Theoretical basis for creation of irrigated packing of regular structure intended for air coolers in cabs of wheeled and tracked vehicles


Cite item

Full Text

Abstract

The paper discusses the process of heat transfer in the adiabatic lamellar packings for evaporative air coolers in cabs. Issue of heat transfer enhancement is also studied taking into account the specifics of the subject of application. Formulas for determination of parametric indices of the innovative packing are obtained.

Full Text

УДК 629.114.2 ТСМ № 12-2014 Теоретические основы создания орошаемой насадки регулярной структуры для воздухоохладителей кабин колесных и гусеничных машин Д-р техн. наук В.А. Михайлов, канд. техн. наук Н.Н. Шарипова (Университет машиностроения (МАМИ), trak@mami.ru) Аннотация. Рассмотрен процесс теплообмена в адиабатных пластинчатых насадках для водоиспарительных воздухоохладителей кабин и изучен вопрос его интенсификации с учетом специфики объекта применения. Получены формулы для определения параметрических показателей инновационной насадки. Ключевые слова: водоиспарительный охладитель воздуха, насадка регулярной структуры, эффективность снижения температуры, интенсификация теплообмена, искусственная турбулизация воздушного потока, периодическое дросселирование канала. В кабинах машин, работающих в условиях повышенной запыленности наружного воздуха, целесообразно применять водоиспарительные воздухоохладители, наиболее полно отвечающие условиям эксплуатации в теплое время года и обладающие такими положительными потребительскими качествами, как простота конструкции, малая энергоемкость, потенциальная возможность мокрой очистки обрабатываемого воздуха от пыли и вредных газообразных примесей [1]. Поскольку при водоиспарительном охлаждении приточного в кабину воздуха в установках прямого действия он увлажняется, наряду с обеспечением нормируемой температуры tк воздуха необходимо поддерживать и его относительную влажность φк на рабочем месте во всех зонах эксплуатации машин. Глубина снижения температуры воздуха tа должна быть ограничена, что выражается величиной температурного коэффициента эффективности Eа =0,7…0,75. При этом расход воздуха в конкретном воздухоохладителе в зависимости от климатических условий зоны эксплуатации машины может изменяться с увеличением в два раза от первоначального. В связи с отмеченным необходимо определить, в какой мере возможно выполнить указанные граничные условия при создании для воздухоохладителей кабин современной орошаемой насадки. С этой целью далее рассматриваются аспекты ее функционирования. Процессы тепло- и массообмена между воздухом и мокрой поверхностью пластин насадки обусловливаются разностью потенциалов указанных сред [2]. В условиях вынужденного движения воздуха в качестве потенциалов для переноса теплоты принимают разность температур, а для переноса массы водяного пара - разность парциальных давлений. Таким образом, при наличии градиента потенциалов обмены теплотой и массой проходят одновременно в результате совместного действия конвективного и молекулярного переносов. Интенсивность процесса конвективного теплообмена оценивают с помощью коэффициента теплоотдачи α, Вт/(м·К) [2]: α = dQ / dF (t - tW), (1) где dQ - тепловой поток через поверхность dF; t - tW - температурный напор между воздухом с температурой t по сухому термометру и мокрой поверхностью теплообмена с температурой tW . Коэффициент теплоотдачи α зависит от скорости и характера движения воздуха, формы поверхности теплообмена, температуры сред и других факторов. В пластинчатых контактных аппаратах с поверхностью, увлажняемой рециркулирующей водой, температура последней принимает постоянное значение, близкое к температуре обрабатываемого воздуха по мокрому термометру tм . При наличии температурного напора явная теплота от воздуха подводится к воде и тратится на ее испарение, в то же время масса пара переносится в ядро потока. В практике кондиционирования воздуха считается, что указанный процесс происходит практически