Монография Попов т3

Теплогидравлическая эффективность перспективных способов интенсификации теплоотдачи в каналах теплообменного оборудования

тании h0 максимум теплоотдачи (первый) достигается для h0≈0,06, что обусловлено присоединением ВТПС 2 (СС 2) к дну СВ. Последующее увеличение h0 приводит к резкому падению Sh, минимум теплоотдачи наблюдается при h0=0,2. В случае h0≥0,1–0,2 РЗ 1 покрывает всю поверхность СВ. (Опытное распределение местных коэффициентов теплоотдачи в СВ (С.З.Сапожников и др.) для h0=0,139 подтверждает наличие ВПС на дне СВ). Оказывается, что скорость течения на дне СВ при h0=0,2 (0,1) минимальна по сравнению со всеми

другими СВ в диапазоне h0=0– 0,7 [172]. Второй максимум те-

рис.3.262) одинаковы. Прогноз характера взаимосвязи геометрических параметров СВ (h0) и ин-

тенсивности процессов переноса в СВ (и в КСВ), основанный на опытных данных для ЦВ, вполне удовлетворительно согласуется с известными экспериментальными результатами для СВ. Например, в работах K.H. Presser (1972 г.), R.F. Richards et all (1987 г.), Я.П. Чудновского (1990 г.), Л.В. Арсеньева и др. (2000

г.) установлено, что наибольшие эффекты ИТО в КСВ достигаются с помощью мелких СВ при h0<0,1. Соотношение средних коэффициентов теплоотдачи в КСВ и в ГК для h0=0,07–0,08 может составлять α/αg=1,3–1,4 [176,181]. В [176]

на поверхности СВ глубиной h0=0,0667 зафиксировано αb≈αg , что превышает значение αb для αb0,5, соответствующего h0=0,5, так как в опытах именно для СВ установлено, что величина αb0,5 заметно меньше, чем αg . (Опытное соотношение для СВ αb0,0667/αb0,5≈1,25 удовлетворительно соответствует прогнозу для

СВ на базе информации по ЦВ – αb0,06/αb0,5≈1,2). В опытах [50] при h0=0,07 получено α/αg=1,15. Большинство исследований посвящено именно мелким СВ –

h0=0,07–0,2 со значительным эффектом ИТО – величина α/αg достигает 1,4 [50] и более. М.Я. Беленький и др. экспериментально зафиксировали α/αg=2,4 при h0=0,1. Только при мелких СВ в КСВ (как и в ДШК с низкими выступами [42])

299

Теплогидравлическая эффективность перспективных способов интенсификации теплоотдачи в каналах теплообменного оборудования

существует заметная область опережающего нарастания коэффициентов теплоотдачи по сравнению с увеличением коэффициентов сопротивления каналов

[50]. Например, в [48] для h0=0,0833 получено α/αg=1,67 при ξ/ξg=1,48. В про-

мышленной практике применяются мелкие СВ, в частности h0=0,135 [50]. Анализ опытной информации позволяет вполне обоснованно предпола-

гать, что для ИТО в КСВ наиболее выгодны мелкие СВ глубиной h0≈0,06 (по крайней мере необходимо h0<0,1) с отрывом и присоединением потока к дну СВ и максимальной протяженностью ВТПС 2 (при оптимальной длине ВТПС 4). В этом случае (в отличие от выемок с размерами h0>0,1) теплоотдача на поверхности СВ (и на стенке за ней) выше, чем в ГК: αb>αg. Для увеличения продольного размера присоединенного ВТПС 2 (сокращения длины РЗ) в СВ с достаточными абсолютными размерами полезно использовать вихревые канавки на передней кромке СВ. Если будущие исследования не подтвердят наличие максимума теплоотдачи в СВ при h0≈0,06, тогда следует признать, что для промышленного применения мелкие ЦВ (h0<0,1) более предпочтительны, чем СВ.

При относительно низких числах Re (рис.3.262с), когда в КСВ не достигнут режим полностью развитого турбулентного течения, максимальная интенсивность теплоотдачи в мелкой h0=0,09 и глубокой СВ h0≈0,3 практически одинакова (и выше, чем в ГК). Однако и в этом случае мелкие СВ (h0≤0,1) более рациональны для технического использования, так как мелкие СВ почти не влияют на прочность КСВ [50].

