.7).
Теплоотдача п сопротивление пучка VI в шесгпрядном ис-
полнении подчиняются формулам: Nu'=0,13Re0-62; Еп =
= 138.8RC-0-38, а пучка VII при z = 6— Nu' = 0,155Re°-6, Eu =
= 137,85Re~°'41.
При обработке опытных данных пучка VII по скорости в
сжатом поперечном (фронтальном) сечении расчетные фор-
мулы принимают вид: z=4—Nu' = 0,176Re0-6; Eu= 131,7Re~°>41;
z=6—Nu/ = 0,178Re°.e; Eu= 197,6Re-°-41.
Сравнение чисел Nu' в интервале Re= (3 ... 20) • 103 иден-
тичных по, шагам пучков IV, II показывает, что интенсивность
теплоотдачи KLM-ребер, изготовленных на оборудовании
фирмы «Спиро—Жиль», в среднем на 4% выше характеристики
KLM-ребер ВНИИПТХНЛ. При одинаковой геометрии ребер
сравниваемых труб расхождение в теплоотдаче а' объясняется
повышенным значением ТКС труб ВНИИПТХНА. В пользу
232
этого объяснения свидетельствует меньший наклон кривой
Nu'=/'(Rc) пучка II, а также большая величина усилия Р от-
рыва от несущей трубы вырезанного сектора ребра в 90°. Ус-
редненные но десяти замерам величины усилия Р для исследо-
ванных труб с KLM-ребрамн составили: пучки I...III- Р=
= 14,3 Н ' (трубы ВНИШ1ТХН\), IV, V— Р = 15,811
(трубы «Спиро-Жиль»), VI, VII — Р— 1,47 Н (трубы «Спиро-
Жиль» уветичеииого диаметра) Чем больше Р, гем надеж-
нее механическое сцепление полки ребра с несущей грубой.
Рис. 5.24. Теплоотдача (а) и аэродинамическое сопротивление (б) пучков
труб с KL М-рсбрамн на трубе dH=38 мм
/, 2, 3 — первый второй» третий ряды
Трубы «Спиро-Жиль» имеют большую глубину Л| бороздок по
сравнению с ht труб ВНИИПТХНА, величина которой прежде
всего влияет на усилие механического сцепления.
Таким образом, теплотехнически целесообразно развивать
площадь механического контакта KLM-ребер с несущей трубой
за счет увеличения глубины профильных бороздок при
уменьшении их числа по окружности трубы. Уязвимым местом
233
труб с KLM-ребрами является технологическое обеспечение в
серийном поточном производстве гарантированной надежности
механического соединения полки ребра с трубой.
Сравнение по тепловой эффективности пучков IV и V в ко-
ординатах a=f(No) показывает [51], что применение равно-
бедренной компоновки труб с KLM-ребрамп в пучке V интен-
сифицирует теплоотдачу в среднем на 4% при М0=Мет в ин-
тервале Мо>2 Вт/м2 (и>>4,5 м/с) по сравнению с равносторон-
ним пучком V. Внедрение компоновки V в аппаратах общего
назначения типа АВГ позволяет уменьшить число груб в по-
перечном ряду секции .на одну, а для шестирядного аппарата
из трех секций иа 18 штук. Исходя пз полученной экономии
труб, можно рассчитать как ожидаемый, так и фактический го-
довой экономический эффект.
По зарубежным источникам также отмечается тенденция к
применению в теплообменных секциях \ВО неравносторонин
компоновок труб, например рекомендуется для трубных пучков
АВО шатрового тина увеличить шаг разбивки труб с 63,5 до
66,7 мм, что выразится в опережающем уменьшении потерь на-
пора воздуха на 12% при одновременном снижении теплопере-
дачи только на 3...4%.
5.6. ШАХМАТНЫЕ ПУЧКИ
ИЗ ТРУБ С НАВИТЫМИ ЗАВАЛЬЦОВАННЫМИ РЕБРАМИ
Спиральное оребрение труб алюминиевой лентой, завальцо-
ваннон в несущую стенку, обеспечивает надежное механиче-
ское соединение ребер с трубой, хороший контакт при эксплуа-
тации труб со знакопеременными циклическими изменениями
температур охлаждаемых продуктов вплоть до 350... 400 °C,
меньший температурный перепад на стенке по сравнению с
другими типами биметаллического оребрения. К достоинствам
таких труб относятся также технологические возможности по-
лучения высоких коэффициентов оребрения до <р=25, меньший
расход алюминия иа оребрение, наличие отработанной высоко-
производительной технологии.
Однако к моменту широкого распространения ЛВО п конце 60-х годов
отсутствовали достоверные научно-инженерные данные по тепловым и аэро-
динамическим расчетам теплообменных секций из этого типа оребрения
Поэтому памп был выполнен комплекс экспериментальных исследовании
[34, 50, 51, 78] по изучению влияния основных геометрических параметров
навитых завальцоваипых ребер, компоновочных характеристик пучков, а
также значения ТКС па теплоотдачу н сопротивление при поперечном обте-
кании потоком воздуха. В итоге разработаны расчетные формулы, для коэф-
фициента теплоотдачи и перепада давления в шахматных пучках АВО пз
труб с навитыми ребрами для рабочих диапазонов промышленных аппара-
тов, соответствующих Re= (3 ... 25) -103.
Исследования пучков выполнялись методом аокалыюго теплового моде-
лирования иа аэродинамической трубе сечением 400X400 мм с помощью па-
234
роэлектрпческого калориметра. Коэффициенты теплоотдачи определялись
с учетом ТКС и относились к полной наружной площади оребрения.
Объектом исследования являлись оребренные трубы промышленных
АВО. Оребрение труб осуществлялось на станках фирмы «Зонрещуц Сека-
феи» (ФРГ) на ТЛ13 имени Лауристина. Вариация коэффициентов оребрения
в интервале <jj'= 13.5... 22 достигалась изменением шага ребер при посто-
янных остальных размерах оребрения dX/<XA = 57Х 16x0,3 мм и глубине
завальцовки ребр.1 А|=0,3 мм. Несущая труба d,t=25 мм выполнена из стали
10. Ребра одпозаходные, непрерывные. Основание ребра заделывается ро-
ликами в винтовую, канавку па иесчщей трубе, формообразование которой
осуществляется инструментом, имитирующим резец, ио процесс формообра-
зования канавки реализуется выдавлиганием без снятия стружки.
Приводимые ниже данные оиюсятся к шестирядным шах-
матным пучкам, аэродинамическое сопротивление которых об-
общается уравнением (5.7), а средняя теплоотдача пучка вы-
числяется по формуле (5.5).
В табл. 5.10 приведены геометрические параметры и коэф-
фициенты критериальных уравнении исследованных шахмат-
ных пучков из тр} б с завальцованнои лентой для шага ребер
5 = 4,23 мм и $.= 13,5.
Таблица 5.10
Характеристика пучков с у = 13,5
Параметр Помер пупка
• 1 " 111 V \ I
S|, мм 59,0 63,5 61,7 64,7 75,8 102,0
5., мм 51,1 55,0 56.0 51,1 15.2 25,9
S;', мм 5Ч,о 61,5 (14,7 60,4 50.0 50,0
ai 1,035 1,114 1,135 1,135 1,33 1,79
с.» 0,896 0,965 0,982 0,896 0,793 0,454
р 1.0 1.0 1,0 1,17 1,49 2,27
с 0,215 0,215 0,215 0,218 0,246 0,254
н 0,58 0 58 0,58 0,58 0,58 0,58
С, 33,62 30,37 2',7 29,98 35,37 27,00
т 0,28 0,28 0,28 0,32 0,32 0,34
Конструктивный компоновочный параметр пучка вычис-
лялся по выражению p=(Si—da)/(S'2—d0), причем во всех
пучках с навитыми ребрами do=t/u = 25 мм.
Средняя теплоотдача пучков I.. .VI с рассеиванием опыт-
ных точек ±5% обобщается прямой, соответствующей уравне-
нию
Nu/=0,217p0'27Re0-58. (5.17)
Пучки VII, VIII изготовлялись из труб, оребренных навитой
лентой с шагом s = 3,6 мм и ф=15,4. Трубы размещались по
вершинам равностороннего треугольника с шагом разбивки в
пучке VII Si = SZ2 = 59 мм (си = сг'2= 1,035), а в пучке VIII St =
S'2 = 64,7 мм (oi = o'2= 1,135). Средняя теплоотдача пучков опи-
сывается уравнением
Nu'= 0,218Re0-55. (5.18)
235
Аэродинамическое сопротивление тля шести рядов обобща-
ется уравнением
Eu = C1Re-°-28, (5.19)
где Ct = 34,03— для пучка VII; Ci = 26,8— для пучка VIII.
Пучки IX—XVI (табл. 5.11) собирались из труб с шагом
завальцованного ребра s = 3,17 мм и ср=17,7.
Для пучков IX... XVI показатель степени в уравнении (5.5)
средней теплоотдачи /г = 0,55, а в уравнении сопротивления
(5.7) /и = 0,28.
Таблица 5.11
Характеристики пучков с ? = 17,7
Параметр Помер пучка
X XI ХИ Х1Н | XIV | XV | XVI
St, мм 59,0 64,7 72,0 82,0 75,8 90,4 102.2 64,7
S., мм 51,1 51,1 51,1 51,1 45.2 37,9 25,9 56,0
S.', мм 59,0 60,4 62,5 65,5 59,0 59,0 59,0 64,7
°| 1,035 1,145 1,26 1 о4 1,33 1,585 1,79 1,145
а.. 0,896 0,896 0,896 0,896 0,792 0.665 0,455 0,983
₽ 1,0 1,12 1,25 1.1 1,49 1,92 2,27 1,0
с 0,218 0,226 0,228 0,239 0,243 0,250 0,253 0,218
с, 40,0 29,38 27,26 33,1 36,1 29,9 32,92 37,0
ф/ 1.0 1.11 1,09 1,03 1,09 1,09 1,09 0,96
Г11 460 418 377 331 105 405 523 382
Анализ кривых теплоотдачи [49] для рассматриваемых пуч-
ков и данные табл. 5.11 позволяют щучить влияние шаговых
отношений на теплоотдачу и сопротивление компоновок из труб
с навитыми завальцованными ребрами. Увеличение поперечного
шага сп в 1,39 раза при постоянном продольном шаге U2 = const
(пучки IX... XII) вызывает рост теплоотдачи лишь на 9,8%
при тесном интервале изменения си = 1,035... 1,54. Наибольший
темп роста теплоотдачи достигается при одновременном умень-
шении продольного шага и увеличении поперечного шага, но
при постоянном диагональном: шаге <Г2=0,896. Применение бо-
лее свободной равносторонней компоновки XVI по сравнению
с IX не отражается на величине теплоотдачи, но понижает
аэродинамическое сопротивление
Увеличение поперечного шага or cti = 1,035 до 1,54 сопро-
вождается уменьшением сопротивления в 1,21 раза при &
= const. Наибольшее сопротивление характерно для тесной ком
поновки IX с минимальными значениями си и сг2.
Обобщая проведенный анализ, можно утверждать, что для
пучков труб с навитыми ребрами характерны те же тенденции
изменения теплоаэродииамических характеристик от шаговых
отношений, которые свойственны компоновкам из бнметаллнче
ских труб с накатными ребрами.
236
Опытные точки с разбросом ±5% по теплоотдаче пучков
IX... XVI обобщаются уравнением
Nu' = 0,232pn2Re0’55. (5.20)
Поскольку зависимости Nu = f(Re) и Eu = f(Re) от измене-
ния шагов труб имеют различный характер, то затруднительно
сделать рекомендации но выбору оптимальных значений S, и
S2. Поэтому нами выполнено энергетическое сравнение пучков
по методу В. М. Антуфьева [2], согласно которому тепловая
эффективность пучка оценивалась коэффициентом ф/=а/аэ,
рассчитанным при одинаковых затратах) мощности (Vo=idem на
перемещение воздуха. В качестве исходного принят пучок IX,
теплоотдача которого обозначена через ав. Численные значения
ф,: даны в табл. 5.11. Наилучшим по тепловой эффективности
является равнобедренный пучок X, нотифицированный из рав-
ностороннего тесного пучка IX увеличением S, при S->=const.
Теплоотдача в нем иа 11% выше по отношению к пучку IX
при M)=idem для всего изученного диапазона изменения ско-
рости воздуха.
Таким образом, для труб с завальцоваииыми ребрами, как
и для накатных ребер, перспективной является тесная равно-
бедренная шахматная компоновка.
На рис. 5.25 нанесены данные по теп лот даче и. сопротивле-
нью шахматных шестирядных пучков XVII... XXI (тдбл. 5.12)
из труб с навитыми завальцоваииыми ребрами с шагом s =
2,53 мм с максимальным коэффициентом оребрения <р=22.
Таблица 5.12
Характеристики пучков с ср = 22
Параметр Номер пучка
XVII хеш XIX | XX XXI
St, мм 59,0 64,7 82,0 102,0 64,7
S», мм 51,1 51 1 51.1 25,9 56,0
S:', мм 59,0 60,4 65,5 50,0 64,7
=i 1.035 1,143 1.54 1,79 1,143
а.т 0,896 0,896 0,896 0.455 0,983
р 1.0 1,17 1,4 2,27 1.0
с 0,344 0.349 0.361 0,382 0,344
С, 83,16 72.6 55.0 73,92 64,24
В уравнениях теплоотдачи и аэродинамического сопротивле-
ния для всех! пучков XVII... XXI показатели степени п = 0,5, а
ш=0,34.
Средняя теплоотдача пучков труб с ср = 22,0 описывается об-
общенным уравнением:
Nu'=O,348p°-lRe0-5. (5.21)
237

СлЭ
СЮ
Рис 5 25 Теплоотдача (а) и аэродинамическое сопротивление (б) пучков труб с навитыми завальцованнымп
выми ребрамп
, _ fa. _ . , мои 2 4__т^втиЛ н пятый ряды
ал юм пи ие-
Экспериментальные точки рассеиваются относительно пря-
юн по (5.21) не более чем на ±5%.
На базе пучка XXI были испытаны четырехрядный (z=4)
пучок XXII и восьмнрядиый (z=8) пучок XXIII из труб <р=22,
средняя теплоотдача и сопротивление которых соответствуют
уравнениям подобия:
Nu'=CReP-5; Eu = С, Re-0'34. (5.21); (5.22)
Для 2 = 4 значения С = 0,338; Ct = 42,24, а для z = 8— С =
=0,347; G = 77,88.
Из анализа данных для пучков /. VII. IX, XVII следует, что
с. уменьшением шага навитых ребер сопротивление пучка воз-
растает, а коэффициент теплоотдачи с единицы площади оре-
бренной поверхности падает, но теплосъем пучка u'q> повыша-
ется. При Re=104 число Ей пучка XVII (s = 2,53 мм; (£=22.0) в
1,42 раза больше числа Ей пучка / (s = 4,23 мм; <р=13,5), а ко-
эффициент теплоотдачи пучка XVI! понизился на 31%. Вместе
с тем, теплосъем пучка XVII превышает эту характеристику
пучка I в 1,25 раза при одновременном росте абсолютной ве-
личины теилоогдающей площади ребер в 1,63 раза. Теплосъем
отстает от развития поверхности теплообмена, пропорциональ-
ная связь между ними нарушена. Причиной этого факта явля-
ется большая толщина пограничного слоя на ребрах с мень-
шим шагом.