при постоянной энтальпии (теплосодержании) обрабатываемого воздуха (адиабатное увлажнение). Вместе с тем указывается [2], что чисто адиабатный (изоэнтальпийный) процесс может осуществляться только при tм = 0°С. Во всех остальных случаях при tм ˃ 0°С наблюдается некоторое отклонение в сторону увеличения конечной энтальпии обрабатываемого воздуха за счет подогрева орошающей воды от внешних источников, которое может быть оценено следующим образом. При установившемся термодинамическом равновесии, когда конечная температура воды принимает и сохраняет постоянное близкое к tм значение, справедливо равенство [2]: ср G (t1 - t2) = G (d1 - d2) r , (2) где ср - теплоемкость воздуха, кДж/кг; G - подача воздуха, кг/с; t1 и t2 - начальная и конечная температуры воздуха, °С; d1 и d2 - начальное и конечное влагосодержание воздуха, г/кг; r - удельная теплота испарения воды, кДж/кг. Указанное равенство справедливо, когда подвод теплоты к воде от внешних источников системы (работа рециркуляционного насоса, нагрев воды в трубопроводах и др.) пренебрежимо мал. Однако в кабинах машин происходит существенный нагрев воды в баке воздухоохладителя, особенно если он вынесен за пределы кабины. В связи с этим проведем следующий анализ. В формуле (2) выражение G (d1 - d2) есть не что иное, как масса испарившейся в воздух воды . Поэтому уравнение теплового баланса примет вид: ср G (t1 - t2) = r . Удельная теплота испарения воды r, кДж/кг, определяется по формуле [3]: r = 2500 - 2,38 tW . Оценим изменение величины r, а с ним и возможный дисбаланс по этому выражению для крайних случаев: - для идеального состояния, когда tW = tм ; - для экстремального состояния, когда tW существенно превышает tм . Например, для первого случая (жаркий сухой климат при температурах по сухому и мокрому термометрам t = 40°С и tм = 19,4°С [1]) величина r1 составит 2454 кДж/кг. Для второго случая, когда tW = t = 40°С (нагрев воды в баке в условиях указанного климата при отсутствии воздействия солнечной радиации - бак затенен), величина r2 составит 2405 кДж/кг. Тогда дисбаланс будет: (r1 - r2) / r1 · 100% = 2,04% . Полученная величина дисбаланса относительно невелика с практической точки зрения. В связи с этим даже для такого напряженного случая уравнение теплового баланса по выражению (2) можно считать правомерным, а сам процесс в насадке полагать близким к адиабатному, что принимается при дальнейшем анализе и оценке интенсивности теплообмена между воздухом и водой в насадке в количественном отношении. При проведении исследования в направлении решения поставленной задачи на современном уровне принят метод, основанный на использовании так называемых чисел единиц переноса теплоты Nt [2], в соответствии с которым температурный коэффициент эффективности охлаждения воздуха определяется выражением [4]: Ea = 1 - . (3) В то же время он может рассчитываться по формуле [2]: Ea = (t - ta) / (t - tм) . Получено соотношение [4]: Nt = α F / ср G , (4) где F - площадь поверхности испарения воды в насадке, м2. Подстановка (4) в (3) дает: . (5) Используя выражение (3), можно построить график зависимости Ea от Nt для перекрестноточной схемы движения потоков воздуха и воды в насадке (рис. 1). В силу наглядности полученный график упрощает решение задачи по выбору наиболее приемлемых сочетаний Nt и Ea . Так, например, из него видно, что в области Nt со значением 3…3,2 (Ea = 0,95…0,96) наступает асимптотический характер приближения Ea к предельному значению. Тогда можно полагать, что получение Ea с более высокими значениями на практике будет связано с существенным увеличением потерь энергии при достижении весьма малого дополнительного повышения глубины охлаждения воздуха [2]. Рассмотрим возможность обеспечения условия Ea = const в диапазоне изменения G, например от G1 до G2 = (1,5…2) G1. Из графика на рис. 1 следует, что любое значение Ea может быть достигнуто только при соответствии ему определенного значения Nt . Тогда для обеспечения Ea = const необходимо соблюдение условия: Nt = α F / ср