Письменный Е.Н. Теплообмен и аэродинамика пакетов поперечно-оребренных труб

Подождите немного. Документ загружается.

ГЛАВА 2

Тенденция снижения уровня возмущенности потока, омываю-

щего трубы глубинных рядов, при уменьшении коэффициента ореб-

рения, обнаруженная в экспериментах с шахматными пакетами, со-

храняется и для пакетов с коридорной компоновкой.

Рис. 2.50. Зависимость степени турбулентности ε от расстояния L/d до

источника возмущений (по данным работы [103])

Таким образом, геометрия размещения труб в пакетах и коэффи-

циент оребрения в значительной мере определяют такие важные гидро-

динамические факторы, как уровень возмущенности и уровень локаль-

ных скоростей потока у поверхностей ребристых труб, с которыми

связана интенсивность локального и среднеповерхностного теплообмена

последних. Причем в пакетах с коридорной компоновкой эти факторы

коррелируют с величиной относительного продольного шага труб s

ГЛАВА 3

3. ИССЛЕДОВАНИЕ ЗАКОНОМЕРНОСТЕЙ

ЛОКАЛЬНОГО ТЕПЛООБМЕНА В ПАКЕТАХ

ПОПЕРЕЧНО-ОРЕБРЕННЫХ ТРУБ.

ФИЗИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ТЕЧЕНИЯ

И ТЕПЛООБМЕНА НА ПОВЕРХНОСТИ

РЕБРИСТОГО ЦИЛИНДРА

3.1. Методика исследований

3.1.1. Метод определения локальных коэффициентов

теплоотдачи

Локальная теплоотдача оребренных труб исследовалась в ста-

ционарных условиях при помощи датчиков теплового потока, из-

вестных в литературе под названием "датчика Гардона" [10, 11].

Датчики такого типа нашли широкое применение в теплометрии для

исследования локального теплообмена, поскольку они обладают

достаточной чувствительностью, малой инерционностью, линейной

зависимостью сигнала от воспринятого теплового потока и относи-

тельной простотой изготовления. Схема датчика, использовавшегося

в настоящем исследовании, приведена на рис. 3.1. Он состоит из

медного цилинцра 4, диаметром 8 мм с центральным отверстием

диаметром 4 мм и диска 2 из константановой фольги толщиной

0,05 мм, припаянной к торцу цилиндра. Эти детали образуют один

спай дифференциальной термопары. Другой спай образован фольгой

и тонкой манганиновой проволокой 3 диаметром 0,05 мм, приварен-

ной конденсаторной сваркой в центре фольгового диска с тыльной

(не омываемой наружным потоком) стороны. Собранный датчик за-

прессовывался в соответствующее отверстие в ребре 1 с применени-

ем высокотеплопроводной пасты и устанавливался заподлицо с его

поверхностью. Измерение температуры поверхности медного ци-

линдра датчика, а, следовательно, и самого ребра вблизи датчика

осуществлялось медьконстантановой термопарой 6 с диаметром

электродов 0,2 мм, зачеканенной в торец медного цилиндра.

Характер распределения температуры константановой фольги

датчика показан на рис. 3.1. При обтекании воздухом ребра, нагретого

до температуры t

, температура в центре фольгового диска принимает

значение t

, меньшее, чем на его периферии (t

< t

). Поскольку разме-

ры константанового диска значительно меньше размеров теплооб-

менной поверхности ребра, стационарное состояние наступает срав-

нительно быстро. С помощью дифференциальной термопары,

составленной из манганиновой проволоки, константановой фольги и

медного цилиндра, измеряется разность температур

t = tt

D-

, ве-

личина которой пропорциональна плотности теплового потока q.

Раздел 3.4

Рис. 3.1. Схема датчика теплового потока и вид температурного поля константа-

нового диска: 1 – ребро; 2 – диск из константановой фольги; 3 – манганиновый

провод; 4 – медный цилиндр; 5 – текстолитовая заглушка; 6 – термопара;

7 – электрические отводы датчика

Исходя из предположения о том, что отсутствуют конвектив-

ные потери теплоты тыльной стороны фольгового диска, потери

вследствие теплопроводности центрального электрода, а также ра-

диационные потери от всего датчика, Гардон [10] получил аналити-

ческую зависимость между чувствительностью датчика (e/q) и раз-

мерами фольгового диска

e/q = 0,437 (R

), (3.1.)

где e, мВ - электрический сигнал датчика; q, Вт/м

- плотность теп-

лового потока; R

, мм - радиус фольгового диска; d, мм - толщина

фольгового диска. Поскольку при изготовлении датчика возможны

отклонения от номинальных размеров, смещение точки приварки

центрального электрода от центра фольгового диска, отличие

свойств материалов дифференциальной термопары от справочных,

действительные характеристики датчика обычно отличаются от рас-

четных, поэтому необходимы соответствующие градуировки для

каждого изготовленного датчика.

