Абрамова Т.Н. Математическое моделирование сопряжённой

Министерство образования и науки Российской Федерации
Федеральное государственное автономное образовательное
учреждение высшего профессионального образования
КАЗАНСКИЙ (ПРИВОЛЖСКИЙ) ФЕДЕРАЛЬНЫЙ УНИВЕРСИТЕТ
Институт математики и механики им. Н.И. Лобачевского
Кафедра теории функций и приближений
Направление: 010200.68 – Математика и компьютерные науки
Профиль: методы математического и алгоритмического
моделирования общенаучных и прикладных задач
ВЫПУСКНАЯ КВАЛИФИКАЦИОННАЯ РАБОТА
(МАГИСТЕРСКАЯ ДИССЕРТАЦИЯ)
Математическое моделирование сопряжённой задачи теплообмена в
проточной части пружинно-витых каналов
Работа завершена:
«___»
2015г.
_____________ Т.Н. Абрамова
Работа допущена к защите:
Научный руководитель
доктор технических наук, профессор
«____» __________2015 г.
_____________ Я.Д. Золотоносов
Заведующий кафедрой
доктор физико-математических наук,
профессор кафедры теории функций и приближений
«____» __________2015 г.
______________ Ф.Г. Авхадиев
Казань – 2015
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение………………………………………...…………………...……
1. Технологии
сварки,
применяемые
в
различных
4
отраслях
промышленности ………………………............…………….………. 7
2. Высокотехнологические
способы
сварки
в
производстве
теплообменного оборудования…………………………..….………. 9
2.1. MIG-сварка ….……………………………………..……………. 9
2.2. TIG-сварка ……………………………………….…………….... 22
2.3. Плазменная сварка………………………………….………...… 31
2.4. Лазерная сварка...…………………………………………...…... 38
3. Перспективы развития инновационных способов сварки в
производстве теплообменного оборудования ……………....……… 46
4. Теоретическое обоснование перспектив изготовления труб и
каналов с развитой теплообменной поверхностью……..…......…… 62
4.1. Теплообменные пружинно-витые каналы………….………….
4.2. Математическое
моделирование
65
поверхности
цилиндрических труб в виде пружинно-витых каналов……… 68
4.2.1. Примеры математического моделирования геометрии
различных
поверхностей
пружинно-витых
каналов……………………………………………..….…..
70
4.3. Математическое моделирование геометрии проточной части
змеевика из пружинно-витой трубы……………….................... 75
5. Компьютерное моделирование сопряженных задач теплообмена
с использованием пакета ANSYS………………………..….…….... 78
5.1. Алгоритм математического моделирования геометрии и
численная реализация сопряженной задачи теплообмена
пружинно-витых каналов………………………………..……… 83
6. Конструкции современных змеевиковых теплообменников...…… 97
2
6.1.
Конструкции
инновационных
змеевиковых
аппаратов…………………………………...………………..…. 113
7. Технология
изготовления
пружинно-витых
каналов…………..…………………………………………………… 122
8. Процессы
солеотложения
в
трубах
с
дискретной
шероховатостью……………………………………………………..
9. Экономическое
обоснование
применения
138
пружинно-витых
каналов в промышленности..……………………………………….
146
10. Гидравлические испытания и испытание на герметичность
пружинно-витых каналов…………………...…………….………...
152
10.1. Краткое описание способа испытаний пружинно-витого
канала на герметичность……………………….…....……….. 153
10.2. Условия пневмогидравлических испытаний…….….………. 154
10.3. Требования к подготовке и проведению испытаний
пружинно-витого канала…………………………..…………. 155
10.4. Требования, предъявляемые к воздуху (пробный газ)….….. 156
10.5. Методика проведения испытания пружинно-витого канала
на герметичность………………………………….….……….. 156
10.6. Требования при испытаниях по технике безопасности и
промышленной санитарии………………………..…...……... 158
Основные результаты и выводы………………………..….…………. 159
Список использованной литературы……………………..………….. 161
3
ВВЕДЕНИЕ
Актуальность
работы.
Тепловые
процессы,
протекающие
в
разнообразных теплообменных аппаратов, с успехом реализуются в
современных
технологиях,
в
том
числе:
химической,
пищевой,
нефтеперерабатывающей промышленности, а также в энергетике, ЖКХ и
смежных с ними отраслях.
Материалы,
используемые
для
изготовления
теплообменного
оборудования, - низколегированные и высоколегированные стали, а также
цветные металлы и их сплавы.
По способу подачи тепла между обменивающимися теплом средами
теплообменники делятся на два вида [1]: теплообменники смешения, в
которых тепло передается от одной среды к другой при их непосредственным
соприкосновении и поверхностные теплообменники, в которых перенос тепла
между обменивающимися теплом средами происходит через разделяющую их
поверхность теплообмена - глухую стенку.
Теплообменники первого вида представляют собой аппараты башенного
типа с неподвижными внутренними устройствами (хордовыми насадками или
полками) [1].
Теплообменники второго вида разнообразны по конструкции и их можно
подразделить на следующие группы: кожухотрубчатые, типа «труба в трубе»,
змеевиковые и другие[1,4,5].
