Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА I. Обзор работ по изучению гидродинамики и теплообмена внутри спирально-профилированных труб. Постановка задач исследования 9
1.1. Общая характеристика закрученных течений в трубах 9
1.2. Спирально-профилированные трубы и область их применения 13
1.3. Анализ результатов экспериментальных исследований СПТ 16
1.4. Особенности теплогидродинамических процессов в СПТ 23
1.5. Выводы и постановка задач настоящего исследования 25
ГЛАВА 2. Методика проведения экспериментов и обобщения результатов исследования 28
2.1. Определение характеристик трения СПТ 28
2.2. Определение средней теплоотдачи внутри СПТ 32
2.3. Оценка погрешностей экспериментов 35
2.4. Обоснование обобщающего геометрического параметра 40
2.5. Выводы 45
ГЛАВА 3. Результаты экспериментального исследования, их анализ и обобщение 47
3.1. Гидравлическое сопротивление СПТ 47
3.2. Средняя теплоотдача внутри СПТ 58
3.3. Закономерности закрученных течений в СПТ 63
3.4. Выводы 78
ГЛАВА 4. Оценка эффективности интенсификации теплоотдачи в спирально-профилированных трубах 80
4.1. Теплогидродинамическая эффективность СПТ 80
4.2. Расчетные рекомендации по оптимизации режимов работы и геометрических параметров СПТ 87
4.3. Применение СПТ для повышения эффективности энергетических теплообменников 90
4.4. Выводы 95
Основные выводы 97
Литература 99
Приложения ІБ
- Спирально-профилированные трубы и область их применения
- Обоснование обобщающего геометрического параметра
- Закономерности закрученных течений в СПТ
- Применение СПТ для повышения эффективности энергетических теплообменников
Введение к работе
Необходимость повышения эффективности теплообменного оборудования промышленных предприятий путем интенсификации теплообмена в ножухотрубчатых аппаратах требует создания высокоэффективных элементов нового типа и разработки методов их расчета. Спирально-профилированные трубы (СПТ) являются одними из таких интенсифицирующих элементов теплообменных аппаратов. Существующая практика использования СПТ в различных устройствах доказала их надежность в работе и выявила следующие основные достоинства (по отношению к круглым трубам):
повышается на 30-70% интенсивность теплопередачи при равных мощностях на перекачивание теплоносителя;
сокращаются в 1,5-2 раза масса трубной системы и габариты энергетических установок;
уменьшается загрязняемость внутренней поверхности труб.
Одновременно с ростом внедрения СПТ продолжаются исследования их теплогидродинамических характеристик. Однако рекомендуемые разными авторами эмпирические зависимости для расчета этих характеристик неудовлетворительно согласуются между собой как количественно, так и качественно. Это, в первую очередь, вызвано сложностью изучения механизма интенсификации конвективного теплообмена внутри СПТ, который, в зависимости от геометрических характеристик труб, режимов течения теплоносителя и его теплофизических свойств, определяется в одних случаях возникновением вторичных течений в поле инерционных массовых сил, в других - отрывными явлениями или комбинацией обоих эффектов. Кроме того, отсутствует критерий, по которому можно обобщить результаты разных исследований. Нет также единого мнения по оп тимальвым соотношениям характерных размеров СПТ. Теоретические методы расчета характеристик трения и теплообмена внутри СПТ пока не разработаны. Поэтому остается актуальным проведение дальнейших экспериментальных исследований в данной области. Накопленные опытные данные послужат надежной базой для разработки обоснованной методики расчета теплообменных аппаратов, содержащих СПТ, и развития теории интенсификации теплообмена в таких трубах.
Настоящая диссертационная работа посвящена разработке основных принципов инженерного расчета оптимальных сочетаний геометрических параметров СПТ и режимов их работы в теплообменниках с K min(внутри труб) на основе полученных результатов исследования теплоотдачи и гидравлического сопротивления и их обобщения в широком диапазоне изменения соотношений характерных размеров труб для области развитого турбулентного течения (е 10 ) однофазного теплоносителя.