G = const . (6) Поскольку в рассматриваемом случае для конкретной насадки F и ср неизменны, то для обеспечения Ea = const должно выполняться отношение: α / G = const . Проанализируем, в какой мере возможно обеспечение этого условия, имея в виду, что характер изменения α в определенной степени зависит от G, поскольку связан с режимами течения воздуха в каналах насадки: α = Nu λ / d ; (7) Nu = A Ren ; (8) Re = υ dэ / ν , (9) где Nu и Re - числа Нуссельта и Рейнольдса; λ - коэффициент теплопроводности воздуха, Вт/(м·°С); dэ - эквивалентный диаметр воздушного канала, м; А - безразмерный численный коэффициент; n - безразмерный показатель степени, зависящий от режима течения воздуха в каналах; υ - скорость потока воздуха в каналах, м/с; ν - коэффициент кинематической вязкости воздуха, м2/с. Подставив выражения (9) и (8) в (7), получим: α = А (dэ / ν)n (λ / dэ) υn . При увеличении скорости воздуха в каналах насадки от υ1 до υ2 : α1 / α2 = (υ1 / υ2)n . (10) Полагая, что при увеличении G скорость воздуха в каналах насадки возрастет пропорционально, оценим, в какой мере соблюдается соотношение (6). Например, при увеличении G в два раза возрастет ли α во столько же раз? Для ответа на этот вопрос необходимо знать закономерность изменения α при изменении υ. Следует иметь в виду, что различают ламинарный, турбулентный и переходный (между ламинарным и турбулентным) режимы течения воздуха, которые характеризуются величиной Re для гладких каналов [2]: - для ламинарного Re < 2000 (n = 0,33); - для развитого турбулентного Re < 10 000 (n = 0,8). Имея в распоряжении указанные численные значения показателя степени n, получим для υ2 / υ1 = 2: - при ламинарном режиме α / α1 = 1,26; - при турбулентном режиме α2 / α1 = 1,74. Для υ2 / υ1 = 1,5: - при ламинарном режиме α2 / α1 = 1,14; - при турбулентном режиме α2 / α1 = 1,38. Эти данные свидетельствуют о том, что условие обеспечения Ea = const при изменении G в принятом диапазоне не может быть выполнено. Так, при ламинарном режиме изменение α по сравнению с начальным составляет 20-36%, что существенно. Поэтому тип насадки с таким характером течения воздуха не может быть принят для решения поставленной задачи. Значительно меньшее по сравнению с ламинарным изменение α (8-13% от начального) достигается при турбулентном режиме течения воздуха в каналах, хотя и здесь условие обеспечения Ea = const тоже, строго говоря, не выполняется. Однако ввиду ощутимого приближения величины α2 / α1 к требуемым значениям для этого режима следует оценить, насколько полученное теоретическое расхождение существенно с практической точки зрения при соответствующем изменении Ea . Покажем это на примере двух крайних случаев, характеризующихся значениями Ea = 0,96 и Ea = 0,75. По графику на рис. 1 найдем, что Ea = 0,96 соответствует Nt = 3,2; Ea = 0,7 соответствует Nt = 1,4. Из выражения (6) видно, что при постоянных значениях F и ср величина критерия Nt зависит только от соотношения α и G. Поэтому можно записать: Nt 2 = α2 G1 Nt 1 / (α1 / G2 ). (11) Тогда при G2 / G1 = 1,5 и α2 / α1 = 1,38 получим Nt 2 = 0,92 Nt 1. По выражениям (11) и (3) найдем, что для первого случая Nt 2 = 2,94 (этому соответствует Ea 2 = 0,95 против Ea 1 = 0,96), а для второго случая Nt 2 = 1,29 (Ea 2 = 0,73 против Ea 1 = 0,75). Оценим значимость колебания Ea по изменению конечной температуры обрабатываемого воздуха в насадке по преобразованному выражению (5): tа = t - Ea (t - tм) . Приняв начальные условия t = 40°С и tм = 19,4°С, найдем по этому выражению, что в первом случае для Ea 1 и Ea 2 температуры ta 1 и ta 2 составят соответственно 20,22 и 20,43°С (расхождение 1,04%), а во втором случае 24,55 и 24,96°С (расхождение 1,67%). Аналогичным образом найдем, что при G2 / G1 = 2 (соотношение α2 / α1 = 1,74) Nt 2 = 0,87 Nt 1 . Тогда имеем для первого случая Nt 2 = 2,78 (Ea 2 = 0,94 и Ea 1 = 0,96) и для второго случая Nt 2 = 1,22 (Ea 2 = 0,71 против Ea 1 = 0,75). В первом случае указанным здесь Ea 1 и Ea 2 соответствуют ta 1 = 20,22°С и ta 2 = 20,64°С (расхождение 2,08%), а во втором случае 24,55 и 25,37°С (расхождение 3,34%). Полученное расхождение температур охлажденного воздуха в измеряемых величинах составляет от 0,2 до 0,8°С и не превышает 3,5% даже при самом напряженном режиме работы насадки G2 / G1 = 2, что с практической точки зрения несущественно. На основании этих данных правомерен вывод о том, что в расчетах насадок адиабатного охлаждения при турбулентном характере течения воздуха в указанном диапазоне его расхода можно принять Ea = const с приемлемым средним значением. Вместе с тем возникает очередной вопрос: можно ли в орошаемой насадке регулярной структуры обеспечить указанный характер движения воздуха? Для ответа на него требуется провести соответствующее теоретическое исследование. Как отмечалось, режимы течения воздуха характеризуются числом Re, величина которого определяется выражением (9) и пропорциональна скорости потока υ и эквивалентному диаметру dэ . Эквивалентный диаметр для прямоугольных каналов определяется выражением: dэ = 2 h bр / (h + bр ), где h и bр - высота и ширина воздушного канала, м. Для плоскощелевой насадки регулярной структуры, у которой высота h каналов во много раз больше их ширины bр , этот диаметр приблизительно равен удвоенной ширине канала: dэ = 2 bр . (12) Для теплообменных аппаратов, на пластинах которых присутствует свободная влага, имеются определенные ограничения скорости воздушного потока υ, которая связана с шириной канала bр . Так, для исключения явления «захлебывания» каналов и выноса из них влаги, а также с целью обеспечения приемлемого аэродинамического сопротивления при предельной скорости до 5 м/с размер bр должен составлять не менее 3·10-3 м [2]. Тогда, например, в диапазоне изменения скорости υ = 2,2…5 м/с при bр = 3·10-3 м число Рейнольдса Re = 1000…2000, чему соответствует ламинарный характер течения потока воздуха в гладких каналах. Следовательно, с требуемой позиции необходимое условие в этом случае не обеспечивается. Поэтому в насадке следует осуществить искусственную турбулизацию потока [2]. Проанализируем возможные пути ее реализации. Прежде всего, в насадках из гладких гигроскопичных пластин поток воздуха встречает на фронтальной части препятствия в виде входных кромок пластин, на которых поток может получить возмущения с интенсивностью, зависящей от их толщины. Гигроскопичные пластины из пластмассы по технологическим условиям и соображениям механической прочности имеют толщину (0,65…0,8)·10-3 м. Поток воздуха на кромках таких пластин с относительно большой толщиной получает возмущения, которые по данным [5] полностью затухают на определенном расстоянии по глубине насадки. При ламинарном режиме это расстояние характеризуется выражением: lн = 0,05 dэ Re. Как следует из этого выражения, при dэ = 6·10-3 м (ширина канала bр = 3·10-3 м) и Re = 1000…2000 расстояние затухания возмущений составит lн = 0,3…0,6 м. Таким образом, возмущения такого рода действуют практически по всей глубине насадки. Однако их все же недостаточно, чтобы обеспечить требуемый характер движения воздуха в каналах, и процесс необходимо дополнительно интенсифицировать в самих каналах. Анализ работ [7, 8] показывает, что действенный современный способ интенсификации теплообмена за счет искусственной турбулизации воздушного потока - периодическое дросселирование каналов. Важно, что при этом интенсификация процесса осуществляется с наименьшими мощностными затратами на прокачку воздуха через каналы по сравнению, например, со способом, основанным на подводе дополнительной энергии к потоку воздуха при увеличении его скорости. В плоскощелевых каналах периодическое дросселирование потока может быть осуществлено при формировании на одной из главных стенок поперечных потоку выступов (дросселей) по всей высоте канала согласно принципиальной схеме, представленной на рис. 2 [8]. По результатам исследований вопроса интенсификации теплообмена в канале с выступами установлено [9], что их форма и отношение hв / bр имеют второстепенное значение, а