Тепловое проектирование рекуперативного теплообменника

сохранить высокую локальную интенсивность теплопередачи на достаточно большой поверхности [2]. В связи с этим были изучены возможности увеличения интенсивно охлаждаемой поверхности щелевого тракта со скрещивающимися под углом 120°компланарными каналами во внутренней полости [3, 4]. Исследуемыми конструктивными факторами являлись условия подвода и отвода охлаждающего воздуха в теплообменнике.

Разработанные модели в поперечном сечении имеют прямоугольную форму, а в продольном – трапецеидальную. В исследуемых теплообменниках схем М1 и М2, представленных на рисунке 1а, охлаждающий воздух с одинаковыми начальными параметрами подается через боковые поверхности со стороны большего основания трапеции, а отводится со стороны меньшего основания трапеции, также через боковые поверхности. В трактах моделей М1, М2 с компланарными каналами при двухстороннем подводе и отводе охладителя интенсивность теплообмена не изучена, поэтому полученные ранее зависимости нельзя применять без дополнительных исследований. В теплообменнике схемы М3 (рис. 1б) охладитель подается через меньшее основание трапеции, а отводится через большее. При этом расстояние от входного сечения канала до выхода из него должно быть таким, чтобы высокая интенсивность теплосъема сохранялась на всей поверхности теплообменника. Во внутренней полости щелевого тракта установлены перегородки жесткости, расстояние между которыми изменялось от 40 ^. 10^-3 м (модели М1 и М3) до 80 ^. 10^-3 м (модель М2). Внутренние поверхности секций представляют собой взаимоскрещивающиеся ребра, расположенные под углом 2b=120° с шагом t _р = 2,8 ^. 10^-3 м и высотой h = 1,35 ^. 10^-3 м.

Тепловое состояние конструкции теплообменника оценивалось методом калориметриро- вания в жидкометаллическом термостате [5, 6]. Исследования проводились на сварных секциях из стали Х18Н9Т, зависимость теплопроводности которой от температуры соответствует теплопроводности материалов, используемых при производстве высокотемпературных теплообменников. Это позволяет перенести результаты испытаний на натурный объект без дополнительной корректировки. Боковые поверхности секций (оребренные пластины) изготавливались фрезерованием. Качество сборки отдель- ных элементов пилонов, отсутствие технологических дефектов охлаждающего тракта и зазора между пластинами контролировалось рентгенографическим способом [7].

После проведения испытаний выполнена проверка сходимости теплового баланса. По уравнению теплового баланса проведен расчет, позволяющий определить изменения температуры воздуха по тракту канала теплообменника. В таблице 1 представлены результаты расчета модели М1 для трех значений расхода воздуха.

Таблица 1. Результаты проверки сходимости теплового баланса

G в = 1,53 x x 10-3 кг/с; T а ,вх = 120 °C; T в,вых = 391 °C; т = 40 с	A TB = m^±- = 81,3 - 100 . 1000 = 2 4 °c E I       G в     1000 - 0,765 - 40 c р 2 Т a T ,,- V L = 84^ "" "'"" = 275,2 °с G в      1000 . 0,765 . 40 c р 2 Т	A T c= T в.вых - T в.вх = 271 ° C JM A К n = A T Z I +A T™ = 270 , 3 °C ^ cp           2
G в = 2,63 x x 10-3 кг/с; T в,вх = 75 °C; T в,вых = 350 °C; т = 25 с	A T a = mb^K = 9          = 264,6 °C п       G в       1000 . 1,315 . 25 c р 2 Т A т а,=         = l 44^00 . ! 000 = 274,9 °C G в       1000 . 1,315 . 25 c р 2 Т	A T  = T в.вых — T в.вх = 272 °C JKC A t = A T X I +A T ^ 11 = 269,8 °C Z cp           2
G в = 14,55 x x 10-3 кг/с; T в,вх = 75 °C; T в,вых = 400 °C; т = 50 с	A T „ = m L = 495,22004 002 =    .. „с G в       1000 . 7,28 . 50 c р 2 Т A Ta t= m^_ = 509Л100.1000 = 279,9 °c GB        1000 . 7,28 . 50 c . —-. Т р 2	AT c= T в.вых — T в.вх = 275 °C JKC A Tc = A T Z I +A T^" = 276 °C Z cp           2