На защиту выносятся:
1. Результаты экспериментального исследования средней теплоотдачи и гидравлического сопротивления внутри СПТ для области изменения числа Re от 10 до 3 10
2. Новый обобщающий геометрический параметр, наилучшим образом описывающий характеристики трения и теплообмена внутри труб со спиральными выступами.
3. Обобщающие зависимости для расчета средней теплоотдачи и гидравлического сопротивления внутри СПТ.
4. Методика расчета оптимальных сочетаний характерных размеров СПТ и режимов течения теплоносителя.
Спирально-профилированные трубы и область их применения
Большое разнообразие конструкций закручивающих устройств вызвало появление соответствующего числа научно-исследовательских работ, проведенных авторами этих устройств и их последователями. К настоящему времени изучено действие большинства закру-чивателей на интенсификацию конвективного теплообмена в широких диапазонах изменения их конструктивных параметров, режимов течения и теплофизических свойств теплоносителей. Подробный анализ результатов экспериментальных работ с устройствами по п.1)-3) проведен авторами [2-4]. Ими охвачен период исследований с 1861 по 1978 годы. Попытки обобщения результатов таких исследований на разных теоретических основах освещены в работах [5-п] . Из рассмотренных работ вытекают следующие основные выводы.
Закрутка потока теплоносителя внутри труб является наиболее простым и эффективным средством интенсификации теплообмена в условиях естественной и вынужденной конвекции как для однофазных, так и для двухфазных сред.
Наблюдаемое повышение интенсивности теплоотдачи обусловлено действием следующих факторов: появлением вторичных течений, возбуждаемых тангенциальной составляющей скорости; уменьшением толщины пограничного слоя жидкости; увеличением пути прохождения потока вдоль спиральной оси канала; эффектом оребрения, вносимым вставкой. 3. При закрутке потока определяющим моментом в процессе ин тенсификации теплообмена является динамическое воздействие на пристенный слой, а не на ядро потока. Поэтому нерационально за кручивать поток по всему сечению трубы. Достаточно закручивать его у стенки (при этом, правда, за счет трения вращение распро страняется по всему сечению [i] ). Последнее положение определило одно из направлений в развитии эффективных средств интенсификации конвективного теплообмена с помощью закручивающих вставок наподобие спиральных ребер -проволочных или полосовых одно- и многозаходных вставок с высотой от 0,03 до 0,3 внутреннего диаметра трубы. Процессы, протекающие в трубах, оснащенных подобного рода вставками, исследовались у нас в стране и за рубежом [l2-20]. Достаточно подробные исследования проводились в НПО ЦКТЙ имени И.И.Ползунова [I2-I6]. Интенсификация теплообмена в этом случае, помимо уже перечисленных факторов, достигается также и за счет срыва вихрей с кромок спиральных выступов. Однако, несмотря на положительное свойство таких вставок - повышать интенсивность теплоотдачи примерно на 40% (для лучших вариантов при равных с гладкой трубой потерях на трение), их применение в теплообменных аппаратах ограничено следующими существенными недостатками: трудоемкостью в изготовлении и монтажа; сложностью ремонта трубной системы; подверженностью заносам при работе на запыленных средах; большой металлоемкостью, составляющей от 10 до 30% веса труб. По этим причинам дополнительные затраты на спиральные (и любые другие) вставки неоправданы [13,14,21]. Искусственная регулярная шероховатость качественно отличается от рассмотренных выше видов внутренних закручивающих вставок и оребрения. Процесс теплообмена в шероховатых трубах отличается большой сложностью. Несмотря на относительно большое число работ, выполненных в последние годы, имеется много неясностей в физике процесса [і]. Большинство исследователей отмечают, что с ростом высоты элементов шероховатости наблюдается увеличение интенсивности теплоотдачи при одновременном возрастании гидравлического сопротивления. Существует вполне определенное соотношение шага S между элементами регулярной шероховатости и их высотой к , при котором теплоотдача и сопротивление максимальны. Эти предельные значения симплекса S/fi у разных авторов колеблются в следующих интервалах: 5-8 [22,23]; 9-14 [12,13,24-28]; 10-25 [20,29-31], причем, в ряде случаев указанные области изменения считаются оптимальными [20,24,27,30]. В.К.Мигай [і] подчеркивает, что в известных работах по исследованию теплообмена в шероховатых трубах не определены условия предельного (максимального) теплообмена. Экспериментально установленные значения (5/А) «10 обеспечивают максимальный теплообмен для данной высоты шероховатости. Значение же относительной шероховатости такого вида, обеспечивающее максимальный теплообмен в широком диапазоне чисел Рг, до сих пор не определено.
