автореферат диссертации по энергетике, 05.14.04, диссертация на тему:Моделирование теплогидравлических процессов и разработка методики обобщения данных по эффективным теплообменникам

На правах рукописи

БЕРЕЖНАЯ ОЛЬГА КОНСТАНТИНОВНА

МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕПЛОГИДРАВЛИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ И РАЗРАБОТКА МЕТОДИКИ ОБОБЩЕНИЯ ДАННЫХ ПО ЭФФЕКТИВНЫМ ТЕПЛООБМЕННИКАМ

Специальность 05 14 04 — "Промышленная теплоэнергетика"

АВТОРЕФЕРАТ

Диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва - 2005

Работа выполнена на кафедре Тепломассообменных процессов к установок Московского энергетического института (технического университета).

Научный руководитель

кандидат технических наук, профессор Ефимов Андрей Львович

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, ст.научн.сотр. Зудин Юрий Борисович

кандидат технических наук, доцент Попов Станислав Константинович

Ведущая организация

Московский Государственный Университет путей сообщения

Защита диссертации состоится «15» апреля 2005 г. в 15:15 на заседании диссертационного совета Д 212.157.10 при Московском энергетическом институте (техническом университете) по адресу: Москва, Красноказарменная ул., д. 17, аудитория Г-406.

Отзывы на автореферат в 2-х экземплярах, заверенные печатью организации. просим направлять по адресу: 111250, Москва, Красноказарменная ул., д. 14, Ученый Совет МЭИ (ТУ).

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Московского энергетического института (технического университета).

Автореферат разослан марта 2005 г.

Ученый секретарь диссертационного совета

к.т.н , доцент

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Один из наиболее эффективных способов интенсификации процесса теплообмена - применение профилированных каналов или теплообменных поверхностей сложной геометрии, что ведёт как правило, к отрывному характеру течения, трудно поддающемуся описанию Поэтому при проведении расчетов по гидравлике и теплообмену з таких каналах используют эмпирические зависимости, полученные для каждого типа поверхности. Область применения каждой из них ограничена конкретным типом поверхности или канала и исследованным диапазоном параметров потоков ч геометрических характеристик поверхностей теплообмена.

Чтобы получить эмпирические зависимости, обеспечивающие необходимую точность расчетов, весь исследованный диапазон геометрических параметров часто приходится разбивать на два или более подинтервалов и подбирать зависимости для каждого из них. Поэтому количество зависимостей превышает число самих типов поверхностей, что вызывает дополнительные трудности при выборе и разработке теплообменников и при проведении оптимизационных расчетов в процессе совершенствования действующих или создания новых перспективных аппаратов и установок.

В последние годы ситуация усугубилась тем, что фирмы-производители теплообменников, публикуя данные о выпускаемом оборудовании, не приводят в каталогах и рекламных проспектах необходимую информацию о геометрических и теплогидравлических характеристиках теплообменных аппаратов, вынуждая потребителей пользоваться услугами этих фирм по подбору оборудования, который выполняется не по обобщенным, а по частным зависимостям.

Целью работы является совершенствование методов расчета теплообменных аппаратов с эффективными поверхностями нагрева.

Для достижения указанной цели поставлен ряд научно-технических задач, включающий:

• выявление общих закономерностей процессов теплообмена и сопротивления при течении в каналах сложной геометрии, отличающихся формой я размерами;

• разработка модели, позволяющей описать теплообмен и сопротивление для более широкого класса поверхностей;

• апробация модели на имеющихся в литературе опытных данных для диффузорно-конфузорных каналов, труб со спиральными вставками и труб с накаткой, каналов пластинчатых теплообменников;

• обобщение данных по теплообмену и сопротивлению профилированных труб и каналов, а так же пластинчатых теплообменников с поверхностями из гофрированных пластин;

• разработка универсальной методики обобщения данных по теплообмену к сопротивлению эффективных теплообменников.

Научная новизна.

1. Предложена двуслойная модель турбулентного течения и теплообмена в каналах, объясняющая механизм интенсификации процессов переноса в профилированных каналах и опережающего роста теплообмена по сравнению с ростом сопротивления, а также модифицированная модель течения в трубах и каналах с дискретной шероховатостью

В основу первой положено представление о двухслойной структуре течения - турбулентном ядре и прерывистом ламинарном пристенном подслое

2 На основе обобщения известных опытных данных по теплообмену к сопротивлению в диффузорно-конфузорных каналах, трубах со спиральными вставками и трубах с накаткой, выполненного с использованием модели с прерывистым подслоем и модифицированной модели течения в шероховатых трубах и каналах, выявлено влияние обобщенных геометрических переменных каналов на процессы переноса. Получены зависимости критического числа Рейнольдса, при котором происходит периодическое прерывание подслоя, от вычисляемых по общим правилам для любых типов поверхностей обобщенных безразмерных геометрических переменных - относительной длины периода продольного профиля, степени дросселирования поперечного сечения канала, его кривизны и др.

3. На основе предложенной модели с прерывистым подслоем и аналогии процессов переноса теплоты и импульса получены зависимости для расчета теплообмена по гидравлическому сопротивлению при турбулентном безградиентном обтекания пластины и установившемся турбулентном течении в трубах и каналах.

4. Получены обобщенные зависимости по теплообмену и сопротивлению для ленточно-поточных и сетчато-поточных пластинчатых теплообменников, данные по геометрии которых, имеются в доступных для исследователей источниках.

Практическая ценность.

1. Применение предложенных моделей турбулентного течения и теплообмена позволяет рассчитывать теплообмен и сопротивление в более широких диапазонах геометрических характеристик, в том числе с учетом опережающего роста теплообмена.

2 Полученные обобщенные зависимости по теплообмену и сопротивлению каналов пластинчатых теплообменников, широко применяющихся в настоящее время в технологии, схемах тепловых пунктов промышленных предприятий и объектов жилищно-коммунального хозяйства, могут быть использованы при расчете и подборе теплотехнического оборудования.

На защиту выносятся:

• двухслойная модель турбулентного течения и теплообмена для интенсифицированных поверхностей теплообмена;

• модифицированная модель течения в шероховатых трубах и каналах позволяющая обобщать опытные данные по гидравлическому сопротивлению в профилированных трубах и каналах.

• зависимости по теплообмену и сопротивлению диффузорно-конфузорных каналов, труб со спиральными вставками и с накаткой, учитывающие ВЛИЯНИЯ геометрии

• уточненная методика обобщения данных по теплообмену и сопротивлению профилированных труб к каналов с использованием обобщенных геометрических переменных, а также моделей прерывистого подслоя и течения ъ шероховатых трубах и каналах, апробированная при обобщении опытных данных для диффузорно-конфузорных каналов, труб со спиральными вставками и с накаткой,

• обобщенные зависимости по теплообмену и сопротивлению ленточно-поточных и сетчато-поточных каналов пластинчатых теплообменников

Апробация работы.

Основные положения работы, результаты теоретических и экспериментальных исследований докладывались и обсуждались на международных конференциях.

• 8 - 10-ой Международных научно-технических конференциях студентов и аспирантов. Радиоэлектроника, электротехника и энергетика, Москва 2002 -2004 г.

• Первой Всероссийской школе-семинаре молодых ученых и специалистов Энергосбережечие - теория и практика, Москва 2002 г

• Третьей Российской национальной конференции по теплообмену Вынужденная конвекция однофазной жидкости, Москва 2002 г

• Второй всероссийской школе-семинаре молодых ученых и специалистов Энергосбережение - теория V практика, Москва 2004 г

Публикации. Основные на}чные положения и выводы изложены в 8 опубликованных работах

Структура и объём работ ы. Диссертация состоит из введения, четырёх глав, заключения, списка литературы, включающего 81 наименование, и приложений Общий объём диссертации составляет 166 страниц, включая рисунки, таблицы и приложения

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении отмечена актуальность работы, сформулирована цель и задачи исследования, дана общая характеристика работы

В первой главе проведен обзор и анализ работ го теплообмену к сопротивлению эффективных теплообменников, а так же по моделям объясняющим процессы, происходящие в профилированных трубах и каналах

В результате показано что, несмотря на большое количество опубликованных данных по теме диссертации, содержащейся в них информации далеко не всегда достаточно для полного учета влияния геометрии канала на процессы переноса. Многие из предложенных моделей либо не полностью описывают процессы, либо не позволили получить зависимости для расчета теплообмена и сопротивления.