Основными
требованиями,
предъявляемыми
к
теплообменному
оборудованию, являются [2-5]:
 сокращение расхода материалов при изготовлении;
 высокая коррозионная стойкость применяемых материалов;
 небольшие массогабаритные показатели теплообменного аппарата при
достаточной площади поверхности теплообмена;
 высокий
коэффициент
теплопередачи
при
минимальном
гидравлическом сопротивлении;
4
 надежность и герметичность оборудования;
 легкий доступ к теплообменной поверхности оборудования для ее
очистки от загрязнений;
 снижение скорости солеотложения;
 унификация деталей и узлов теплообменного оборудования.
Производство любого типа теплообменных аппаратов не обходится без
сварочных
работ.
При
изготовлении
теплообменного
аппарата
кожухотрубчатого типа - это приварка труб к трубной доске, сварка корпуса,
при изготовлении пластинчатых теплообменников - сварка теплообменной
кассеты. От качества выполнения сварных швов зависит качество
теплообменного оборудования, его надежность и долговечность.
В настоящее время с помощью сварки соединяют детали толщиной от
нескольких микрометров до нескольких десятков сантиметров, изготовленных
из конструкционных сталей, разнородных и трудносвариваемых специальных
сталей и сплавов, а также из композиционных материалов [6-24].
Развитие
современного
производства
обуславливает
внедрение
наукоемких технологий, в том числе и лазерной сварки, и обработки
материалов, которые определяют современный уровень производства
промышленно развитых стран. Использование лазерной сварки и обработки
материалов позволяет обеспечить высокое качество производимой продукции,
заданную производительность, экологическую чистоту, а также экономию
людских и материальных ресурсов [25-32].
Целью работы является разработка теоретических и методических основ
проектирования, расчета и конструирования современного энерго- и
ресурсосберегающего теплообменного оборудования.
Задачи исследования для достижения указанной цели поставлено и
решено ряд научно-технических задач, включающих:
 разработку математической модели теплообмена;
 использование программы ANSYS, использующая метод конечных
элементов, для анализа и оптимизации;
5
 численную реализацию задачи сопряженного теплообмена, для
нахождения параметров давления, поля скоростей и температуры в проточной
части;
 проведение оценки энерго- и ресурсосберегающего эффекта в
технологии нагрева.
Научная новизна заключается в том, что предложена конструкция
теплообменного элемента в виде пружинно-витого канала, образованного
путем намотки проволоки круглого сечения, витки которого жестко спаяны с
помощью
лазерной
сваркой.
На
базе
дифференциальной
геометрии
предложена математическая модель поверхности. На основе математической
модели сопряженной задачи теплообмена, построенной в трехмерной
постановке на базе уравнений движения Навье-Стокса, неразрывности,
Кирхгофа,
теплопроводности
и
краевых
условий
выявлен
характер
распределения полей скоростей, давлений и температур. Результаты
проведенных
исследований
позволили
предложить
конструкции
кожухотрубчатых и змеевиковых теплообменников.
6
1. ТЕХНОЛОГИИ СВАРКИ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ В РАЗЛИЧНЫХ
ОТРАСЛЯХ ПРОМЫШЛЕННОСТИ
На сегодняшний день сварка является одним из важных технологических
процессов и тесно связана с многочисленной сферой человеческой
деятельности [33].
Многообразие сварочных технологий позволяет производить сваркой
работы разного уровня сложности, автоматами и вручную.
Так в производстве теплообменного оборудования с помощью сварки
соединяют основные узлы и элементы аппарата (обечайку, днища и крышки),
к корпусам приваривают патрубки и штуцера для ввода и вывода
теплоагентов, а также с помощью сварки крепят трубы к трубной решетке.
Основной задачей, которую необходимо решить при разработке
технологии сборки и сварки теплообменных аппаратов, является выбор
оптимального способа сварки, подбор режимов, изготовление оснастки в
соответствии с геометрической формой и размерами свариваемого узла.
Теплообменные аппараты – оборудование, работающее в экстремальных
условиях - при высоких значениях температуры и давлении, поэтому к
сварным швам теплообменных аппаратов предъявляются особые требования.
Например, продольные и поперечные швы обечаек стальных сосудов
должны быть только стыковыми. При этом, если свариваемые части сосуда
имеют
разную
толщину,
необходимо
предусмотреть
размещение
специального переходного элемента с постепенным утончением толщины.
Если избыточное давление в аппарате превышает 0,07 МПа, то для такого
аппарата
необходимо
соблюдать
Правила
Ростехнадзора,
которые
устанавливают основные требования к изготовлению, испытанию, безопасной
эксплуатации теплообменного оборудования [34].
Для безопасной эксплуатации такого оборудования его подвергают
гидравлическим
испытаниям
и
испытаниям
на
герметичность.
При
гидравлических испытаниях значение пробного давления 𝑝пр зависит от
расчетного давления p и определяется по формуле:
7
𝑝пр = 1,25𝑝
[𝜎]20
[𝜎]𝑡
,
(1.1)
где [σ]20 –допустимые напряжения материала корпуса при температуре
20°С;
[σ]t –допустимые
напряжения
материала
корпуса
при
рабочей
температуре
Время испытаний определяется исходя из условий работы аппарата и
исполнительной толщины стенки.
