CC BY
59
УДК 536.24
А. В. Щелчков, И. А. Попов, А. Н. Скрыпник, Н. Н. Зубков, Ю. В. Жукова, Д. В. Рыжков
ТЕПЛООБМЕННЫЕ АППАРАТЫ ХИМИЧЕСКИХ ТЕХНОЛОГИЙ
Ключевые слова: однозаходное спиральное оребрение, закрутка потока, гидравлическое сопротивление.
Снижение гидравлического сопротивления является важной для процессов, происходящих в теплообменных аппаратах, применяемых в химическом производстве. В статье приводится результаты экспериментального исследования гидравлического сопротивления трус с внутренним спиральным оребрением, полученным методом деформирующего резания.
Keywords: single-start corrugated tubes, swirled flow, flow resistance.
Reducing the flow resistance is important for processes taking place in the heat exchangers which are used in chemical production. The paper presents results of experimental study on family of 6 single-start spirally corrugated tubes which were manufactured by deforming cutting method.
Введение
Теплообменные аппараты широко применяются в химической промышленности для охлаждения технологических жидкостей, рекуперации тепла, охлаждения образцов и т.д.
Так, основным источником тепловой энергии на химических предприятиях служат разнообразные печи, где производится сжигание топлива. Продуктом работы печей является тепловая энергия, которая должна быть отведена посредством использования телообменныхаппратов.
Большое распространение получили теплообменные аппараты включающие в себя трубы с ин-тенсификаторами теплообмена. Так, теплообменные аппараты оросительного типа применяются для охлаждения химически агрессивных сред, например, серной кислоты, поскольку они просты в изготовлении и могут быть выполнены из коррозионно-стойкого дешевого материала, плохо поддающегося обработке, например из кислотоупорного ферросилида.
В химической промышленности кожухотрубные теплообменные аппараты зачастую применяют при высоком давлении. Например, в качестве конденсаторов при производстве метанола, аммиака и др. жидких, а также газообразных сред.
К современному теплообменному оборудованию в химической промышленности предъявляются следующие основополагающие требования:
- минимальный расход материалов при изготовлении;
- устойчивость материала к коррозионному действию теплоносителей;
- компактность аппарата при достаточной площади поверхности теплопередачи;
- высокий коэффициент теплопередачи при минимальном гидравлическом сопротивлении;
- надежность и герметичность оборудования;
- легкий доступ к поверхности оборудования для ее очистки от загрязнений;
- доступность деталей и узлов для их унифицирования.
Таким образом, очень важной является задача оптимизации теплообменного оборудования с точки зрения экономии ресурсов, посредством применения различных конструкторских решений.
Как было сказано выше, при эксплуатациитепло-обменных аппаратов возникает проблема повышения коэффициента теплоотдачи при умеренномросте гидравлического сопротивления в трубах с интенсификацией теплообмена.
Как показано в работе WebbR., Ют№е-Нуип [1] теплогидравлическая эффективность трактов с интенсификацией теплоотдачи в значительной степени зависит от мощности на прокачку теплоносителя, а следовательно, коэффициента трения: • Р / (а, • Р,)
П =-
(1)
( N / Ns Г •( Р / ) где т - индекс теплогидравлической эффективности, а, а5 - коэффициенты теплоотдачи труб с интенси-фикаторами теплообмена и для гладкой трубы соответственно, Р и Р5 - полная площадь теплообменной поверхности для трубы с интенсификацией теплоотдачи и для гладкой соответственно, р - плотность теплоносителя, N и N5 - мощность на прокачку теплоносителя для трубы с интенсификацией теплоотдачи и для гладкой трубы соответственно, которая вычисляется по:
^ 2 • ^ • Р •(р • V (р • м>У ¥с ^
N =
Fc • Р
Р
(2)
V - /4
где (р-^) - массовая скорость в минимальном проходном сечении, р. - площадь минимального проходного сечения.
Поэтому для повышения теплогидравлической эффективности труб с поверхностной интенсификацией теплоотдачи существует проблема снижения гидравлического сопротивления при сохранениивы-соких значений коэффициентов теплоотдачи. Решения данной проблемы может быть реализовано применением в теплообменных аппаратах труб с поверхностным винтовым оребрением, которое сформировано методом деформирующего резания. Использование данных труб позволяет увеличить коэффициент теплоотдачи за счет воздействия только на пристенные слои теплоносителя. Стоит отметить, поверхностная закрутка потока позволяет увеличить скорость движения пристенных слоев теплоносителя, изначительно перестроить весь профиль скорости [2].