В расчетных зависимостях для пучков I... XXIII числа Re
и Ей вычислялись по скорости воздуха в сжатом поперечном
сечении. Приведенные здесь уравнения Nu' = f(Re) по тепло-
отдаче действительны в строгом понимании для пучков из труб,
у которых усилия Р вырыва вырезанного сектора ребра в 90°
равны следующим значениям [78]:
Пучки труб с <р . 13,5 15,4 17,7 22
Усилие Р, II 85 10 64 42
Глубина и степень завалыювки ребра влияют на величину
усилия Р, действие которого проявляется через значение ТКС.
5.7. ВЛИЯНИЕ КОЭФФИЦИЕНТА ОРЕБРЕНИЯ ТРУБЫ
И КОМПОНОВОЧНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ШАХМАТНОГО ПУЧКА
НА ИНТЕНСИВНОСТЬ ТЕПЛООТДАЧИ
Влияние изменения компоновочных характеристик на кон-
вективный теплообмен в шахматных пучках из оребренных труб
и гладкотрубных [64, 65, 94] в большинстве случаев учитывают
введением в обобщенные уравнения подобия компоновочного
параметра р. Функциональная связь теплоотдачи с компоно-
вочным параметром устанавливается соотношением
Nu=f(p₽). (5.23)
239
В работах, специально посвященных изучению влияния р на теплооб-
мен шахматных пучков из оребренных труб в форм< (5.23), значение р из-
меняется от 0,4 [88] до 0.2 |49, 94]. Несмотря на одинаковые в
[49, 88] методы моделирования н обработки опытов, наблюдается расхожде-
ние величины р в два раза. Разработка обобщенного' )равнения подобия для
конвективных коэффициентов теплоотдачи шахматных пучков [94] по-
перечно оребренных труб потребовала принять р = 0,1, тем самым исключив
возможную зависимость р от параметров оребрения трубы, количественно
выражаемой величиной ф. Выполненный по литературным источникам анализ
изменения р при безразмерном параметре р показал, что наблюдается неко-
торая функциональная связь p=f((p).
Для определения конкретного вида данной связи нами было
осуществлено специальное исследование [34], результаты пер-
вой части которого приведены в § 5.6. Программа исследования
планировалась таким образом, чтобы наряду с получением рас-
четных зависимостей ио тсплоаэродпнамическим характеристи-
кам пучков I... XXI установить влияние изменения р на интен-
сивность теплоотдачи пучка каждого типоразмера труб в гра-
ницах <р= 13,5 . . . 22. Для этого были построены по щниым
табл. 5.10, 5.11 п 5.12 для группы пучков с <р const графиче-
ские зависимости изменения относительной теплоотдачи
Nu'/Nu„cx=f(p) при Re = const. За значение Nu1ICX принималась
теплоотдача конкретного пучка с наименьшей интенсивностью,
характерной для анализируемой группы пучков. В резуль-
тате получены следующие значения /> для пучков пз груб
с соответствующей величиной оребрения- <| =22 — р = 0,1:
<р = 17,7 — р = 0,2; ip = 13,5 — р = 0,27. Это позволило теп-
10 15 20
Рис. 5.26. Связь коэффициента оребре-
ния трубы с показателем степени в
компоновочной характеристике пучка
/, 2, 3—пучки с <Р — 13,5; 17,7; 22; I. 5.
6 — по данным работ! 13, 34, 881
лоотдачу пучков / ... XXI
из труб различных типораз-
меров обобщить критери-
альной зависимостью вида
Nu'=CP"Re", представлен-
ной в § 5.6.
По юбпым образом бы
ли обработаны данные по
теплоотдаче [13, 34] шах
матных пучков из труб со
спиральными ребрами с
коэффициентом ср—-5,23 и
10. Получено, что для пуч
ков с гр — 5,23 имеем р =
=0,41, а для <г = 10—р=0,35
На рис. 5.26 изображен график функции р = [(<р) П0 устанон
ленным данным, который аппроксимируется формулой
р = 0,53—0,019<р,
(5.21)
действительной в интервале <р=5...22; ₽=0,68 ... 2,27 и Re=
= 1,4- 103. 1,5- 10е.
Достоверность значений' р, получаемых по формуле (5.24), подтверж ы
ется результатами работы [26], посвященной исследованию влияния >
240
теплоаэродипамическпс характеристики компоновки ша? матного шестиряд-
ного пучка из труб, оребренных по методу ВНИППТХНА [5] навитой за-
вальцованной алюминиевой лентой. Параметры оребрения и пучка следую-
щие: ДХАХ^ХД = 56,86Х 15,93x2,53x0.325 мм; /11 = 0,5 мм; ср = 21,78; d0 =
= d„ = 25 мм; Р=1 ..2.21. По экспериментальным данным получено р=0,1,
а расчетное значение по формуле (5.24) р=0,Н6. Расхождение значений
р в 16% прн малых абсолютных значениях показателя степени р имеет при-
емлемый порядок.
Теплоотдача пучка из оребреииы.х труб согласно формуле (5.24) зависит
как от компоновочной характеристики р. так н от коэффициента оребрения
теплообменной поверхности <р. Например, увеличение р от I до 2,27 интен-
сифицирует теплоотдачу труб с <р= 13,5 на 18%, а труб с ц—22 лишь на
11% при Rc=I04. Теплоотдача пучков из труб с высокими коэффициентами
оребрения менее чувствительна к изменению шагов расположения их в труб-
ной решетке. Большим значениям ср, как правило, соответствует меньший
шаг ребер s 11.-11 в безразмерной форме высокие значения h/s.
Следовательно, с повышением q возрастает доля площади
поверхности ребер, теплообмен которых, учитывая глубокие
межреберпые полости, определяется условиями течения потока
на пластине с ламинарным динамическим пограничным слоем,
характерным для зоны смешанного режима обтеканля пучков
500<Re<2- 105. Доля площади поверхности трубы сокращается
и ее вклад в суммарный теплообмен при поперечном обтекании
уменьшается. Возникающие вихри за несущей трубой демпфи-
руются пограничным слоем ребер. В итоге несущая труба ока-
зывает гем меньшее влияние иа впхреобразованпе и теплооб-
мен, чем выше ее коэффициент оребрения.
16
Глава шестая
ОБОБЩЕННЫЕ ТЕПЛОАЭРОДИНАМИЧЕСКИЕ
ХАРАКТЕРИСТИКИ И РЕКОМЕНДАЦИИ
ПО ПОВЫШЕНИЮ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ
ОРЕБРЕННЫХ ПУЧКОВ ТВО
Приводихые ниже расчетные зависимости теплоотдачи и со-
противления для вновь проектируемых воздушных холодильни-
ков составлены на основе экспериментальных данных авторов,
полученных на промышленных образцах труб и компоновках
оребренных пучков, применительно к конструкторско-техноло-
гическим и эксплуатационным условиям работы ТВО. В от-
дельных случаях используются данные, извлеченные пз литера-
турных источников, с учетом факторов достоверности, надеж-
ности, конкретности информации и соответствия их режимным
параметрам ТВО. Экспериментальные данные цтя поперечно
обтекаемых оребренных пучков, обработанные в критериальной
форме, являются на сегодняшний день наиболее достоверным
для проектной практики расчетным материалом.
Особую актуальность ля проектирования ТВО на современном этапе
приобретает вопрос точности используемых расчетцы' зависимостей тепло-
отдачи н аэродинамического сопротивления. Известные обобщенные крнт<
рпальпыс уравнения подобия ЦКТИ имени П П Ползунова, Пд>ТПЭ ЛИ
Лит ССР, КПП, ВТН, АЛТП зарубежных весле шпателей [85, 97, 100]
имеют гарантированную точность ±14... 20%, в отдельных случаях до
+40% [57J. Расчет по этим зависимостям АВО для охлаждения однофаз-
ного продукта (керосина) в турбулентной области режима движения в экс-
плуатационных условиях показал, что коэффициент теплопередачи аппарата
равновероятно может быть получен завышенным па 6 .. 8,5% или занижен
пым па 7,2... 10,7% для биметаллических труб tp = 9.4. В первом случае
площадь теплообмена аппарата окажется большей в среднем на 7%, а во
втором случае мепыпей па 9% по сравнению со средпсрасчетпой. Примени-
тельно к АВО типа 1АВЗ-Д занижение коэффициента теплопередачи прак
тнчески означает необоснованный запас поверхности теплообмена в 370 м
При завышении коэффициента теплопередачи против расчетного произойдет
педоохлажденис продукта и нарушение технологического цикла установки
липин, завода, оборачивающиеся недополучением конечной продукции п
размере 8%.
Таким образом, проведение просктно-копструкгорскнх разработок АВО
по обобщенным зависимостям с широким полем точности может вызвать
ощутимый перерасход металла с учетом высокой серийности и значнтель
ной единичной тепловой 1 ощностн выпускаемых аппаратов или повлечь су
шественные экономические потерн иа стадии промышленной эксплуатации.
Авторам представляется наиболее целесообразной разработ
ка расчетных зависимостей повышенной точности, обобщающих
экспериментальные данные в узком диапазоне изменения гео
метрических и режимных параметров для от ц-льных типораз
меров ребристых труб ТВО. Использование обобщенных зави
симостсй предпочтительнее 1ля прогнозирования изменения ра
242
бочпх характеристик ТВО в зависимости от общей тенденции
развития и оптимизации параметров ребер, конструкции трубы
или компоновочных параметров пучка.
6.1, контактный теплообмен в оребренных трубах ТВО
Трубы с завальиованными ребрами. Численные значения
ТКС исследованных труб с навитыми завальцованными реб-
рами ф=13,5...22 и труб с навитыми алюминиевыми ребрами
ВНИИПТХНА [25] при <р=20,77... 21,41, полученные изло-
женным в гл. 2 методом, приведены на рис. 6.1 Глубина за-
вальцовки ребра определялась с точностью ±0,01 мм Трубы
Рнс 6.1. Влияние глубины завальцовкн ребра на ТКС
/. 2, 3, 4 — трубы г ф = 13,5: 15,4; 17,7 и 22; 5. 6, 7 — трубы № 1. 2, 3 поденным
работы 1251
ВНИИПТХНА имели /11 = 0,3; 0,5 и 0,7 мм. Из рис. 6.1 видно,
что увеличение глубины завальиовки вызывает снижение ТКС,
которое достигает минимума в окрестности fti=0,5 мм. Напри-
мер, с ростом й, от 0,3 до 0,5 мм значение ТКС уменьшается в
среднем в 1,1 раза при Re = 5-103 и в 1,5 раза при Re=20-103.
Но при /и>0,5 мм наблюдается рост значений /?к, что объясня-
ется возникновением воздушных зазоров по периметру заваль-
цованной части ребра в угловых точках его соприкосновенья с
несущей трубой. Зазоры хорошо просматриваются на рис. 6.2,
полученном в результате выполнения нами металлографических
исследований образца труб с It, =0,7 мм. Это также подтверж-
дается прямыми измерениями усилия вырыва сектора ленты,
16»
213
которое для /ii = 0,5 мм равно Р — 180 Н против Р = 129 Н для
/ii=0,7 мм. Зазоры уменьшают фактическую площадь механи-
ческого контакта ребра с трубой.
Усилие вырыва (завальцовки) ребра зависит от большого
числа параметров и факторов: степени износа обжимтых роли-
ков, механических свойств материалов, шероховатости ленты,
Рис. 6.2. Фотография завальцовки ребер труби с hr = 0,7 мм и иятпадцагп-
кратном увеличении
в учете непосредственного влияния которых на изменение Puh\
пет необходимости. Совместное влияние Р и 1ц иа RK компро-
миссно учитывается касаюльным напряжением вырыва т в зоне
Рис. 6.3. Зависимость ТКС завальцоваины.х
ребер от напряжения вырыва
1, 2~ Re = 5-103, 20 103; остальные обозначе
ния те же, что на рис. 6.1
завальцовки
T=P/fr. (6.1)
Площадь поверхно-
сти геометрического
контакта ребра с тру-
бой
fг 9 1^н
— (д/„ — 2//,)-’]. (6.2)
Введение т позво-
лило данные рис. 6.1
представить графи
чески на рис 6.3, а
кривые значений /?к обобщить с точностью ±5% расчетной
формулой
244
/?к • W = a(j)T+b(j),
(6.3)
где a(j) = 0,055—0,701 Н-0,2/2; Ь(/) = 4,467—1,571/4 0,391 /2; / =
= Re/104.
Зависимость (6.3) справедлива в диапазоне Re=(3...25)X
X 10: п т=0,5 . . . 2,45 Н/мм2.
Исключение RK пз уравнении подобия Nu^/ARe), пучков труб
с ф=13,5...22 привело к постоянному показателю степени при
Re, равному 0,61 [78], что соответствует ребрам одинаковой
высоты и толщины, а также косвенно характеризует коррект-
ность разработанного иетода выделения RK из общего термиче-
ского сопротивления приведен-
ной теплоотдачи
Таким образом, по тепло-
аэродинамическим характери
стикам и технологическим фак-
торам при допустимом отклепе
пии диаметра несущей трубы
±0,2 им оптимальная глубина
завальцовкп ребра составляет
/ii = 0,5 мм для сущее гвующеи
технологии пшоювлепия труб
Трубы с КьМ-рсбрами. Па
рис. 6.1 приведены результаты
экспериментального исследова-
ния ТКС оребренных труб этого
конструктивного типа для встре-
чающихся на практике условий
эксплуатации АВО. Если внутри
труб происходит конденсация
паров продукта при постоянной
температуое стопки несущей
трубы, то опытные данные обоб-
щаются уравнением
Рис. G 4 Термическое контактное
сопротивление трубы с KLM реб-
рами
—режим конденсации пара с темпе-
ратурой 373 К; I режим понижаю-
щейся температуры стенки несущей
трубы; -------- по формуле (6.1):
-----по (6.5)
Rk=0,552<7k °-304. (6.4)
Уравнение (6.4) действительно нпп </|, = 25...7О .кВт/м2,
средней температуре контакта А.— бт.п- 0,5ЛТ,,=361,4 .. . 314 К
и направлении теплового потока стенка — воз тух.
При эксплуатации АВО в режиме охлаждения технологиче-
ского продукта с высокой начальной темгературой наблюдается
монотонное понижение температуры сгенкп трубы. Для иссле-
дования ТКС в области повышенной температуры применялся
элсктрокалориметр вместо пароэлектрического. Для достиже-
ния максимальной температуры расход воздуха через пучок
труб с KLM-ребрами устанавливался минимальным и постоян-
ным, а увеличение температуры стенки достигалось ступенча-
тым повышением подводимой к калориметру мощности.
215
Исследования проводились [48] при скорости воздуха
1,9 м/с в интервале температуры /ст.н = 348,5... 532 К с темпе-
ратурным перепадом на контакте ДТ1:=3,7 ... 41,6 К Средняя
температура контактной зоны изменялась в интервале tK—
= 346,65 ... 511,2 К. Результаты исследования, изображенные
на рис. 6.4 в виде кружков, аппроксимируются уравнением
/?1£=0,004185т7к| 11’, (5.5)
действительным при <7,.=23,1 .. . 74,5 кВт/м2 и .неизменном на-
правлении теплового потока от стенки к воздуху.