Результаты испытаний считаются удовлетворительными, если во время
их проведения не наблюдается падения давления по манометру, отсутствуют
течи, потение, пузырьки воздуха или газа в сварных соединениях и на
основном металле, признаки разрыва и течи в разъемных соединениях, а также
отсутствует остаточная деформация.
Помимо гидравлических испытаний могут проводиться испытания на
герметичность. Их проводят в целях определения утечек на местах сварных
швов люминесцентным методом или путем смачивания керосином. Керосин
вследствие малого значения коэффициента поверхностного натяжения
обладает хорошей проникающей способностью. Сварные швы с одной
стороны обильно смачиваются керосином, а с другой — покрываются мелом.
В местах наличия трещин или пор на мелованной стороне шва выступают
пятна. Время выдержки в зависимости от толщины металла и расположения
шва составляет от 20 до 40 мин [34].
Таким образом, качество изготовления теплообменного оборудования во
многом зависит от способа сварки и его режимов, что является существенным
фактором для обеспечения высокого качества выпускаемого теплообменного
оборудования.
8
2. ВЫСОКОТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ СПОСОБЫ СВАРКИ В
ПРОИЗВОДСТВЕ ТЕПЛООБМЕННОГО ОБОРУДОВАНИЯ
В настоящее время в промышленности при производстве теплообменного
оборудования широко применяются различные виды сварки, в том числе
сварка плавящимся (MIG-сварка) или неплавящимся электродом (TIG-сварка)
в среде защитного инертного газа [35].
2.1 MIG-СВАРКА
MIG/MAG - Metal Inert / Active Gas - дуговая сварка плавящимся
металлическим электродом (проволокой) в среде инертного/активного газа с
автоматической подачей присадочной проволоки (Рис. 1).
Рис. 1. Полуавтоматическая сварка в среде защитного газа
Это полуавтоматическая сварка в среде защитного газа - наиболее
универсальный и распространенный в промышленности метод сварки [35].
В зависимости от химического состава свариваемого металла и его
толщины в качестве защитных газов могут применяться инертные (аргон и
гелий) или активные (углекислый газ, водород, кислород и азот) газы, а также
их смеси (Аr+Не; Аr+СО2; Аr+О2; СО2+О2, и др.).
9
При сварке плавящимся электродом шов образуется за счет проплавления
основного металла и расплавления электродной проволоки. Поэтому форма и
размеры шва, кроме режима сварки (диаметра проволоки, сила, род и
полярность тока), зависят также от характера расплавления и переноса
электродного металла в сварочную ванну. Характер переноса электродного
металла определяется в основном материалом электрода, составом защитного
газа, плотностью сварочного тока и рядом других факторов [6].
Полуавтоматическая сварка в углекислом газе (СО2) является основным
и наиболее распространенным на предприятиях машиностроения способом
сварки плавлением. Она обеспечивает высокое качество сварных швов,
особенно при сварке низкоуглеродистых сталей, позволяет вести сварку в
различных пространственных положениях, наиболее производительна, в
сравнении с ручной дуговой сваркой, и не требует высокой квалификации
сварщика.
К особенностям полуавтоматической сварки в среде защитных газов,
обеспечивающей эффективность ее применения в сравнении с другими
способами сварки, относятся [6,7]:
 высокая концентрация дуги, а, следовательно, наименьшая зона
термического
влияния
и
структурных
превращений,
что
является
предпосылкой относительно небольшой деформации изделий после сварки;
 высокая производительность за счет автоматизации процесса подачи
проволоки (достигается увеличение производительности сварки в 1,3-2 раза в
сравнении с ручной дуговой сваркой покрытыми электродами);
 сварка швов в различных пространственных положениях;
 возможность обеспечения высокоэффективной защиты расплавленного
металла сварочной ванны газами, предотвращающими попадание в зону
сварки газов из атмосферы;
 широкая механизация и автоматизация процесса.
Основным недостатком полуавтоматической дуговой сварки в среде
защитных
газах,
сдерживающим
ее
широкое
применение,
является
10
необходимость организации надежной защиты зоны сварки от ветра и
сквозняков, приводящих к разрушению газовой защиты места сварки и
образованию пор в сварном шве [7].
Для производства теплообменного оборудования наиболее часто
применяют аустенитную нержавеющую сталь, распространённой маркой
данной стали является сталь 12Х18Н10Т [8].
Сталь изготавливается согласно ГОСТ 5632-72, отличается высокой
пластичностью и ударной вязкостью. Согласно принятой классификации,
нержавеющие стали относятся к высоколегированным коррозионностойким
сталям. Основным легирующим элементом в них является хром (Cr),
содержание которого составляет от 12 до 20%. Кроме этого, нержавеющие
стали содержат элементы, необходимые для придания им определенных
физико-механических свойств и увеличения коррозионной стойкости: никель
(Ni), молибден (Mo), марганец (Mn), титан (Ti) и другие.
Из этой стали изготавливают конструкции, работающие в агрессивных
средах (азотной кислоте и других окислителях).
Такую сталь применяют при производстве аппаратов башенного и
колонного типа, а также емкостного оборудования. Кроме того, сплав
12Х18Н10Т применяют в криогенной технике для аппаратов, работающих при
очень низких температурах порядка -269 градусов. Эта сталь выдерживает и
сверхвысокие температуры дуговых печей. Считается, что эта сталь
коррозионно-устойчива при температуре до 900 оС и хорошо сваривается как
ручной, так и автоматической сваркой.