В настоящей работе для градуировки фольгового датчика при-

менялся способ определения чувствительности датчика к конвектив-

ному тепловому потоку, разработанный в отделе теплопроводности

ИТТФ НАН Украины. В основу метода положено известное теоре-

тическое решение задачи конвективного теплообмена в окрестности

ГЛАВА 3

критической точки осесимметричной струи, нормально натекающей

на теплообменную поверхность [107], а также результаты экспери-

ментальных исследований теплообмена импактных струй с прегра-

дой [108], позволившие получить зависимость

(

)

woc

q = 0,65TT

λ U/νd

- , (3.2)

которая использовавалась при градуировке датчиков. Здесь Т

,°С -

температура воздуха в струе; T

, °С - температура термостатиро-

ванной поверхности преграды; U

, м/с - скорость истечения струи;

, м - диаметр сопла, из которого истекает струя.

Градуировка датчиков выполнялась в ИТТФ НАН Украины. В

результате градуировки, проводившейся в диапазоне значений плот-

ностей тепловых потоков q = 0,7...3,5 кВт/м

, устанавливалось соот-

ветствие между сигналами датчиков e и величиной q, рассчитанной

по формуле (3.2). В итоге были получены градуировочные таблицы

и кривые для всех четырнадцати датчиков, использовавшихся в на-

стоящей работе.

3.1.2. Конструкция и геометрические характеристики

опытных ребристых труб и трубных пакетов

Эксперименты проводились с трубами типов 5,6,11, геометри-

ческие характеристики которых представлены в табл. 2.1. Геометрия

ребристых труб выбиралась таким образом, чтобы охватить возмож-

но больший интервал параметра h/d, в значительной мере опреде-

ляющего, по данным исследований течения (глава 2), характер про-

цессов на ребре, а также из соображений соответствия

относительным параметрам широко использующихся в промышлен-

ности труб - трубы типов 6, 11 являются увеличенными в 1,5 раза

моделями ребристых труб, в больших количествах применяющихся

в настоящее время в энергомашиностроении. Выбор константы гео-

метрического подобия ( К

= 1,5) в данном случае был связан с необ-

ходимостью создания условий для корректного применения системы

датчиков теплового потока с заданной чувствительностью и разре-

шающей способностью. Из формулы (3.1) следует, что для достиже-

ния максимальной чувствительности датчика необходимо иметь по

возможности больший его диаметр при минимальной технологиче-

ски достижимой в конкретных условиях толщине фольги. В то же

время, для достижения максимальной разрешающей способности

системы датчиков, особенно у кромки и основания ребра, диаметр

датчика должен быть минимальным. В результате работы, проведен-

ной с помощью специалистов Института материаловедения НАН

Украины, удалось получить константановую фольгу с гарантирован-

ной равномерной толщиной d

= 0,05 мм. При такой толщине фольги

Раздел 3.4

минимальное значение диаметра рабочей части фольгового диска,

дающее приемлемую чувствительность датчика, составляет 6 мм.

Поэтому для обеспечения разрешающей способности по высоте (ра-

диусу) ребра Dr = 2,5...3,0 мм системы датчиков такого диаметра бы-

ло решено проводить исследования на моделях ребристых труб, уве-

личенных по сравнению с натурными образцами в 1,5 раза, с

установкой на каждой из них семи датчиков, разнесенных друг отно-

сительно друга по окружности ребра. Схема размещения датчиков

показана на рис. 3.2. Измерения по угловой координате обеспечива-

лись поворотом всей трубы вокруг ее продольной оси с шагом 10°.

На участках с предполагаемым резким изменением интенсивности

теплоотдачи шаг уменьшался до 5°.

Рис. 3.2. Схема размещения датчиков на ребре трубы типа 6: R = 54,0 мм;

= 49,8; r

= 47,8; r

= 44,9; r

= 42,1; r

= 39,1; r

= 36,5; r

= 34,5; r

= 31,5

Все семь датчиков с зачеканенными в их корпуса термопарами

размещались на среднем по высоте трубы ребре. Устройство трубы-

калориметра показано на рис. 3.3 (все использовавшиеся в экспери-

ментах по исследованию локального теплообмена трубы-

калориметры были идентичны по конструкции и отличались только

размерами). Медная оребренная труба состояла из трех плотно соеди-

няющихся с помощью резьбы частей: верхнего и нижнего блоков, а

также среднего диска-ребра, предназначенного для установки датчи-

ков теплового потока. Необходимость выполнения среднего ребра

съемным диктовалась условиями тарировки датчиков. Обогрев кало-

риметра осуществлялся электрическим током, для чего в него поме-

щался электронагреватель, выполненный из нихромовой проволоки,

навитой на полый асбоцементный стержень. Кольцевой зазор между

стержнем и стенкой трубы заполнялся мелкодисперсным порошком

аморфного корунда. Термопарные провода и провода, отводящие

ГЛАВА 3

электрический сигнал от датчиков, выводились к штеккерному разъ-

ему через специальные канавки в ребре и в стенке несущей трубы.