Повышение рабочей температуры в зоне контакта в 3,9раза
увеличивает значение ТКС в 3,4 раза, что обусловлено возник-
новением радиальных мпкрозазоров вследствие различных тем-
пературных расширений несущей трубы из углеродистой стали
и алюминиевой оребренной оболочки.
В формулах (6.4) п (6.5) при рае четах qK площадь контакта
определялась по гладкой поверхности несущей трубы с наруж-
ным диаметром d„ без учета
поверхности бороздок.
В каждом практическом
случае при вычислении по
формулам (6.4), (6.5) во из-
бежание значительных оши-
бок следует строго соблюдать
Рис. 6.5. Форма шероховатости
несущей трубы: а — трубы /, /П;
б— трубы II, //П
границы применимости урав-
нений и адекватность условий
теплообмена в рабочем тепло-
обменнике условиям теплооб-
мена при модельных исследо-
ваниях.
Для определения ТКС труб
с навитыми алюминиевыми
гладкими L-ребрами были ис-
пытаны трубы 1, 1П, 11 и ПП.
Механический контакт глад-
кой горизонтальной полки с поверхностью несущей трубы со-
здается в процессе навивки ребра в результате механического
натяжения ленты. Гладкие L-ребра имеют ограниченное при-
менение для охлаждения энергоносителей с температурой до
12О...15О°С. Трубы выпускаются небольшими партия ли для
сборки единичных аппаратов. Геометрические размеры труб I,
Ш: dXhXsXk = 56,45X15.3X2,5X0.22 мм: ф = 20.59; d0 =
= 25,85 мм; d„ = 24,85 мм. Несущая труба со шлифован-
ной наружной поверхностью выполнена из стали 10. Механи
чсское состояние поверхности несущей трубы показано на
рис. 6.5,а. Концентрические канавки возникают от приводных
дисков, вращающих трубу при оребрении. Трубы II и ПП
246
имели размеры: ci X h X s X Д =5b,14 X 15,07 X 2,5 X 0.22 мм,
<p=20,15; J(l=26 мм; dH = 25 мм. Несущая труба из стали 10 не
подвергалась дополнительной механической обработке, а посту-
пала на оребрение в состоянии поставки с металлургических
заводов. Механическое состоянние наружной поверхности соот-
ветствует рис. 6.5,6. В процессе навивки L-ребра наружная по-
Рпс. 6.6. Термическое контакте^ сопротивление L образны< ребер: а —
трубы I. 11П б--трубы //, //П
/ — наличие масла; 2 — без масла; - по формуле (6.6)
верхность трубы замасливается, т. е. в межконтактных зазорах
п шероховатостях находится минеральное масло. В таком со-
стоя,пин трубы поставляются на сборку АВО.
Для определения влияния масла на ТКС трубы /, II по за-
вершении испытаний были прокалены до температуры 120...
130°С, при которой пропилило выгорание масла. В контактной
зоне остались продукты разложения, а трубы получили нуме-
рацию 1П и ПП.
Результаты измерения RK в трубах с L-ребрамп приведены
на рис. 6.6. При испытаниях применялся пароэлектрический
обогрев с температурой внутри труб 100°С. Отсутствие масла в
контактной зоне увеличивает ТКС. Однако влияние масла в
межконтактном зазоре на изменение /?1; сказывается по-раз-
ному. Для трубы / с шлифованной поверхностью и мелкой кон-
247
центрической канавкой отсутствие масла увеличивает ТКС
только на 10%. Но в трубе II с крупной шероховатостью н не-
обработанной поверхностью отсутствие масла в контакте повы-
шает ТКС на 31 .. . 10% в зависимости от qt;.
Таким образом, масло в межконтактном зазоре улучшает
термический контакт и снижает ТКС. Для надежности рекомеп
дуем расчет коэффициента теплоотдачи биметаллической трубы
выполнять по величине /?к без щмаеленности поверхности, что
соответствует условию длительной эксплуатации АВО при воз-
можности его разложения и испарения. Шероховатость поверх-
ности несущей трубы достаточно обеспечивать на уровнб 4,
5 классов чистоты обработки
Опытные значения ТКС испытанных труб аппроксимиру-
ются зависимостью для /?к:
= C'q^‘\ (6.6)
где для трубы 1: С'= 0,55; rii = 0,295; 1П—С'= 0,6; щ =0,295;
11—С' = 0,331; zz,=0,123; 11П—С' =0,834; /7, =0,316.
Биметаллические трубы с накатными ребрами. Для опреде-
ления значения ТКС этих груб, эксплуатируемых при охлажде-
нии продукта с высокой температурой, нами выполнено специ-
альное экспериментальное исследование [3] методом электро-
калориметрпрования с непосредственным измерением темпера-
турного перепада в зоне контакта. Испытанию подвергнуты
пять образцов I... V биметаллических труб, отличающихся
друг от друга состоянием наружной поверхности несущей
трубы. Оребрение исследуемых труб осуществлено накаткой из
алюминиевого сплава АД1М по серийной технологии
ВНИИмстмаш. Геометрия оребрения соответствует стандарти-
зованным трубам АВО. Параметры ребер и труб были- с?Х^Х
XsXA = 55X 13x2,95x0,5 мм; (р= 14,7; d„ = 25 мм, число за-
ходов ребра — два. Несущая труба изготовлена из стали 20.
Характеристики контактпруемых поверхностей груб I...V при-
ведены в табл. 6.1.
Труба / является базовой серийной с поверхностью несущей
трубы, соответствующей состоянию поставки гладких труб с
металлургического завода. Поверхность трубы II была травле-
ной, ///—точеной, IV—шлифованной. Труба V имела искус-
ственную шероховатость в виде сетчатой накатки по ОСТ 20617
с шагом 1 мм и высотой выступов 0,71 мм.
Получено, что очень слабо зависит от плотности тепло-
вого потока и значительно сильнее от средней температуры в
зоне контакта. Поэтому в области повышенной температуры
опытные значения ТКС аппроксимируются линейной функцией
/?к 10s=arK+6. . (6.7)
248
Таблица 6.1
Шероховатость конта ктнруемых поверхностей
и расчетные коэффициенты
Параметр Номер грубы
1 1 11 Ш 'V
Шероховатость пару ж пой поверхности несу- щей трубы мкм 3,13 0.516 1.3 0,6
Шероховатость внут- ренней поверхности реб- ристой алюминиевой оболочки /?;•, мкм 9 0,72 0,7 0.44
Класс шероховатости несущей трубы 5 8 6 8
Класс шероховатости поверхности ребристой оболочки 6 7 7 7
Коэффициенты: а, м2/Вт 0,00212 0,00258 0.00319 0,0015
Ь, м" К/Вт 0,052 0,056 0.9007 0.14
Диапазон изменении /к, °C 100...210 70.. .190 70 . .. 250 80... 270
Диапазон изменения т/к, кВт/м2 12....51 31 ..60 31 .60 42... 60
Для трубы V: о = 0,00164; Ь = 0,042; /,.= 50 ... 150 °C; qK =
= 26... 51 кВт/м2.
Общим для труб Л... V является непрерывное увеличение
ТКС с ростом средней температуры контакта. Это физически
понятно и объяснимо различными температурными расшире-
ниями контак тируемых разнородных поверхностей. Нанесение
шероховатости искусственным способом на несущую трубу уве-
личивает площе 1.ь контактирования ребристой оболочки и
трубы, улучшает их сцепление. В результате наблюдается
уменьшение контактного теплообмена в трубе V па 30 % по
сравнению с серийной трубой /.
Если сравнить Rit у труб I и IV для 1К— 100°С, то различие
в нем составит лишь 1,3 раза. Однако шероховатость контакти-
руемых поверхностей иесушсй трубы и ребристой оболочки
труб I, IV уменьшилась примерно в пять раз.. Таким образом,
в изученном диапазоне изменения Rz контактируемых поверх-
ностей их шероховатость оказывает слабое влияние на контакт-
ный теплообмен биметаллической трубы Осмотр внутренней
поверхности ребристой оболочки труб I...IV не выявил макро-
шероховатостей под основанием ребер.
Анализ данных табл. 6.1 показывает, что при накатке ребер
из-за механического взаимодействия контактирусмых поверх-
ностей шероховатость алюминиевой ребристой оболочки форми-
руется под воздействием шероховатости несущей трубы. Шеро-
ховатость исходных гладких алюминиевых заготовок перед
накаткой ребер находится пе ниже 8-го класса.
249
.Авторами была выполнена расчетно-теоретическая оценка
влияния чистоты обработки наружной поверхности несущей трубы
нз углеродистой стали и плотности сопряжения на изменение
ТКС. Полагали, что зависимости, приведенные в работе [29], в
первом приближении пригодны для качественных прогнозов п
для определения ТКС составных цилиндров. Принималось:
класс шероховатости алюминиевой трубы — 6, стальной — 4 и
5; температура в зоне контакта /к = 70°С; усилие выпрессовкп
несущей трубы пз ребристой оболочки длиной в 100 мм изменя-
ется в интервале 10 000.. .45 000 Н. Увеличение класса шерохо-
ватости несущей трубы с 4 па 5 снижает ТКС при Р = 10 000 I1
на 35%. при Р—35 000 Н па 16% и при Р = 45 000 Н на 9%. Про-
мышленные трубы АВО в большинстве случаев характеризу-
ются усилием выпрессовкп Р = 30 000 11 Следовательно, при га-
рантированном обеспечении технологией указанной плотности
контакта можно ограничиваться шероховатостью несущей трубы
по 4 -му классу. Если технологическим режимом накатки ребер
не обеспечивается усилие выпрессовкп на уровне 30 000 11, то
чистоту обработки наружной поверхности несущей трубы необ-
ходимо выполнясь по 5 му классу.
Исследованием [4">1 в низкотемпературной области для /«^90 . . . 95 °C
установлено, что при одинаковых температурных у< товнях н параметрах
Рнс. 6.7. Схема винтовой прокатки ребер без обжатия (а) п с дополнитель-
ным обжатием (б) внаднп между ребрами
/ — несущая труба; 2 — ребристая оболочка; 3 — основной комплект дисков; 4-
утяжина в заключительной стадии деформации; 5 — дополнительные обжимные
Диск»; 6 — утяжниа после обжатия
контактной зоны величина ТКС биметаллической трубы с накатными реб-
рами уменьшается с увеличением коэффициента линейного расширения ма-
териала несущей трубы. Это подтверждается данными работы [19] для
/к>90 ... 95 °C и в области повышенной температуры рекомендуется вычис-
лять Rt для несущих латунных труб по выражению
/?к • Ю’ = (),0007/к-]-0.04.
для несущих труб нз аустенитной хромоникелевой стали —
/?к • I03 = ().0018/„+0,02.
(6 Я)
(6 9)
250
При средней tlmik ратурс контакта /к^90 ... 95 °C /?к почти не зависит
от </, и Ы. В расчетах можно полагать /?K = const, а его средние статисти-
ческие з1Г1че11пя в результате обработки данных следует принять равными
для несущих труо из латуни 0,7-10_| м'-'-К/Вт, из углеродистой стали
10, 20—1,83 10~4 м2-К/Вт, из стали Х5М — 2,5-10-4 м2-К/Вт, из стали
Х18Н10Т—(3,2 .. . 3,7) • 10-4 м2-К/Вт. Полученным значениям RK соответ-
ствует постоянная температура внутренней поверхности несущей трубы,
равная 1('1ГС (результаты получены па пароэлектрическом калориметре).
При винтовой накатке ребер биметаллических труб в ре-
зультате интенсивного и неравномерного истечения металла в
процессе формирования гфбфиля с высокими скоростями про-
катки непосредственно вод ребрами ла внутренней поверхности
оболочки возможно образование утяжки, заполненной воздухом
(рис. 6.7,а) и являющейся средоточием основного термического
сопротивления передаче теплового потока. Площадь утяжек мо-
жет быть значительной (6.0... 80%) ио отношению ко всей со-
прягаемой площади онтактиой зоны. Для максимального
уменьшения размеров угяжек существующая технология на-
катки ребер усовершенствована вве icihicm операции дополни-
тельного обжатщя металла впадин между ребрами специаль-
ными обжимными тисками (рис. 6.7,6), установленными ,па од-
ной оси с основными деформирующими 'исками и осуществля-
ющими обжатие ребристой оболочхи в заключительной стадии
деформации после окончательного формирования профиля ре-
бер основными дисками. Диаметр обжимных дисков на 0,15 ...
. .. 0,5 мм больше диаметра последнего основного диска. Мно-
гократными статистическими измерениями труб рабочих АВО
.установлено уменьшение средней толщины воздушного зазора
до Л—0,03 ... 0,05 мм при использовании обжимных дисков по
сравнению с Л~0,1 . .0,2 мм без дополнительного обжатия ме-
талла.
Применение дополнительного обжатия ребер уменьшает зна-
чение ТКС труб (| — 9 с двухзаходпым ребром, накатанным на
</„ = 25 мм, в 2,7 раза [23] и в два раза для труб ср= 14,6 с од-
нозаходпым ребром Биметаллическая труба с <р~9, у которой
несущая труба выполнена пз стали 10 с шероховатостью по-
верхности по 5-му классу, при относительной протяженности воз-
душного зазора 81,2% (6 = 0,16 мм) может иметь максимальное
значение Дк = 7,3 10'1 м2-К/Вт при усилии выпрессовкн
1000 Н.
Увеличение числа заходов ребра с одного до двух на трубах
<р=9 из стали 10 сопровождается уменьшением на 36%.
Влияние межконтактной среды, заполняющей полости шеро-
ховатостей, изучалось нами [52] на образцах биметаллических
труб с однозаходными алюминиевыми накатными ребрами 6Х
ХЛХхХ^ = 55Х 14X2,53X0,55 мм, <р=18,0. Несущая труба вы-
полнена из стали 10. Класс шероховатости поверхности несу-
щей трубы — шестой, наружный диаметр dH = 25 мм Перед на-
каткой ребер поверхность несущей трубы I была покрыта кон-
251
сервационноп смазкой солидол «С» ГОСТ 4366—76 Поверх-
ность трубы II была обезжирена и далее иа пен накатаны
ребра, идентичные трубе / одинаковым комплектом накатного
инструмента. Для трубы I среднее значение ТКС получено рав-
ным R,; = 1,6 • 10 '• м2 K/Вт, а для трубы // — RK =
= 2,6- 10-4 м2-К/Вт. Присутствие консервационной смазки вы-
звало уменьшение ТКС в 1,63 раза.
Таким образом, технологически целесообразно перед накат-
кой ребер, навивкой KLM- или L-ребер осуществлять замасли-
вание наружной поверхности несущих труб любыми вещест-
вами при условии, что теплопроводность их выше теплопровод
ности воздуха.
Из формулы (2 19) для коэффициент;! теплопередачи биметаллической
трубы пидио, что величина эффекта интенсификации теплопередачи умень-
шением ТКС зависит от q и соотношения между коэффициентами теплоот
дачи по стороне продукта п воздуха. Например, уменьшение /?к от 2,2-10—1
до 1,3- 10 м2-К/Вт, т. с. в 1,7 раза, увеличивает коэффициент теплопе-
редачи на 6% для труб с <р=9 п па 8% для труб с ср = 14,6. если коэффи
циепт теплоотдачи со стороны продукта 5000 Вт/(м2-К), а по воздушной
стороне — 75 Вт,'(м-’-К). Приведенный расчет показывает резерв ннтенсн
фпкацпп теплопередачи путем искусственного управления величиной ТКС.