Турбулентное обтекание выемки без присоединения потока

При турбулентном потоке в КСВ для случаев глубоких СВ h0≈0,2–0,5 схема течения на типовом участке канала S2 показана на рис.3.263. В полости СВ возникает РЗ 1 [29,30,55] с практически однократным рециркуляционным током: среда, двигающаяся в неприсоединяющемся к дну выемки СС 2, частично поступает в СВ около задней кромки В и омывает поверхность СВ, устремляясь к основанию смерчеобразного вихря 8 (“смерч”), а затем поступивший

объем среды почти полностью вы-

300

Теплогидравлическая эффективность перспективных способов интенсификации теплоотдачи в каналах теплообменного оборудования

чение в СВ и, соответственно, положение “смерча” также нестационарны. “Смерч” постоянно колеблется (перемещается) поперек потока относительно продольной срединной плоскости СВ с низкочастотной и высокочастотной составляющими этих колебаний. В процессе низкочастотных колебаний конусообразное основание “смерча” перемещается по поверхности СВ из одной половины СВ в другую и обратно. При этом продольная ось “смерча” попеременно (апериодически) фиксируется на некоторое время в одном из двух крайних по-

ложений под углом ± 450 (680 ) к срединной плоскости СВ. Следовательно ос-

нование “смерча” находится в одной половине СВ, а выброс “смерча” из СВ происходит со стороны противоположной половины СВ. Одновременно “смерч” непрерывно колеблется с высокой частотой (и малой амплитудой) поперечно к своей продольной оси [17,22,23,28,29, 30,55]. Взаимодействие СС 2 со “смерчем” 8 характеризуется синхронизацией событий в их сосуществовании: СС 2 периодически (точнее апериодически) сворачивается и отрывается (с частью “смерча”) за той половиной СВ, из которой (в данный момент времени) осуществляется выброс “смерча” во внешний поток. После СВ образуется вихревая дорожка Кармана, соответствующая левой и правой (по потоку) долям СВ [30,31].

(Определенным подтверждением справедливости предположения синхронности – равенства частот f – срыва вихрей Кармана и переброса “смерча” из одной половины СВ в другую служат следующие известные факты. Увеличение скорости потока в КСВ вызывает нарастание частоты срыва вихрей Кармана [30], аналогичное влияние оказывает скорость и на частоту перемещений “смерча” [22,31]. Число Струхаля Sr=fd/W∞=0,079 [23], характеризующее частоту переброса “смерча”, полностью согласуется со значением числа Sr<<1 для срыва вихрей Кармана около обратного уступа [182], то есть у кромки СВ – А, рис.3.263. Низкочастотным колебаниям СС 2 за обратным уступом [182], как и низкочастотным колебаниям “смерча” в СВ [23] свойственна не в полной мере выраженная когерентность).

В СВ глубиной h0<0,1 “смерч” не обнаружен [176].

Непосредственно на поверхности СВ от кромки В (рис.3.263) образуется устойчивый возвратный ВТПС 3, свойства которого (вероятно) приближенно соответствуют “стандартному” ТПС. Картина осредненных во времени линий тока на поверхности СВ симметрична относительно срединной плоскости СВ. (Весьма показательно, что картины растекания масляных пятен в СВ [23] и в ЦВ [172] совершенно идентичны). Скорость и турбулентность на внешней границе ВТПС 3 постоянны вдоль ПС и равны W3≈0,4W∞, Tu≈0,1 (отнесенная к W∞) [23], величина Tu может быть и выше (В.Н. Афанасьев и др.). Опытное распределение касательных напряжений трения τx3 вдоль ВТПС 3 вполне характерно для обычного ТПС. Поперек потока в ВТПС 3 величины τx3 примерно постоянны. При высоком уровне Tu∞ распределение коэффициентов теплоотдачи аналогично [23]. (Скорость рециркуляции в СВ в 2 раза выше, чем в двумерном отрывном потоке [23]. Интересно, что двукратно увеличенная скорость W3

301

Теплогидравлическая эффективность перспективных способов интенсификации теплоотдачи в каналах теплообменного оборудования