Канавки и углубления, имевшие место на тыльной по отношению к

рабочей поверхности датчиков стороне ребра после их монтажа и

укладки проводов тщательно закрывались заподлицо с поверхно-

стью ребра.

Рис. 3.3. Конструкция трубы-калориметра: 1 – ребристая труба; 2 – корундовая

засыпка; 3 – основной нагреватель; 4 – выводы проводов термопар и датчиков;

5 – торцевой нагреватель; 6 – трубная доска; 7 – ребро с датчиками; 8 – датчик

теплового потока

Ребристые трубы собирались в пакеты с шахматной и коридор-

ной компоновкой (размещения №№ 7-16, 21, 22, табл. 2.2), при этом

измерения осуществлялись в первых по ходу газов и в глубинных

поперечных рядах. Следует отметить, что геометрия пакетов, соби-

равшихся из труб типов 6, 11, в основном диктовалась компоновка-

ми, применяющимися в элементах энергетического оборудования.

3.1.3. Методика измерений и обработки опытных данных

Определение коэффициентов теплоотдачи в местах установки

датчиков осуществлялось с помощью соотношения

(

)

iii

α q/TT

=-, (3.3)

где q, Вт/м

- плотность теплового потока в месте установки i-го

датчика; Т

, °С - температура поверхности ребра в месте установки

i-го датчика; Т

, °С - температура набегающего на трубу потока

Раздел 3.4

воздуха. Величины q

определялись по тарировочным зависимостям

= f(e

), связывающим q

с величиной электрического сигнала от

датчика e

Измерения проводились при нескольких фиксированных значе-

ниях чисел Рейнольдса в интервале Re = 1×10

...5×10

. В качестве опре-

деляющего размера принимался диаметр трубы d, несущей оребрение,

характерной скорости - скорость в наиболее узком сечении пакета U.

Физические константы относились к температуре потока Т

Обработка результатов экспериментов сводилась к получению

зависимостей

f(;P),Re = const

= , (3.4)

где w - угол, отсчитываемый в плоскости ребра от лобовой обра-

зующей ребристой трубы, a

P =

- безразмерная координа-

та, отсчитываемая, как и при измерениях полей статических давле-

ний, вдоль соответствующего рассматриваемому углу w радиуса

ребристой трубы от основания ребра (r = r

; P

= 0 ) до его вершины (

r = R; P

= 1).

Локальные значения коэффициентов теплоотдачи a

относи-

лись к осредненным по поверхности значениям

, полученным в

соответствии с формулой

iii

i=1

α TH

α =

ΔTH

, (3.5)

в которой

ΔT

, °С - среднеповерхностный температурный напор;

ΔT

, °С - местный температурный напор; Н

, м

- площадь участка

теплоотдающей поверхности, прилегающего к i-тому датчику тепло-

вого потока; N - число датчиков. Одновременно значения

, рас-

считывались по обобщающим зависимостям для средней теплоотда-

чи пакетов поперечно-оребренных труб (глава 4). При этом различия

в значениях

, определенных двумя способами, не выходили за

пределы погрешности экспериментов, которая по выполненным

оценкам не превышала 14,5 %.

Часть результатов для наглядности была представлена в виде

диаграмм, на которых поля

, показаны в виде пяти зон с различ-

ным уровнем относительной интенсивности теплоотдачи. Диаграммы

были получены путем компьютерной обработки первичных экспери-

ментальных данных с помощью специально разработанной программы.

ГЛАВА 3

3.2. Анализ результатов экспериментов

3.2.1. Влияние геометрии ребристых труб на рапределение

интенсивности теплоотдачи по поверхности ребра

Для оценки влияния геометрии ребристых труб на распределе-

ние коэффициентов теплоотдачи по поверхности ребра представля-

ют интерес, прежде всего, результаты измерений в первых рядах па-

кетов с достаточно большими продольными шагами труб (рис. 3.4 -

3.11). В этом случае, как известно, практически отсутствует влияние

на рассматриваемые процессы шаговых характеристик пакетов. Изу-

чение этих данных показало, что распределение интенсивности теп-

лоотдачи по поверхности ребра отличается существенной неравно-

мерностью и не укладывающимся в рамки привычных

представлений высоким уровнем теплоотдачи у его основания.

Характер полученных распределений полностью соответствует фи-

зическим представлениям, изложенным в главе 2, и отражает опре-

деляющее влияние на процессы, происходящие в межреберной по-

лости, интенсивных вторичных циркуляционных течений,

генерируемых в прикорневых частях ребер.