Для сварки в углекислом газе высоколегированных аустенитных сталей
применяется
проволока,
обеспечивающая
требуемую
коррозионную
стойкость и механические свойства за счет повышенного содержания титана,
ниобия и элементов ферритизаторов - кремния, алюминия, хрома. Например,
для сварки сталей типа 12Х18Н10Т используют проволоки Св-07Х18Н9ТЮ,
Св-08Х20Н9С2БТЮ, для сталей типа 12Х18Н12Т — проволоку Св11
08Х25Н13БТЮ, для хромоникелемолибденовых сталей — проволоки Св06Х19Н10МЗТ и Св-06Х20Н11МЗТБ [8].
Основными достоинствами способа сварки в углекислом газе являются
[8-10]:
 высокая производительность сварки;
 высокое качество сварных швов;
 возможность сварки в различных пространственных положениях с
применением оборудования для полуавтоматической и автоматической
сварки;
 низкая стоимость защитного газа;
 возможность
сварки
металла
малых
толщин
и
сварки
электрозаклепками;
 возможность сварки на весу без подкладки.
Недостатки способа:
 снижение показателей механических свойств по сравнению с TIGсваркой;
 необходимость применения защиты от световой и тепловой радиации
дуги;
 большой расход защитных газов;
 сложность выполнения сварки в труднодоступных местах;
 имеет место разбрызгивание металла.
При использовании в качестве плавящегося электрода самозащитой
проволоки сварку производят без применения защитного газа (Рис. 2).
Дуговая сварка самозащитной порошковой проволокой похожа на
дуговую сварку в среде углекислого газа (MIG/MAG), но отличается от нее
тем, что производится без подачи газа в зону образования дуги [35].
Порошковая проволока представляет собой металлическую оболочку,
плотно наполненную порошкообразными легирующими элементами – шихтой
[9]. Металлическая оболочка, к которой через поверхность подводится
сварочный ток, удерживает порошковый сердечник и позволяет осуществлять
12
непрерывный процесс плавления при малом вылете электрода и подаче
непосредственно в зону сварки защитных материалов порошковой части
электрода. Газообразующие и шлакообразующие материалы порошковой
проволоки осуществляют газовую и шлаковую защиту металла зоны сварки за
счет входящих в их состав компонентов [10,11].
Рис. 2. Сварка самозащитой порошковой проволокой
Выбор марки и диаметра порошковой проволоки определяется маркой,
свариваемой стали, требованиями к металлу сварного шва и сварного
соединения, толщиной металла и условиями выполнения сварки. При этом
учитываются технологические особенности применения проволоки и
возможные пределы изменения режимов сварки, производительность и
экономическая целесообразность использования. Выбранная проволока
подлежит обязательной проверке.
Для сварки 12Х18Н10Т применяют порошковую проволоку марок OK
Tubrod 14. 20, OK Tubrod 14. 34.
OK Tubrod 14. 20 Рутиловая порошковая проволока применяется для
сварки аустенитных нержавеющих сталей типа 03Х17Н14М2, 03Х18Н11,
06Х18Н11, 08Х18Н10Т, 12Х18Н10Т, 304, 308,316 321,347 и т.п. в смеси
защитных газов Ar / 20% CO2 [11]. Наплавленный металл обладает высокой
коррозионной стойкостью. Незначительное содержание углерода снижает
13
риск возникновения межкристаллитной коррозии, а наличие кремния
обеспечивает высокое качество шва. Проволока применяется в пищевой
промышленности,
нефтехиммашиностроении,
судостроительной
промышленности для изготовления трубопроводов, емкостей, бойлеров и т.п.
OK Tubrod 14. 34 Рутиловая порошковая проволока для сварки
нержавеющих сталей, содержащих: ~18% Cr, ~ 10% Ni, стабилизированных
ниобием и титаном, а также сталей типа 08Х18Н10, 12Х18Н9Т, 08Х18Н10Т,
304, 321, 347 и им подобных в среде защитных газов (СО2 или в смеси Ar / 20%
CO2). Проволока, легированная ниобием и кремнием, обеспечивает высокую
стойкость против межкристаллической коррозии и высокое качество шва.
Проволока широко применяется в машиностроении, в нефтехимии, в пищевой
промышленности, энергетике и других отраслях [11].
При сварке порошковой проволокой всех типов должны удовлетворяться
следующие требования [11]:
 дуга должна легко зажигаться и гореть равномерно, без чрезмерного
разбрызгивания металла и шлака;
 наплавленный металл должен равномерно покрываться шлаком, легко
удаляемым после охлаждения;
 наплавленный металл не должен иметь пор, трещин и шлаковых
включений.
В случаях сварки особо ответственных изделий и конструкций требуется
проведение полного цикла испытаний в соответствии с предъявляемыми к
проволоке требованиями.
При сварке порошковой проволокой поверхность свариваемых деталей
должна быть очищена от грязи, масла, ржавчины. Прокатная окалина на
поверхности стали оказывает незначительное влияние на качество сварки.