Повышение энергетической эффективности оребрения иуч
ков ТВО интенсификацией контактного теплообмена исключи-
тельно выгодно ввиду реализации метода без увеличения аэро-
динамического сопротивления. Необходимо уделять тщательное
внимание в биметаллических трубах обеспечению надежного
механического контакта, так как отсутствие его явится серьез-
ным тормозом на пути улучшения энергетических показателей
ТВО.
6.2. ОБОБЩЕННЫЕ УРАВНЕНИЯ
ДЛЯ ТЕПЛООТДАЧИ И АЭРОДИНАМИЧЕСКОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ
ШАХМАТНЫХ ОРЕБРЕННЫХ ПУЧКОВ ТВО
Теплоотдача. Опытные данные пучков груб с навитыми за-
вальцоьанными ребрами, KLM- и L-ребрами из алюминиевой
ленты обобщались по приведенным коэффициентам теплоот-
дачи для интервала изменения шаговых отношений, реализуе-
мого в практическом аппаратостроенип, и приведены иа
рис. 6.8, а. Экспериментальные точки для воздуха с разбросом
±8% описываются обобщенным уравнением подобия [40]:
Nu = 0,356С. (Л)_°,5ро-и-о-о19-Р Re»,61, (6Д 0)
которое действительно в границах Re = (3 ... 25) • 103; h/s =
= 3,78... 6,3; р = 1 ... 1,25; <р = 13,5 ... 22; /\ = 0,25 ... 0,3 мм.
Числа Nu соответствуют локальному тепловому моделиро-
ванию.
252
Значение показателя степени при h/s определялось по ре-
зультатам обоаботкп экспериментальных данных в форме Nu =
—f(h/s) при Re=const, представленной на рис. 6.8,6. Для по-
строения этой зависимости использовались исследования ше-
стирядных пучков из труб с ср = 13,5; 15,4; 17,7 и 22 в шаговых
отношениях св = о'2= 1.035
Изменение поправочного коэффициента Cz к теплоотдаче в зависимости
от числа рядов труб в пучке показано на рнс. 6.8, в. Сплошная линия на
этом рисунке рассчитана по нашим данным [86] для пучков нз труб с
ф=17,7 и относительными шагами 0i = o'2= 1,035. Штриховая линия отра-
Рис. 6.8. Обобщение опытных данных (а) по приведенной теплоотдаче шах-
матных пучков труб, плияпи глубины полости (б) н числа поперечных
рядов (в) на теплоотдачу: А = Nu/Cz(/z/s)_0-sp°-53_|,'l”9'P; 1 — по формуле
(6 10,
/. 2. 3, 4 — <р = 13,5; 15,4; 17,7 и 22: 5—KLM-ребра; 6 — L-ребра; 7 — расчетные зна-
чении; 8, 9 — Re = 5 10 и 20 • 10*
жает влияние z пучков из труб <р=15,4 [86], исследованных при двух зна-
чениях шагов: Oi =с'2= 1,035 и 1,135. Численное значение Cz не зависит от
числа Re и относительных шагов в изученном диапазоне их изменения. Име-
ется небольшое расслоение в пределах 2... 5 % значении С? для пучков с
z=l ...3 из труб <р=17,7 н 15,4. Для г=4, 6, 8 значение Cz= 1,0.
Учитывая устойчивую тенденцию применения в ТВО труб с высокими ср,
в формуле (6.10) значения Сг следует принимать из рнс. 6.8, в по сплошной
лини I.
Для получения значений теплоотдачи, соответствующих условиям рабо-
чих теплообменников, необходимо в рассчитанные по формуле (6.10) вели-
чины ввести поправочные коэффициенты на метод моделирования по реко-
мендациям гл. 3.
Уравнение (6.10), согласно [42], также распространяется
иа пучки труб, оребренных завальцованиой алюминиевой лен-
той по технологии ВНИИПТХНА.
За линейный размер в уравнении (6.10) принят диаметр do,
за характерную скорость- ее значения в сжатом фронтальном
253
сечении пучка, а физические константы воздуха назначались по
его средней температуре в пучке.
Выполненные расчеты показали, что предложенная нами
расчетная зависимость для определения среднего конвектив
кого коэффициента теплоотдачи и.к с точностью ±20% обоб-
щает экспериментальные данные по теплоотдаче воздуха всех
исследованных пучков ТВО из труб с накатными ребрами, а
также пучков из труб с навитыми завальцовапнымп, KLM- и
L-ребрами и имеет вид
Nu = 0,132CzC1pn-2^_O’54(4)_O’14Re074’
где Nu = aKs/X; Re=u?s/v
За характерную принята скорость в наименьшем проходном
сечении пучка. Теплофизические константы воздуха принима-
ются по его средней температуре в пучке
Пределы применения формулы (6.11) по параметрам: Re=
= 160... 66 000; d0/$ = 2,88... 16,1; h/s = 0,4 .. . 6,4; ₽ 0,46...
...2,61; у^3° (угол подъема спирального ребра). Формула со-
ответствует условиям полного теплового моделирования.
Значения поправочного коэффициента С- принимаются по пашни иссле-
дованиям ]52| следующими: при г=1 - Сг = 0,78; г = 2 Сг = 0.91; г =
= 3 —Cz = 0,98; г =4 — Cz = 0,99; г = 5 - Сг = 0,995; г = 6-С.-=1.0.
Исследование проведено на пучках для г = 1. 2, 3, 4, 5 и 6, которые собира-
лись из серийных 1 руб АВО с алюминиевыми накатными ребрами rfXAXsX
ХА = 49,5Х 10,7X3,38X0,8 мм; ср = 9,91. Пучки имели равностороннюю раз-
бивку трубок в решетках с шагом щ = а? = 1.052. Опыты выполнены в гра-
ницах числа Re = wdjv = (2,5 ... 50) • 103.
Влияние угла подъема у спирального ребра на теплоаэродинамическпе
характеристики было специально исследовано нами [89] на шесгирядных
шахматных пучках юрийиых tpv6 АВО с накатными алюминиевыми ребрами
dX^XA 56X14X0,85 мм. Пучки I...III отличались числом заходов
ребра; / — s = 3,16 мм; /гп=1; у = Г2'; II — s 3.16 мм; п,- 2; у = 2°4'; III—
5=2.9 мм; н.р=3; у = 2°50'.
Угол подъема винтовой линии ребра опрсде 1ястся как
. «Ps
7 = arctg -2_,
Ttrf
где Ни — число заходов ребра.
Получено, что в интервале изменения у = 1 . . 3° теплоотдача и аэроди-
намическое сопротивление нс зависят от угла подъема спирального ребра.
Поэтому в расчетах тепловых и аэродинамических характеристик пучков
ТВО следует принимать Ст=1,0 По данным работы [75] влияние угла -у
па интенсивность теплоотдачи не проявляется вплоть до значений у=5,7°.
В формуле (6.11) связь приведенного и конвективного коэф-
фициентов теплоотдачи устанавливалась по формуле (4.13), а
поправочный коэффициент на неравномерность теплоотдачи по
поверхности ребра рассчитывается по формуле (4.14).
В работе [43] для расчета средней приведенной теплоот-
дачи шахматных пучков из тр^б АВО с накатными алюминие-
выми ребрами в условиях локального теплового моделирования
рекомендуется формула
254
Nu = 0,104
'd(y s\ !S\ d0 2AA/s\°«25p o,7x>
4 + /zJIs2'—d0-2hb>s) K -
(6.12)
точность которой ±3%. Зависимость (6.12) действительна в
диапазоне Re= (3... 30) • 103, t/u = 27...28 мм; Si = 58...
...100 мм; S2=29...63 мм; s = 2,5...3,5 мм; Л=8...15 мм;
\ = 0,5...0,85 мм. За определяющий размер принят диаметр do,
а в качестве характерной скорости принималось ее значение
в сжатом фронтальном сечении пучка.
В работе [85] приведены экспериментальные данные по кон-
вективным коэффициентам теплоотдачи равносторонних (Si=
= S'2) шахматных шестирядных пучков нз труб со спиральными
медными и алюминиевыми ребрами воздухоохлаждаемых кон-
денсаторов с помощью уравнения
Nu = 0,134 Ке1к68,Рг'/3^у,->^У’" (6.13)
которое действительно для Rc = (1 ... 20) • 103; u/h = 0,125
...0,61; и/\ = 4,5...8,0; d0 = 11,13 ... 40,89 мм; d = 18,72 . . .
... 58,5 мм; S, = S2' = 24,48 ... 1 11 мм, ср = 3,13 . . 22,08. При об-
общении использованы результаты исследования теплоотдачи
полным тепловым моделированием. Максимальная погрешность
уравнения (6.13) составляет 4-10,7% и —9%. а отклонение
подавляющего большинства данных не превышает ±5,1%.
Для высокоребристых труб уравнение (6 13) модифициру-
ется в зависимость
Nu = 0,1378 Re°’7IbPr1/? (6.14)
с отклонением всех опытных точек в границах ±5,1%. Диапа-
зон применения (6.14) по Re — (1 ...20)-103; u/h = 0.159 .0,61;
гр = 6,18 . .. 22,08; d„=l 1,13 .. . 40.89 мм; d=22,73... 58,5 мм.
За определяющий разм&ц принимался шаметр t/(), а в каче-
стве характерной скорости вощу ха использовалось ее значение
в наименьшем проходном сечении пучка по </„ без учета за-
громождения сечения ребрами. Физические константы воздуха
принимались по его средней температуре. По уравнениям (6.13)
и (6.14) определяется конвективный коэффициент теплоотдачи
ак, а приведенный а вычислялся по формуле (4 13), принимая
ф=1,0. Коэффициент теплоотдачи отнесен к полной наружной
поверхности оребрения. Зазор и = s—Д.
Приведенные расчетные зависимости по теплоотдаче все без исключения
относятся к перпендикулярному обтеканию трубок пучка воздухом с углом
атаки потока ф = 90°. Для расчета теплоотдачи оребренных пучков, обтека-
емых потоком воздуха ф<90°, нами было выполнено экспериментальное ис-
следование методом шкального теплового моделирования шсстпрядиых ком-
поновок с шагами Si = 64,7 мм и S2=51,l мм, собранных из труб АВО
rfXAXsXA = 55.5Х 14,5:'2,97X0,85 мм; <р= 16,4. Ребра накатные из сплава
АД1М, двухзаходные. Накатка ребер осуществлялась на стальной трубе
d„—25 мм. Значения ф были равны 90, 80, 70 н 60°. Числа Re и Ей пучков
255
c ф<.90° определялись по скорости воздуха в сжатом наклонном под углом
сеченпп пучка, проходящим через продельную осевую линию трубы.
Значения поправочного коэффициента гф па теплоотдачу наклонных
пучков получились равными:
Угол атаки ф, . . ° 90 80 70 60
Значение е.>. . . . 1,0 1,035 1,037 1,167
Теплоотдача нак лонного пучка определяется как
ЬГцф = Nu^, (6 15)
где Nil число Нусссльта для пучка при ф = 90°. В«личины еф получены в
интервале Re = (2,5... 25) • 10J.
Аэродинамическое сопротивление. Обобщение опытного ма-
териала по пучкам из труб с иавптымп завалытованнымн реб-
рами осуществлялось в два этапа. На первом этапе целью слу-
жило получение точных обобщенны уравнении тля каждого
типорагмера труб с <p=const в сравнительно узком диапазоне
изменения относительных шагов пучков промышленных АВО в
виде
Eu/ipC'z d{pC2qz = CiRc l. (6.16)
Поправочный коэффициент C'z рассчитывался по данным
пучков из труб гр=15,4 и 17,7. Кат видно из рис. 6.9, значение
С'г— 1,0 для пучков
с любым числом ря юв Z,
а также отсут-
7
0,9
Cz орасчег
z
1 2 i 5 В
Рис. 6.9 Поправоч-
ный коэффициент к
сопротивлению шах-
матных пучков из
труб с завальцован-
нымп ребрами
ствует зависимость С'г от числа Re и
относительных шаговых отношений. В
этом заключается одна пз особенностей
расчета аэродинамического сопротивле-
ния пучков, оребренных лентой. Иден-
тичный характер изменения C'z=f(z)
получен Вайермаиом при исследовании
аэродинамического сопротивления шах-
матных пучков с числом z от I до 7.
Пучки собирались пз труб, оребренных
навитой стальной лентой, и характери-
зовались параметрами dX^XsXA = 103X26,1 Х4.27Х 1,22 мм;
d0 — 50,8 мм; Si = 114,3 мм; S2 = 99 мм. Опытами охвачен диа-
пазон Re= (10 .. . 40) -103.
Из анализа обобщаемых материалов получено, что наилуч-
шее приближение для щ = \аг |Остигается в зависимости (6.16)
при р = —2, а значение q=~ 0.5 принято по данным работы
[13]. Значения j приняты по первичным уравнениям Eu = /'(Re)
равными для труб сф= 13,5; 15,4 и 17,7 — j = 0,28, а для труб
с ф = 22 — j = 0,34.
Результаты обобщения сопротивления по отдельным груп-
пам пучков ф= 13,5... 22 приведены на рис. 6.10, а, б, в, г.
Опытные точки с разбросами ±4% описываются уравнением
Еи/о = С iC/ai >> °'5 Re ’z,
(6.17)
256
которому отвечают сплошные линии. Значения Cj принимаются
равными для <р= 13.5... 0,452; «=15,4 и
Рнс 6.10. Обобщит» сопротивления шах-
матных пучков из труб с завальцоваиным!!
ребрами, Ki = Eu/<fC'z О|~2ог“°-5, К? =
= Lli/C'iOi~?o2-0-5 (Vi/s)0-66: а, б, в, г —
соответственно для «р=13.5; 15,4; 17,7 и 22
------ по формуле (6.17): /. 2, 3 —опытные
точки: на О: 1. 2, 3. 4 — опытные точки для
<р = 13,5; 15.1; 17,7 н 22; 7 — по формуле (6.191
17,7... 0,373; <р=22...
.. . 0,63.
На втором этапе
обобщения была полу-
чена единая зависи-
мость по сопротивле-
нию всех групп пучков
с <р = 13,5 ... 22 и раз-
ными относительны-
ми шагами. Измене-
ние <р в рассматривае-
мом типе труб вызы-
вается разными значе-
ниями s при постоян-
ных остальных пара-
метрах оребрения.
Влияние этого пере-
менного параметра иа
сопротивление учиты-
вается отношением
h/s (рис. 6.11). Тан-
Рнс. 6.11. Зависи-
мость сопротивления
от глубины межре-
бервой полости
1. 2 — Re =- 5 - К? I-
2П HP соответственно
гене угла наклона кривой Eu=f(7i/s) равен /1, = 0,56.
Следовательно, для рассматриваемого обобщения общий
вид функциональной зависимости представляется как
Eu/C/arV0,5(4)11 C2Re~"‘- (6.18)
Показатель степени п2 принят равным 0,3, что соответ-
ствует среднему значению этого показателя для обобщаемых
пучков. Результаты обобщенной обработки по формуле (6.18)
17
257
пучков труб (j = 13,5... 22 представлены на рис. 6.10. д, кото-
рые с точностью ±8% удовлетворяют критериальному урав-
нению
Ей = 3,45С/гоГ2аГ°'5
-0,3
(6.19)
На рис. 6.10 численные значения Еи/(р и Ей даются тля шс-
стирядных пучков.