В.М.Бузник [зо] отмечает, что оптимальное расстояние между шероховатостями IQ S/h 25 зависит от величины отношения h/d. С увеличением h/d максимум отношения Миш/Шт смещается в сторону больших S/h Точно такие же данные по оптимальному отношению S/h и качественной зависимости S/k = (h/d) описаны в [і]. По данным же [29] максимум Мііш /І\ІССТ смещается в сторону меньшей высоты шероховатости с ростом S/h .
Такой широкий диапазон изменения величины (S/AjUj объясняется сильной зависимостью структуры вихревых зон до и после выступов для данного отношения h/d [22,32,33]. При этом более обтекаемая форма выступов обеспечивает улучшение энергетической характеристики теплообменной трубы. Так, для поверхности с выступами каплеобразного профиля энергетический коэффициент, вычисленный по методике [34], оказался выше, чем для прочих поверхностей с выступами треугольного, прямоугольного и полукруглого профилей, исследованных В.Г.Павловским [35]. Аналогичные результаты получены и в работе [36], где установлено, что наиболее эффективными являются выступы с удлиненной и обтекаемой формой, имеющей в сечении крыловой профиль.
Обоснование обобщающего геометрического параметра
Из таблицы видно, что наибольшую относительную погрешность ( 7%) имеет средний коэффициент теплоотдачи Ы, (п.26). Точность получаемых значений оС (или числа Nu. ) определяется точностью измеренных величин J ,AU ,tf и tw , причем основным источником погрешностей, как следует из полученных результатов, являются значения tw(n.I8). Это вызвано следующими причинами.
Во-первых той, что замер температур стенки производился на наружной стороне труб. Оценка перепада температур Atw в стенке трубы ( У = 1 мм) для исследованного диапазона изменения линейной плотности теплового потока =1100 - 5800 Вт/м при изменении tw от 15 до 28С дала соответственно такие значения: А1 - 0,2-1,1С. Это внесло погрешность от 1,5 до %. Расчет произведен по уравнению теплопроводности для цилиндрической стенки с внутренним источником тепла и отводом теплового потока через ее внутреннюю поверхность [142].
Другая причина возникновения погрешности в определении tw связана с неравномерностью распределения температуры twi по периметру СПТ из-за особенностей обтекания теплоносителем внутренней поверхности труб и от возможной разностенности после профилирования (накатки спиралей). По данным измерений twi наибольшая разность между температурами во впадинах спиральных канавок и на недеформированных частях трубы ( 0,6С) наблюдалась на начальном нагреваемом участке, которая уменьшалась до значений 0,2С на другом конце этого участка. При этом средняя относительная погрешность составила 2,8%.
Полученное распределение температуры tw-L по периметру со сглаживанием ее значений по длине трубы объясняется быстрой стабилизацией характера обтекания спиральных выступов в самом начале профилированного участка. Аналогичное явление отмечено также и в работе [85]. Кроме того, повышенный уровень турбулентности у стенки трубы, относительно малая толщина ее и высокое значение коэффициента теплопроводности материала (Лу,= 49 [і 43,144] ) также способствовали быстрому выравниванию twi по периметру вдоль рабочего участка трубы.
В отношении погрешности A(fr (п.25) следует отметить влияние на ее величину (помимо основной погрешности электроизмерительных приборов, в частности, амперметра) суммарных теплопотерь в окружающую среду и с продольными перетоками в стенке трубы на концах рабочего участка. Эти потери по оценочным расчетам соста-вили около 100 Вт/м , или менее 1% от общего тепловыделения.