Рис. 1. Конструктивные схемы исследуемых моделей:

• а)    М1: 2b = 120°, δ =40 мм, t _p =2,8 мм; М2: 2b=120°, δ =80 мм, t _p =2,8 мм;

• б)    М3: 2b=120°, δ =40 мм, t _p =2,8 мм; где 2b - угол скрещивания ребер;

δ – расстояние между перегородками жесткости; t _p – шаг между ребрами

a)

б)

При сравнении замеренного и вычисленного значений температуры воздуха на выходе из модели видно, что расхождение не превышает 1,5%, что позволяет считать результаты экспе- римента достоверными.

На рисунке 2 представлены графики изменения температуры воздуха по длине модели М3 для трех значений расхода, а также схема модели М3 с разбивкой по контролируемым сечениям.

Гидравлические характеристики моделей получены в результате продувок моделей воздухом в расплаве цинка. Давление воздуха на выходе из модели равно давлению окружающей среды. Замер расхода охлаждающего воздуха производился с помощью стандартного расходомерного устройства и образцовых манометров. Перепад давления на шайбе расходомера определялся по высоте водяного столба диффе- ренциального водяного манометра. Температура и давление окружающего воздуха фиксировались термометром и барометром. Температура расплава металла измерялась хромель-алюме-левой термопарой (∅0,2) и фиксировалась на ленте самопишущего потенциометра КСП-4.

Температура воздуха на входе и выходе из моделей определялась с помощью хромель-алю- мелевых термопар (∅0,2), установленных на со- патрубков моделей, и потенциометром КСП-4. Время продувки контролировалось электрон- ным секундомером, связанным с отсечным электропневмоклапаном воздушной магистра- ли испытательного стенда.

Результаты эксперимента в расчетных сечениях обрабатывались по известной методике [5, 6]. Для определения локальной плотности теплового потока q на боковых поверхностях использовались осредненные в расчетных сечениях три-четыре значения толщины цинковых корок, полученные при заданных режимных параметрах.

Рабочий диапазон изменения расхода охлаждающего воздуха составлял для моделей М1, М2 Gв = (1,5 – 14,77) × 10-3 кг/с а для модели М3 - Gв = (1,7–5,6) × 10-3 кг/с; что характерно для условий эксплуатации натурного рекуперативного теплообменника. Зависимости физического и приведенного расходов воздуха через исследуемые модели представлены на рисунке 3.

Модель М3 обладает на 15-25% большей пропускной способностью, по сравнению с моделями М1, М2 в диапазоне перепадов давления 1,1-3,5.

На рисунке 4 представлены графики изме- нения плотности теплового потока q для модели М3 по ее горизонтальным сечениям для трех значений расхода воздуха. Анализ результатов ответствующих участках воздушных отводных

показал, что в горизонтальных сечениях наблю-

Рис. 3. Зависимости физического G _в и приведенного G _пр расхода воздуха от перепада давления π для моделей М1; М2; М3

Рис. 2. Изменение температуры воздуха Т _в по длине модели М3 и её схема

Рис. 4. Изменение плотности теплового потока q для модели М3 по ее горизонтальным сечениям для трех значений расхода воздуха

дается интенсивное снижение плотности теплового потока q по направлению от входного сечения модели М3 к выходному.

На рисунке 5 представлены графики изменения плотности теплового потока q для модели М3 по ее вертикальным сечениям для трех значений расхода воздуха.

Анализ представленных зависимостей показал, что распределение плотности тепловых потоков во входном сечении модели М3 неравномерно и по мере движения от верхней части входного коллектора к нижней достаточно резко снижается. Данный характер кривых связан с неравномерностью потокораспределе-ния воздуха на входе в модель, вызванного его поджатием на входе встречным потоком подогретого воздуха, подаваемого по каналам вихревой матрицы. Не исключено, что этот эффект

Рис. 5. Изменение плотности теплового потока q для модели М3 по ее вертикальным сечениям для трех значений расхода воздуха

обусловлен существенным подогревом воздуха в достаточно протяженном подводном коллекторе. Однако это влияние быстро затухает и уже в среднем сечении модели не ощущается. Распределение тепловых потоков в этой области по высоте модели практически равномерно и не отличается от распределения q в III-ем сечении, смещенном к выходу модели. Только при максимальном расходе воздуха G _в = 5,56 × 10^-3 кг/с различие плотностей тепловых потоков в сечениях II, III становится заметным и достигает~ 20%.