возвратного течения в трехмерной РЗ 1 в СВ количественно соответствует повышенной скорости рециркуляции трехмерного течения за выступом в форме параллелепипеда). Свойства и расчет ВТПС 4 [178], развивающегося за СВ в условиях повышенной внешней турбулентности – вихрей Кармана 9 (и “смерча” 8), – одинаковы с характеристиками и расчетом ВТПС, существующего после мелких СВ (h0<0,2). (При строгом подходе следует указать, что интенсивность теплоотдачи за СВ – α4 слабо возрастает при увеличении глубины СВ. В опытах В.И. Терехова и др. коэффициент α4 увеличился в 1,075 раз при изменении h0 в диапазоне 0,13–0,5). Область влияния возмущений, создаваемых СВ, на теплообмен и гидродинамику пристенного течения на участке канала после СВ относительно мала [29–31]. Профиль скорости, строго соответствующий ГК, полностью восстанавливается за СВ на расстоянии x≈d, рис.3.263. Возросший после СВ в 1,5–2 раза [23,29,30] уровень внешней (для ВТПС 4) турбулентности быстро снижается до обычного на длине x≥d. Теплоотдача и трение, существенно повышенные непосредственно за СВ, уменьшаются до уровня ГК на участке x≈1,5d. Ширина области возмущения ( и ВТПС 4) поперек потока равна d выемки. Поэтому при расчете КСВ с коридорным расположением СВ приближенно можно полагать, что параметры теплообмена и трения “в коридоре” соответствуют их значениям в ГК. (Если кромку выемки А, рис.3.263, отождествлять с кромкой выступа в ДШК, то на типовом участке канала S2 распределение локальных параметров αx, τx для КСВ и ДШК качественно одинаково, что подтверждает общность природы процессов переноса в КСВ и ДШК).

Целесообразность использования глубоких СВ для ИТО в ГК можно обсудить на примере СВ глубиной h0=0,5 [23]. При низкой турбулентности потока в канале практически по всей поверхности СВ местные коэффициенты теплоотдачи αхb меньше, чем средняя интенсивность теплоотдачи в ГК – αg , соответственно αb≈0,75 αg . (Для сравнения можно отметить, что ВТПС 3 в глубокой СВ “работает” хуже, чем ВТПС под РЗ за выступом в ДШК, где местная и средняя теплоотдача всегда выше, чем в ГК [42,159] ). За счет площади поверхности СВ, в 2 раза большей по сравнению с исходной ГП, суммарный тепловой поток от СВ – Qb в 1,5 раза выше, чем с поверхности плоского круга – Qкp , диаметр которого одинаков с диаметром СВ. При повышенной турбулентности – Tu∞=0,05, свойственной каналам промышленного теплообменного оборудования, соотношение Qb/Qкp для одиночной СВ уменьшается до 1,25. В системе выемок (на ПСВ) с малым шагом S2 величина Qb/Qкр снизится еще заметнее, так как последующие СВ находятся в области потока с повышенной турбулентностью, порождаемой предыдущими (по потоку) СВ. Следовательно, с точки зрения ИТО собственно СВ функционирует аналогично оребрению ГП: коэффициент теплоотдачи в СВ падает по сравнению с ГП, а суммарный съем тепла с поверхности СВ увеличивается за счет большей поверхности СВ, чем у плоского круга.

Интересно сопоставить показатели СВ (или КСВ, h0=0,5, при максимально плотном взаиморасположении СВ, S1 ; S2≤d) с характеристиками ореб-

302

Теплогидравлическая эффективность перспективных способов интенсификации теплоотдачи в каналах теплообменного оборудования

ренных труб, например, с серийно производимыми в США низкоребристыми трубами (748 ребер высотой 1,6 мм на 1 погонном метре трубы) – НРТ [159, 178, 179]. Коэффициент оребрения НРТ – ϕ=Fнрт/Fg=2,5, а Qнрт/Qg = 2,28. Следовательно, теплообменные параметры НРТ выше, чем для КСВ (Qb/Qкр=1,5, Fb/Fкр=2) с плотной “упаковкой” СВ (при технически реальных величинах Тu ∞). Тепловая эффективность СВ также значительно ниже, чем теплообменная способность поверхности с шероховатостью в форме резьбы усеченного профиля (низкоребристая поверхность). Действительно, в реальных технических условиях увеличение теплосъема c CВ – Qb/Qкр=1,25 значительно отстает от коэффициента наращивания поверхности СВ – ϕ = 2. Для резьбовой шероховатости увеличение теплосъема с поверхности пропорционально величине ϕ (В.И.Антуфьев). Следовательно, сброс тепла с ПСВ при минимальных величинах шагов S1 и S2 между СВ ( то есть при максимальной плотности СВ на стенке) будет существенно меньше, чем со стенки, покрытой резьбой.