Исследование гидравлического сопротивления труб с внутренним спиральным оребрением полученным методом деформирующего резания
Объект исследования
В настоящее время существует значительное количество экспериментальных работ посвященных исследованиям теплогидравлических характеристик труб с внутренним спиральным оребрением. Данный метод интенсификации теплоотдачи достигается за счет применения винтовой накатки, установки пружинных проволочных вставок, в том числе методом деформирующего резания. Основные геометрические характеристики труб с однозаходным внутренним спиральным оребрением представлены на рис. 1.
Р
— —
1 -V-*-у—' 'У ' ' » >» ■ 1 \ \ \ \ \ \ 1 'п 1 л И И 1 \\
\\\\ \ \ \ 1111111
1
а
Щ// 1
Щ \\ VД1§| б
Рис. 1 - Продольный (а) и поперечный (б) срез труб с внутренним спиральным оребрением: Б -диаметр исходной гладкой трубы, d - диаметр деформированной трубы, отсчитываемый от высоты интенсификатора (спирального выступа), р - шаг спиральной закрутки интенсификатора, ^ высота интенсификатора (спирального выступа), а - угол спиральной закрутки, -
безразмерный параметр, характеризующий влияние создаваемой закрутки на характеристики потока
Как показано в [11], теплогидравлические характеристики труб с внутренним спиральным оребре-нием недостаточно полно изучены для стандартных условий течения вязких жидкостей в промышленных теплообменных аппаратах. Исследования гидравлического сопротивления труб с однозаходным внутренним спиральным оребрением [2-9] выполнены для диапазона чисел ReD=3•103...1,2•105, охватывающий переходную и турбулентную область течения теплоносителя. Безразмерные геометриче-
ские параметры труб с внутренним спиральнымо-ребрением, для вышеупомянутых работ, варьировались в пределах р0=0,14-1,2, ^/0=(6-88)-103. Попытка расширить диапазоны исследования режимных характеристик, а именно высокие числа Пран-дтля Рг/=10-90 и низкие числа Рейнольдса ReD от 2^10 , представлена в [11]. Максимальные значения тепловой эффективности достигают значений №/N^=2-2,1 раз, при сопоставимом росте гидравлического сопротивления ^0=1,8-2,4 раза [9].
Краткий обзор[1-11] позволяет сделать вывод о том, что, несмотря на значительное количество экспериментальных работ по исследованию характеристик труб с однозаходным внутренним спиральным оребрением, требуется выполнить дополнительные экспериментальные исследования. Это позволит получить графические зависимости гидравлического сопротивления труб с внутренним спиральным оребрением для области ламинарного, переходного и турбулентного режимов течения. Кроме этого необходимо расширить диапазон относительного шага по оси р/й, и определить его влияние на коэффициент гидравлического сопротивления. Определить оптимальные геометрические параметры труб с внутренним спиральным оребрением в зависимости от режимных параметров при минимальных гидравлических потерях
В данной работе исследованы шесть труб с одно-заходным внутренним спиральным оребрением полученных методом деформирующего резания, являющимся комбинацией подрезания и отгиба поверхностных слоев теплообменной поверхности [1314]. Медные трубы внутренним диаметром 0=16 мм, длинной ¿=800 мм, относительной длиной ¿/0=50. Основные геометрические параметры труб представлены в таблице 1.
Таблица 1 - Основные геометрические параметры исследуемых труб
а° р, мм h, мм йЮ Ы0Л0ъ рЮ
14 198 1.4 0.825 87,5 12,73
32 80 0,6 0.925 37,5 5
46 48 0,7 0.913 43,75 3
61 28 0,7 0.913 43,75 1,75
76 12 0,4 0.95 25 0,75
87 2,5 0,7 0.913 43,75 0,16
В экспериментах использовались 2 установки. Экспериментальный стенд для измерения гидравлического сопротивления в области низких чисел Рей-нольдса выполнен по схеме аэродинамической трубы разомкнутого типа и состоит из следующих основных частей: системы подготовки и подачи рабочего тела, воздуха; рабочего участка; системы измерений. Схема экспериментального стенда представлена на рис. 2,а.