На рисунке 8 представлены графики распределения плотности теплового потока q для модели М1 (рис. 9) по горизонтальному и вертикальному сечениям при расходе воздуха G _в = 14,55 × 10^-3 кг/с.

Анализ зависимостей, представленных на рисунках 6-8,. показал:

• -    наиболее интенсивный теплосъем наблюдается на входе в тракт охлаждения модели, который по конструкции аналогичен узкой вихревой матрице с углом скрещивания ребер 120º. Здесь также интенсивно срабатывается хладоресурс воздуха и поэтому значительные q = (120 – 170) × 10³ Вт/м² на входе в модель уже через (20 – 30) × 10^-3 м по направлению потока практически сходят на нет;

• -    только значительное увеличение расхода охлаждающего воздуха до G _в = 14,55 × 10^-3 кг/с позволило получить в среднем продольном сечении 2 модели заметный теплосъем q = (8 – 10) × 10⁴ Вт/м²;

  

  Рис. 6. Изменение плотности теплового потока q при расходах воздуха G _в = 1,78×10^-3 кг/с и G _в = 2,63×10^-3 кг/с для горизонтального сечения I модели М1

  
  
  

  Рис. 7. Изменение плотности теплового потока при расходах воздуха G _в = 1,78×10^-3 кг/с и G _в = 2,63×10^-3 кг/с для вертикального сечения I модели М1

  
  
  
  
  
  

  Рис. 8. Изменение плотности теплового потока q для модели М1 по горизонтальным и вертикальным сечениям при расходе воздуха G _в = 14,55 × 10^-3 кг/с

  
  
  

  Рис. 9. Конструктивная схема модели М1и ее разметка по контролируемым сечениям

  
  

• -    характер изменения q в среднем продольном сечении 2 (рис. 8) равномерный, кривая q = f ( l ) плавно снижается к периферии от 10⁵ до 10⁴ Вт/м².

Аналогичные выводы можно сделать и по результатам испытаний модели М2, только при больших расходах воздуха можно увеличить теплосъем в области встречи и разворота воздушных потоков. Однако по мере движения к меньшему основанию трапеции этот всплеск интенсивно затухает.

При выполнении работы разработаны конструктивные схемы трех систем охлаждения теплообменников и исследовано влияние условий подвода и отвода хладагента на их тепловые характеристики.

Для каждого варианта моделей экспериментально получены и исследованы: расходные характеристики каждой модели (Gв = f (π), Gпр = f (π)); распределение температуры воздуха по длине модели для трех значений расхода воздуха (Тв = f (l, Gв)); распределение плотности теплового потока по каждому сечению для трех значений расхода воздуха (qi = f (l, Gв)).

Анализ расходных характеристик показал, что модели М1 и М2 обладают большим гидравлическим сопротивлением, по сравнению с моделью М3; модель М3 обладает большой пропускной способностью (при π=1,1; G _в = 5 × 10^-3 кг/с).

Анализ тепловых характеристик показал, что для моделей М1 и М2 наиболее интенсивный теплосъем наблюдается на входе в тракт охлаждения, где также интенсивно срабатывается хладоресурс воздуха и поэтому значительные плотности тепловых потоков q на входе в модель уже через (20 – 30) × 10^-3 м по направлению потока практически сходят на нет; для модели М3 подогрев воздуха по длине тракта охлаждения достаточно высок и достигает 350 ºС, что говорит о хорошем использовании хладоресурса воздуха. С возрастанием расхода воздуха снижение подогрева не превышает 20 ºС.

Экспериментально-теоретические исследования закономерностей теплообмена в рекупе- ративных теплообменниках с компланарными ребрами показали, что путем двустороннего отвода охладителя можно увеличить протяженность интенсивно охлаждаемой поверхности теплообменника.