Потребовалось уточнить предложенные А.Л. Ефимовым и давшие приемлемый результат при обобщении данных по теплообмену и сопротивлению модифицированные уравнения подобия В частности скорректированы правила вычисления степени дросселирования поперечного сечения канала, введены дополнительные переменные для учета влияния закрутки потока и шероховатости стенок.

Анализ информации по пластинчатым теплообменникам показал, что существует два основных типа теплообменников ленточно-поточные и сетчато-поточные. И если для моделей каналов ленточно--поточных теплообменников A.M. Масловым получены обобщенные зависимости по теплообмену и сопротивлению, то для реальных теплообменников ленгочно-поточной и сетчато-поточной компоновки до сих пор расчет коэффициентов теплообмена и сопротивления ведут по частным зависимостям, каждая из которых справедлива только для конкретного типоразмера пластины

В результате были поставлены следующие задачи: выявление общих закономерностей процессов теплообмена и сопротивления при течении в различных канатах сложной геометрии, создание модели, позволяющей описать теплообмен и сопротивление, если не для всех, то хотя бы для более широкого класса поверхности, апробация модели на имеющихся в литературе опытных данных, разработка рекомендаций для расчета критериез формы и геометрии каналов по общим правилам для любых типов каналов; обобщение данных по теплообмену и сопротивлению в профилированных трубах и каналах, в пластинчатых теплообменниках с поверхностями теплообмена из гофрированных пластин.

Во второй главе предложена модель турбулентного переноса, на основе которой, получены зависимости по теплообмену и сопротивлению при продольном обтекании пластины и при развитом течении в трубе. При разработке модели был учтен экспериментально установленный факт, согласно которому, при определенных геометрических соотношениях профилированных поверхностей теплообмена, рост коэффициента теплоотдачи, по сравнению с гладкой поверхностью, опережает рост коэффициента трения. А так же то, что работы, позволяющие уловить и оценить отмеченный эффект на основе модельных представлений, практически отсутствуют. Нами предложена такая модель для развитого турбулентного течения и теплообмена. Она основана на

представлении о двухслойной структуре потока в виде турбулентного ядра и периодически прерывающегося пристенного подслоя, в котором чередуются участки типа присоединения потока х1 ламинарного пограничного слоя хг к зоны рециркуляции х; (рис 1). и явилась развитием модели подслоя С периодически прерывающимися ламинарными участками, использованной А 71. Ефимовым Эффект интенсификации теплообмена в соответствии с моделью объясняется искусственным прерыванием ламинарных участков подслоя при х2 = Ькр, т-це Ь„р - критическая длина ламинарного подслоя при достижении которой происходит разрушение последнего, что ведет к сокращению длин участков х и, как следствие, - к уменьшению термического сопротивления под слоя и увеличению коэффициента теплоотдачи А опережающий рост теплообмена - наличием зон отрыва и присоединения потока, в которых как известно, имеет место нарушение аналогии процессов переноса.

При описании течения в турбулентном ядре использованы степенные скоростные и температурные профили:

где и и Т - скорость и температура на внешней границе турбулентного пограничного слоя или на оси трубы; 8 - толщина турбулентного пограничного слоя, Я - радиус трубы

Для безотрывных ламинарных участков подслоя - зависимости для средних коэффициентов трения и теплообмена (решения Г. Блазиуса и Э. Польгаузена)

со =3,328

N11 = 0,664 ГКе,л)05,

(3)

(4)

в которых Яе1р=«0 критическое число Рейяольдса подслоя; щ -

скорость на внешней его границе. Скорость и0 принята постоянной (допущение) и определяется при х2 = Ьрр из условия сращивания степенного профиля с профилем скорости в подслое по соотношениям.

для пластины

и для трубы

г„ =сйрий1 /2- Лри

(6)

где - касательное напряжение на стенке; сх - локальный коэффициент турбулентного трения на пластине, отнесенный к X — коэффициент трения на участке стабилизированного течения в трубе, и - осредненная по сечению трубы скорость, связанная со скоростью ^соотношением:

Из (5) с учетом толщины ламинарного подслоя при х2 = Ь ^

и соотношения

для пластины получаем

а для трубы из (6) с учетом (8) и (9) X = 1,328 Яе

где

(8) (9)

(10) (11) (12)

После интегрирования уравнения импульсов для пластины

+ (13)

в пределах от х - 0 до .г = с учетом (10) и на основе аналогии процессов переноса тепла и импульса, для случая безградиентного обтекания пластины было получено решение

где Яе^ = II- х!\\ х -расстояние от передней кромки пластины, и из условия равенстватепловых потоков ах = -ггде

<7С = 0,664(Л '¿^Ие^5 Рг"3- средний коэффициент теплоотдачи на пластине длиной Хк0,

/1+1 2 2

V 2 ; п J +

Для установившегося течения в трубе

(I*И) (2тя)>.з (п + 3 )»'' ^

(15)

где Ке -и ^ с1- диаметр трубы, и из условия ах -1ш) = а0(10

(16)

Зависимости (14) и (15) при Ке — Г«с 1кг)п> = 22150, т = 0.067 \\n~l

сводятся к известные с, -0 0^6 Ке"'или близким к известным №/,=0 0297 Ке°6 Рг°4 решениям Зависимость П 6) при том же значении Яе, и п - 7 - в решение I Блазиуса , = 0316 Ке ь а (I*7) при « =■ 0 и те - 0,067 в Ки = 0,025^ Ке'4 Рг", незначительно отличающееся ог известной форму чь. Г Крауссольда 1чи=0 023 Ке:8 Рг"4

При выводе уравнении (14) - (17) сделано допущение о том, что протяженность зон рециркуляции пренебрежимо мала по сравнению о участками безотрывного ламинарного подслоя. Выполненные нами оценки показали, что х/х2=0,179 - 0,214

Зависимости (15) и (17) получены с использованием соотношений (1) и (2), которые были приняты без какого-либо обоснования Если воспользоваться аналогией Рейнольдса, условием непрерывности функций и приравнять тепловые потоки, выраженные через градиенты температур в ядре потока и в ламинарном подслое, на их границе, то для случая безградиентного обтекания пластины после преобразований получается следующее соотношение, связывающее поля температур и скоростей,

для локального теплообмена на пластине

Аналогично для тр;

^Рг3 и„ Рг,

Рг^ Рг,

]1

-1

для среднего теплообмена на участке развитого течения в трубе

81 = - - '

Р С,«» 8 [" ( * >

Рг, ПтШТкекр11-'5

X Рг1 8^Ргт

(20)

(21)

Полученное решение (21) по структуре совпадает с известными решениями Б.С Петухова и В В Кириллова, А А Жукаускаса Совпадение результатов расчета по полученным и указанным решениям удовлетворительное.

В третьей главе произведена апробация модели прерывистого подслоя на основе обработка известных опытных данных по диффузорно-кокфузорным каналам, трубам со спиральными вставками и трубам с накаткой

В основе метода обобшения данных лежит гипотеза о том, что между характером течения и интенсивностью теплообмена для идеальной жидкости и реальной имеет место функциональная зависимость, поэтому для характеристики особенности процессов гидродинамики и теплообмена целесообразно ввести универсальные (по правилам их вычисления) безразмерные геометрические переменные, которые приведены в таблице 1. При обобщении данных по теплообмену и гидродинамическому сопротивлению диффузорно-конфузорных, волнистых каналов и шахматных пучков круглых труб А.Л. Ефимов предложил использовать особенности геометрии каналов в виде следующих критериев:

Им было показано, что для обработки данных по теплообмену, как правило, достаточно учета влияния Х. Но при обработке данных по сопротивлению для труб со спиральными вставками и с накаткой даже четырех переменных оказалось недостаточно.