Зависимости (6.17), (6.19) действительны в интервале Re =
= wd0/v=(3.. . 25)- 103; о, = 1,035... 1,26; о2= 0,896 ... 0,982;
h/s=3,78... 6,3; z/3:1,0. Скорость воздуха в числах Re и Ей
принята для сжатого поперечного сечения пучка.
Аэродинамическое сопротивление шахматных пучков п i труб, оребрен-
ных лентой по технологии ВНПИПТХНА, следует рассчитывать по уравне-
ниям (6.17), (6.19).
Проведенные нами расчеты подтвердили возможность применения урав-
нения (6.19) для определения аэродинамического сопротивления шахматных
пучков из труб с KLM- п L-ребрамн [27]
Аэродинамическое сопротивление шахматных шестирядных
пучков из труб с накатными алюминиевыми ребрами с точ-
ностью ±3% применительно к геометрическим параметрам
пучков АВО описывается уравнением подобия
(6.20)
диапазон применимости которою соответствует границам зави-
симости (6.12).
По данным наших исследовании [50, 67] аэродинамическое
сопротивление шахматных пучков из применяемых в АВО ти-
поразмеров труб с накатными спиральными ребрами, а также
навитыми завалыювапными, KLM- и L-ребрами с точностью
±20% обобщается единой зависимостью 1ДКТИ [94] с расши-
ренным диапазоном определяющих параметров:
. / 1 \0,3 fl
= 5,4С, г М-] Re/
z ( d9 I * 1 ’
(6.21)
где £ = 2ДР/ри'2 = 2Eu — коэффициент сопротивления пучка:
Ст — поправочный коэффициент к сопротивлению на влияние
угла подъема винтовой линии ребра (при у 3°, Ст = 1,0
[89]); Re;=w//v — число Рейнольдса.
Зависимость (6.21) охватывает опытные данные в интервале
Re= (2 ... 180) • 103 и //с?э=0,15 .. . 12,5. Для Re, 180-Юз и
//d3=0,15... 12,5 рекомендуется уравнение
(I \о,з
4-1 с/.
«9 / 1
(6.22)
258
Значения поправочного коэффишк ига С'г на сопротивление малорядпых
пучков принимались по работам [21, 46], которые получены прн исследовании
пучков с г = 1, 2, 3, 4, 5 пз труб с накатными ребрами dXftX^XA = 43.4Х
X 10X3,5X0,6 мм; ц=9,34 в шаговых отношениях 01 = 1,04; о2 = 0,91. Чне
ленные значения: С'г=1,23 прн 2=1; С'г=1.18 прн z=2; C'z=l,08 прн 2=
= 3, С'г = 1.02 прн z=4; С'г = 1,0 при
Зависимости (6.21) и (6.22) не распространяются на значения у>3°.
Углу у<3° удовлетворяют трубы АВО с числом заходов ребра лР=1, 2 н 3.
В промышл! нностн трубы с Пр>3 не изготовляются. Определяющий размер /
вычисляется по формуле (3.33), а эквивалентный диаметр d3 наименьшего
проходного сечения пучка по формуле (3.44). За характерную скорость при-
нимается средняя скорость в наименьшем проходном сечении пучка. Тепло-
физические константы воздуха необходимо назначать по средней темпера-
туре потока.
По расчетным зависимостям (6.16) ... (6.22) определяется
сопротивление для изотермического режима движения потока.
Перепад давления воздуха (в паскалях) на пучке состав-
ляет
ДР = Euozpw’Cs, (6.23)
где Епн—число Эйлера одного ряда многорядного пучка.
Пригодность уравнения (6.21) для определения сопротивле-
ния стесненных пучков проверялась нами в специальном экспе-
риментальном иссле(пвании таких компоновок, которые соби-
рались из труб АВО dX/iXsXА = 69,5X14,8X3X0,6 мм, ер =
= 14,67. Исследовано четыре стесненных пучка с Si = 133 мм
(<7|= 1,914) и S2=55,16; 48,0; 40,76; 36 мм, которым отвечали
значения 0=2,0; 2,21; 2,44 и 2,61. При Si = 133 мм для данной
геометрии т'руб достигается равноироходность пучка в случае
0=1,877 и S'2=89,5 мм. Опытные значения сопротивления,
обработанные по принятой в формуле (6.21) методике, не об-
общаются для стесненных пучков с р>2,4. Расчет сопротивле-
ния таких пучков по обобщенному уравнению дает завышенные
значения по сравнению с опытом. Необходимо дальнейшее на-
копление экспериментального материала по стесненным пучкам
с большими р.
Для определения сопротивления наклонных Ф<90° пучков из
оребренных труб используется зависимость
Eu+ = Енг./,
(6.24)
где Ей — число Эйлера Тля пучка оребренных труб, обтекаемых
перпендикулярным потоком воздуха с ф = 90°. Скорость воздуха
в Eu<p принималась по сжатому наклонному поперечному се-
чению.
Значения поправочного коэффициента на угол атаки по-
током груб назначаются нижеследующими:
Угол атаки ф, ... ° . 90 80 70 60
Коэффициент е'ф .... 1,0 1,079 1,188 1,60
17*
259
6.3. ОСНОВНЫЕ НАПРАВЛЕНИЯ
ПОВЫШЕНИЯ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ
И НАДЕЖНОСТИ ОРЕБРЕННЫХ ТРУБ И ПУЧКОВ ТВО
Выбор энергетически обоснованных основных компоновоч-
ных, параметров пучка, которыми являются шаги разбивки труб
в решетках и число поперечных рядов, представляет актуаль-
ную задачу, позволяющую обеспечить энерго- и материалосбе
реженке при изготовлении и эксплуатации ТВО.
Трубы с коэффициентом оребрения ф = 9 и 14,6 в пучках стандартизо-
ванных ТВО первого поколения устанавливались в вершинах равносторон-
него треугольника с относительным поперечным шагом =5,/^= 1,035. Вс
личина назначенного шага не противоречит рекомендациям [2], основываю-
щимся на результатах сопоставления трубных пучков по энергетическому
коэффициенту Кпрпнчева—Антуфьева для одностороннего внешнего обтека-
ния нх потоком воздуха.
При этом методе оптимизации всегда компактные пучки, для которых
характерны .минимальные шаги, являются наиболее эффективными в тепло-
вом отношении. Однако метод не учитывает влияния интенсивности тепло-
обмена и режима движения среды внутри труб, схемы взаимного течения
потоков рабочих сред, условия совместной работы вентилятора аппарата и
трубного пучка, что оказывает влияние на зак иочнтельные результаты.
Стремление к нар ицнвашпо аппаратной тепловой мощности в неизмен-
ных габаритах нормализованной несущей металлоконструкции н освоенных
типов вентиляторов реализовывается применением в АВО второго поколения
труб с накатными п навитыми алюминиевыми ребрами наружным диаметром
rf = 57 мм с увеличенным коэффициентом оребрения до1 <| 20 . . . 22. Сборка
трубных пучков в решетках стандартизованных аппаратов с шагом 5| = 5'2 =
=58 мм оказалась технически затрудненной вследствие минимального зазора
между вершинами ребер смежных труб. В связи с этим выявилась необхо-
димость оптимизации шага решетки с учетом конкретных условий проекти-
рования, изготовления и эксплуатации ТВО общего назначения второго
поколения.
Решение задачи осуществлялось с учетом сделанных замечаний относи-
тельно возможности применения оптимизации параметров пучка по энерге-
тическому коэффициенту [2], а привлечение технико-экономической оптими-
зации затруднительно из-за отсутствия падежных п достоверных стоимост-
ных данных основных сборочных элементов аппарата па сталии оньптю-
конструкторскпх работ В качестве критериев сравнения были выбраны
отводимый тепловой поток Q и полезная мощность привода вентилятора для
различных значений шага 51 и условий постоянства фронтального сечения
аппарата, геометрических размеров ребер и трубы, схемы движения потоков,
числа поперечных рядов труб, тины вентилятора и температурные условия
охлаждаемой среды. Для выявления закономерности QfSJ п N(Si) были
проведены по методике [63] в ipuaiiTiibic тепловые и аэродинамические рас-
четы ТВО из труб, оребренных навитой завальцованной алюминиевой лептой
ср = 22 следующих размеров dXftXsXA = 57X16X2,53X0,3 мм, глубина за-
вальцовкп ребра й1=0,Зм.м Несущая труба диаметром dH = 25 мм с толщи-
ной стенки 2,5 мм выполнена из углеродистой стали 10. Теплоаэродппамиче-
CKiie характеристики пучков принимались по результатам их исследования,
сообщаемым в гл. 5.
Просчитаны варианты разбивки труб в решетке по вспнишам равносто-
роннего треугольника в диапазоне изменения 5, от 58 до 68,2 мм, что соот-
ветствует интервалу о, = 1,0175... 1.196. Рабочие характеристш и осевого
вентилятора принимались по работе [91].
__ Исходные данные для расчета: ТВО горизонтального типа, трехсекциои-
ный с длиной труб 4 м. число ходов продукта в пределах секции - три;
260
число поперечны рядов в секции-—6; осевой вентилятор с колесом ЦАГИ
УК-2М, частотой вращения 7 с_| и углом установки лопастей 15°; охлаждае-
мая среда — бензин; температура бензина на входе—1^0°C, на выхопе
—60 °C; температура воздуха па входе в пучок 25 °C.
Тепловой расчет выполнялся методом последовательных приближений,
так как при сформулированных условиях оптимизации заранее известна для
каждого значения S, установленная площадь /\ теплопередачи аппарата.
При этом задавались расходами бензина, и производился расчет в порядке
конструктивного с определением расчетной площади теплопередачи Гр. При
достижении совпадения FP с расчет заканчивался.
Анализ расчетных данных и графически г зависимостей на
рис. 6.12, построенных по расчетам, показывает, что увеличение
относительного шага щ от 1,0175 (Si = 58 мм) до 1,135 (5»! =
= 64,7 мм) не отражается на величине теплового потока Q,
Рис. 6.12. Влияние поперечного шага пучка на мощность вентилятора (а),
тепловой поток аппарата (б) и величину относительных комплексов (в)
мощность вентилятора уменьшается на 25%, а' расход труб на
аппарат сокращается па 10,8% по сравнению с чанными для
применяемого шага Si = 58 мм. В стапдартпзовагнных АВО при
Si =58 мм число труб в аппарате составляет 369 шт. При уве-
личении шага Sj до 64,7 мм число труб сокращается до 333 шт.,
а при Si = 68,2 мм — до 315 шт.
Последующий переход на более свободную шахматную ком-
поновку оребренных труб с m = 1,196 (Si=68,2 мм) приводит к
снижению тепловой мощности аппарата лишь на 4,3%, при этом
мощность вентилятора снижается в 1,39 раза, а расход труб
261
уменьшается в 1,17 раза по сравнению с базовым аппаратом
при 51 = 58 мм. Количество теплоты, отводимой 1 кВт мощно-
сти при единичном температурном, напоре А/ в аппарате с щ =
= 1,135, в 1,17 раза больше этого показателя Q/N\t для базо-
вого варианта (рис. 6.12, в).
Таким образом, относительный шаг решетки о,= 1,114... 1,20
удовлетворяет сформулированным условиям оптимальности и
рекомендуется для практиче
ского применения в ТВО вто-
рого поколения. Полученное
значение энергетически опти-
мального диапазона измене
ния шага о, равносторонней
шахматной компоновки также
подтверждается адекватными
расчетами [42] ТВО из бнме
таллических труб с накатны-
ми ребрами при ф л 20,73 и
17,5.
На рис. 6.13 показано вли
япис поперечного шага S]
шахматного пучка на моди-
фицированный тепловой поток
Q — nd0L2z/RSi (R— тепловое
сопротивление пучка; L — дли-
на пучка) ТВО с разным чис-
лом поперечных рядов из би-
металлических стандартных
труб q>=14,6 для постоянного
продольного шага S? = 50,2 мм
и одинаковой мощности при-
Рис. 6.13. Влияние поперечного шага
пучка из труб с у = 14,6 па тепло-
вой поток аппарата: а, б, в — =
= 1600; 800; 400 Вт/(м2-К) соответ-
ственно
вода вентилятора N = 20 кВт, полученное в результате
аналитического исследования [72] характеристик аппарата.
Шаг S2 соответствует его значению в ТВО первого
поколения с равносторонней тесной компоновкой. Увели-
чение поперечного шага Si от 64 до 72 мм (экономия
12% ребристых труб) не приводит к уменьшению теп-
лового потока в восьмирядных аппаратах при любом коэф-
фициенте теплоотдача продукта. Тепловой поток шестирядных
аппаратов с увеличением Si то 68...69 мм почти неизменен
в интервале теплоотдачи с внутренней стороны щ = 400...
...1600 Вт/(м2-К). Тепловой поток четырехрядных аппаратов
при изменении Si от 64 до 72 мм снижается на 10%, т. е. мед-
леннее по сравнению с сокращением поверхности теплообмена
аппарата. Уменьшение площади сеченая трубного пространства
вызовет соответствующее увеличение скорости продукта с по-
вышением его коэффициента теплоотдачи на 9%, что частично
компенсирует снижение теплового потока.
262
На основании изложенного и с учетом результатов вариант-
ных расчетов ТВО из оребренных труб d=56...57 мм с <р =
= 14,6... 22 перспективной является шахматная равнобедрен
пая компоновка, для которой Si~66...69 мм и S2=50,2...
. .. 55 мм. Следует рекомендовать ее для общепромышленных
ТВО третьего поколения, при этом экономия труб составит
10... 20% потребного количества в аппаратах первого поко-
ления.
На рнс. G.14 по опытным данным работы [49] построена
графическая зависимость теплового потока воздухоохлаждае-
мого шахматного пучка и среднелогарифмического температур-
ного напора от числа поперечных рядов оребренных труб с на-
витыми завальцованными ребрами б/ = 57 мм и tp=17,7. Внутри
Рис. 6.14. Влияние числа поперечных рядов пучпа на тепловой поток (а)
и средний температурный напор (б)
/, 2 — Re = 104» Re = 2 104 соответственно
труб пучка конденсировался водяной пар с температурой насы-
щения 100°С. Тепловой поток достигает предельного значения
в шестирядном пучке. При этом числе рядов наблюдается и
стабилизация температурного напора. Увеличение в пучке
z>6 не приводит к возрастанию величины отводимого тепло-
вого потока. Следовательно, в АВО, предназначенных для кон-
денсации паров энергоносителей, не следует применять тепло-
обменные секции с числом поперечных рядов оребренных труб
свыше шести.
В подавляющем большинстве случаев в АВО протекают тепловые про-
цессы без изменения агрегатного состояния энергоносителя и для таких це-
яей применяют серийные стандартизованные общепромышленные аппараты
АВГ. Применительно к этим аппаратам нами была выполнена технико-эко-
номическая оптимизация числа поперечных рядов. За критерий оптимизации
выбирались удельные приведенные годовые затраты 3yA=3/Q, которые рас-
263
считывались иа основе обшей концепции, изложенной, например, в работе
[22J Аппаратам с различными значениями числа рядов z соответствуют раз-
ные значения теплового потока Q и приведенных годовых затрат 3. В связи
с этим сопоставление аппаратов целесообразнее осуществлять по 31д. При-
веденные готовые затраты на \ВО рассчитывались ио выражению
3 = Г+/Г..Л , (6.25)
где Г — годовая стоимость эксплуатации; — нормативный коэффициент
эфф< ктпвпости капитальных затрат, принятый в расчетах 0,1о; 1 капи-
тальные затраты на АВО.