Представленные примеры показывают, что использование для ИТО глубоких СВ при S1=S2=min совершенно не гарантирует каких-либо (тем более исключительных) преимуществ по сравнению с применением ряда других интенсификаторов ТО. Важно заметить: в пределах СВ при наличии “смерча” интенсификация теплоотдачи отсутствует, наоборот – интенсивность теплоотдачи в глубокой СВ значительно ниже, чем в ГК (αb<αg). “Смерч” это лишь форма (пусть и “впечатляющая [55]”) части рециркуляционного течения в СВ, наличие которой, к сожалению, не сопровождается каким-то особенным позитивным эффектом теплообмена. Низкий уровень теплоотдачи в глубоких СВ дополняется другим негативным качеством – большим сопротивлением КСВ, которое возрастает при увеличении глубины СВ, соответственно при h0=0,5 сопротивление КСВ максимально [50]. (Кажущееся положительное свойство глубоких СВ – пониженное трение в СВ по сравнению с ГК [23] – не обеспечивает особенно высоких гидравлических показателей КСВ. Увеличение относительной площади f, занимаемой СВ на поверхности стенки в плане [55], приводит к значительному возрастанию сопротивления КСВ, которое при любых f существенно выше, чем в ГК [50]). Участок стенки за СВ – ВА (рис.3.263), на котором развивается ВТПС 4 при существенном интенсифицирующим воздействии внешней турбулентности, генерируемой СВ, вносит значительный или определяющий вклад в суммарный теплосъем с поверхности типового отрезка S2 и КСВ с глубокими СВ. (Значение участка стенки за СВ не менее существенно и при ламинарном потоке в КСВ). Справедливость этого тезиса доказана экспериментально. В начале участка ВА (х≈0) местный коэффициент теплоотдачи значительно больше, чем в ГК – αх4/αg=1,5, затем на длине x/d≤2 интенсивность теплоотдачи плавно снижается примерно до уровня ГК – αx4/αg≈1 [29–31], (А.В.Щукин, К.М.Бодунов). В опытах [50] в нестесненном КСВ при относительной площади СВ, равной f =35%, для h0=0,28 наблюдалось α/αg=1,3, что возможно только при основном вкладе в теплообмен КСВ участков канала ВА. Следовательно, тепло Q4, снятое с участка ВА размером x/d=2, существенно

303

Теплогидравлическая эффективность перспективных способов интенсификации теплоотдачи в каналах теплообменного оборудования

больше теплосъема с поверхности СВ: Q4>Qb, так как F4>Fb, а α4>αb. Поэтому в КСВ с глубокими СВ максимум рационального размера шага СВ ограничен условием S2≤3d, минимальный шаг СВ должен быть заметно больше d, чтобы использовалась интенсивная теплоотдача ВТПС 4. Конкретная оптимальная величина S2, как и разумные размеры СВ, определяются предпочтительными свойствами КСВ – целесообразным соотношением теплообмена и сопротивления.

Теплогидравлические свойства КСВ примерно в равной мере определяются “работой” собственно СВ и участков стенки после СВ – ВА. При этом роль СВ заключается не только в собственной “работе”, но и в организации отрыва потока, формировании ВТПС 4 и его турбулизации. Согласно опытной информации “смерч” быстро разрушается за пределами СВ и турбулизация ВТПС 4 осуществляется преимущественно за счет отрывных вихрей Кармана, производимых СС 2. Следовательно, как внутри СВ, так и в потоке за СВ “смерч” достаточно эффектен, как объект визуального наблюдения, с точки зрения существа механизма ИТО в КСВ функция “смерча” незначительна. Теплогидравлическое качество глубоких СВ (со “смерчем” ) значительно ниже, чем мелких СВ (без “смерча”). Для промышленного применения целесообразны именно мелкие СВ.