Степень дросселирования канала X,, вычислялась как отношение максимального и минимального поперечных сечений. Но анализ геометрии пластинчатых сетчато-поточных теплообменников показал, что размер проходного сечения канала может оставаться постоянным, но вследствие изменения его формы, отношение максимального и минимального гидравлических диаметров меняется существенно. Поэтому нами степень расширения-сужения канала введена, как отношение гидравлических диаметров.

Переменная Х4 введена для учета влияния начального участка. Приведенные ниже переменные Хг,Хс,X. не Ихмаюг аналогов у А.Л. Ефимова и введены для более точного обобщения данных по сопротивлению в каналах. При обобщении данных по теплообмену их влияние малосущественно. С целью проверки работоспособности модели прерывистого подслоя, предложенной в главе 2, были использованы данные по теплообмену и сопротивлению диффузорно-конфузлрных каналов предоставленные А.А. Гухманом и В.А Кирпиковым, труб с пластинчатыми спиральными вставками (данные взяты у В.К. Мигая) и круглых труб с накаткой (В.К Мигай, В.М. Антуфьев), а также полученные выше зависимости (16) и (17). Для удобства обработки опытных данных в зависимостях (16) и (17) были введены следующие обозначения.

____ ___ _____________ _ _J[a61ица_1

Г Безразмерн i '

геометрия. л, 1 Примечание

Учитывает! вчиянне

переменные

1 Отчоситетьной дтаны Х'~1 1 а | периода | При У "э - падквя тр/ба

Х2 1 Чередования удастков с = у I различными свойствами о 1 ' ! (диффузор - конфузор, | поверхность твердого тела -i поверхность симметрии пстока) При Л' , = ЛГ, - 3

X, - | Степени дросселирования При X, -> 1 - падкая труба

I Количества периодов При У4 -И - гладкая труба При У, < 3 - 4 ~~ ~~ 1 /0 | | начальный участок При А'4 > 3 1 | квазистабилизированное течение При | Х4 £ ¡0 - отсутствие влияния начального 1 | участка на средний теплообмен V«/ = 1 и 1 ] сопротив лние А/ =!

Х5 = 1 / ' Кривизны стенок При A'j —> 1 - падкая труба

Х6 = Ьс„ //„ 1 Закрутки потока При Хь -» 1 - закрутка отсутствует

Д 1 Шероховатости 1 +с? 1 = ^и/»1 & ' РасасиР"е потока при вч вых При ! 0 - песочная шероховатость Л'7 = Aid, При Д -» 0 - падкая труба . .

* Х1]=Х) и Х12 =Хк дтя диффузорно-конфузорных каналов

Х7 - — - для пучка труб I

Д + 1) (--г2)

В' =5 312 [-0-—"-.

Вычисление значений п и Reir выполнялось следующим образом

- дчя теплообмена i = 2 ;(1 ~ п) -->, где р - показатель степени при Re в эмпирической формуле Nu - ARep v

2 (£+1)

л)

- для сопротивления и = -2' ? -1, где q - гоказатель степени при Re в эмпирической формуле 1 = ВКе'' и

Испозьзовачие зависимостей 116) и (17). поточенных на основе модели прерывистого подслоя, гозволипс установить «при обработке опытных данных) влияние обобщенных геометрических переменных на критическое чисто Рейнотьдса

Результаты обработки данных по теплообмену на основе модели прерывистого подслоя

Для диффузорно-конфузорных каналов вычисленные по опытным данным значения Иекр при 1^ = 10" -105; 0,507 <Х^< 3,831, 0,297 <Х2< 2,94, \,\1%<Х3< 1,506- 5,625 <А'4 < 18,75 аппроксимированы следующей зависимостью-

Яе„,-7666,8 ЛГ/,Я Хгот Г/04' (24)

Среднеквадратичные отклонения опытных значений чисел 11ек0 от рассчитанных по аппроксимирующей зависимости (24) не превышают ± 14,6%, при максимальном 36,/ %.

Результаты обработки опытных данных представлены на рис 2.

Аппроксимирующая зависимость для показателя степени при Яе имеет вид-р = 0,7024 X "04 X 041 Xя 242 Х°008 (25)

Среднеквадратичное расхождение для показателя степени р - не ботее ± 3,7% при максимальном - 9,3%

Для труб со спиральными вставками при Яе = 4 !03 -6 104 , 1,6 < 12.3; 1,14 <ХЛ< 1,43; 6,08 <Хл< 36.

Ке,-11631 Х3-2 1688 ^4-°425 . (26)

Среднеквадратичное отхлонение составляет ± 18%, при максимальном - 26%.

Значение показателя степени при Не для всех поверхностей практически одинаковые и равны 0,75

Для труб с накаткой по данным В.К. Мигая при Яе = 5 103 -4 104;0.47<

X, <4,8; 1,054 <Х3< 1,28; 12 120.

Ие,, =29158 V0"' (27)

Среднеквадратичное отклонение чисел Кекр, вычисленных по опытным данным, от рассчитанных по аппроксимирующей зависимости (27) составляет ± 17,7%; максимальное отклонение досзигает 47,9%.

Аппроксимирующая зависимость для показателя степени при Ке имеет вид-р = 0,7046 х;отл Х'гтг Х1шг . (28)

Среднеквадратичное расхождение для показателя степени при Яе р - не более ± 2,9%, при максимальном - 5,2%

Для труб с накаткой по данным С.С. Кутателадзе при Яе = Ю4 - 4 105. 0,25 <Х\ < 1,67; 1,02 <Л'з< 1,33; 1,04 <Х5< 1,44'

Ке =5475,9 Хош X»™ Л"418 . (29)

Среднеквадратичное отклонение чисел Яекр вычисленных по опытным данным от рассчитанных по аппроксимирующей зависимости (20) составляет ± 23,6%, максимальное отклонечие достигает 48%

Опытные данные В.К. Мигая к С.С. Кутаделадзе обработать вместе не удалось в сзязи с тем, что данные последнего не полные и не было возможности выделить ряд критериев, в отличие от работы В.К Мигая. Этим же объясняется большее значение погрешности при обработке опытных данных. предоставленных С.С. Кутателадзе

Результаты обработки данных по сопротивлению на основе модели прерывистого подслоя

В диффузорио-коифузориых каналах аппроксимирующее выражение для Яекр имеет вид:

у-С 1 V"1 28? V '

л2 'Л, У\4

(30)

При обобщении данных но сопротивлению среднеквадратичные отклонения рассчитанных по опытным данным от аппроксимирующей кривой составили 36.7%, при максимальном + 90%

Результаты обработки опытных данных представлены на рис. 3.

Для труб со спиральными вставками

Среднеквадратичное отклонение составляет + 62,3%; при максимальном -88,3%.

Для труб с накаткой по данным Мигая В.К

Ке,^ =166140 X, Хъ ХА

(32)

Среднеквадратичное отклонение чисел ЯеКр, вычисленных по опытным данным, от рассчитанных по аппроксимирующей зависимости (27) составляет ± 59,2%; максимальное отклонение достигает 89%.

Более значительное расхождение значений Яекр, рассчитанных по опытным данным по сопротивлению, с аппроксимирующими зависимостями, дало основание предположить, что для их обработки более правильно использовать модель течения в шероховатых трубах и каналах. За основу была взята формула А.Д. Альтшуля

которая посте уточнения была представлена в модифицированном виде

(33)

, (68 1 а г *;> х- /; 1

л = С —г — е -гик,

{Г'.е Ке )

(34)

где - константы, значения которых были установлены в процессе

обобщения опытных данных (табл,2.):

Таблица 2.