Следует отметить, что рутиловая порошковая проволока допускает наличие
небольшого слоя ржавчины па поверхности свариваемого металла.
14
Прихватки при сборке изделий необходимо выполнять либо электродами
с качественной обмазкой, либо порошковой проволокой, желательно
аналогичной принятой к сварке марки.
Сварка всеми типами порошковой проволоки, как правило, выполняется
на постоянном токе обратной полярности. Перед выполнением сварки
необходимо проконтролировать готовность
оборудования и качество
проволоки, а также произвести настройку режима применительно к
намеченному объекту сварки.
При сварке стыковых соединений порошковая проволока должна быть
расположена почти перпендикулярно к изделию: угол ее отклонения от
вертикального положения не должен превышать 15°. При выполнении
тавровых и нахлесточных соединений необходимо выдержать указанный угол
наклона электрода по направлению сварки, а угол между вертикальной
плоскостью (стенкой тавра) и проволокой должен быть в пределах 30 - 45°.
При многослойной сварке перед наложением каждого последующего
слоя рекомендуется очистить предыдущий слои от шлака. Следует учитывать,
что выполнение за один проход швов калибром более 10 - 12 мм
нецелесообразно. Для швов калибром более 6 - 8 мм рекомендуются плавные
поперечные колебания электрода [11].
Режим сварки устанавливается в соответствии с рекомендациями с
учетом толщины металла, типа соединения и технологических особенностей
проволоки.
Для
сварочных
работ,
выполняемых
плавящимся
электродом
(проволокой) в среде защитных газов или порошковой проволокой,
применяется полуавтомат.
Сварочный полуавтомат представляет собой специализированную
сварочную установку для механизированной сварки плавящимся электродом
(проволокой) в защитном газе.
15
В качестве защитной газовой среды сварочный полуавтомат использует
чистый углекислый газ или его смеси с аргоном, которые подаются из
баллонов или централизованных систем газоснабжения.
С
помощью
сварочного
полуавтомата
можно
производить
высококачественную сварку любых сталей (углеродистых, легированных,
коррозионностойких) и алюминиевых сплавов. Некоторые сварочные
полуавтоматы имеют возможность производить пайку оцинкованных сталей
специальной проволокой в среде аргона (так называемая технология MIGпайки) [25].
Сварочный полуавтомат состоит из сварочного источника питания, блока
подачи сварочной проволоки, системы управления, специальной сварочной
горелки и комплекта соединительных кабелей, и шлангов. В качестве
источника питания в сварочном полуавтомате может быть использован
обычный сварочный выпрямитель или сварочный инвертор. Применение в
сварочных полуавтоматах инверторных источников питания значительно
повышает качество сварки и расширяет спектр свариваемых материалов.
Наиболее высокое качество сварки возможно при использовании инверторных
источников питания с импульсным режимом. На рис. 3 представлен пример
установки
для
механизированной
сварки
в
СО2-газе.
В
случае
полуавтоматической сварки порошковой проволокой в установке будет
отсутствовать система подачи защитного газа (баллон, газовый редуктор,
подогреватель газа, шланг для подачи газа). Соответственно, поменяется и
форма горелки.
Блок
подачи
проволоки
сварочного
полуавтомата
служит
для
размещения, правки и подачи сварочной проволоки в сварочную горелку.
Сварочная проволока для сварочных полуавтоматов поставляется намотанной
на стандартные пластиковые катушки диаметром 200 мм (масса проволоки 5
кг) и диаметром 300 мм (масса проволоки 15 кг) или проволочные каркасы
(масса проволоки 15 кг). В сварочных полуавтоматах используется сварочная
проволока диаметрами 0,8; 1,0; 1,2 и 1,6 мм.
16
Современные тенденции развития сварочного оборудования направлены
в сторону усложнения конструктивной части самого оборудования и
упрощения регулировки сварочного процесса, снижения риска человеческого
фактора. Применение современного сварочного оборудования с цифровым
управлением позволяет легко механизировать и автоматизировать не только
процесс сварки, но и весь технологический процесс производства сварных
изделий, а также выполнять контроль над точным соблюдением режимов и
технологии сварки.
Рис. 3. Установка для дуговой механизированной сварки в СО2-газе:
1 - изделие; 2 - кнопка "Пуск"-"Стоп"; 3 - горелка; 4 - гибкий шланг; 5 - механизм
подачи электродной проволоки; 6 - пульт управления; 7 - катушка; 8 - кабель цепей
управления; 9 - блок управления полуавтоматом; 10 - шланг для подачи защитного газа;
11 - газовый редуктор; 12 - подогреватель СО2; 13 - баллон с СО2; 14 - сварочный
выпрямитель, 15- заземление.
Такой подход обусловил появление на рынке принципиально новых
сварочных
аппаратов
(с
синергетическим
управлением
сварочным
процессом). Технология, используемая при создании сварочных источников
данной серии, предназначена для плавной и осознанной установки требуемой
по условиям сварки осциллограммы сварочного тока и, более того,
поддержания ее автоматически, несмотря на изменяющиеся условия работы.
17
Программное обеспечение позволяет использовать персональный компьютер
для проектирования сварочных процессов и дальнейшей корректировки
режимов сварки.