Система подготовки, подачи и контроля параметров воздуха в рабочий участок содержит входное устройство 8, кондиционер воздушного потока 7 служит для исключения прямых участков перед расходомером для обеспечения трубного профиля скорости, ресивер 3, в котором установлен центробежный компрессор 2 марки ВТ-140. Компрессор, всасывающего типа, обеспечивает 220 м3/ч, ресивер имеет размеры 1,8*1,8*0,6 м. Входное устройство представляет собой прямой участок трубы длинной 2 м, для стабилизации течения и исключения дополнительных возмущений потока.
Экспериментальный стенд для измерения гидравлического сопротивления труб с внутренним спиральным оребрением в области высоких чисел Рейнольдса представляет собойустановку поверочного типа УПСЖ 30. Гидравлическая схема стенда (рис. 2,б) выполнена в виде разомкнутого контура с принудительной системой подачи теплоносителя к рабочему (измерительному) участку.
а
1 - рабочий участок, 2 - компрессор, 3 -ресивер, 4 - вентиль, 5 - измерители давления, 6 - расходомер, 7- кондиционер воздушного потока, 8 - воздухозаборник, 9 - преобразователь частоты, 10 - регистратор, 11 -измеритель температуры
б
1 - дистиллятор, 2 - бак-нагреватель, 3 - фильтр, 4 - насос высокого давления, 5 - ресивер, 6,7- расходомеры, 8,9 -термопары, 10,11 - датчики давления, 12 - рабочий участок, АИС - автоматизированная информационная система, ТЭН - трубчатый электронагреватель, РТ - регулятор температуры,13, 14, 15, 16, 17 - вентили.
Рис. 2 - Схема экспериментальных стендов для исследования гидравлических характеристик труб с внутренним спиральным оребрением: а -водяной, б - воздушный
В состав установки входят устройства хранения 2, подачи воды 3,4 к рабочему участку 12, трубная обвязка, система измерения объемного (массового)
расхода эталонными расходомерами 6,7 и система управления АИС. Экспериментальный рабочий участок 12 для исследования гидравлического сопротивления труб с внутренним спиральным оребрени-ем представляет собой канал с осевыми входом и выходом.
Температура теплоносителя на входе и выходе из рабочего участка контролировалась хромель-копелевыми термопарами 8,9. Для измерения статического давления предусмотрены отборники давления диаметром 0,8 мм в соединительных штуцерах на входе 10 и выходе 11 соответственно. Перепад давления на рабочем участке по обоим теплоносителя измерялся датчиками давления ОВЕН ДИ0,6 (ПД100). Измерение перепадов давления на рабочем участке производилось для изотермических условий течения воды.
Коэффициент гидравлического сопротивления в эксперименте определялся по формуле (3): 2•Ар1 D
5 = :
(3)
р1 • Ъ
где Ар1 - перепад давления на рабочем участке по внутреннему контуру, р1 - плотность теплоносителя, w1 - среднерасходная скорость теплоносителя. Относительная погрешность определения коэффициента гидравлического сопротивления не превысила 6,5%.
Анализ результатов
Экспериментальные исследования (рис.3) гидравлического сопротивления труб с однозаходным внутренним спиральным оребрением выполнены для ламинарного, переходного и турбулентного режима течения при вынужденном течении воды в диапазоне чисел Рейнольдса ReD=2•102 ^8103.
а 0° ♦ 61°
■ 14° ★ 76°
а 32° щ 87°
д 46°
Reo
Рис. 3 - Экспериментальные данные гидросопротивления труб при различных углах закрутки потока: 1 - расчет по ^=64/ReD, 2 - расчет по ^=0,3164/ReD°'25
Перед началом обсуждения, полученные результаты для турбулентного режима течения, сопоставлялись с результатами [11]. Сравнение проведено для трубы с углом закрутки а=46° и трубы № 08 [11], а=61° и трубы № 06 [11], отмечено удовлетворительное согласование данных с отклонениями не более 5%.