Наименование поверхнос!и А С , I)

Диффузорно-конфузорньш канал 2,97 0,и75 ' 0,001

Трубь. со спиральными вставками "¡8.65 0,11 0,0!

-------------!--1---1---

Трубы с поперечной накатной 3,98 ¡0,11 I 0,01

Х{,Хг,Хъ,Х^Х,,Хк - переменные, рассчитанные по общим для всех поверхностей правилам; щ, п2, щ, щ - показатели степени при них. Кроме того, нами было сделано предположение, что при обработке данных необходимо учитывать и влияние шероховатости поверхности теплообмена, для чего была введена переменная Х7. Результаты обработки приведены ниже.

Результаты обработки данных по сопротивлению на основе модели течения в шероховатой грубе

Для диффузорно-конфузорных каналов, помимо учтенных при обработке данных по теплообмену, введены дополнительные безразмерные переменные 1 <Х; < 1,05 и 0,0005 <Х1 < 0,0029. В результате получено:

Среднеквадратичные отклонения А, рассчитанные по опытным данным, от аппроксимирующей кривой (35) составили ± 25%. Но при этом, значение погрешности для поверхностей с острыми кромками (№№ 1 - 3, 28 - 33) достигали 100% и более. При обработке данных без них, для поверхностей только со скругленными кромками получена зависимость:

которая дала среднеквадратичную погрешность 13,9% при максимальной -

Следует отметить, что поверхности с 22 - 27 отличаются от остальных тем, что для них отмечен рост теплообмена, который сопровождался не увеличением, а уменьшением коэффициентов сопротивления по сравнению с гладкостенными каналами. Из этого следует, что данные каналы наиболее эффективны. Особенностью геометрии этих каналов является то, что отношение длин диффузорных и конфузорных участков составляет 2:1 и 3'1, в то время как для остальных - 1:1, 1:2, 1:3 и 1:5.

(36)

33,5%.

Рис 1 С м-ма безградиентного течения у пластины с прерывшлым пристенным подслоем

йекг

твоо кнюо 20000 МИШ

„ I 173-, 0 3 180 0 877 X1 А2 А4

О О 05 0 1 0 15

3 Ксц, - ] (ХиХг,Х Хь) идя сопротивления (кадалы

диффуэор-конфузор)

Рис 2 Ке,ф ~/( \| Л-> Аз \га) Д1>) теплообмена я диффуюрпо конфузорных кэналчх

Рис 4 Я - /"(ЛГ, \4 X ) пя ]рубс вкаткой но Н В >

„ , (68 ' . л = О 11 ■—-<■ —е ' Ие «е

т)

Г37)

среднеквадратичные отклонения к составляют 4.3%, при максима ¡ьном - 32 >а.

Для труб с накаткой по В.К. Мигаю, помимо учтенных при обработке данных по теплообмену, введены дополнительные переменные 1,05 £ £ 1,22 и 0,015 <Х-!< 0,056. В результате получено, что:

Л = 0,1 \\ 68 + "• '' * ''¡"'¡"'^ У", (38)

Ее ')

среднеквадратичные отклонения X составляют ± 20,9% при максимальном -53%.

Результаты обработки опытных данных представлены на рис. 4.

Для труб с накаткой по С.С. Кутателадзе, помимо учтенных при обработке данных по теплообмену, введены дополнитетьные переменные 0,004 < Х-, < 0,044. В результате получено, что:

Я = 0,1 /— ^—е3 "5 * "" ^, (39)

Яе 100 ^

среднеквадратичные отклонения X составляют ± 26.8% при максимальном -

57,1%.

В четвертой главе рассмотрены поверхности реальных сетчато-поточных и ленточно-поточных теплообменников, каждая из которых, имеет свои геометрические характеристики.

Источником опытных данных по ленточно-поточным теплообменникам послужили данные В.М. Антуфьева, а также Н.В Барановского и др. Совместную обработку указанных данных провести не удалось потому, что в данных В.М. Антуфьева отсутствует приведенная длина пластины а, следовательно, невозможно вычислить количество периодов на ее длине.

Исходные данные для сетчато-псточных теплообменников взяты из работы Н.В. Барановского и др При их обработке использованы дополнительные переменные Х8 - для учета влияния двумерности кривизны траектории потока - и Хд - для учета влияния расширения потока при его входе из коллектора в канал между пластинами и последуюшего сужения на выходе из канала.

Результаты обобщение опытных данных

Для ленточно-по точных по данным В.М. Антуфьева при 1,63 < Х1 < 14,5; 0,53 <Х3 < 5,7; 1,17 <Х5 < 1,6 получено:

Ли = 0,133 Яе1 А','049 Х;ш 394 (40)

Я = 0,0383 Яеч ' X?551 • ХЧX." 982 (41)

»hcS V«/Re°' /(X, Xs \s) цля ченлообменннков по данным Лнгуфьева В M

Nu/Re °r—-----, ---.--

«а d ' о» ~ d'

неточно поточных Рис 6 if/Re - f\ X, \, A ) д \я пенгочно поючних т\п;гаобм е m iикои но данным Антуфьева В М S/Re ""

D 12 111

not.

а

8 74 OTS 0 7« 0 77 0 78 0 79 0 8 ЦХ, Ч,)

Рис 7 Чи/Re " /(Л ¡,Х} V4 V, А7,А,) дчя ct-i4.no поточьых юплооЬмснпиков г о дтнным Барановскою Н В

Я)

-ййи

5

0 73

0 74 в 74

О 9 f(V, \ Ч.»

Рис 8 i Rt® /(А \ А4 X \ ля си чтто поточных

тетообменников по дан шм Ьарчновско'-о Н В

Среднеквадратичное отклонение чисел Nu. полученных при обработке опытных данных от рассчитанных но (33) составило ± 9,2 при максимальном -22,1% Для коэффициента сопротивления х 23,? hdh максимальном 63,73/о

Ре4улътаты обработки опытных />анны> представлены на рис. 5-6

Для ленточно-поточяых поданным Н.В. Барановского при 7,2 СХ\ £ 14;

1,1 < Хъ < 1,18: \3<ХЧ < àl получено:

Rev = 12879 X*X] (42)

Я = 0,0236 • Re"c " Х,с f • " Х° 826 (43)

Среднеквадратичное отклонение чисел Re,P. полученных при обработке опытных данных от рассчитанных по (42) составило ± 1%, при максимальном 1,6 %. Для коэффициента сопротивления ± 15,4% при максимальном 30.2%.

Для сетчато-поточных по объединенным данным Н.В. Барановского при

2,09 <Х\ < 2,99; 1,006 < X, < 1,013' 20 <Х4 £ 80; 1,07 <Х5 < 1,15; 0,086 <Х7 < 0.158; 0,176 <Х% < 0,446 получено: Nu - 0,156 Re" " А'Г° 267 Х^'™ Х°, X7n50D"ç (44)

л = 24,943 Re-02!.A70"'6 XV2-Xfmn Х^оьа XГ'005 (45)

Среднеквадратичное отклонение чисел Nu, полученных при обработке опытных данных от рассчитанных по (441 составило ± 6,1 при максимальном -22.9%. Для коэффициента сопротивления ± 15,7 при максимальном 19.9%.

Результаты обработки опытных данных представлены на рис. 7-8.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ

1. Предложена двухслойная модель турбулентного течения и теплообмена с периодически прерывающимся ламинарным подслоем, позволяющая объяснить механизм интенсификации процессов переноса в профилированных трубах и каналах а так же эффект опережающего роста интенсивности теплообмена, по сравнению с сопротивлением.