решающую роль играет отношение расстояния между выступами lв к их высоте hв . Определено, что оптимальное соотношение этих величин (lв / hв)опт = 13±1. Выявлено [8], что наличие в потоке воздуха возмущающих его поперечных выступов приводит к существенной (от 40 до 90%) интенсификации теплообмена в сравнении с гладкими каналами. При этом степень интенсификации больше при малых значениях Re. Поскольку в рассматриваемом случае для гигроскопичных пластин насадок вопрос расположения выступов и их рациональной высоты принципиален, рассмотрим другие варианты использования периодического дросселирования в щелевых каналах, показанные на рис. 3 [10]. По данным исследований [10] таких моделей с пластинами из мипласта, в которых при постоянных l = 0,31 м; lв = 25·10-3 м и hв = 2,2·10-3 м величина bр варьировалась в пределах от 7·10-3 до 14·10-3 м, а смещение смежных выступов lсм составляло 0; 0,25; 0,5 от lв при скорости потока воздуха υ = 2,5…10 м/с (Re=2000 и более), установлено, что при наличии возмущающих поперечных выступов этот поток турбулизируется. При этом показатель степени для Re составляет n = 0,77…0,8. Последнее, более высокое значение n относится к случаю расположения выступов на смежных пластинах друг напротив друга. Это может быть объяснено следующим. Как указывалось выше, рациональный шаг выступов lв должен быть достаточно близким к оптимальному значению = (13±1) hв . В рассматриваемом случае при hв = 2,2·10-3 м имеем = (26,4…30,8)·10-3 м. В модели по рис. 3, а шаг выступов составляет в смежных пластинах lв = 25·10-3 м, т.е. близок к нижнему пределу = 26,4·10-3 м. Поэтому в такой насадке обеспечивается развитое турбулентное течение потока воздуха, что характеризуется Re0,8. В канале же по варианту рис. 3, б шаг выступов между смежными пластинами lсм = 12,5·10-3 м, что существенно меньше значения . В результате поток воздуха, хотя и получает возмущения, практически уходит от турбулентного, о чем свидетельствует Re0,7. Вместе с тем вариант по рис. 3, б заслуживает внимания по следующим причинам. В рассматриваемом случае насадка должна обладать сепарирующими качествами для предотвращения выноса из нее капельной влаги. Для этого необходимо, чтобы между вершинами выступов не было просвета, т.е. они должны лежать в одной плоскости. В этом плане возможно применение только варианта, показанного на рис. 3, б. Чтобы в такой насадке выполнить условие по достижению , необходимо уменьшение высоты выступов hв на пластинах. Например, при сохранении на пластинах lв = 25·10-3 м и шаге между выступами на смежных пластинах lсм = 12,5·10-3 м для обеспечения среднего значения (lв / hв)опт =13 высота выступов должна составлять hв = 13 / lв = 13/12,5 = 1,04·10-3 м. Таким образом, это направление может быть принято для создания инновационной насадки. Отметим, что с достаточной для практического использования точностью можно пренебречь влиянием на эффективность охлаждения воздуха некоторого увеличения площади испарения из-за наличия выступов в каналах насадки. Тогда для упрощения расчетов при выборе геометрических параметров насадки допустимо относить площадь поверхности испарения F и ее длину l к конструкционным параметрам насадки из плоских пластин [1]. Поскольку в проводимом исследовании необходима оценка важности всех входящих в Nt переменных составляющих, остановимся более подробно на коэффициенте теплоотдачи α. Как указывается в работе [6], в силу сложности процесса теплообмена в общем случае коэффициент теплоотдачи представляется функцией ряда параметров: α = f (υ, t, tм , λ, ν, l, F…) . Поскольку от α зависит степень совершенства теплообменного аппарата, необходимо проанализировать и установить характер влияния начальной температуры t обрабатываемого воздуха на величину α, а в конечном счете - на Ea для насадки с постоянными геометрическими размерами. Процесс теплообмена в адиабатных насадках охладителей кабин осуществляется в определенном диапазоне начальных температур t и tм обрабатываемого воздуха, зависящих от