Так, конвективная составляющая 4 ?к при среднем перепаде температур между наружной поверхностью труб и воздухом в помещении (окр=21-25С) не более 5С составила 27 Вт/м2, радиационная составляющая 4 . при степени черноты для окисленной стальной поверхности Є = 0,82 [145] -25 Вт/м2, а потери Л п от продольных перетоков тепла - 55 Вт/м2. Оценка AQ-K произведена по формулам [142] для расчета средней теплоотдачи горизонтального цилиндра при внешней естественной конвекции; р- по формуле [146] для расчета лучистого теплообмена между двумя телами в замкнутом пространстве; Д пер- по методике [147}для прямого цилиндрического стержня с поперечным сечением f= folcS при наличии внутреннего источника тепла. Погрешность остальных величин (табл. 2.1) свидетельствует о достаточной точности использованных при проведении экспериментов приборов и оборудования. Использование ЭВМ при обработке опытных данных позволило избежать случайных ошибок в вычислениях, не снижая тем самым корректности конечных результатов.
При исследовании теплогидродинамических характеристик в закрученном потоке несжимаемой жидкости без фазовых превращений результаты опытов следует представлять в виде уравнений подобия Сходство уравнений (2.21), (2.22) и (1.2), (1.3) только внешнее. Их принципиальное различие состоит в том, что МФР, Это видно из следующих рассуждений.
Число А/, как было показано в первой главе, представляет необоснованный набор геометрических симплексов Г/А в различных сочетаниях. ЧислоР получено на основе анализа уравнения движения и характеризует потоки в инерционных силовых полях [її], в частности, в поле центробежных массовых сил:
Здесь Аг - разность массовых сил в двух сходственных точках системы, в одной из которых массовая сила достигает максимальной, а в другой - минимальной величины; I - определяющий размер, представляющий расстояние между точками потока с максимальной и минимальной величиной массовой силы.
Выбор определяющего размера для числа Р зависит от преобладающей формы вторичных течений в канале данной конфигурации. Например, в ОПТ таким размером является глубина впадины между выступами на внутренней поверхности труб ( высота выступов):
Число Р определяет движение жидкости в системе при отсутс-. твии внешнего механического воздействия на поток. Если же движение вызывается только внешним воздействием, то его характеристикой является число Re В общем случае характер движения одновременно определяется числами Р и Re [її] .
Закономерности закрученных течений в СПТ
Естественно предположить, что условие изменения сопротивления связано с вихреобразованием в потоке за выступами (отрывными течениями). Подобного рода комбинированные - закрученное и отрывное течения в СПТ визуально наблюдались авторами [l04].
В указанном интервале изменения Т/а в сторону меньших значений происходит процесс перехода от закрученного безотрывного течения к чисто отрывному обтеканию спиральных выступов при t/a 2. Такое предположение подтверждается экспериментальными работами, выполненными с трубами, внутри которых устанавливались спиральные проволочные и полосовые вставки [12-15]. Например, в опытах [15] с полосовыми закручивателями визуально установлено, что при малых шагах закрутки (Г/а 1,5) имеет место чисто отрывное течение, сопровождающееся срывом вихрей с верхней кромки спиральной полосы (л/ак0,2 ), а также вихреобразованием за ней. Следствием этого являлось резкое увеличение гидравлического сопротивления.
Зависимостью (3.7) обобщаются данные любых исследований, как СПТ (кривые 1-3), так и труб со спиральными вставками (линия 4), но только при значениях симплекса t/d 2. Излом линии 4, построенной по данным работы [із] для труб с полосовыми спиральными вставками при Realty, имеет место при t/a«7, и сопротивление начинает расти значительно быстрее, чем в СПТ» Это происходит благодаря наличию выступов с острой кромкой.
Линии 5 и 6 соответствуют опытным точкам, заимствованным из работ [П4] и [94], в последней из которых были исследованы СПТ с выступами треугольной формы. Скругленные при вершинах спиральные выступы имели различную крутизну передней кромки по отношению к набегающему потоку. Поэтому обработанные данные для этих труб (h/d = 0,1-0,2 Ad- 2-4) расположились на трех кривых - I, 5 и 6, что свидетельствует о существенном влиянии формы профилей спиральных выступов на величину коэффициента гидравлического трения при одинаковых значениях числа /?
Хорошо описываются линией 5 обработанные данные для СПТ №3 (я/а = 0,16; t/a =12), которые в работе [lI4] выпадали из общей закономерности по сопротивлению. Это можно объяснить сходством параметров формы профилей выступов для СПТ, исследовавшихся в двух разных работах [94,114].