Годовая стоимость эксплуатации АВО
Г = Л + Р+Э, ’
(6.26)
где /1 = СаЛ — амортизация аппарата; Са=1/7—доля стоимости аппарата,
ежегодно отчисляемая на амортизацию; Т- срок амортизации в годах;
Р СРК годовые расходы на ремонт; СР - доля стоимости аппарата, еже-
годно отчисляемая на ремонт; Э = C3NBi — годовая стоимость электроэнергии,
расходуемой на привод вентилятора; N — мощность, потребляемая приводом
вентилятора; т—число часов работы АВО в году.
Капитальные затраты определялись ио формуле
Л — Ка11"ЬКм,
(6.27)
где Л.и,— стоимость АВО; Л’м — стоимость монтажа и перевозки АВО.
При расчетах численные значения коэффициентов в формулах (6.25)
. (6.27) принимались па основании действующих прейскурантов равными
Рис. 6.15. Зависимость удельных
годовых приведенных затрат от
числа поперечных рядов
1, 2— для частоты вращения венти-
лятора 7 и 3,5 с—1 соответственно
дов труб в аппаратах для
Ср = 0,055; С, = 0,02 руб/(кВт ч); т =
= 6000 ч/год; 7=14 лет. Стоимость
монтажа и перевозки аппарата оцени-
валась равной 20% стоимости АВО.
Стоимость аппарата принималась для
АВГ с длиной труб 4 м, трехсекциоп-
пого, трехходового в пределах секции
по трубному пространству и располо-
жением труб по равностороннему тре-
угольнику с шагом Si=S'2=64 мм.
Теплообменные секции собирались из
биметаллических труб с накатными
ребрами <р = 20,73. Охлаждаемой сре-
дой являлся бензин с температурой па
входе /|' = 150 °C, на выходе t" = 60 °C,
температура охлаждаемого воздуха иа
входе в аппарат /2' = 25 °C.
Изменение удельных годовых
приведенных затрат в зависимо-
сти от числа рядов труб пока-
зано на рис. 6.15. Минимум
удельных годовых приведенных
затрат имеет место в шестиряд-
ных секциях. Слетовательно, оп-
тимальное число поперечных ря-
охлаждения энергоносителей без
изменения их фазности также равно шести. Конструирование
АВО с четырех- и восьмпрядными секцияvи вызывает рост
удельных годовых затрат не более чем на 8 % по отношению
264
к минимальным затратам прч г1)ПТ- Однако применение н ЛВО
12-рядных теплообменных секций сопряжено с существенным
ростом удельных приведенных затрат иа аппарат, составляю-
щим 1,2... 1,1» раза по сравнению с оптимальным вариантом.
Теплотехническими расчетами и экспериментальными иссле-
дованиями [25] установлено, что для снижения массовой ха-
рактеристики трубного пучка без ухудшения агрегатной мощно-
сти аппарата следует применять ребра толщиной А = 0,25 . ..
...0,35 мм, а коэффициент оребрения трубы довести ю <р =
= 22 . . . 25, что приведет к снижению металлоемкости пучка
на 20... 35%. Требуемые параметры обеспечиваются в полном
объеме при оребрении труб алюминиевой лентой. Несмотря на
чисто технологические пренм щества труб с навитыми ребрами,
однозначный вывод о перспективности их применения в ЛВО
без определения энергетической >ффективности будет недоста-
точно аргументированным. В связи с этим нами выполнено со-
ответствующее расчетное исследование по сравнительному со-
поставлению энергетических характеристш основных копструь
тпвиы.х типов оребренных труб \ВО (табл. 6.2), необходимые
экспериментальные данные которых приведены в гл. 5. Для
сравнения выбирались грубы с предельно достигнутыми значе-
ниями коэффициента оребрения.
. Таблица 6.2
Конструктивные размеры труб
Номер 1 руоы п АВО Тип ребра Параметры ребер, мм
* 5 do
1 Нака гное 57,17 15,19 2.11 2,05 26,79 20,73
11 Навитое завал!.попа иное 57,0 14,0 2,51 0,3 25,0 22,0
Ill KLM-ребро 56,22 15,21 2,325 0,25 25,8 21,92
Во всех сравниваемых типах труб I...III наружный диаметр
несущей трубы принят du = 25 мм, толщина ее стенки 2,5 мм,
внутренний диаметр с?! = 20 мм, а материальное исполнение —
углеродистая сталь Ю. Глубина' завальцовки ребра трубы //
составляет ht = 0,3 мм.
Из труб /... /// компоновались теплообменные секции стандартизован-
ного АВО тина АВГ с длиной труб 4 м, трехсекциопного, трехходового но
продукту в пределах секции. Секция представляла шахматный шестирядиый
пучок равносторонней компоновки труб с оптимальным поперечным шагом
Sj = S2' = 64,4 мм. Аппарат укомплектован вентилятором УК-2М. Число ореб-
ренных труб в секции равно 111 шт., в аппарате — 333 шт., в одном
ходу — 37 шт.
Охлаждаемым продуктом является бензин давлением 4 МПа, движу-
щийся внутри труб и имеющий начальную температуру иа входе /^=150 °C,
конечную иа выходе из аппарата — ^"=60 °C. Температура охлаждающего
воздуха на входе в теплообменные секции принята равной 25 °C. На эти
исходные параметры были выполнены многоварнантные тепловые расчеты
ABQ из труб I ...III для частоты вращения вентилятора о=3,5 с_| н 7 с-1
при угле установки лопасти 20°. Теплоаэродинамические расчеты выполпя-
265
.шсь при условии нахождения точки совместной работы вентилятора I теп-
лообменных секций методом последовательных приближений до совпадения
расчетной тсплоперсдающей площади аппарата с установленной с точностью
до ±1,5%. Одной нз ха-
Рнс 6.16. Влияние конструктивного
оребренной трубы па тепловой ноток
/» //, ///—номера труб
геометрическим размерам и числу труб
На рис. 6.16 изображена зависимость теплового потока
АВО от мощности на перемещение воздуха для сравнивае-
мых типов оребренных
труб. При M = idem неза-
висимо от интервала за-
трат мощности аппарат
пз труб с KLM-ребрами
в одинаковых габаритах
передает тепловой поток
в среднем па 16% боль-
ше аппарата пз труб с
накатными ребрами, теп-
ловая характеристика
которого является нап-
худшей. Тепловой поток
АВО из труб с завальцо-
ванными ребрами па
10% превышает тепло-
вой поток аппарата нз
труб с накатными ребра-
ми. Полученные соотно-
шения не изменяются и
в координатах Q =
=f(Q/N&t) (рис. 6.17, а)
и свидетельствует о нан
большей тепловой эф-
фективности АВО пз
труб с KLM-ребрами.
Анализ относительных
массовых (рис. 6.17,6)
характеристик M = Q/Ght
АВО I...U1 при £ =
= Q/NAt = idem показы-
рактерных черт таких рас-
41 тов является симбиоз по-
верочного и проектного.
Это вытекает из условий
сравнения АВО прн оди-
наковых фронтальном се-
чении теплообменных сек
цпй п занимаемом iimii кон-
структивном объеме Иц =
= 4,885 м3.
типа Масса труб пучка С
.АВО сравниваемых АВО опре-
делялась прямым расчетом
по приведенным в табл. 6.2
в аппарате.
Рпс 6.17. Зависимости тепловой (а),
массовой (б) п объемной (в) характе-
ристик АВО от энергетического коэф-
фициента
/, //, /// — номера грнб
266
вает, что 1 кг металла труб с KLM-ребрами отводит теплоты в
1,57 раза и с завальцованпыми ребрами в 1,38 раза больше ио
отношению к такому же показателю АВО из труб с накатными
ребрами. Теплонаиряжениость единицы массы трубного пучка
АВО с накатными ребрами является наихудшей. Что касается
эффективности использования единицы конструктивного объема
пучка теплообменных секций, то и здесь наиболее благоприят-
ные значения относятся к трубам с KLM-ребрами и на 17% пре-
вышают эту характеристику для накатных ребер при Q/=
= idem (рис. 6.17,в). Объемная тепловая характеристика АВО
из труб с завальцованпыми ребрами занимает промежуточное
положение.
Таким образом, расчетные сопоставления АВО ио тепловому
потоку, массовой и объемной характеристикам показали, что
при равных затратах мощности на перемещение воздуха через
секциц пли равном энергетическом коэффициенте Е наилучшие
показатели характерны для труб, оребренных навитыми KLM-
ребрами. Полученный вывод является основанием для измене-
ния технической политики в области проектирования и выбора
направления совершенствования отечественных АВО на бли-
жайшую перспективу.
В заключение приведена величина экономии алюминия от изменения про-
порции между тинами изготавливаемых труб, приняв за базу годовой вы-
пуск оребренных труб для ЛВО в количестве 10 млн м. Если заменить 70 %
производимых труб с на кати II ми ребрами на такое же процентное! соотноше-
ние труб с KLM ребрами, то с учетом их повышенной тепловой эффектив-
ности экономия алюминия, являющегося стратегическим сырьем, составит
пс менее 3500 т в год. Энергосбережение будет обусловлено меньшим па
20. .35% аэродинамическим сопротивлением пучка с KLM-ребрами но
сравнению с накатными
Рекомендации ио применению конкретного конструктивного
типа оребренной трубы в ЛВО должны также учитывать экс-
плуатационную тепловую надежность трубы в конкретном тем-
пературном диапазоне Общим свойством биметаллических
труб является появление при определенных температурах ще-
левого зазора с дискретным характером контактирования реб
ристой оболочки с несущей трубой При, многоцикловом темпе-
ратурном нагружении оребренной биметаллической трубы кон-
тактный зазор может исчезать пли оставаться, возникнув прн
температуре выше предельной для кад того типа ребра. В прак-
тическом отношении эксплуатация. АВО в таких температурных
диапазонах недопустима из-за снижения теплового потока про-
тив расчетного.
Приводимые в зарубежных источниках данные для конкретных типов
ребер АВО но допустимым предельным температурам противоречивы [91],
ограничиваются констатацией численного значения температуры без соответ-
ствующего его обоснования. Для биметаллических труб с накатными алю-
миниевыми ребрами ведущие фирмы-изготовители приводят следующие зна-
чения предельной температуры охлаждаемого продукта на входе в АВО:
250, 280, 300 °C. Разные фирмы, специализирующиеся иа выпуске АВО из
труб с KLM-ребрами, ограничивают предельное значение t'\ для этого типа
267
ребер разными значениями, например 310 и 250 °C. Как правпчо, большие
значения l'i рекомендуются фирмой, выпускающей трубы с этим конкретным
типом оребрения. Не последнюю роль в этом процессе играют н вопросы
конкурентной борьбы.
Для получения надежных научно обоснованных допускае-
мых значений температуры продукта на входе в аппарат для
ребристых труб отечественного производства нами было выпол-
нено исследование биметаллических труб с; накатными ребрами
I и навитыми KLM-ребрами ///, параметры которых приведены
в табл. 6.2. Был разра-
ботап и реализован ал-
горитм решения этой за-
дачи, заключающейся в
следующем. Расчетно-
аналитическим способом,
используя полученные
крнгерпальпые уравне-
ния по теплоотдаче и
аэродинамическому со-
противлению анализи-
руемых типов ребер, вы-
числялись значения теп
левого потока Q и мощ-
ности вентилятора N для
ЛВО конкретного кон-
структивного исполнения
по трубам и режиму ра-
боты вентилятора. Моде
лировалпсь условия для
Рнс. 6.18. Влияние начальной температуры
охлаждаемого Продукта иа тепловой но-
ток ЛВО
/, III—номера труб но табл. 6.2
идеального соединения ребер с несущей грубой, при котором
отсутствует ТКС, и для реальных значений ТКС, соответствую-
щих рассчитываемому температурному режиму. Вариантные
расчеты выполнялись применительно к стандартизованному
АВО типа АВГ с характеристиками по табл. 6.2.
В качестве охлаждаемого продукта принято дизельное топ-
ливо [63], температуры которого в рассчитываемых' вариантах
были равны на входе в аппарат /'i = 350°C, на выходе l"t —
= 275°C; /'. = 300°С, t"l = 225°C; Г,= 250°С; /", = 220°С;
f',=200°C; t'\ = 150°C; Г, = 150 °C; = 100 °C. Температура
охлаждающего воздуха иа входе в теплообменные секции равна
25 °C.
На рис. 6.18 для сравниваемых типов труб /, /// изобра-
жены зависимости теплового потока АВО от температуры ох-
лаждаемого продукта на входе в аппарат при частоте враще-
ния вентилятора щ = 7,5 с ’. Тепловой поток аппарата пз труб
с KLM-ребрами почти не изменяется с увеличением темпера-
туры t'। 270 . .. 275 °C. Кривая Q=f(l'i) отклоняется в поло-
жение, близкое к параллельному оси абсцисс В количествен-
ном отношении это выглядит следующим образом. Повышение
268
/', от 225 до 275 °C сопровождается увеличением теплопроп ’во-
штельности в 1,2 раза, но при температурном диапазоне роста
t't от 275°C до 325°C тсплопротводптельность возрастает
только в 1,083 раза, происходит заметное ухудшение эксплуата-
ционной тепловой характеристики. Природа этого факта со-
стоит в превалирующем увеличении ТКС по сравнению с ос-
тальными термическими сопротивлениями теплопередачи
трубы. Различие в коэффициентах линейного температурного
расширения несущей трубы и ребра при этой температуре вы-
зывает нарушение плотности соединения юнтактных поверхно-
стей, уменьшается активная площадь механического контакта
Рис. 6.19. Тепловой поток АВО при различных температурах и разных значе-
ниях ТКС: а — /,' = 350 °C, //' = 275 °C; б — //=150 °C, /,"=100 °C
I, 2 — соответственно трубы ///. / по табл. 6.2; 3. -/ — трубы ///. Л при RK = 0 и- K/Вт
внутренней поверхности полки KLM-peopa с внешней поверх-
ностью трубы. Следовательно, для труб с KLM ребрами пре
дельная допустимая температура продукта, при которой обе-
спечивается устойчивая при многопикловом температурном на-
гружении тепловая характеристика АВО, равна значениям /,'=^
5^270. . .275 °C.
Для труб с накатными ребрами описанная картина возни
кает при температуре продукта /',2>295 . .. 305 °C. Поэтому в
АВО с накатными ребрами за предельно допустимую темпера-
туру продукта следует принять значения /',^300 °C.
Для охлаждения продукта (энергоносителя) с температурой
Г, >300 °C следует использовать АВО из труб с навитыми за-
вальцованны мп ребрами. По данным рис. 6.18 видно, что при
/',>260°C эффективнее отводится тепло в АВО из труб с на-
катными ребрами. С ростом /,' эта закономерность усиливается
и для /,' = 350 °C расхождение в тепловом потоке Q достигает
13%. Полученный результат подтверждается сравнительным
269
сопоставлением данных рнс. 6.19, на котором показано в лога
рифмпческих координатах изменение теплового потока АВО
для обоих типов ребер от мощности вентилятора. Расчетньп
точки, расположенные слева, соответствуют о> = 3,5 с-1, а
справа — <о = 7с-1. Здесь же нанесены кривые Q = f(N) для пде
ального соединения ребер с трубой, при котором RK = 0 м2-К/Вт.