0,5
£
0,1
0,03
Анализ результатов экспериментального исследования (рис.3) труб с внутренним спиральным оребрением выявил, что с увеличением угла закрутки а=(14-87)° увеличивается коэффициент гидравлического сопротивления. Это объясняется тем, что при увеличении расхода (а значит и ReD) в движущейся жидкости вследствие наличия спирально го-оребрения индуцируется вторичное течение и, следовательно, происходит некоторая турбулизация течения, приводящая к более сильному росту коэффициента трения.
Внешним проявлением взаимодействия выступов с потоком в области перехода является уменьшение критического числа Рейнольдса при увеличении угла закрутки и уменьшении относительного шага по оси (рис. 3). Экспериментальные данные в рассмотренном диапазоне, характер их изменения имеют удовлетворительное согласование с экспериментальными данными, Нуннера [14], Коха [15], и результатами Г.А. Дрейцера [16] и В.В. Олимпиева [17], И.А. Попова и др. [18-25].
Стоит отметить, что переход от ламинарного течения к турбулентному происходит в трубе с внутренним спиральным оребрением при меньшихзна-чениях числа Рейнольдса ReD, чем в гладкой трубе. Так, для трубы с углом закрутки а=76° критическое число Рейнольдса составляет Reкрl=1100, для трубы с углом закрутки внутреннего спирального оребре-ния а=86° критическое число Рейнольдса равно Reкрl=1300. Выявлено, что при дальнейшем уменьшении угла однозаходной спиральной закрутки а значения критического числа Reкpl увеличивается. Характер изменения критического числа Рейнольдса от угла спиральной закрутки качественно и количественно ^екр1=1300) удовлетворительно согласует-сяс экспериментальными данными для трубы с од-нозаходной спиральной канавкой, исследованной Ве^^ А.Е., Blumenkrantz А^. еШ в [26].
В области низких чисел Рейнольдса Максимальный прирост гидравдического сопротивления по сравнению с гладким каналом составил 1,4 раза для трубы с углом закрутки внутреннего спирального оребренияа=76°.
В результате измерений было получено, что для трубы с внутренним спиральным оребрением с углом закрутки а=14° (рис.3) при значениях числа ReD= 900 увеличение коэффициента гидравлического сопротивления составляет £/£0=1,05-1,7 раза, для а=32° увеличение составляет £/£0=1,2, для а=46° увеличение составляет £/£0=1,3, для а=61° увеличение составляет £/^0=1,43, для а=76° увеличение составляет £/£0= 1,87, для а=87° увеличение составляет£/£0= 1,56.
Необходимо обратить внимание на то, что для труб с углами закрутки а=76° и 87° (рис.3) была отмечена автомодельность гидравлического сопротивления от числа Рейнольдса ReD. Причем уровень коэффициента гидравлического сопротивления £ для трубы с углом закрутки а=76° больше в 1,25 раз-авобласти высоких чисел Рейнольдса, чем для трубы с а=87°. Это, по-видимому, объясняется тем, что для трубы с большим углом закрутки а=87° и малым осевым шагом рМ =0,16 окружная составляющая
скорости значительно меньше осевой составляющей. Поэтому трубу с а=87° можно рассматривать как трубу с поперечной накаткой.
Заключение
Выполнены исследования гидравлического сопротивления труб с внутренним спиральным ореб-рением в широком диапазоне режимных и конструктивных параметров: ReD=2^103^103, при изменении угла закрутки а=14°-87°, относительной высоты выступов h/d=(25-87,5yi0-3, относительного шага по оси p/d=0,16-12,73. Выявлено увеличение гидравлического сопротивления труб с внутренним спиральным оребрениемв области низких числел Рейнольдса от 1,05 до 1,4; в области высоких чисел Рейнольдса от 1,1 до 11,7 раз.
Работа выполнена в рамках выполнения при поддержке РФФИ (грант16-38-00066мол_а, 14-0800049)
Литература
1. Ralph L. Webb, Nae-Nyun Kim, Principles of enhanced heat transfer-2nd ed., New York ; London : Taylor & Francis, 2005..
2.Мигай В.К., Повышение эффективности современных теплообменников-Л.: Энергия. Ленингр. отд-ние, 1980. -144 с.
3. M.H. Mehta, M. Raja Rao, Investigations on heat transfer and frictional characteristic of enhanced tubes for condensers, in: Advances in Enhanced Heat Transfer, ASME, New York, 1979, pp. 11-21.