2. Предложена модифицированная модель течения в шероховатых трубах и каналах, позволившая повысить сходимость опытных данных и точность аппроксимирующих зависимостей по сопротивлению каналов сложной геометрии (диффузор-конфузор, труб с накаткой и спиральными вставками).

3. На основе предложенной двухслойной модели, аналогии процессов переноса теплоты и импульса и связи температурных и скоростных профилей получены зависимости по теплообмену и сопротивлению для турбулентного безградиентного обтекания пластины и установившегося течения в каналах, удовлетворительно согласующиеся с аналогичными зависимостями, которые были получены на основе трехслойной модели турбулентного потока.

4. Уточнен и дополнен перечень геометрических переменных для учета влияния геометрии канала на теплообмен и сопротивление в уравнениях подобия, предложенных ранее А.Л. Ефимовым. Введение дополнительной

переменной для учета закрутки потока, замена отношения сечений на

отношение гидравлических диаметров и введение фактора

шероховатости позволили уменьшить погрешность обобщающих зависимостей прежде всего по сопротивлению до ± 9 -± 27 %.

5. Ча основе двухслойной модели турбулентного течения и теплообмена с периодически прерывающимся ламинарным подслоем получены зависимости для Яе^,, обобщающие опытные данные по теплообмену и сопротивлению Показано, что при г/сТ-х» значение Ке^,—> 22150, т е становится равным Кекр для гладкой трубы

6 На основе уравнений, полученных с использованием двухслойной модели турбулентного течения и теплообмена с периодически прерывающимся ламинарным подслоем, и модифицированных уравнений подобия впервые аппроксимированы опытные данные для диффузорно-конфузорных каналов, труб со спиральными вставками и труб с накаткой.

7. Впервые выполнено обобщение данных по сопротивлению диффузорно-конфузорных каналов, труб со спиральными вставками и накаткой на основе предложенной модели течения в трубах и каналах с дискретной шероховатостью.

8. Полученные обобщенные зависимости по теплообмену и сопротивлению каналов пластинчатых теплообменников, широко применяющихся в настоящее время в технологии, схемах тепловых пунктов промышленных предприятий и объектов жилищно-коммунального хозяйства, могут быть использованы при расчете и подборе теплотехнического оборудования.

9. Обобщение данных по сопротивлению пластинчатых теплообменников выявило необходимость учета не только специфики геометрии каналов, образованных пластинами, но и особенностей компоновки теплообменника. Удовлетворительное согласование опытных данных с аппроксимирующей зависимостью (среднеквадратичное отклонение для сетчато-поточных теплообменников уменьшилось до ± 16 %) было получено только после учета влияния отношения диаметра раздающего коллектора к ширине канала между пластинами.

20

Од //

ОСНОВНЫЕ ПУБЛИКАЦИИ ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ

1 Бережная О К Ефимов А П Создание модели турбулентного течения и теплообмена для эффективных поверхностей теплообмена // Восьмая международная научно-техническая конференциях студентов и аспирантов Радиоэлектроника, электротехника и энергетика Тез док 1 в 3-х т - М , 2002 -Т2-С 37-38

2 Бережная О К Ефимов А Л Расчет развитого турбулентного течения и теплообмена на основе модели прерывистого подстоя // Труды первой Всероссийской школы-семинара молодых ученых и специалистов Энергосбережение - теория и практика - М, 2002 г С 288 - 290

3 Бережная О К, Ефимов А Л Расчет развитого турбулентного течения и теплообмена на основе модели прерывистого подслоя // Труды третьей Российской национальной конференции по теплообмену Вынужденная конвекция однофазной жидкости - М , 2002 - Г 2 - С 60-62

4 Бережная О К, Ефимов А Л Обобщение данных по теплообмену и сопротивлению в профилированных каналах на основе модели прерывистого подслоя // Девятая международная научно-техническая конференциях студентов и аспирантов Радиоэлектроника, электротехника и энергетика Тез докл вЗ-х г -М,2003 -Т2-С 282-283

5 Бережная О К, Ефимов А Л Обобщение данных по теплообмену и сопротивлению для диффузорно-конфузорных каналов на основе модели прерывистого подстоя // Десятая международная научно-техническая конференциях студентов и аспирантов Радиоэлектроника, электротехника и энергетика Тез докл в 3-х т - М , 2004 - Т 2 - С 341 - 342

6 Бережная О К, Морозова Е С, Ефимов А Л Расчет теплообмена и сопротивления при развитом турбулентном течении в канале на основе модели турбулентного переноса с прерывистым ламинарным подслоем // Десятая международная научно-техническая конференциях студентов и аспирантов Радиоэлектроника, электротехника и энергетика Тез докл в 3-х т. - М , 2004 -Т2-С 343

7 Ефимов А Л . Бережная О К , Данилина А В Теплообмен и трение при турбулентном обтекании пластины и на участке термической и гидродинамической стабилизации в трубе А Труды второй всероссийской школы-семинара молодых ученых и специалистов Энергосбережение - теория и практика - М , 2004 - С 312 - 314

8 Бережная О К, Ефимов А Л Обобщение данных по теплообмену и сопротивлению для диффузорно-конфузорных каналов на основе модели прерывистого подслоя // Вестник МЭИ - 2004 - № 5 - С 20-25

Печ ч 1И, Ь Тираж 100_Заказ Ц32

Типография МЭИ, Красноказарменная уч , д 13

Содержание.

Основные обозначения.

Введение.

Глава 1. Современное состояние исследований по расчету теплообмена и сопротивления в профилированных каналах и пластинчатых теплообменниках.

1.1. Анализ экспериментальных данных по теплообмену и гидравлическому сопротивлению в профилированных трубах и каналах.

1.2. Современные методы расчета теплообмена и гидравлического сопротивления в профилированных трубах и каналах на основе моделей процессов переноса.

1.3. Влияние геометрии канала на теплообмен и сопротивление.

1.4. Эмпирические зависимости по теплообмену и гидравлическому сопротивлению каналов пластинчатых теплообменников.

1.5. Выводы и постановка задачи исследования.

Глава 2. Гидравлическое сопротивление и теплообмен при турбулентном обтекании пластины и развитом турбулентном течении в трубе. Вывод зависимости по гидравлическому трению и теплообмену на основе модели прерывистого подслоя.

2.1. Пограничный слой при продольном обтекании пластины.

2.1.1 .Трение при продольном обтекании пластины.

2.1.2 Теплообмен при продольном обтекании пластины.

2.2 Изотермическое установившееся течение в трубе.

2.2.1 .Трение при развитом течении в трубе.

2.2.2. Теплообмен при гидродинамически стабилизированном и термически развитом (5 = R, 8t = R) течении в трубе.

2.3. Структура ламинарного подслоя.

2.3.1. Оценка протяженности зоны рециркуляции.

2.3.2. Оценка протяженности зон присоединения, безотрывного обтекания и рециркуляции.

2.4. Связь температурного и скоростного турбулентных профилей при Рг Ф 1.

2.4.1. Вывод зависимости по теплообмену при обтекание пластины с учетом связи скоростного и температурного профилей.

2.4.2. Вывод зависимости по теплообмену при течении в трубе с учетом связи скоростного и температурного профилей

Глава 3. Обобщение опытных данных по теплообмену и сопротивлению на основе модели прерывистого подслоя.

3.1. Общий вид степенной зависимости для теплообмена и сопротивления.

3.2. Методика обобщения опытных данных по теплообмену и сопротивлению профилированных поверхностей степенными зависимостями.

3.3. Результаты обобщения опытных данных для профилированных поверхностей.

3.3.1. Аппроксимация опытных данных по теплообмену.

3.3.2. Аппроксимация опытных данных по сопротивлению

3.4. Анализ полученных результатов.

3.5. Методика обобщения опытных данных по сопротивлению профилированных поверхностей с использованием подхода к шероховатым трубам.

3.6. Аппроксимация опытных данных по сопротивлению . ]

3.7. Выводы по главе.