Дополнительные замечания по свойствам выемок и каналов с выемками

Обсуждение принципа действия СВ в качестве интенсификатора ТО убеждает в правоте Г.А.Дрейцера [184], который классифицировал СВ как обычные турбулизаторы пристенного течения (типа выступов в ДШК и проч.), обеспечивающие эффекты ИТО, примерно одинаковые с поперечными выступами в ДШК [25]. Дополнительное свидетельство того, что СВ является турбулизатором: тепловая эффективность СВ быстро падает при возрастании турбулентности натекающего потока [23]. (Аналогичный процесс характерен для ДШК [42]). Классификация СВ как турбулизаторов пристенного течения логически связана с представлением совокупности СВ в качестве дискретной шероховатости стенки [29], (А.Дж.Рейнольдс). При измерении профиля скорости на ПСВ [29] обнаружены меньшая заполненность профиля скорости и сдвиг этого профиля относительно ГК, что характерно для шероховатых каналов (ДШК с выступами) и служит еще одним свидетельством единой физической природы гидродинамических процессов в КСВ и ДШК [42,159,163,178–180]. Следовательно, расчет теплообмена и трения в КСВ (как и для ДШК) может быть построен на основе эмпирических функций переноса тепла и импульса для ПСВ [29,163], смысл которых аналогичен соответствующим понятиям для ДШК.

Новые исследования [54] теплообмена и сопротивления в трубах и в поперечном межтрубном потоке трубчатых воздухоподогревателей (ТВП) с СВ и сферическими выступами (СВП), выполненные на известном “Подольском машзаводе”, также обосновывают справедливость положений настоящей рабо-

304

Теплогидравлическая эффективность перспективных способов интенсификации теплоотдачи в каналах теплообменного оборудования

ты: система СВ (как и СВП) есть дискретная шероховатость стенки (пристенные турбулизаторы); природа механизма ИТО для любых форм дискретной шероховатости стенки одинакова; глубокие СВ (со “смерчем”) не обладают каки- ми-либо повышенными принципиально особенными теплообменными свойствами по сравнению с другими видами шероховатости.

Вопытах [54] выяснилось, что средний коэффициент теплоотдачи в трубе

смалыми СВП αс значительно больше, чем в КСВ с мелкими СВ – α (при одинаковых размерах СВП и СВ). Более того, при малых СВП коэффициент αс выше, чем – α для глубоких СВ. Сопротивление труб с малыми СВП и КСВ с глубокими СВ примерно одинаково. ( Сопротивление КСВ больше, чем ГК).

Коэффициент сопротивления межтрубного потока в ТВП ξm при нанесении снаружи труб малых СВП или мелких СВ оказывается ниже, чем для гладких труб. В случае глубоких СВ сопротивление больше, чем в гладком пучке –

ξm/ξg > 1.

Результаты опытов [54] убеждают, что сущность воздействия СВ и СВП на пристенное течение принципиально одинакова. Этот вывод полностью согласуется с опытным заключением Вигхардта относительно цилиндрического выступа и ЦВ.

Вихревая структура, формирующаяся в СВ, выступает над поверхностью стенки канала на высоту h|, достигающую значения h|≥h [23,30]. Выступающая часть течения в СВ суть препятствие на стенке для основного потока в КСВ, которое, возможно, обтекается с образованием малоинтенсивного подковообразного вихря – ПВ, характерного для течения около цилиндрического выступа [185] и выступа в форме параллелепипеда [186]. Вероятно в опытах [29,30] наблюдалось быстрое разрушение за СВ именно множественных ПВ (одновременно со “смерчем”). Интенсификация теплоотдачи после СВ (как и за цилиндрическим выступом) обеспечивается влиянием следа (вихрей Кармана), так как “ножки” ПВ быстро разрушаются вдоль потока [185]. Необходима экспериментальная проверка существования ПВ за СВ и выяснение возможной роли ПВ в эффекте ИТО после СВ.

При обтекании прямоугольных канавок турбулентным потоком опытным путем [187] обнаружено значительное (кратное) снижение коэффициента α на дне канавки при увеличении абсолютной величины глубины канавки h в условиях постоянства относительного размера канавки L′/h = const (L′ – ширина поперечного сечения канавки). Расширяющееся техническое применение СВ для ИТО требует экспериментального выяснения возможности аналогичного влияния параметра h на теплоотдачу в СВ при условии h0 = const.