температурно-влажностных параметров воздуха около машины в различных зонах эксплуатации. Реальное сочетание t в диапазоне от 25 до 40°С и соответствующих значений tм при различных влагосодержаниях воздуха d отображено в таблице [1]. Соотношение между температурами воздуха по сухому t и мокрому tм термометрам при различных влагосодержаниях d t, °С 25 30 35 40 d, г/кг сух. возд. tм , °С 6 8,25 10,5 12,75 15 14,2 16,3 18,1 19,8 21,5 16 17,9 19,6 21,4 22,9 17,8 19,6 22,1 22,7 23,4 19,4 20,9 22,6 24,1 25,3 Используя выражения (7)-(9) и приняв для показателя степени Re значение n = 0,8, получим формулу для определения α: . (13) После преобразования получим: . (14) В выражении (14) температура обменивающихся сред в явном виде не присутствует. Однако известно [11], что физические характеристики воздуха λ и ν зависят от его температуры - их значения возрастают при ее повышении. Следовательно, что видно и из выражения (1), изменение температуры воздуха скажется на α. Напомним, что температура воды tW при адиабатном увлажнении в процессе охлаждения воздуха постоянна и равна температуре обрабатываемого воздуха по мокрому термометру tм . Поскольку нас интересует возможное изменение α в диапазоне от минимальной до максимальной расчетной температуры t обрабатываемого воздуха, то по данным таблицы примем граничные начальные условия t = 25°С при tм = 14,2°С (нижний предел) и t = 40°С при tм = 25,3°С (верхний предел). Учитывая, что температура обрабатываемого воздуха при подобных расчетах адиабатных аппаратов может быть принята по среднему значению t и tм [2], найдем tmin = 19,6°С и tmax= 32,7°С, которым будут соответствовать и . Полагая, что в уравнении (14) сомножители в скобках постоянные и не зависят от t, составим отношение: . (15) Примем по данным [11] значения: - λmin = 25,91·10-3 Вт/(м∙°С) и νmin = 1,51·10-5 м2/с при tmin = 19,6°С; - λmax = 26,92·10-3 Вт/(м∙°С) и νmax = 1,63·10-5 м2/с при tmax = 32,7°С. Подставив значения λ и ν в (15), найдем, что отношение /= 0,98, т.е. α практически не изменяется (расхождение значений всего 2%). Следовательно, согласно выражениям (3) и (5), при α = const и остальных постоянных величинах, входящих в Nt , температурный коэффициент эффективности Ea должен также сохранять постоянное значение. Таким образом, можно сделать вывод, что для конкретной интенсифицированной насадки Ea = const при изменении начальных температурно-влажностных параметров обрабатываемого воздуха в диапазоне t = 25…40°С и d = 6…15 г/кг сухого воздуха. Вместе с тем величина Ea зависит от геометрических параметров насадки и ее конструкции, что служит предметом дальнейшего исследования. Для анализа с оценкой расчетных геометрических параметров аппарата необходимо выбрать модель насадки, наиболее полно реализующую искусственную турбулизацию воздушного потока. С этой точки зрения выше обращалось внимание на модель по рис. 3, б с рекомендацией по уменьшению высоты выступов до величины порядка 1 мм при расстоянии между ними 25 мм. В результате изучения номенклатуры пластин из мипласта, используемых в промышленности в качестве сепараторов аккумуляторных батарей, выбор пал на изделие типа ЖУИЦ 757565-118 с габаритными размерами в состоянии поставки 148×140×1,5 мм при высоте треугольных выступов 1 мм и расстоянии между ними 24 мм. При сложении двух таких пластин по схеме рис. 3, б обеспечивается получение шага выступов в смежных пластинах bр = 12 мм, что близко к оптимальному. В связи с отмеченным этот тип пластмассовых пористых пластин выбран для формирования инновационной насадки, устройство которой показано на рис. 4. Отметим, что в рассматриваемой конструкции насадки необходимы короткие вспомогательные выступы 5, которые расположены с определенным шагом по вертикали, служат опорой для вершин выступов 2 и 3 и таким образом размещены в одной плоскости в воздушном потоке. В этом случае имеет место турбулизация воздушного потока как за счет возмущения из-за поперечных препятствий на двух стенках канала, так и вследствие зигзагообразного движения