Плавное управление переменными сварочного процесса, простота
использования оборудования, высокая степень универсальности применения
и постоянство настроенных параметров – это лишь некоторые из
преимуществ, достигаемых с помощью микропроцессорного управления. С
помощью используемых в проектировании технологий по-новому реализован
процесс импульсного переноса электродного металла при сварке проволокой
сплошного сечения в среде защитного газа. Успешно применяется система так
называемого синергетического управления сварочным процессом, когда для
того чтобы управляющий контур системы осуществил все необходимые
настройки, сварщик задает один из параметров. Впоследствии, изменяя любой
из настроенных параметров, система мгновенно пересчитывает все остальные.
Импульсная сварка в защитных газах (pulsed MIG / MAG или pulsed arc
MIG) [35] реализуется при помощи импульсного источника сварочного тока.
Управление переносом расплавленного присадочного материала в дуге
(капельным переносом) реализуется, таким образом, чтобы стабилизировать
процесс горения дуги и минимизировать разбрызгивание. Этот способ был
разработан в 1960-х годах Д. С. Нидхемом в TWI (Институт Сварки
Великобритании). Однако в то время трудно было создать требуемый
источник энергии. В результате, первые источники энергии использовали
часть синусоиды для создания импульсов, т. е. частота импульса могла быть
изменена только по определенным фиксированным шагам.
И когда в 70-х годах прошлого столетия был создан инверторный
источник энергии, импульсная дуговая сварка стала реальностью. Однако,
даже в этом случае, без использования процесса дискретного управления этот
способ сварки не мог бы широко применяться. Используемая технология
получила название «синергетическая импульсная дуговая сварка» с термином
«синергетика», указывающим на метод облегчения установки режимов работы
18
оборудования,
давая
возможность
источнику
энергии
автоматически
выбирать соответствующие параметры импульса. Так, сварщик увеличивает
или снижает скорость подачи проволоки, другие параметры настройки также
изменяются, чтобы поддержать стабильное горение дуги. Этот способ сварки
также называется еще и «однокнопочным».
Импульсная дуговая сварка плавящимся электродом в среде защитных
газов (MIG/MAG) применяется, главным образом, для сварки алюминия и
нержавеющей стали, хотя также может использоваться для сварки обычной
углеродистой стали. Контроль за переносом капель металла осуществляется
при наложении на базовый ток импульсов частотой 30-300 Гц, что делает
возможным процесс расширения диапазона струйного переноса металла при
более низких значениях сварочного тока. Это, в отличие от сварки короткой
дугой, обеспечивает устойчивое горение дуги и отсутствие разбрызгивания.
Использование импульсов преследует две цели: обеспечение плавления
присадочной проволоки и создание и отрыв только одной расплавленной
капельки для каждого импульса. Это означает, что при возрастании скорости
подачи проволоки частота импульса должна также увеличиться. Этим
обеспечивается поддержание постоянного объема капельки в течение всего
процесса. Низкий ток паузы поддерживает горение дуги между импульсами.
Хотя амплитуда тока каждого импульса высока, среднее значение тока и,
таким образом, подвод тепла к соединению может сохраниться низким.
Преимущества импульсной MIG / MAG сварки [35]:
 процесс переноса металла полностью управляем, отсутствует его
разбрызгивание;
 имеется возможность расширения диапазона параметров MIG / MAG
сварки со струйным переносом до более низких параметров, чем при
традиционной сварке, особенно таких материалов как нержавеющая сталь или
алюминий;
19
 способ позволяет сваривать тонкие материалы или выполнять сварку в
различных пространственных положениях с лучшим качеством, чем при
сварке короткой дугой;
 импульсная MIG / MAG сварка иногда используется там, где
применяется традиционная MIG / MAG сварка со струйным переносом, для
обеспечения лучшего проплавления металла;
 при импульсной сварке MIG / MAG сварке стабильность горения дуги
можно достигнуть даже при использовании более толстой присадочной
проволоки. Это необходимо при сварке алюминия, когда бывает трудно
подавать проволоку из-за ее мягкости;
 недавние исследования показали, что эффективное сжатие капель
расплавленного металла при импульсной MIG/MAG сварке уменьшает
перегрев металла, приводя к меньшему дымообразованию.
Недостатки импульсной MIG / MAG сварки [35]:
 производительность импульсной MIG / MAG сварки ниже, чем при
сварке короткой дугой. Большой подвод тепла, по сравнению со сваркой
короткой дугой, снижает максимальную скорость подачи проволоки;
 импульсная дуговая сварка ограничивает выбор защитных газов. Как и
при традиционной MIG / MAG сварке со струйным переносом металла,
концентрация СО2 в смеси Ar / CO2 не должна быть слишком высока (не более
20 %), что не позволяет использовать такие же соотношения Ar / CO2, как при
сварке короткой дугой.
При синергетической сварке в среде защитного газа сварщик регулирует
мощность сварки при помощи одного регулятора в зависимости от
свариваемого материала, защитного газа и используемой сварочной
проволоки. В памяти аппарата синергетической сварки MIG / MAG
предварительно запрограммированы различные параметры, охватывающие
синергетическую область. Таким образом, количество настраиваемых
пользователем параметров сводится к одному единственному - мощности
20
сварки. Длина дуги может регулироваться отдельно в зависимости от вида
соединения, положения шва в пространстве и условий сварки.