Глава 4. Применение модели прерывистого подслоя для получения обобщающих зависимостей по теплообмену и сопротивлению ленточно-поточных и сетчато-поточных теплообменников.

4.1. Исходные данные. Выбор основных критериев формы каналов.

4.2. Обобщение опытных данных по теплообмену и сопротивлению.

4.3. Анализ результатов и выводы по главе. j

Актуальность работы. Один из наиболее эффективных способов интенсификации процесса теплообмена - применение профилированных каналов или теплообменных поверхностей сложной геометрии, что ведет, как правило, к отрывному характеру течения, трудно поддающемуся описанию. Поэтому при проведении расчетов по гидравлике и теплообмену в таких каналах используют эмпирические зависимости, полученные для каждого типа поверхности. Область применения каждой из них ограничена конкретным типом поверхности или канала и исследованным диапазоном параметров потоков и геометрических характеристик поверхностей теплообмена.

Чтобы получить эмпирические зависимости, обеспечивающие необходимую точность расчетов, весь исследованный диапазон геометрических параметров часто приходится разбивать на два или более подинтервалов и подбирать зависимости для каждого из них. Поэтому количество зависимостей превышает число самих типов поверхностей, что вызывает дополнительные трудности при выборе и разработке теплообменников и при проведении оптимизационных расчетов в процессе совершенствования действующих или создания новых перспективных аппаратов и установок.

Дополнительные сложности возникают вследствие того, что отсутствует единый подход в выборе геометрических переменных, определяющих влияние на интенсивность теплообмена и гидродинамику.

В последние годы ситуация усугубилась тем, что фирмы-производители теплообменников, публикуя данные о выпускаемом оборудовании, не приводят в каталогах и рекламных проспектах необходимую информацию о геометрических и теплогидравлических характеристиках теплообменных аппаратов, вынуждая потребителей пользоваться услугами этих фирм по подбору оборудования, который выполняется не по обобщенным, а по частным зависимостям.

Целью работы является совершенствование методов расчета теплообменных аппаратов с эффективными поверхностями нагрева.

Для достижения указанной цели поставлен ряд научно-технических задач, включающий:

• выявление общих закономерностей процессов теплообмена и сопротивления при течении в каналах сложной геометрии, отличающихся формой и размерами;

• разработка модели, позволяющей описать теплообмен и сопротивление для более широкого класса поверхностей;

• апробация модели на имеющихся в литературе опытных данных для диффузорно-конфузорных каналов, труб со спиральными вставками и труб с накаткой, каналов пластинчатых теплообменников;

• обобщение данных по теплообмену и сопротивлению профилированных груб и каналов, а так же пластинчатых теплообменников с поверхностями из гофрированных пластин;

• разработка универсальной методики обобщения данных по теплообмену и сопротивлению эффективных теплообменников.

Научная новизна.

1. Предложена двухслойная модель турбулентного течения и теплообмена в каналах, объясняющая механизм интенсификации процессов переноса в профилированных каналах и опережающего роста теплообмена по сравнению с ростом сопротивления, а также модифицированная модель течения в трубах и каналах с дискретной шероховатостью.

В основу первой положено представление о двухслойной структуре течения - турбулентном ядре и прерывистом ламинарном пристенном подслое.

2. На основе обобщения известных опытных данных по теплообмену и сопротивлению в диффузорно-конфузорных каналах, трубах со спиральными вставками и трубах с накаткой, выполненного с использованием модели с прерывистым подслоем и модифицированной модели течения в шероховатых трубах и каналах, выявлено влияние обобщенных геометрических переменных каналов на процессы переноса. Получены зависимости критического числа Рейнольдса, при котором происходит периодическое прерывание подслоя, от вычисляемых по общим правилам для любых типов поверхностей обобщенных безразмерных геометрических переменных - относительной длины периода продольного профиля, степени дросселирования поперечного сечения канала, его кривизны и др.

3. На основе предложенной модели с прерывистым подслоем и аналогии процессов переноса теплоты и импульса получены зависимости для расчета теплообмена по гидравлическому сопротивлению при турбулентном безградиентном обтекания пластины и установившемся турбулентном течении в трубах и каналах.

4. Получены обобщенные зависимости по теплообмену и сопротивлению для ленточно-поточных и сетчато-поточных пластинчатых теплообменников, данные по геометрии которых, имеются в доступных для исследователей источниках.

Практическая ценность.

1. Применение предложенных моделей турбулентного течения и теплообмена позволяет рассчитывать теплообмен и сопротивление в более широких диапазонах геометрических характеристик, в том числе с учетом опережающего роста теплообмена.

2. Полученные обобщенные зависимости по теплообмену и сопротивлению каналов пластинчатых теплообменников, широко применяющихся в настоящее время в технологии, схемах тепловых пунктов промышленных предприятий и объектов жилищно-коммунального хозяйства, могут быть использованы при расчете и подборе теплотехнического оборудования.

На защиту выносятся:

• двухслойная модель турбулентного течения и теплообмена для интенсифицированных поверхностей теплообмена;

• модифицированная модель течения в шероховатых трубах и каналах, позволяющая обобщать опытные данные по гидравлическому сопротивлению в профилированных трубах и каналах;

• зависимости по теплообмену и сопротивлению диффузорно-конфузорных каналов, труб со спиральными вставками и с накаткой, учитывающие влияние геометрии.

• уточненная методика обобщения данных по теплообмену и сопротивлению профилированных труб и каналов с использованием обобщенных геометрических переменных, а также моделей прерывистого подслоя и течения в шероховатых трубах и каналах, апробированная при обобщении опытных данных для диффузорно-конфузорных каналов, труб со спиральными вставками и с накаткой;

• обобщенные зависимости по теплообмену и сопротивлению ленточно-поточных и сетчато-поточных каналов пластинчатых теплообменников.

Апробация работы.

Основные положения работы, результаты теоретических и экспериментальных исследований докладывались и обсуждались на международных конференциях:

• 8 - 10-ой Международных научно-технических конференциях студентов и аспирантов. Радиоэлектроника, электротехника и энергетика, Москва 2002 - 2004 г.

• Первой Всероссийской школе-семинаре молодых ученых и специалистов. Энергосбережение — теория и практика, Москва 2002 г.

• Третьей Российской национальной конференции по теплообмену. Вынужденная конвекция однофазной жидкости, Москва 2002 г.

• Второй всероссийской школе-семинаре молодых ученых и специалистов. Энергосбережение - теория и практика, Москва 2004 г.

Публикации. Основные научные положения и выводы изложены в 8 опубликованных работах.

Структура и объём работы. Диссертация состоит из введения, четырёх глав, заключения, списка литературы, состоящего из 81 наименований, и приложения. Общий объём диссертации составляет 166 страниц, включая рисунки, таблицы и приложения.

4.3. Выводы по главе и анализ результатов

1. На основе модели прерывистого подслоя и введения в уравнения подобия параметров геометрии и формы канала частные эмпирические зависимости по теплообмену и сопротивлению ленточно-поточных и сетчато-поточных теплообменников заменены обобщающими.

2. При обработке данных по сопротивлению выяснилось, что для их обобщения, кроме геометрических переменных учитывающих особенности геометрии каналов, целесообразно ввести дополнительную переменную, характеризующую особенности течения, обусловленные спецификой компоновки теплообменников, а именно отношение dullВ общего диаметра штуцера к ширине канала.

123

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Проведенные исследования позволяют сделать следующие выводы:

1. Предложена двухслойная модель турбулентного течения и теплообмена с периодически прерывающимся ламинарным подслоем, позволяющая объяснить механизм интенсификации процессов переноса в профилированных трубах и каналах а так же эффект опережающего роста интенсивности теплообмена, по сравнению с сопротивлением.