Рассмотренные модели (схемы) пристенного потока в КСВ убеждают, что рациональное использование СВ неизбежно предопределяет необходимость организации отрывного обтекания СВ.

Очевидно: порождение и существование РЗ, отрывных вихрей и “смерча”, повышенной турбулентности в СС 2 и в СВ возможно только за счет отбора энергии основного потока, что неразрывно связано с увеличением сопротив-

305

Теплогидравлическая эффективность перспективных способов интенсификации теплоотдачи в каналах теплообменного оборудования

ления КСВ относительно ГК. Большинство экспериментальных исследований КСВ подтверждают это известное положение механики жидкости, [48,50,54,55], работы М.Я. Беленького и др. и проч. В некоторых трудах сообщается о возможности неизменности сопротивления КСВ с мелкими плавноскругленными выемками [176] или даже о снижении сопротивления таких КСВ по сравнению с ГК [55]. В опытах [30] отмечено незначительное снижение трения (относительно ГП) на малом участке стенки за СВ. Однако авторы [30] сомневаются в точности определения трения посредством метода Клаузера, использованного в обсуждаемых случаях.

Уменьшение сопротивления ПСВ (например, на 20%) за счет турбулизации ПС, ускорения ЛТП в пристенном ЛПС с помощью СВ и задержки отрыва ТПС, то есть посредством осуществления закризисного обтекания тела (опыты Л. Прандтля с проволочным кольцом в лобовой части сферы), вполне понятно для ситуации поперечного течения межтрубного потока в пучке труб с СВ [54,188]. Снижение сопротивления пучков труб с СВ достигает 35% (М.Я.Беленький и др.).

Возможно, что незначительное (малым радиусом) скругление кромок, не исключающее отрыв потока, необходимый для эффективной “работы” СВ, несколько уменьшит потери давления в КСВ. Не следует однако переоценивать значение скругления кромок. Анализ [159,178,179] показывает, что для различных интенсификаторов ТО с малыми относительными размерами (h/D; h/d для СВ) влияние скругления кромок на сопротивление канала весьма незначительно. Более того, взаимосвязь сопротивления канала и параметров скругления кромок интенсификаторов пока не вполне ясна и исследована недостаточно. Свидетельство этого – результаты опытов [58]: обнаружилось увеличение потерь давления в КСВ (на 20%) при скруглении кромок СВ. Важно, что скругление кромок СВ может привести к существенному ухудшению теплообмена в КСВ [25]. Необходимо продолжение исследований по выяснению влияния скругления кромок СВ на теплообмен и трения в КСВ.

Относительно возможности уменьшения полного сопротивления КСВ ε по сравнению с гидропотерями в ГК ξg , основываясь на опытах и расчетах НАСА, США [189], можно сделать следующий прогноз. Если в КСВ с очень мелкими СВ параметры h; d; S2 и радиус скругления кромок СВ соотносятся так, что поверхность КСВ в продольном сечении (по потоку), совпадающим со срединной плоскостью ряда последовательных СВ, образует синусоиду, то для турбулентного потока возможна реализация отношения ξ/ξg≤1. Вероятные причины возможного снижения сопротивления связываются с двумя факторами: частичной реламинаризацией течения около вершин волн синусоиды из-за благоприятного воздействия продольного градиента давления и позитивного влияния кривизны выпуклой стенки, а также благодаря влиянию нелинейности и неравновесности течения на структуру турбулентности при наличии градиента давления и кривизны стенки. (Сопротивление давления волн синусоиды несколько сдерживает положительное влияние указанных факторов).

306

Теплогидравлическая эффективность перспективных способов интенсификации теплоотдачи

вканалах теплообменного оборудования

Вламинарном потоке для синусоидальной поверхности теория Гертлера

допускает в пределе ξ/ξg=1.

Возможность и целесообразность технической реализации рассмотренного явления в КСВ нуждаются в опытной проверке.