Рис. 3.4. Распределение относительной интенсивности теплоотдачи по высоте ребра

трубы типа 5 (h/d = 0,932), расположенной в 1-ом по ходу газов ряду, при Re = 2·10

;

1 – ω = 0º; 2 – ω = 30º; 3 – ω = 60º; 4 – ω = 90º; 5 – ω = 120º; 6 – ω = 150º; 7 – ω = 180º

Приведенные на рис. 3.4 - 3.6 a-распределения получены для

трубы типа 5 с относительно высокими ребрами (h/d = 0,932), для

которой развитие течения в передней полуокружности ребра опреде-

ляется схемой, изображенной на рис. 2.11, а, 3.6, в. Высокие значе-

Раздел 3.4

ния

у основания передней части ребра связаны с присоедине-

нием вторичного течения к его поверхности (участок А

, рис. 2.11, а,

рис. 3.6, в). Последующее снижение интенсивности теплоотдачи на

участке А

обусловлено развитием собственного пограничного слоя

во вторичном потоке. Минимум значений

, наблюдающийся

при P

» 0,30, соответствует месту отрыва при встрече вторичного

(возвратного) и основного течения (участок А

, рис. 2.11, а, рис. 3.6,

в). Подъем уровня теплоотдачи после места отрыва на участке, соот-

ветствующем интервалу безразмерной координаты P

» 0,3...0,7,

происходит вследствие того, что этот участок омывается основным

потоком, толщина пограничного слоя в котором растет в направле-

нии к основанию ребра. Локальный экстремум при значении P

» 0,7

связан с присоединением потока, оторвавшегося от острой входной

кромки ребра, которое в рассматриваемом случае имело значитель-

ную толщину. При варьировании чисел Рейнольдса в пределах Re =

2×10

…5×10

характер a-поля существенным образом не изменяется.

Рис. 3.5. Распределение относительной интенсивности теплоотдачи по окружно-

сти ребра трубы типа 5 (h/d = 0,932), расположенной в первом по ходу газов ря-

ду, при Re = 2·10

: 1 – R

= 0,117; 2 – R

= 0,247; 3 – R

= 0,393; 4 – R

= 0,540;

5 – R

= 0,697; 6 – R

= 0,833

Распределение коэффициентов теплоотдачи по окружности

ребра в передней его части (- 90° £ w £ 90°), как следует из рис. 3.5,

гораздо более равномерное, чем в задней. Это обстоятельство связа-

но с тем, что набегающий на трубы первого ряда поток имеет равно-

мерный, неискаженный профиль скорости. Наблюдающиеся на кру-

говых эпюрах

, рис. 3.5 в областях w » ± (120°…150°)

симметрично расположенные максимумы являются следствием рас-

пространения по направлению основного потока интенсивных при-

корневых циркуляционных течений, взаимодействующих со сдвиго-

выми слоями, оторвавшимися от несущего цилиндра. На рис. 3.4

отмеченным максимумам отвечают экстремумы радиальных распре-

делений

, при w = 120° и w = 150°, имеющие координаты

ГЛАВА 3

= 0,25 и Р

» 0,52 соответственно. Смещение координаты экстрему-

ма Р

к кромке ребра при увеличении w отражает отход вторичных те-

чений от стенки несущего цилинцра по мере распространения их вниз

по потоку. В целом же в задней части ребра имеет место существенное

снижение интенсивности теплообмена ввиду образования (в рассмат-

риваемом случае высокого h/d) широкой кормовой зоны c относитель-

но слабым рециркуляционным движением в значительной ее части. По

этой же причине на рис. 3.4 не наблюдается сколько-нибудь заметного

повышения a у тыльной стороны несущего цилиндра

. Некоторый

подъем интенсивности теплоотдачи у задней кромки ребра при w »

120°...180° обусловлен действием трехмерных крупномасштабных вих-

рей, в которые сворачиваются оторвавшиеся от несущего цилиндра и

закрученные вторичными течениями сдвиговые слои.

Рис. 3.6. Распределение по высоте ребра относительной интенсивности теплоот-

дачи (а), коэффициентов статического давления (б) и схема течения (в) в плоско-

сти симметрии (ω = 0) лобовой части ребристой трубы типа 5 (h/d = 0,932), рас-

положенной в 1-ом по ходу газов ряду при Re = 2·10

Полученная по данным измерений диаграмма относительной ин-

тенсивности теплоотдачи по поверхности ребра трубы типа 5 (рис. 3.7)

наглядно отражает результаты выполненного выше анализа и полностью

коррелирует с соответствующими картинами течения на ребре (рис. 2.9).

____________________

В определенной мере это связано и с тем, что размеры использовавшихся

датчиков теплового потока не позволили выполнить измерения ближе, чем на оно-

сительном расстоянии Р

» 0,1 от стенки несущего цилиндра.