2. Предложена модифицированная модель течения в шероховатых трубах и каналах, позволившая повысить сходимость опытных данных и точность аппроксимирующих зависимостей по сопротивлению каналов сложной геометрии (диффузор-конфузор, труб с накаткой и спиральными вставками).

3. На основе предложенной двухслойной модели, аналогии процессов переноса теплоты и импульса и связи температурных и скоростных профилей получены зависимости по теплообмену и сопротивлению для турбулентного безградиентного обтекания пластины и установившегося течения в каналах, удовлетворительно согласующиеся с аналогичными зависимостями, которые были получены на основе трехслойной модели турбулентного потока.

4. Уточнен и дополнен перечень геометрических переменных для учета влияния геометрии канала на теплообмен и сопротивление в уравнениях подобия, предложенных ранее A.J1. Ефимовым. Введение дополнительной переменной для учета закрутки потока, замена отношения сечений /пмх / fmin на отношение гидравлических диаметров dmax fdmm и введение фактора шероховатости позволили уменьшить погрешность обобщающих зависимостей, прежде всего по сопротивлению до ± 9 — ± 27 %.

5. На основе двухслойной модели турбулентного течения и теплообмена с периодически прерывающимся ламинарным подслоем получены зависимости для ReKp, обобщающие опытные данные по теплообмену и сопротивлению. Показано, что при /*/с/*—> оо значение ReKp—» 22150, т.е. становится равным ReKp для гладкой трубы.

6. На основе уравнений, полученных с использованием двухслойной модели турбулентного течения и теплообмена с периодически прерывающимся ламинарным подслоем, и модифицированных уравнений подобия впервые аппроксимированы опытные данные для диффузорно-конфузорных каналов, труб со спиральными вставками и труб с накаткой.

7. Впервые выполнено обобщение данных по сопротивлению диффузорно-конфузорных каналов, труб со спиральными вставками и накаткой на основе предложенной модели течения в трубах и каналах с дискретной шероховатостью.

8. Полученные обобщенные зависимости по теплообмену и сопротивлению каналов пластинчатых теплообменников, широко применяющихся в настоящее время в технологии, схемах тепловых пунктов промышленных предприятий и объектов жилищно-коммунального хозяйства, могут быть использованы при расчете и подборе теплотехнического оборудования.

9. Обобщение данных по сопротивлению пластинчатых теплообменников выявило необходимость учета не только специфики геометрии каналов, образованных пластинами, но и особенностей компоновки теплообменника. Удовлетворительное согласование опытных данных с аппроксимирующей зависимостью (среднеквадратичное отклонение для сетчато-поточных теплообменников уменьшилось до ± 16 %) было получено только после учета влияния отношения диаметра раздающего коллектора к ширине канала между пластинами.

125

1. Калинин Э.К., Дрейцер Г.А., Ярхо С.А. Интенсификация теплообмена в каналах. — М.: Машиностроение, 1981. — 205 с.

2. Мигай В.К., Пряхин В.В., Прохоренко B.C. Особенности теплообмена в каналах с отрывом потока. — М: Инженерно-физический журнал, 1987 г., том 53.- №3.- С. 398-402.

3. Ефимов A.JI. Расчет сопротивления при турбулентном течении на основе модели с прерывистым подслоем. Труды МЭИ, вып. 448 Тепломассообменные процессы и установки, 1980. С. 70 - 74.

4. Шлихтинг Г. Теория пограничного слоя. М.: Наука, 1969. — 744 с.

5. Коган В.Б. Теоретические основы типовых процессов химической технологии. JI.: Химия, 1977. — 592 с.

6. Лыков А.В. Тепломассообмен, справочник. М.: Энергия, 1978. - 480 с.

7. Ефимов A.J1. Исследование теплообмена и гидродинамики в каналах теплообменных аппаратов сложной геометрии. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук. М.: 1980. - 20 с.

8. Антуфьев В.М. Эффективность различных форм конвективных поверхностей нагрева. М.: Энергия, 1966. - 184 с.

9. Добровольский Б. Применение численных методов для расчета распределения скорости и давления в месте установки сужающих устройств. Теплоэнергетика, 1985. — №5. С.77 - 79.

10. Барановский Н.В., Коваленко JI.M., Ястребенецкий А.Р. Пластинчатые и спиральные теплообменники. М.: Машиностроение, 1973. -288 с.

11. Руководящий технический материал. Расчет и рекомендации по проектированию поперечно-оребренных конвективных поверхностей нагрева стационарных котлов. РТМ 108.030.140-87.СП6., НПО ЦКТИ.

12. Юдин В.Ф. Теплообмен поперечно-оребренных труб. -JI.: Машиностроение, 1982.

13. Кунтыш В.Б., Кузнецов Н.М. Тепловой и аэродинамический расчеты оребренных теплообменников воздушного охлаждения. СПб.: Энергоатомиздат, 1992.

14. Олимпиев В.В. Ламинарно-турбулентный переход в каналах теплообменников с выступами — интенсификаторами теплообмена. М.: Теплоэнергетика, 2001. - №7. - С. 52 - 56.

15. Жукаускас А.А. Конвективный перенос в теплообменниках. М.: Наука, 1982.-472 с.

16. Мигай В.К. Повышение эффективности современных теплообменников. -Л.: Энергия, 1980. 182 с.

17. Гортышов Ю.Ф, Олимпиев В.В. Теплообменные аппараты с интенсифицированным теплообменом. Казань: Изд-во Казан, гос. ин-та, 1999. 176 с.

18. Лойцянский Л.Г., Механика жидкости и газа. М.: Наука, 1973. - 848 с.

19. Льюис М., Простая аналитическая модель течения для расчета термогидравлических характеристик шероховатых поверхностей, Теплопередача. М.: Мир, 1975. - №2 - С. 96 - 102.

20. Жукаускас А.А., Улинскас Р., Катинас В. Гидродинамика и вибрации обтекаемых пучков труб. Вильнюс: Мокслас, 1984. — 312 с.

21. Петухов Б.С., Кириллов В.В. К вопросу о теплообмене при турбулентном течении жидкости в трубах // Теплоэнергетика. 1958. № 4. - С.63 - 67.

22. Krischer О., Loos G., Warme und Stoffaustausch bei erzwungener Stromung an Korpern verschiedener Form, Chem.-Jng. Techn., 1958. 30, H.l, S.S. 31-39; H.2, S.S.69 - 74.

23. Чжен П., Отрывные течения. М., Мир, 1973. - Т.З. - 336 с.

24. Кэйс В.М. Лондон А.Л., Компактные теплообменники. М.: Энергия, 1967. - 224 с.

25. Nikuradse J. Gesetzmabigkeiten der turbulenten Stromung in glatten Rohren. — VIDI Forschungsheft, 1932. - 356 p.

26. Петухов B.C., Генин Л.Г., Ковалев C.A., Соловьев С.Л. Теплообмен в ядерных энергетических установках. М, Издательство МЭИ, 2003. - 548 с.

27. Blasius Н., Das Ahnlichkeitsgesets bei Reibungsvorgangen in Fliissigkeiten. Forschg. Arb.Ing.-Wes., вып. 131, Berlin, 1913.

28. Патанкар С. Численные методы решения задач теплообмена и динамики жидкости: Пер. с англ. — М.: Энергоатомиздат, 1984.

29. Уонг X. Основные формулы и данные по теплообмену для инженеров. М.: Атомиздат, 1979.

30. Webb R.L., Eckert E.R.G., Goldstein R.J. Heat Transfer and Friction in Tubes With Repeated Rib Roughness, International Journal of Heat and Mass Transfer, Vol. 14, 1971.-P. 601-617.

31. Dipprey D.F., Sabersky R.H., Heat and Momentum Transfer in Smooth and Rough Tubes at Prandtl Nambers, International Journal of Heat and Mass Transfer, Vol. 6, 1963. P. 329 - 353.

32. Кутателадзе С.С. Основы теории теплообмена. Новосибирск: Наука, 1973.