В совокупности этим снижается трудоёмкость настройки режимов
сварки, повышается производительность и качество процесса сварки,
упрощается регулировка сварочного процесса, снижается риск человеческого
фактора. Применение современного сварочного оборудования с цифровым
управлением позволяет легко механизировать и автоматизировать не только
процесс сварки, но и весь технологический процесс производства сварных
изделий, а также выполнять контроль над точным соблюдением режимов и
технологии сварки.
Такой подход обусловил появление на рынке принципиально новых
сварочных
аппаратов
(с
синергетическим
управлением
сварочным
процессом). Технология, используемая при создании сварочных источников
данной серии, предназначена для плавной и осознанной установки требуемой
по условиям сварки осциллограммы сварочного тока и, более того,
поддержания ее автоматически, несмотря на изменяющиеся условия работы.
Программное обеспечение позволяет использовать персональный компьютер
для проектирования сварочных процессов и дальнейшей корректировки
режимов сварки.
Плавное управление переменными сварочного процесса, простота
использования оборудования, высокая степень универсальности применения
и постоянство настроенных параметров – это лишь некоторые из
преимуществ, достигаемых с помощью микропроцессорного управления. С
помощью используемых в проектировании технологий по-новому реализован
процесс импульсного переноса электродного металла при сварке проволокой
сплошного сечения в среде защитного газа. Успешно применяемая система так
называемого синергетического управления сварочным процессом, когда для
того чтобы управляющий контур системы осуществил все необходимые
настройки, сварщик задает один из параметров. Впоследствии, изменяя любой
21
из
настроенных
параметров,
система
мгновенно
пересчитывает
все
остальные.
2.2 TIG-СВАРКА
Tungsten Inert Gas - ручная дуговая сварка неплавящимся электродом в
среде инертного защитного газа (Рис. 4).
Рис. 4. Полуавтоматическая сварка неплавящимся электродом в среде защитного
газа.
Поскольку чаще всего в качестве материала для неплавящихся электродов
используется
вольфрам,
в
немецкоязычной
литературе
используют
сокращение WIG (Wolfram Inert Gas), иногда встречается обозначение GTA
(Gas Tungsten Arc).
Такой тип сварки может осуществляться с ручной или автоматической
подачей присадочной проволоки или без нее. При сварке в защитных газах для
защиты зоны дуги и расплавленного металла от атмосферного воздействия
используют специальный газ, подаваемый струей в зону плавления при
помощи горелки, или сварку выполняют в камерах, заполненных газом [12].
Сейчас
в
качестве
неплавящегося
электрода
используют
преимущественно стержни из чистого вольфрама, реже из графита.
Применяемые вольфрамовые электроды должны отвечать требованиям ГОСТ
22
23949-80. Они могут содержать активирующие добавки оксида лантана (ЭВЛ),
иттрия (ЭВИ), диоксида тория (ЭВТ). Эти добавки облегчают зажигание и
поддерживают горение дуги, а также увеличивают стойкость электрода.
Наибольшее
распространение
получили
электроды
ЭВЛ
и
ЭВИ,
выдерживающие большую токовую нагрузку. Из-за окисления вольфрамовых
электродов и их быстрого разрушения для защиты не допускается
использовать газы, содержащие кислород [7-10].
При полуавтоматической сварке неплавящимся электродом основным
защитным газом является аргон. Будучи тяжелее воздуха в 1,38 раза, он
обеспечивает хорошую газовую защиту сварочной ванны. При защите зоны
горения дуги аргоном получают хорошо сформированные швы при сварке
неплавящимся электродом большинства металлов. Горение дуги в гелии
происходит при более высоком напряжении (в 1,4 – 1,7 раза выше, чем в
аргоне). По сравнению с аргоном гелий обеспечивает более стабильный
дуговой процесс и большую глубину проплавления основного металла (в зоне
горения дуги выделяется больше теплоты), что особенно значимо при сварке
металлов с высокой теплопроводностью. Использовать аргоно-гелиевые
смеси целесообразно в тех случаях, когда нужно повысить проплавляющую
способность дуги без увеличения сварочного тока. В настоящее время
электродуговая сварка в газовых смесях является достаточно востребованным
технологическим процессом. Наряду с инертными газами для сварки
вольфрамовым электродом используют и другие газы, например, азот и
водород или их смеси с аргоном. Защитный газ определяет физические,
металлургические и технологические характеристики способа сварки [13,14].
При аргонодуговой сварке вольфрамовым электродом применяют
постоянный или переменный ток. При сварке на постоянном токе прямой
полярности обеспечиваются лучшие условия для термоэлектронной эмиссии с
электрода, выше его стойкость и допускаемая сила тока. Дуга на прямой
полярности легко возбуждается и горит при напряжении 10…15 В в широком
диапазоне плотностей тока. При сварке на постоянном токе обратной
23
полярности возрастает напряжение дуги, уменьшается устойчивость горения,
резко снижается стойкость электрода и повышается его нагрев. Однако дуга
обратной полярности обладает важным технологическим свойством: при ее
воздействии на поверхность свариваемого металла очищается поверхность
металла, удаляются поверхностные оксиды. Процесс удаления поверхностных
оксидов получил название катодного распыления (катодной очистки). Это
свойство используют при сварке алюминия, магния, бериллия и их сплавов,
имеющих на поверхности прочные оксидные пленки. Поскольку при
постоянном токе обратной полярности стойкость вольфрамового электрода
низка, то для катодной очистки используют переменный ток. Таким образом,
при сварке вольфрамовым электродом на переменном токе реализуются
преимущества дуги прямой и обратной полярностей, т.е. обеспечиваются
устойчивость электрода и разрушение поверхностных оксидов на изделии.