4. R.K. Gupta, M. Raja Rao, Heat transfer and friction characteristics of Newtonian and power law type of non Newtonianfluids in smooth and spirally corrugated tubes, in: Advances in Enhanced Heat Transfer, ASME, New York, 1979, pp. 103-113.
5. J.G. Withers, Tubeside heat transfer and pressure drop for tubes having helical internal ridging with turbulent/transitional flow of single phase fluid. part I-single-helix ridging, Heat Transfer Eng. J. 1 (1980) 48-58.
6. H.M. Li, K.S. Ye, Y.K. Tan, S.J. Deng, Investigation of tube-side flow visualisation. Friction factor and heat transfer characteristics of helical-ridging tubes, in: Proceedings of the 7th Heat Transfer Conference, Hemisphere Publishing Corp., Washington, 1998, pp. 75-80.
7. S. Ganeshan, M. Raja Rao, Studies on thermohydraulics of single and multistart spirally corrugated tubes for water and time-dependent power law fluids, Int. J. Heat Mass Transfer 25(1982)1013-1022.
8. R. Sethumadhavan, M. Raja Rao, Turbulent flow friction and heat transfer characteristics of single and multistart spirally enhanced tubes, J. Heat Transfer 108 (1986) 55-61.
9. V.D. Zimparov, N.L. Vulchanov, L.B. Delov, Heat transfer and friction characteristics of spirally corrugated tubes for power plant condensers—1. Experimental investigation and performance evaluation, Int. J. Heat Mass Transfer 34 (1991) 2187-2197.
10. T.S. Ravigururajan, A.E. Bergles, Prandtl number influence on heat transfer enhancement in turbulent flow of water at low temperatures, Trans. ASME 117 (1995) 276282.
11. P.G. Vicente A. Garc'ia, A. Viedma. Experimental investigation on heat transfer and frictional characteristics of spirally corrugated tubes in turbulent flow at differentPrandtl
numbers // International Journal of Heat and Mass Transfer 47 (2004) 671-681.
11. И. А. Попов, Х. М. Махянов, В. М. Гуреев. Физические основы и промышленное применение интенсификации теплообмена // Монография. М-во образования и науки Российской Федерации, Казанский гос. технический унт им. А. Н. Туполева, ООО "Упр. компания "КЭР-Холдинг" ; под общ.ред. Ю. Ф. Гортышова. Казань, 2009.
12. Зубков H. H., Овчинников А. И., Кононов О. В. Изготовление теплообменных поверхностей нового класса деформирующим резанием. Вестн. МГТУ. 1993. № 4. С. 79-82.
13. Зубков Н. Н. Оребрение труб теплообменных аппаратов подрезанием и отгибкой поверхностных слоев. Но-воститеплоснабжения. 2005. № 4. С. 51-53.
14.Nunner, W. Warmeubergang und Druckabfall in rauchen Rohren [Text] / W. Nunner // VDI-Forschungscheft. - 1956.
- № 455 - Pp. 5-39.
15.Koch, R. Druckverlust und Warmeubergang bei verwirbel-ter Stromung [Text] /R. Koch // VDI-Forschungscheft. -1958. - № 469. - P. 44.
16.Калинин, Э. К. Эффективные поверхности теплообмена [Текст] / Э.К. Калинин, Г.А. Дрейцер, И.З. Копп [и др.].
- М.: Энергоатомиздат, 1998. - 407 с.
17.Олимпиев, В.В. Расчетное и опытное моделирование
теплоотдачи и гидросопротивления дискретно шероховатых каналов теплообменного оборудования [Текст]: дис. ... д-ра техн. наук: 05.14.05 / Олимпиев Вадим Владимирович. - Казань, 1993. - 475 с.
18. Popov, I.A., Shchelchkov, A.V., Yarkaev, M.Z. Thermal and hydraulic characteristics of discretely rough tubes at transient flow regimes // Russian Aeronautics. 2013. Vol. 56. № 1.Pp. 83-89.
19. Popov, I.A., Shchelchkov, A.V., Yarkaev, M.Z. Generalization of Experimental Data on Heat Transfer and Hydraulic Resistance of Channels with Spherical Protrusions // Journal of Engineering Physics and Thermophysics. 2015. Vol. 88. № 5. Pp. 1183-1190.