33. Седней, Обзор результатов исследования влияния небольших выступов на течение в пограничном слое, Ракетная техника и космонавтика. 1973.- №6. -С.16-20.

34. Себан, Теплоотдача в турбулентном сорванном потоке воздуха за уступом в поверхности пластины, Теплопередача. 1964. - №2. — С. 154 - 158.

35. Альтшуль А.Д., Киселев П.Г., Гидравлика и аэродинамика. М.: Стройиздат, 1975.-323 с.

36. Сборник примеров и задач по тепломассообменным процессам, аппаратам и установкам / Л.И. Архипов, В.А. Горбенко, O.JI. Данилов, A.JI. Ефимов, С.И. Коновальцев: Под ред. A.JI. Ефимова. М., МЭИ, 1997. - 116 с.

37. Wieghardt К., Uber die turbulente Stromung im Rohr und langs der Platte. ZAMM24, 1944.-294 p.

38. Ефимов A.JI., Данилов О.Л., Удыма П.Г. Разработка высокоэффективного тепломассообменного оборудования и метод его расчета // Промышленная теплоэнергетика. — М., Энергоатомиздат, 1990. №10. - С.37 - 40.

39. Nunner W. Warmeiibergang und Druckabfal in rauhen Rohren. VDI - Forsch., 455, Bd.22, 1966. - P. 535 - 542.

40. Кадер Б.А., Яглом A.M. Турбулентный тепло- и массоперенос от стенки, покрытой двумерной шероховатостью. В кн.: Пристенное турбулентное течение. Ч. I. Новосибирск: Изд. СО АН СССР, 1975. - 203 с.

41. Ибрагимов М.Х., Субботин В.И., Бобков В.П., Сабелев Г.И., Таранов Г.С. Структура турбулентного потока и механизм теплообмена в каналах. — М.: Атомиздат, 1978. 296 с.

42. Кутателадзе С.С. Теплопередача и гидродинамическое сопротивление: Справочное пособие. — М.: Энергоатомиздат, 1990. 367 с.

43. Сайуф Ф., Доброчеев О.В., Ефимов A.JL. Анализ закономерности турбулентного трения при различных внешних воздействиях // Теплоэнергетика. — М.: Энергоатомиздат, 1990. №4. - С.66 - 68.

44. Керн Д., Краус. А. Развитые поверхности теплообмена. М.: Энергия, 1977. - 464 с.

45. Романенко П.Н. Тепломассообмен и трение при градиентном течении жидкостей. -М.: Энергия, 1974. 568 с.

46. Кэйс. В.М. Конвективный тепло- и массообмен. М.: Энергия, 1972. — 448 с.

47. Richardson P.D., Estimation of the Heat Transfer from the Rear of an Immersed Body to the Region of Separated Flow, ARL 62 423, Brown University, Jan. 1960.

48. Темкин А.Г., Савельев П.А., Гидродинамика и теплообмен при течениях в каналах сложной конфигурации. — Рига: Рижский политехнический институт, 1976. 115 с.

49. Петухов Б.С. Теплообмен и сопротивление при ламинарном течении жидкости в трубах. — М.: Энергия, 1967. — 442 с.

50. Антуфьев В.М., Гусев Е.К., Ивахненко В.В., Кузнецов Е.Ф., Ламм Ю.А. Теплообменные аппараты из профилированных листов. — Ленинградское отделение: Энергия, 1972. 128 с.

51. Савицкий Т.А. Исследование теплоотдачи и аэродинамического сопротивления в волнистых каналах пластинчатой поверхности нагрева. -М.: Энергомашиностроение, 1964. №5.

52. Антуфьев В.М., Лам Ю.А. Теплообменные аппараты новой конструкции для газотурбинных установок. М. — Л.: Машгиз, 1956.

53. Ерофеев Д.А. Интенсификация теплообмена путем искусственной турбулизации. Автореферат диссертации на соискание ученой степени к.т.н. -М., 1946.-20 с.

54. Гогиш Л.В., Степанов Г.Ю. Турбулентные отрывные течения. — М.: Наука. Главная редакция физико-математической литературы, 1979. — 368 с.

55. Величко В.И., Пронин В.А. Расчет теплоотдачи в плоском канале с отрывом и присоединением воздушного потока. Научные труды. Межвузовский тематический сборник № 54. М.: МЭИ, С. 84 89.

56. Шляжас Р.Б. Турбулентный перенос импульса и тепла в пограничном слое за препятствием. Автореферат канд. дисс. Каунас, 1984. — 20 с.

57. Цветков Ф.Ф., Григорьев Б.А. Тепломассообмен.: Учебное пособие для вузов. М.: Издательство МЭИ, 2001. - 550 с.

58. Бережная O.K., Ефимов АЛ. Обобщение данных по теплообмену и сопротивлению для диффузорно-конфузорных каналов на основе модели прерывистого подслоя // Вестник МЭИ. — 2004. № 5. - С. 20 - 25.

59. Сборник информационных писем-предписаний // Мособлэнергонадзор. Издательство УПЦ Талант. 2002 г. -136 с.

60. Зингер Н.М., Тарадай A.M., Бармина JI.C. Пластинчатые теплообменники в системах теплоснабжения. — М.: Энергоатомиздат., 1995. 256 с.

61. Светлов Ю.В. Интенсификация гидродинамических и тепловых процессов в аппаратах с турбулизаторами. М.: Энергоатомиздат, 2003 г.

62. РТМ № 26-10-01070-78. Теплообменники пластинчатые. Методы тепловых и гидродинамических расчетов. М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1978 г.

63. Каталог. Пластинчатые теплообменники. М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1990г.

64. Перечень энергосберегающих мероприятий Эффект энергосбережения

65. Замена секционных (кожухо-трубчатых) теплообменников на пластинчатые. Схема П.2 П.З. - при размещении Т.П. в подвале: переход от ТП (бойлерных) к ИТП. Экономия тепла на 5 — 10 % 77. Сокращение числа труб Экономия газа 10-20 % [77].

66. Замена нерегулируемых элеваторов на пластинчатые теплообменники. Схема П.4. Экономия тепла за отопительный период 15%; в переходный период до 30 50 % *.

67. Замена нерегулируемых элеваторов на регулируемые. Схема П.4. Экономия тепла за отопительный период 15%; в переходный период до 30 50 %*.

68. Замена нерегулируемых элеваторов на подмешивающие насосы с ЧРП. Схема ПЛ. Экономия тепла за отопительный период 10- 15% 77.

69. Применение подмешивающих насосов с ЧРП совместно с нерегулируемым элеватором. Схема П.5. Экономия тепла до 15% за отопительный период **.

70. Применение циркуляционных насосов с ЧРП. Схема П.З. Экономия электроэнергии 40 50 % 77.

71. Ночное снижение температуры горячего водоснабжения в жилых зданиях. 15-20% в целом 77.

72. Ночное снижение потребления тепла в административных и жилых зданиях. 5- 10% в целом 77.

73. Применение трехходовых смесителей с подмешивающими насосами вместо нерегулируемых элеваторов. Схема П.6. Экономия тепла за отопительный период 10- 15 % ***.

74. Установка гидравлического разделителя с регулятором смешения в системах ГВС, отопления и вентиляции. Схема. П.5 Экономия тепла за отопительный период до 20 % ***.- По опыту эксплуатации на площадках Санкт-Петербургского метрополитена.

75. По информации от сотрудников ГУП «Мосгортепло». *** - Экспертная оценка.

76. В систему вентиляции (для ИТП)1. Из тепловой сети1. В тепловую ^сеть

77. В систему горячего водоснабжения

78. Циркуляция горячего водоснабжения

79. В систему отопления (и вентиляции для ЦТП с нагрузкой менее 15% отопления)

80. Из системы отопления (и вентиляции для ЦГП)1. Из водопровода