Тепловой поток Q при A=cons( аппарата с KLM-ребрами па
5... 11% превышает этот параметр для накатных ребер во
всем температурном интервале t'i от 150 до 350 °C при режим»
работы вентилятора ь> = 3,5 с-1. С увеличением частоты враще-
ния до w = 7 с-1 отмеченная закономерность претерпевает изме-
нение, заключающееся в том, что начиная с /',>260 °C тепло-
вой поток труб с KLM-ребрами ниже этого параметра для на
катного ребра.
Потенциальная возможность повышения теплопропзводп-
тельностп АВО при N — const (рис. 6.19) только от совершен-
ствования механического контакта, направленного на снижение
/?к от значений в серийных трубах до RK = 0 м2-К/Вт в пре-
дельном идеальном случае, составляет 1,075... 1,24 раза для
накатных ребер п 1,12. ..1,54 раза для KLM-ребер. Меньшие
значения интервалов относятся к низкотемпературным режи-
мам эксплуатации АВО, большие — для /'| = 350°С. Улучшение
тепловой характеристики АВО интенсификацией контактного
теплообмена является энергетически выгодным способом, так
как ие требует дополнительны затрат мощности иа перемеще-
ние воздуха.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Альбом технологических схем процессов переработки нефти и газа /
Под ред. Б. И. Бондаренко. — М.: Химия, 1983.— 128 с.
2. Антуфьев В. М. Эффективность различных форм конвективных по-
верхностен нагрева. Ч; Л.: Энергия, 1966.— 181 с.
3. Бакластов А. М., Зайцев В. Г., Кунтыш В. Б. К вопрос) о контакт-
ном теплообмене в аппаратах воздушного охлаждения // Известия вузов.
Энергетика. — 1982. - № 11. — С. Г.4 ... 116.
4. Будов В. М., Дмитриев С. М. Форсированные теплообменники ЯЭУ.
М.: Энергоатомпздат, 1989. — 176 с.
5. Бунеев Б. Г. Процесс н инструменты для оребрения труб лептон:
Автореф. дис. на сонск. уч. степени канд. техн. наук. М.: 1984.— 18 с.
6. Бурков В. В. Алюминиевые теплообменники сельскохозяйственных и
транспортных машин.—Л.: Машиностроение, 1985 —-239 с.
7. Бурков В. В., Индейкин А. И. Автотракторные радиаторы. — Л.: Ма-
шиностроение. 1978. - 216 с.
8. Васильев Ю. Н., Марголин Г. А. Системы охлаждения компрессор-
ных и нефтеперекачивающих станций. — М.: Недра, 1977. — 222 с.
9. Гоголин В. А. К оптимизации воздушных аммиачных конденсато-
ров // Холодильная техника. — 1980. — № 5. - - С. 21. .. 26.
10. Голуиов А. М., Сещенко Н. С. Охлаждающие устройства масляных
трансформаторов, - - М.: Энергия, 1976.— 216 с.
11. Евенко* В. И., Анисин А. К. Повышение эффективности теплоотдачи
поперечно омываемых пучков труб // Теплоэнергетика.— 1976. — № 7.—
С. 37 . .. 40.
12. Жукаускас А., Жюгжда И. Геппоотдача цилиндра в поперечном по-
токе жидкости Вильнюс: Мокслас, 1979 940 с.
13. Жукаускас А. А. Конвективный перенос в теплообменниках. — М.:
Паука, 1982.--472 с.
14. Жукаускас А., Улинскас Р. Теплоотдача поперечно обтекаемых пуч-
ков труб. — Вильнюс: Мокслас, 1986 —204 с.
15. Жукаускас А. А., Улинскас Р. В., Зинявичюс Ф. В. Влияние компо-
новки шахматного пучка на местную теплоотдачу оребренной трубы в по-
перечном потоке вязкой жидкости // Труды АН Лит. ССР. Сер. Б — 1986 —
Т. 3 (154). —С. 78... 84.
16. Жукаускас А. А., Улинскас Р. В., Зинявичюс Ф. В. Местные харак-
теристики теплоотдачи и обтекания шахматных пучков ребристых труб //
Труды АН Лит. ССР. Сер. Б.— 1984.—Т. 2 (141).— С. 46 ... 53.
17 Жукаускас А. А., Улинскас Р. В., Зинявичюс Ф. В. Сопротивление
формы поперечно обтекаемых пучков оребренных труб // Труды АН Лит
ССР. Сер. Б, — 1988. —Т. 4 (167). —С. 87 ... 95.
18. Жукаускас А., Улинскас Р., Катинас В. Гидродинамика п вибрации
обтекаемых пучков труб,—Вильнюс: Мокслас, 1984,—312 с.
_ 19. Зайцев В. Г. Интенсификация контактного теплообмена в аппаратах
с биметаллическими ребристыми трубами: Автореферат дис. на сонск. уч.
степени каид. техн., наук. — М.: 1984.— 18 с.
271
20. Зозуля Н. В., Хавин А.А., Леонова В. И. Исследование влияния раз-
реженности пучков из ребристых труб на( их тенлоаэродннамическне харак-
теристики // Теплопроводность н конвективный теплообмен: Респ. межве-
домств. сб. — Киев: Нах'кова думка. 1980. С. 36 ..38
21. Иохведов Ф. М. Исс гедованне местных и средних коэффициентов
теплоотдачи и аэродинамического сопротивления пучков труб со спираль-
ными разрезными ребрами: Автореферат дне. иа соиск. уч степени канд.
техн. наук. — Л.: 1976. — 24 с.
22. Интенсификация теплообмена в испарителях холодильных машин /
А. А. Гоголип, Г. И. Данилова, В. М. Аззрсков и др.; Под общей ред.
А. А. Гоголина.--М.: Легкая и пищевая пром ть, 1982. — 224 с.
23. Интенсификация термического контактного сопротивления в резуль-
тате изменения технологии изготовчения биметаллических оребренных труб/
Г. А. Марголин, В. Б. Кунтыш, Л. М. Федотова и др. // Подготовка и пе-
реработка газа и га ювого конденсата: Рсф. научи.-техн. сб. / ВНИИЭгаз-
нром,— 1983. - - Вып. 1 —С. 13 ..21.
24. Интенсификация теплообмена. Т. 2. Успехи теплопередачи / Под
ред. А А. Жукаускаса н Э. К. Калинина. - Вильнюс: Мокслас, 1988.— 188 с.
25. Исследование влияния геометрических и технологических параметров
навитых завальцованных ребер на теплоотдач', и аэродинамическое сопро-
тивление пучков труб / В. Б. Кунтыш, А. Э. Пнпр, М. А. Топоркова и др.
// Известия вузов. Энергетика. — 1980. — № 10. — С. 65 . . . 70.
26. Исследование теплообмена в шахматных пучках труб аппаратов воз-
душного охлаждения / В. Б. Кунтыш, М. А. Топоркова, В. П. Гришин и др.
// Химическое и нефтяное машиностроение. -1983 № I. — С. 39... 41.
27. Исследование теплоаэродппамнческих характеристик пучков труб
различных материальных исполнений н форм оребрения // Научный отчет
Арханг. лесотехн, нн-т; Рук. В. Б. Кунтыш.— Пив. № Б921123. - Архан-
гельск, 1980.— 78 с.
28. Карпов С. В., Туннель Г. Е., Максимов Н. И. АВО газа: эффектив-
ность использования // Га юная промышленность. 1989. — № 4.—
С. 46 . . . 48.
29. Керн Д., Краус А. Развитые поверхности теплообмена. — М.: Энер-
гия, 1977 -464 с.
30. Кириллов П. Л., Юрьев Ю. С., Бобков В. П. Справочнш по тепло-
гидравлическим расчетам (ядерныс реакторы, теплообменники, парогенера-
торы).— М.: Эиергоатомнздаг. 1984. — 296 с.
31. Козлова Л. Г., Нелипович В. И., Эпик Э. Я. Теплоотдача шахматного
пучка, образованного спаренными цилиндрами // Теплообмен в энергетиче-
ских установках: Респ. межвсдомств. со. - Киев: Паукова думка.— 1978.—
С. 94 . . 98
32. Конвективный тепло- и массопереиос / В. Каст, О. Кришер, Г Ран-
пике и др. / Пер. с нем.— М.: Энергия, 1980. 40 с.
33. Крюков Н. П. Аппараты воздушного Очлаж тения — М. Химия,
1983. — 168 с.
34. Кузнецов Н. М., Федотова Л. №. Кунтыш В. Б. Влияние коэффи-
циента оребрения трубы и геометрии шахматного пучка на интенсивность
теплоотдачи газового потока // Известия вузов. Энергетика. 1986. № 6 —
С. 99. . . 102.
35. Куитыш В. Б.. Иохведов Ф. М. Влияние числа рядов и компоновки
поперечно обтекаемого ребристого пучка иа местную теплоотдачу последних
рядов труб // Известия вузов. Энергетика. — 1979. — № 3. — С. 56 . . . 59.
36. Кунтыш В. Б., Иохведов Ф. М. Исследование теплообмена н аэроди-
намического сопротивления труб с круглым эксцентричным ребром // Изве-
стия вузов. Приборостроение,— 1980 - - Т. XXIII.— № 2.— С. 91 ...95.
37. Кунтыш В. Б. Иохведов Ф. М. Исследование теплоотдачи н аэроди-
намического сопротивления поперечно обтекаемых цилиндров с различной
формой спирального оребрения // Известия вузов. Приборостроение —
1975. Т. Will. №2.— С. 118. .123.
272
38. Кунтыш В. Б., Иохведов Ф. М. Экспериментальное исследование
местных коэффициентов теплоотдачи труб со спиральными ребрами и по-
перечно обтекаемых ребристых пучках // Известия вузов. Энергетика
1977,- № 2.— С. 105... ПО.
39. Кунтыш В. Б., Иохведов Ф. №.. Гаиин Г. М. Калориметрическое
устройство комплексного исследования местной теплоотдачи поперечно оре-
бренных тр»б / Арханг. лесотехн. пн-т. Архангельск, 1978.- -12 с.
40. Кунтыш В. Б., Кузнецов И. М., Федотова Л. М. Обобщенные крите-
риальные зависимости по теплоотдаче и аэродинамическому сопротивлению
шахматных пучков аппаратов воздушного охлаждения из груб с завальцо-
вапными ребрами / Арханг. лесотех. нн-т — Архангельск, 1986,— 15 с,— Деп.
в ЦИНТИхпмнефтемаш 12.12.86. № 1631-ХН86.
41. Кунтыш В. Б., Мелехов В. И. Теплоотдача и аэродинамическое со-
противление одно- и дв> хрядных пучков ребристых труб в потоке возду ха
// Технология и оборудование дсревообрабат. пр-в.: Межвсз. сб. науч, тр /
ЛТА. — Л,- 1989. — С. 85 . . . 90.
42 Кунтыш В. Б., Мелехов В. И., Федотова Л. М. Исследование тепло-
вой эффективности, массовых и габаритных .характеристик трубчатых оре
бренных поверхностей аппаратов воздушного охлаждения / Арханг. лесо-
техн. нн-т. — Архангельск, 1988. — 18 с. — Деп. в ЦИНТИ.химнсфтемаш
28.03.88, № 1810—ХН88.
43. Кунтыш В. Б., Пиир А. Э. Исследование и проектирование энерго-
I матерналосберегающнх конструкций оребренных трубных пучков аппаратов
воздушного охлаждения // Актуальные проблемы комплексного использова-
ния лесных ресурсов на Европейском Севере. Сб. науч. ст. / АЛТИ. Ар-
хангельск, 1989. - С. 173 . . . 174.
44. Кунтыш В. Б., Пиир А. Э., Герасименко А. Н. Теплообмен п аэродн
намнчсское сопротивление шахматных пучков с переменным числом труб в
рядах Ц Известия вузов. Энергетика. — 1990. — № 5. — С. 82 . . . 86.
45. Кунтыш В. Б, Пиир А. Э., Федотова Л. М. Исследование контакт-
ного термического сопротивления биметаллических оребренных труб АВО //
Известия вузов. Лесной журнал.— 1980. — № 5. — С. 121 ... [26.
46. Кунтыш В. Б., Стенин Н. Н. Исследование пучков оребренных биме-
таллических труб с различным числом поперечных рядов // Холодильная
техника. — 1990. — № 6. — С. 10 ... 17.
47. Кунтыш В. Б., Топоркова М. А. Влияние разрыва в межтрубном
пространстве па теплообмен и аэродинамическое сопротивление шахматных
пучков из оребренных труб // Теплоэнергетика. — 1982 — №6. — С. 61 .
63.
48. Кунтыш В. Б. Топоркова М. А., Гришин В. П. Теплообмен в пучках
из трх'б с L-образнымн профилированными ребрами // Энергомашинострое-
ние. — 1983. — № 4. — С. 3 ... 5.
49. Кунтыш В. Б., Федотова Л. М. Сравнение мето юв моделирование теп-
лообмена в оребренных тру’биых пучках // Холодильная техника.— 1981.—
№ 12. — С. 25 ... 28.
50. Кунтыш В. Б., Федотова Л. М.. Кузнецов Н. М. Влияние геометрии
пучка оребр< иных труб на теплоотдачу и сопротивление // Холодильная
тех....<а.— 1981.— № 8.— С. 25 . .. 28.
51. Кунтыш В. Б., Федотова Л. М., Кузнецов И. М. Теплообмен н со-
противление оребренных труб пучков с неравномерными шагами в аппаратах
воздушного охлаждения // Известия вузов. Энергетика. — 1982.—№ 2.—
С. 60 ... 65.
52. Кунтыш В. Б., Федотова Л. М., Марголин Г. А. Влияние на тепло-
передачу некоторых технологических факторов изготовления оребренных
труб // Подготовка и переработка газа и газового конденсата: Реф. научн.-
техн. сб. / ВНИИЭгазпром. — 1980. — Вып. 3. С. 21 . . 26.
53. Легкий В. М., Жолудов Я. С., Геращенко О. А. Локальный теплооб-
.мен одиночной поперечно омываемой круглой трубы с внешним кольцевым
оребрением // Инж.-физ. жури.— 1976. - Т. XXX.—№ 2,—С. 274 .. .280
18
273
54. Легкий В. М., Тупицын Ю. К. Некоторые особенности теплообмена
в поперечно омываемых пучках труб с внешним спирально-ленточным ореб-
рением // Известия вузов. Энергетика.— 1978. — № 2 — С. 86 . .. 90.
55. Лисин В. В., Чепуриенко В. П. Исследование теплообмена в пучках
из литых ребристых тр^б // Холодильная техника.— 1976.— № 9.—
С 25 . . 27.
56. Локшии В. А., Кокая В. И. О применении метода локального тепло-
вого моделирования при исследовании теплоотдачи пучков тр' б с пстельно-
проволочны',1 оребрением / ВТИ.— М.: 14 с,— Деп. в Информэнерго,
№ 1014-эи
57. Локшин В.. А., Фомина В. Н. Обобщение материалов но эксперимен-
тальном v исследованию сопротивлении ребристых пучков труб // Теплоэнер-
гетика. — 1978. — № 6. — С. 36 ... 39.