Впростых моделях течения, рис.3.260–3.263, предложенных в [163,180] и уточненных в настоящей работе, теплогидравлический расчет КСВ при турбулентном потоке в канале основывается на расчете теплоотдачи и трения для ВТПС 2, 3, 4. При таком подходе результаты расчета по теплообмену и трению

вконкретном КСВ для h0=0,1 [180] удовлетворительно согласуются с опытами М.Я. Беленького и др. (1992 г.). Определяющая роль ВТПС в процессах переноса между стенкой и потоком в КСВ в полной мере соответствует мнению авторов экспериментального исследования теплообмена в прямоугольных канавках [187], а также представлениям Себана и Фокса. Описание теплопереноса в ЦВ на основе процессов, протекающих в СС над ней (без присоединения) [190],

приводит к значительным погрешностям. Расчетная величина h0, соответствующая максимуму теплоотдачи в ЦВ, отличается от опытного значения [172] более, чем на 100%.

Достоинство предложенных моделей для теплогидравлического расчета КСВ при ламинарном и турбулентном потоках в каналах заключается в том, что эти модели обеспечивают расчет КСВ на базе информации, имеющейся в существующей литературе. Очевидно, что представленные модели нуждаются в теоретической и опытной доработке. Однако и в настоящей форме рассмотренные модели позволяют качественно и количественно выяснить и прогнозировать взаимосвязь геометрических параметров СВ (КСВ) и показателей теплообмена и сопротивления КСВ для ламинарного и турбулентного режимов течения в каналах. Следовательно, эти модели открывают возможность критической оценки накопленной информации по КСВ, формулировки актуальных задач для будущих исследований, а также обеспечивают (с обоснованием, соответствующим современным знаниям) разумные рекомендации относительно целесообразных геометрических характеристик КСВ при техническом использовании СВ. В данной работе предпринята попытка решения указанных вопросов.

Выше обсуждались нестесненные КСВ – Н1=Н/d≥0,7 (Н – поперечный размер канала).

Динамика течения в стесненных КСВ обладает некоторыми особенностями [17]. Например, “смерч” может “замыкаться” на противоположную стенку КСВ. При постоянной скорости потока форма “смерча” может быть переменной во времени и т.д. В стесненных КСВ – Н1≤0,4 сопротивление канала не зависит от параметра Н1 [25,50]. Теплоотдача этих КСВ значительно изменяется под влиянием относительного размера Н1 [50,191]. Причина зависимости уровня теплоотдачи в КСВ от параметра Н1 вероятно объясняется тем, что в нестесненном КСВ возмущения, генерируемые СВ, интенсифицирующие (турбулизирующие) пристенное течение, могут частично дрейфовать в ядро основного потока, достаточно удаленное от стенки, не оказывая при этом позитивного воздействия на теплоперенос около стенки. В стесненном КСВ эти возмущения не

307

Теплогидравлическая эффективность перспективных способов интенсификации теплоотдачи в каналах теплообменного оборудования

имеют возможности диффундировать далеко от стенки. Стеснение потока стенками удерживает возмущения вблизи стенок и позволяет эффективно использовать возмущения от СВ для ИТО в области течения около стенки. Теплоотдача в стесненных КСВ значительно более интенсивна, чем в нестесненных. Турбулизация пристенного потока с помощью СВ требует одинаковых затрат энергии основного потока, независимо от размера Н1, поэтому сопротивление КСВ также не зависит от стеснения канала. Стесненность КСВ при расположении СВ на одной стенке КСВ обеспечивает значительную ИТО на противоположной гладкой (без СВ) стенке плоского канала [50,192]. Аналогичное явление наблюдалось в опытах [193] для ДШК.

Каналы с СВ устойчиво применяются в современной промышленной практике – в авиатехнике, энергетике; более того, КСВ включены в нормали, регламентирующие производство новых водо–водяных теплообменников ЦКТИ для систем теплоснабжения [194]. В этих теплообменниках с КСВ (как и

вслучае с ДШК [42]) поверхность теплообмена сокращается на 50% по сравнению с гладкотрубным аппаратом. Однако для широкого рационального, экономически оправданного, применения КСВ на практике необходимы достоверные методы теплогидравлического расчета интенсифицированных аппаратов. Пока информационная научно-техническая база таких методов обеспечена далеко не

вполном объеме, поэтому актуальны дальнейшие систематические экспериментальные и теоретические исследования теплообмена и трения в КСВ.

308