потока при последовательном обтекании этих препятствий. Насадка формируется из пар пластин с прилеганием друг к другу ровными сторонами, в результате чего образуется макрокапилляр, способствующий повышению гигроскопических качеств пакета насадки в целом. Это дает возможность снизить интенсивность орошения насадки потоком воды, что при обеспечении удовлетворительного орошения исключает «захлебывание» каналов. Для оценки теплотехнических качеств такой насадки необходимо знать зависимость α и Ea от управляющих факторов υ, bр и l. Как указывается в [2], теоретическое вычисление α возможно лишь для простейших случаев. Основной метод нахождения α для подобных рассматриваемому случаев - выявление критериальной зависимости в результате эксперимента. Ранее отмечалось, что α выражается через число Нуссельта Nu = A Ren (выражения 7-9) при n = 0,8 для насадки с искусственной турбулизацией воздушного потока. В рассматриваемом случае неизвестная составляющая в этом выражении - безразмерный численный коэффициент A. В связи с этим обратимся к результатам исследований похожей модели насадки по рис. 3, а. Здесь получена зависимость [10]: Nu = 0,17 Re0,8 (hв /dэ )0,4 . В инновационной насадке из-за зигзагообразного движения потока воздуха в каналах процесс теплообмена дополнительно интенсифицируется, и по данным [6, 7] величина Nu должна быть увеличена по крайней мере на 14,5%. В результате имеем: Nu = 0,195 Re0,8 (hв /dэ )0,4 . Следовательно, здесь А = 0,195 (hв /dэ )0,4. Поскольку в рассматриваемом случае dэ = 2 bр = 4 hв , то: Nu = 0,112 Re0,8 . (16) Приняв по данным [11] физические характеристики воздуха для его максимальной осредненной температуры tmax = 32,7°С, значения величин λ = 26,92·10-3 Вт/(м∙°С), νmax = 1,63·10-5 м2/с, плотность воздуха ρ = 1,156 кг/м3 и теплоемкость воздуха ср = 1005 Дж/кг, получим выражения для расчета α, F и l, имея в виду, что в данном случае при числе каналов насадки nк общая площадь испарения ее пластин составляет: F = 2 h l nк . При этом массовый расход воздуха, кг/с: G = ρ L , где объемный расход воздуха L = υ bр h nк , м3/с. Исходя из (7), (8), (10), (12), (15), получим: α = 17,55 υ0,8 / bр0,2 . (17) Преобразуя выражение (5) и имея в виду, что Nt = - ln(1 - Ea), с учетом (17) получаем: F = - 65,45 (bр0,2 /υ0,8 ) ln(1 - Ea) . Исходя из выражения (4), с учетом (17) получим: Nt = 0,0306 l / (υ0,2 bр1,2 ). (18) После преобразования (18) при Nt = - ln(1 - Ea) имеем: l = -32,68 υ0,2 bр1,2 ln(1 - Ea). В заключение отметим, что реализация результатов проведенного теоретического исследования связана с применением серийных сепараторов из мипласта. Их использование материально затратно (из-за естественных отходов), технологически несовершенно, а также ограничивает возможности дальнейшего улучшения насадок. Все это обусловливает необходимость поиска альтернативы мипластовым сепараторам, поэтому в перспективе определенный интерес представляет следующая информация [12]. В Институте химической физики РАН освоена безотходная технология изготовления капиллярно-пористых пластин необходимого размера и конфигурации методом формирования под давлением 5-10 МПа при температуре 200°С из смеси порошкового термопласта (например полиэтилена или полистирола) с хлористым натрием при его содержании в смеси до 56%. При таком объемном наполнении частицы этого водорастворимого вещества соприкасаются друг с другом, образуя капиллярные «нити проводимости» через всю толщу композита. При его промывке водой обеспечивается практически полное удаление хлористого натрия из пластин, которые при последующем просушивании приобретают микрокапиллярную структуру. Полученный после промывки (вымачивания) изделия рассол выпаривается и дает порошкообразный хлористый натрий, который затем снова используется в производстве пластин. Такой материал рекомендован разработчиком в качестве полупроницаемых мембран различного назначения, а в рассматриваемом случае такие пластины должны быть использованы как современные вместо мипластовых сепараторов.
×