Анализ расположения кривых на рис. 3.4 показывает, что их уровень и угол наклона определяется константами в уравнениях (3.8) и (3.9), значения которых (табл. 3.1) в общем случае зависят от формы профилей спиральных выступов, их размеров, а также ориентации по отношению к направлению движения потока. Подробные сведения по влиянию этих факторов на изменение сопротивления в каналах пока отсутствуют. Это исключает возможность установления каких-либо количественных зависимостей этих условных констант от параметров профилей выступов. Пока можно выявить только общие закономерности их изменения. Авторы [33] также подчеркивают, что влияние формы профиля выступов на гидродинамику потока является одной из причин трудностей, возникающих при сопоставлении опытных данных разных исследований по гидравлическому сопротивлению.
Следует отметить, что с помощью зависимости (3.7) не поддаются обобщению экспериментальные данные для образцов СПТ, у которых величина t/d составляла менее 2. Такие трубы имеются практически в каждой работе [12,13,85-88,90,94,104]. Например, на рис. 3.4 вблизи линии 3 показана одна точка [85] с Г/а = 0,74, которая не вошла в обобщенный ряд остальных точек. Для иллюстрации на этом же рисунке выше семейства линий 2 нанесены несколько точек, обработанных при е = 10 . Характер их распределения в принятых координатах совершенно иной, причем большинство точек оказываются разбросанными по всему полю без явной закономерности (на графике они не показаны). Величина коэффициентов трения в таких точках достигает 25г1 Это связано с тем, что при t/d 2 механизм взаимодействия пристенного закрученного течения с основным турбулентным потоком резко меняется. Поэтому обобщение данных по сопротивлению СПТ с рассмотренных выше позиций становится невозможным.
При t/a 2 происходит качественный переход к структурам, содержащим вихревые зоны, - обстоятельство, отмеченное выше. Существенное влияние на структуру вихревых зон в этом случае начинает оказывать взаимное расположение спиральных выступов и их форма, и СПТ можно рассматривать как трубы с поперечными дискретными выступами (один из предельных случаев). Тем самым, задача по определению гидравлического сопротивления в таких тру- бах сводится к вычислению коэффициента трения для каналов с дискретными турбулизаторами [і,33]или с регулярной шероховатостью [149], что определяется формой профиля выступов. В расчетах используются два определяющих геометрических параметра - 5J к и А/а.
Результаты ряда исследований показали, что применение закрутки для интенсификации конвективного теплообмена в трубах при нагревании теплоносителей более эффективно, чем при охлаждении [б,107,150]. Объясняется это эффектом центробежной конвекции и наличием благоприятного градиента давления: более теплая жидкость с меньшей плотностью в пристенных слоях вытесняется основным холодным потоком с большей плотностью. В результате, возникающие вторичные течения усиливают молярный обмен между пристенной областью и ядром потока, что положительно сказывается на интенсификации теплообмена [6,11,15].
В настоящей работе исследование средней теплоотдачи внутри СПТ проводилось при нагревании воды. Влияние естественной конвекции в расчетах коэффициентов теплоотдачи не учитывалось, т.к. в исследованных условиях развитого турбулентного закрученного течения воды в горизонтальной трубе теплообмен определялся только вынужденным движением [и]. Зависимость теплофизических параметров воды от температуры достаточно хорошо учитывалось множителем (P/}/Prw) 25.
Применение СПТ для повышения эффективности энергетических теплообменников
Во время испытаний замерялись перепады температур по длине труб (СПТ и контрольной круглой), которые находились в одинаковых теплогидродинамических условиях. Трубы располагались в предпоследнем ряду по ходу воздуха. Температура стенок труб замерялась термопарами градуировки ХА и потенциометром класса 0,05.
Основным видом топлива, сжигаемого в котле во время испытаний, являлся фрезерный торф со следующими усредненными характеристиками: низшая теплота сгорания рабочей массы топлива -QP=7I20 кДж/кг, влажность -Wp=53%, зольность - Др=7%, содержание серы - ,SP=Q,2%.