58. Локшин В. А., Фомина В. Н.. Титова Е. Я. Об одном из методов интен-
сификации конвективного теплообмена в гладкотрубных поперечно омывае-
мых пучках // Теплоэнергетика. - 1982.— № 11.- С 17... 18.
59 ' Маньковский О. Н., Толчинский А. Р., Александров М. В. Теплооб-
менная аппаратура химических производств. -Л.: пмия, 1976. — 368 с.
60. Марголин Г. А., Головкин А. К., Кондякова Н. И. Аппараты воздуш-
ного охлаждения общепромышленного назначения: Каталог. Часть I. — М.:
ЦИНТИхимнефтемаш, 1988.— 13 с.
61. Математическая модель конвективного теплообмена на оребренных
поверхностях / Р. М. Петриченко. В. Д. Красильников, В. Д. Перч н др. //
Энергомашиностроение. - • 1978. — № 10. — С. 18 . . 20.
62. Методика расчетов энергетически эффективных «нметзллнческнх ка-
лориферов лесосушильных камер / Е. С. Богданов. В. Б. Кунтыш, В. И. Ме-
лехов и др. // Экономика и нормирование ресурсов: Сб. трудов /
ЦНИИМОД. — Ар;ангельск, 1984. — С. 41. 51.
63. Методика теплового н аэродинамического расчета аппаратов воздуш-
ного охлаждения. — М.: BHI 1Инефгемаш, 1981. 101 с.
64. Ми,ай В. К. Моделирование теплообменного энергетического обор)
довання Л.: Энергоатомпздат, 1987. 2<>4 с.
65. Мигай В. К., Фирсова Э. В. Теплообмен н гидравлическое сопротив-
ление пучков труб. — Л.: Наука, 1986. — 195 с.
66. Михеев М. А., Михеева И. М. Основы теплопередачи — М.: Энергия,
1973. — 320 с.
67. Обобщенное уравнение аэродинамического сопротивления трубных
пхчков в аппаратах воздушного охлаждения / В. Б. Кунтыш, А. Э. Пннр,
Л. ф. Колобова и др // Химия н технология топлив н масел. 1979. —
№ 5. — С. 29 . . . 31.
68. Оребренные поверхности нагрева паровых котлов / Г II Левченко,
И Д. Лпсенкнн, А М. Копслновнч н др. М. Энергоатомпздат, 1986. —
168 с.
69. Орехов А. П., Коникевич Е. И., Сапожников В. В. Исследование теп-
лоотдачи и сопротивления поперечно омываемых пучков труб // Известия
вузов. Энергетика.— 1988.—№8. — С. 102 104.
7О. _ Перч В. Д. Результаты экспери ментального исследования локального
теплообмена на трубах с кольцевыми ребрами при поперечном обтекании по-
током воздуха // Труды Николаевского кораблестроительного института. —
1977. — Теплоэнергетика и хладотехника. — Вып. 124. • С. 33 ... 39.
71. Пиир А. Э., Кунтыш В. Б. Выбор коэффициента оребрения труб и
скорости воздуха в аппаратах воздушного охлаждения при обработке раз-
личных продуктов // Химическое н нефтяное машиностроение — 1977 -—
№ 6.— С. 10...11.
72. Пиир А. Э., Кунтыш В. Б. Исследование характеристик аппаратов
воздушного охлаждения на математической модели / Арханг. лесотехн,
ин-т. Архангельск, 1989. — 23 с. — Деп в ЦИНТИхимнефтемаш 7 08.89
№ 2031-ХН89.
73. Письменный Е. Н. Исследование течения на поверхности ребер по-
274
перечне оребренных труб//Ииж.-физ. журнал.— 1984. Т. XVII. Ха 1.
С. 28 .. . 34.
74. Письменный Е. Н., Легкий В. М. К расчету теплообмена многоряд-
ных шахматных пучков труб с кольцевым оребрением // Теплоэнергетика. —
1984. №6. -С. 62... 66.
75. Портянко А. А., Локшин В. А., Фомина В. Н. Загрязнение поперечно
омываемых пучков труб с приварным спирально-ленточным оребрением //
Теплоэнергетика. 1980. V» 12. — С. 61 . .. 63.
76. Промышленные тепломассообменные процессы и установки /
А. М. Бак ластов, В. А. Горбенко, О. Л. Данилов и др.; Под ред А. М. Бак-
ластова. — М.: Эисргоатомнздат, 1986. — 328 с.
77. Пронин В. А. Измерение гидродинамических характеристик п тепло-
отдачи в тесных поперечно обтекаемых трубных пучках. Энергетически эф-
фективный способ размещения труб в пучке.: Автореферат дне. на соиск уч.
степени канд. техн, наук М.: МЭИ.— 1990. — 20 с.
78. Расчетно-аналитическое определение термического контактного со-
противления труб с навитыми завальцоваииыми ребрами / В. Б. Кунтыш,
В. И. Мелехов, Л. М. Федотова и др. // Известия вузов. Лесной журнал. —
1987. — № 2. С. 62... 68
79. Ройзен Л. И., Дулькин И. Н. Тепловой расчет оребренных поверхно-
стен. М.: Энергия, 1977. — 256 с.
80. Сасин В. И. К вопросу определения термического сопротивления кон-
такта в ребристых отопительных приборах // Новое саннгарно-техническое
оборудование -М.. НИИсаитехннка, 1978. — №50. — С. 5... 10.
81. Сенатов И. Г., Жадин С. И., Меремянский А. Е. К вопросу об опре-
делении эффективности спнральноиакатного оребрения теплообменников кон-
диционеров // Инженерное обеспечение объектов строительства /
ВНИИГС. — М 1984, —Серия 9. —Вып. 8, —С. 12. 46.
82. Совершенствование систем охлаждения компрессорных установок
С. Г. Соколов, Я. А. Берман, 1О. II Марр и др. // Химическое и нефтяное
машиностроение. 1981. №9. — С. 19... 21.
83 Справочник по теплообменникам: В 2 ч. Т. 1. / Пер. с англ.; Под
ред. Б. С. Петухова, В. К. Шикова. — М Энергоатомнздат, 1987,- 560 с.
84. Теплоаэродинамические характеристики алюминиевых еппральнона-
катпых груб вентиляционных во щухонагревателеп / В. Б. Кунтыш,
П. Н. Стенин, Л. Ф. Краснощеков и др. // Индустриальные системы венти-
ляции н кондиционирования воздуха: Сб. науч тр. / Всесоюзн. научно-
исслед. ин-т гидромеханизации, сан.-техн, и специальных работ. - Л.:
1990.— С. 119... 126.
85. Уонг X. Основные формулы и данные по теплообмену для инжене-
ров.— М.: Атомнздат, 1979. — 213 с.
86. Федотова Л. М., Кунтыш В. Б., Кузнецов Н. М. Теплоотдача и со-
противление пучков, оребренных навитой лентой, труб аппаратов воздушного
охлаждения с различным числом рядов // Известия вузов. Энергетика.—
1980, —№ 5.— С. 112... 115.
87. Федотова Л. М., Кунтыш В. Б. Теплообмен и аэродинамическое со-
противление оребренных трубных пучков биметаллических калориферов //
Состояние и перспективы развития сушки древесины: Тез. докл. к Всесоюз.
науч.-техн. совещ. (10 13 сект. 198.) г.) - Архангельск, 1985. — С. 193.
. . 196.
88. Хавин А. А. Исследование теплоотдачи н сопротивления пучков с
приварным спирально-ленточным оребрением и результаты внедрения Авто-
реферат дне. на сонск. уч. степени канд. техн. наук. Киев, 1975. — 32 с.
89. Характеристики пучков труб аппаратов воздушного охлаждения /
В. Б. Кунтыш, А. Э. Пиир, Л. М. Федотова и др. // Хпугия и технология
топлива и масел. — 1980. — № 5. — С. 15 ... 18.
90. Шмеркович В. М., Сухорукова В. Г. Аппараты воздушного охлажде-
ния в химическоп промышленности // Обзоры по отдельным вопросам в хи-
мической промышленности / М.: ННПТЭХИМ.-- 1976,—Вып. 8 (98).—35 с.
18*
275
91. Шмеркович В. М. Современные конструкции аппаратов воздушного
охлаждения // Обзор информ Сер. Химнческо< н нефтеперерабатывающее
машп"остроенне. — М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1979. — 70 с.
92. Экспериментальное исследование теплоотдачи и сопротивления пуч-
ков АВО из биметаллических труб / В. Б. Кунтыш, Л. Э. Пиир, А. И Его-
ров и др. // Известия вузов. Энергетика. — 1977. — Кв 12. — С. 89. .93.
93. Экспериментальное исследование теплоотдачи и сопротивления пуч-
ков аппаратов воздушного охлаждения из биметаллических высокоребрнстых
труб / В. П. Чепуриенко, А. Е. Лагутин. Л. Л. Пархоменко и др. // Холо-
дильная техника и технология Республ. мсжвед. науч.-техн, сб —Киев
Техника. — 1986. — Вып. 42. — С. 8 . . . 13.
94. Юдин В. Ф. Теплообмен поперечно оребренных трхб. Л.: Маши-
ностроение, 1982. 189 с.
95 Eckels Р. W., Kabas Т. J. Heal Transfer ami Pressure Drop of Typi-
cal Air Cooler Tinned Tubes//Transactions of the AS.ME.— 1985. — Februa-
ry. — Vol. 107. — P. 198 ... 204.
96. For Thermal capability for the life of the air cooled heat exchan-
ger, Bl Y EXTRUDED ALUMINUM FINNED TUBES... yon can SEE the
difference. Information HUDSON PRODUCTS CORPORATION//Heat trans-
fer engineering. 1980. — Vol. 1. —Nr. 4.
97. Groehr. H. G. Wiirme- und stromungstechiiische Untersuchiingen an
einem querdurchstromten Rohrbiindel— Warmeaiistauscher mlt niedrig berlp-
pten Rohren bei gro-EN Reynolds — Zahleii // Bericht der Kernforschungsan-
lage, Julich Ombll. — 1977 — JUL — 1462. - 45 s.
98. Manheit M., Freim J. Effect of tube bank inclination on the ther-
mal hydiaulic performance of aircooled heat exchangers// Heat Transfer
Eng. — 1987, —Vol. 9,- No. L —P. 19... 24.
У9 Springe W. High Heat Transfer Rate at Low Pressure Drop Using
Aerodyiiaiitically Profiled Finned Tubes//GEA -Research. Bochum, 4 s.
100. Vampola J. Prextup tepla a tlakove Ztraty prt proudeni plyuu sva/
kein Zcbrovatiych trubek. TECHN1CKE PRIRUCKY 8. — Stani vyzkumny us-
tav pro staxb strojn, PR AHA — BECHOVICE, 1984 116 Str.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие 3
Введение . . .7
Глава первая. Конструкции ТВО и их основных элементов . 11
I.I. Назначение н области применения ТВО . —
1.2. Технические характеристики ТВО . ................. 16
1.3. Анализ конструктивных характеристик трубных пучков ТВО . 23
1.4. Анализ перспективных конструкций н тенденций развития ореб-
ренных труб ТВО . . . . . . 30
1.5. Вентиляторы ТВО . 46
Глава вторая. Основы теплоаэродинамического расчета ТВО . 56
2.1. Уравнения теплового расчета ТВО..........................
2.2. Коэффициент теплопередачи биметаллических оребренных труб
ТВО ..... ... . . 60
2.3. Средний температурный напор ТВО 64
2.4. Гидравлический и аэродинамический расчеты ТВО . . .66
2.5. Выбор коэффициента оребрения трубы и скорости воздуха в ТВО
при тепловой обработке различных продуктов . . 71
Глава третья. Методы экспериментальных исследований оребрен-
ных пучков . ................................................ 76
3.1. Программа и область исследовании...................
3.2. Экспериментальные установки и конструкции калориметров 78
3.3. Определение средней теплоотдачи пучка ................... 98
3.4. Определение местных коэффициентов теплоотдачи оребренной
трубы............................................................102
3.5. Методы определения н расчета термического контактного сопро-
тивления ............................... . . 10"»
3.6. Выбор определяющих параметров . ... 108
3.7. Экспериментальное исследование теплоотдачи пучков ТВО раз-
личными методами теплового моделирования . . 114
Глава четвертая. Местные характеристики обтекания и теплоот-
дачи пучков оребренных труб..................................130
4.1. Механизм обтекания труб в оребренных пучках.................. —
4.2. Местные коэффициенты теплоотдачи пучков труб со спираль-
ными сплошнычи и разрезными ребрами .... 142
4.3. Коэффициент эффективности разрезного и сплошного крилых
спиральных ребер . ... 160
4.4. Интенсификация теплоотдачи изменением формы спирального
ребра в поперечном потоке воздуха . .... 168
Глава пятая. Теплоотдача и аэродинамическое сопротивление пуч-
ков с нетрадиционной компоновкой оребренных
труб и новыми конструкциями спиральных ребер 188
5.1. Крестообразные пучки пз оребренных труб с различным сочета-
нием расположения рядов........................................... —
277
5.2. Шахматные пучки с эксцентричным расположением оребренных
труб в поперечных рядах.................................... .... 199
5.3. Шахматные пучки с равнопеременным числом оребренных груб
в поперечных рядах.................................................212
5.4. Шахматные тесные пучки с различными шагами расположения
оребренных биметаллических труб 218
5.5. Шахматные пучки с навитыми KLM-ребрами......................227
5.6. Шахматные пучки из труб с навитыми завальцованпыми ребрами 23+
5.7. Влияние коэффициента оребрения трубы и компоновочных харак-
теристик шахматного пучка на интенсивность теплоотдачи . 239
Глава шестая. Обобщенные теплоаэродинамические характери-
стики и рекомендации по повышению энергети-
ческой эффективности оребренных пучков ТВО 242
6.1. Контактный теплообмен в оребренных трубах ТВО . . . 243
6.2. Обобщенные уравнения для теплоотдачи it аэродинамического со-
противления шахматных оребренных пучков ТВО ... 252
6.3. Основные направления повышения энергетической эффективности
и надежности оребренных труб и пучков ТВО . . 260
Список литературы . . . . 271
Прон зводственно-нрактнческое издание
Кунтыш Владимир Боцисович
Кузнецов Николай Михайлович
ТЕПЛОВОЙ
И АЭРОДИНАМИЧЕСКИЙ РАСЧЕТЫ
ОРЕБРЕННЫХ ТЕПЛООБМЕННИКОВ
ВОЗДУШНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
Редактор С. П. Левкович
Художник обложки Л. Ш. Воробьева
Художественный редактор В. М. Мартынов
Технический редактор Ю. А. Богданова
Корректор Н. Д. Быкова
ИБ № 3311
Сдано в набор 28.(2.91. Подписано в печать 28.08.92.
Формат 60X90’/и. Бумага типографская №2. Гарнитура литературная.
Печать высокая. Усл. печ. л. 17.5- Усл. кр.-отт, 17,88. Уч.-изд. л. 20,75.
Тираж 350 экз. Заказ 552. Cl 18
Энергоатом из дат. Санкт-Петербургское отделение
191065 Санкт-Петербург. Д-65. Марсово поле. 1.
Типография ВНИИГ им. Б. Е. Веденеева.
(95220 Санкт-Петербург, К-220, Гжатская ул., 21.