20. Байгалиев Б.Е., Черноглазова А.В., Темникова С.В., Щелчков А.В., Тимербулатова И.Р., Калмыков П.Э. Исследование возможности замены теплоизоляционных труб с металлическими элементами на трубы из поли-сульфона // Вестник Казанского технологического университета. 2013. Т. 16. № 10. С. 96-98.
21. Попов И.А., Щелчков А.В., Яркаев М.З., Рыжков Д.В., Ульянова Р.А. Теплоотдача и гидросопротивление профилированных труб с 2D и 3D шероховатостью при переходных режимах течения // Вестник Казанского технологического университета. 2012. Т. 15. № 16. С. 56-59.
22. Габдрахманов И.Р., Щелчков А.В., Попов И.А., Исаев С.А. Применение пластинчатых теплообменных аппаратов с поверхностными интенсификаторами теплоотдачи в системах «EGR» для улучшения экологических характеристик ДВС // Вестник технологического университета. 2015. Т. 18. № 5. С. 205-208.
23. Попов И.А., Щелчков А.В., Яркаев М.З., Калимуллин Р.Р., Рыжков А.В. О создании высокоэффективного теп-лообменного оборудования для большегрузных автомобилей // Вестник Казанского государственного технического университета им. А.Н. Туполева. 2014. № 3. С. 54-61.
24. Яркаев М.З., Аль-Джанаби А.Х.А., Гильманов А.Х., Гортышов Ю.Ф., Попов И.А., Щелчков А.В. Сравнительное исследование теплообменных апаратов с интенсификацией теплоотдачи // Вестник Казанского государственного технического университета им. А.Н. Туполева. 2013. № 2-2. С. 73-79.
25. Попов И.А., Щелчков А.В., Яркаев М.З., Аль-Джанаби А.Х.А., Скрыпник А.Н. Теплообменные аппараты с интенсификацией теплоотдачи // Энергетика Татарстана. 2014. № 1 (33). С. 10-16.
26. Bergles, A.E., Blumenkrantz, A.R., andTaborek, J. 1974. Performance evaluation criteria for enhanced heat transfer surfaces, in Heat Transfer 1974, The Japan Society of Mechanical Engineers, Tokyo, Vol. II, 234-238.
© А. В. Щелчков, к.т.н., доцент, каф. ТиЭМ, КНИТУ-КАИ им. А.Н. Туполева, [email protected]; И. А. Попов, д.т.н., проф. той же кафедры, [email protected]; А. Н. Скрыпник, магистрант 2 года той же кафедры, [email protected]; Н. Н. Зубков, д.т.н., проф., каф. "Инструментальная техника и технологии", МГТУ им. Н.Э. Баумана,[email protected]; Ю. В. Жукова, к.т.н., с.н.с., Лаборатория турбулентности, ИТМО им. А.В. Лыкова НАН Беларуси, [email protected]; Д. В. Рыжков, к.т.н., с.н.с., каф. ТиЭМ, КНИТУ-КАИ им. А.Н. Туполева, [email protected].
© A. V. Shchelchkov, Ph.D., associate professor, Heat Engineering and Power Engineering department, Kazan National Research Technical University named after A.N. Tupolev - KAI, [email protected]; 1 A. Popov, Prof. Dr.-Ing.,Heat Engineering and Power Engineering department,Kazan National Research Technical University named after A.N. Tupolev - KAI, [email protected]; A. N. Scrypnik, 2nd year Master's Degree Student, , Heat Engineering and Power Engineering department, Kazan National Research Technical University named after A.N. Tupolev - KAI, [email protected]; N. N. Zubkov, Dr. Sci. (Eng.), professor, head of laboratory of the Research Institute of Structural Materials and Technological Processes of the Bauman Moscow State Technical University., [email protected]; Yu. V.Zhukova, Ph.D., Senior Researcher, Institute for Heat and Mass Transfer named after A. V. Lykov, Belarus Academy of Sciences, Minsk, Belarus, [email protected]; D. V. Ryzhkov, Ph.D., Senior Researcher, Heat Engineering and Power Engineering department, Kazan National Research Technical University named after A.N. Tupolev - KAI, [email protected].