About the authors

V. A Mikhaylov

University of Mechanical Engineering (MAMI)

N. N Sharipova

University of Mechanical Engineering (MAMI)

Email: trak@mami.ru

References

  1. Михайлов В.А. Создание системы модульных типизированных и унифицированных средств нормализации микроклимата и оздоровления воздушной среды в кабинах самоходных машин: Дис. … д-ра техн. наук. - М.: МАМИ, 1999.
  2. Кокорин О.Я. Установки кондиционирования воздуха. Основы расчета и проектирования. - М.: Машиностроение, 1978.
  3. Нестеренко А.В. Основы термодинамических расчетов вентиляции и кондиционирования воздуха. - М.: Высшая школа, 1971.
  4. Богословский В.Н. и др. Кондиционирование воздуха и холодоснабжение: Учеб. для вузов / Под ред. В.Н. Богословского. - М.: Стройиздат, 1985.
  5. Керн Д., Клаус А. Развитие поверхности теплообмена. Пер. с англ. - М.: Энергия, 1977.
  6. Михеев М.А., Михеева И.М. Основы теплопередачи. - М.: Энергия, 1977.
  7. Воронин Г.И., Дубровский Е.В. Эффективные теплообменники. - М.: Машиностроение, 1973.
  8. Сперроу Д. Интенсификация теплообмена в плоском канале прямоугольного сечения с устройством для возмущения потока на одной главной стенке // Тр. ASME. Теплопередача. Пер. с англ. - Т. 105, №4. - М.: Мир, 1983.
  9. Гомелаури В.И. Влияние искусственной шероховатости на конвективный теплообмен // Тр. Ин-та физики АН ГССР. - Тбилиси: Изд-во АН ГССР, 1963. - Т. 9.
  10. Уголков В.С. Исследование теплообмена при адиабатном охлаждении и увлажнении воздуха в ребристой орошаемой насадке // Реф. информ. ЦИНИС. - 1976, сер. IХ, вып. 10.
  11. Варгафтик Н.Б. Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей. - М.: Наука, 1972.
  12. Матковский П.Е. и др. Смеси термопластов с водорастворимыми наполнителями // Машиностроитель. - 1997, №3.

Copyright (c) 2014 Mikhaylov V.A., Sharipova N.N.

Creative Commons License
This work is licensed under a Creative Commons Attribution-NonCommercial-NoDerivatives 4.0 International License.

This website uses cookies

You consent to our cookies if you continue to use our website.

About Cookies