На рис. 4.2 показано изменение температур стенок на выходных концах труб в зависимости от паропроизводительности котлоагрегате DR. В исследованном диапазоне паровых нагрузок DK= =110 -150 т/ч температурный перепад в продольном направлении на опытной СПТ оказался больше, чем на контрольной круглой, на 9-23С (прилож. 3).
Из-за низкого качества торфа, сжигаемого в топке котла, невозможно было обеспечить во время проведения опытов номинальную паропроизводительность 170 т/ч.
Расчеты, проведенные при указанных характеристиках качества торфа с использованием полученных в опытах температур, показывают, что при одинаковых энергетических затратах на тяго-дутьевые механизмы, СПТ обеспечивают повышение теплосъема в среднем на 18%. В расчетах учитывалось снижение скорости газов внутри СПТ на 25% по сравнению с круглыми трубами по той причине, что испытания проводились при одинаковых перепадах давления для всех труб в пучке.
После 1300 часов работы воздухоподогревателя с установленными в нем СПТ была проведена визуальная проверка пучка. Выявлено, что внутренняя поверхность СПТ, расположенных в третьем и четвертом рядах по ходу воздуха, свободна от золовых отложений. Две опытные трубы, расположенные в первом ряду, имели рыхлые отложения, такие же, как и большинство круглых труб первых трех-четырех рядов.
Образование отложений в первых рядах труб по ходу воздуха связано с конденсацией водяных паров из дымовых газов и налипанием на внутренней поверхности труб золовых частиц и пыли.
Дальнейшие наблюдения показали, что СПТ забиваются золовыми отложениями значительно медленнее, чем круглые трубы. Это свидетельствует о наличии эффекта самоочищения внутренней поверхности СПТ за счет центробежного воздействия крупных частиц золы и примесей грунта на осевшие мелкие частицы пыли. Образованию отложений в опытных трубах способствовало снижение скорости газов в них. Следует полагать, что при одинаковых скоростях потоков в СПТ и круглых трубах первые будут значительно меньше забиваться золовыми отложениями. Вполне очевидно, что спирально профилированные металлические трубы, также как и круглые не застрахованы от действия низкотемпературной коррозии.
Для надежной работы хвостовых поверхностей нагрева котло-агрегатов необходимы специальные меры по предупреждению возникновения низкотемпературной коррозии. Одним из путей, наметившихся в этом направлении, является использование стеклянных труб, которые нашли также применение и в воздухоподогревателях котлов [132,159]. Уже накоплен определенный опыт эксплуатации воздухоподогревателей с круглыми стеклянными трубами на ряде крупных электростанций, например таких, как Кармановская ГРЭС, Литовская ГРЭС, Новокуйбышевская ТЭЦ № I и др.[ібО,І6і] .
Однако до настоящего времени нигде еще не проверялись в работе стеклянные СПТ. Можно с уверенностью утверждать, что именно такие трубчатые элементы явились бы весьма перспективными в работе не только на предприятиях пищевой и химической промышленности, но и в теплообменных аппаратах энергетических установок, в частности, в воздухоподогревателях котлоагрегатов.
Высокая коррозионная стойкость, гладкость поверхности, слабость адгезии отложений к поверхности стекла, меньшая удельная масса по сравнению с металлами обеспечивают возможность широкого применения стеклянных и пластмассовых СПТ в промышленных теплообменных аппаратах, К тому же плотная упаковка пакета из таких труб значительно повышает компактность конструкции аппарата и исключает вибрацию отдельных ее элементов. Это наряду с интенсификацией теплообмена способствует повышению эффективности теплообменников [132]
В заключение необходимо отметить следующее. Применение СПТ для повышения эффективности теплообменников, эксплуатируемых на предприятиях тепловых сетей позволяет достигнуть существенной экономии топливно-энергетических ресурсов в источниках теплоснабжения. Например, в результате внедрения СПТ в подогревателях тепловых сетей на ряде предприятий Латвийского республиканского объединения по теплоснабжению достигнут годовой экономический эффект в размере 115 тысяч рубли за счет уменьшения расхода греющего теплоносителя и снижения затрат на его перекачивание. На предприятиях других министерств в результате внедрения СПТ экономический эффект ( П тыс.рублей) получен от сокращения расхода условного топлива (прилож. 4-7).