Технологические свойства дуги зависят от рода тока. При прямой
полярности на изделия выделяется 70% тепла, что и обеспечивает более
глубокое проплавление основного металла, чем при обратной полярности, где
наблюдается повышенный разогрев электрода и допустимая сила сварочного
тока меньше. При использовании переменного тока сила сварочного тока
больше при прямой и меньше при обратной полярностях (Рис. 5).
Рис. 5. Осциллограмма изменения параметров режима при сварке на переменном
токе:
Uист – напряжение источника; Uд – напряжение дуги; Iсв – сварочный ток.
24
Основными преимуществами способа сварки в среде защитных газов
являются [14]:
 высокое качество соединений (сварка элементов разной толщины), а
также «малый угар» легирующих элементов при сварке;
 возможность сварки в различных пространственных положениях;
 возможность наблюдения за образованием шва;
 легкость механизации и автоматизации процесса.
К недостаткам способа относят:
 необходимость применения защитных мер от световой и тепловой
радиации дуги;
 относительно большие зоны термического влияния, следовательно,
продольные и поперечные усадки;
 зона окисления в месте сварки;
 прожоги при сварке тонколистовых материалов, ухудшение товарного
вида изделия.
На сегодняшний день способы полуавтоматической сварки плавящимся
(MIG-сварка) или неплавящимся электродом в среде защитного инертного газа
(TIG-сварка)
применяются
для
изготовления
крупногабаритных
теплообменных аппаратов. Неоспоримым их преимуществом является
возможность применения этих способов в условиях, когда окончательная
сборка оборудования происходит на месте работы, ремонта и монтажа
оборудования. В связи с совершенствованием конструкции теплообменного
оборудования, снижение его массогабаритных показателей становится
актуальным промышленное внедрение передовых методов сварки, в том числе
и перспективных методов лазерной сварки [13,14].
Сварку стали методом TIG-сварки применяют в случаях, когда
сваривается очень тонкий металл или к сварному соединению предъявляются
повышенные требования в отношении качества.
Так нержавеющие трубы, используемые для транспортировки газов или
жидкостей под давлением, сваривают вольфрамовым электродом в среде
25
инертного газа. Сварку ведут переменным или постоянным током прямой
полярности в среде аргона. В качестве присадочного материала, используют
проволоку, имеющую более высокую степень легирования, чем основной
металл, при этом стараются исключить попадание вольфрама в сварочную
ванну.
В связи с этим, используют бесконтактный поджог дуги или зажигают
дугу на угольной или графитовой пластине, перенося ее на основной металл.
Контактное
зажигание
дуги
происходит
при
прикосновении
вольфрамового электрода изделия, после чего, при подъеме горелки,
возбуждается дуга. Данный способ зажигания является не оптимальным для
аргонодуговой TIG сварки, так как при нем в основном металле остаются
вольфрамовые включения, которые могут привести к дефектам сварного шва.
При бесконтактном способе зажигания, поджиг дуги обеспечивает
высокочастотный генератор. Сварочная дуга возникает после нажатия на
кнопку на сварочной горелке при расстоянии между электродом и изделием
1,5-3 мм.
Основным преимуществом процесса TIG-сварки является высокое
качество швов при сварке практически всех металлов и сплавов, таких как
углеродистой, нержавеющей стали, а также алюминия, титана, циркония,
ниобия, тантала, аустенитных никель-хромистых жаропрочных сплавов,
применяемых в аэрокосмической и военной технологиях, автотранспортном и
трубном производстве, энергетике и кораблестроении [14].
Объединяющим фактором этих отраслей является необходимость,
использования высококачественных материалов, обладающих комбинацией
требуемых механических, электрических и тепловых свойств, а изделия
требуют точности изготовления при сварке, повторяемости их качества,
зависимости от скорости перемещения электрода, газовой защиты сварочной
ванны, контроля температуры и тепловложения.
26
Процесс TIG-сварки дает узкую зону термического влияния (ЗТВ), что,
в свою очередь, уменьшает напряжение в зоне сварки, снижает возможность
появления трещин и деформации в сварном шве.
Косметический вид чешуйчатого шва после аргонодуговой TIG сварки
передает месту сварки ощущение реального качества.
Схема установки для аргонодуговой TIG сварки представлена на рис. 6.
Рис. 6. Схема установки для аргонодуговой TIG сварки
В настоящее время перспективным направлением развития TIG-сварки
является ее автоматизация, в частности роботизация [14].
Роботизированная TIG-сварка обеспечивает ряд преимуществ, в том
числе: автоматизацию процесса, его повторяемость, однородность структуры
сварного шва, последовательность сварных швов.
С помощью сварочного робота обеспечивается доступ к таким местам
сварки, к которым доступ при ручном способе затруднен, например, в случае
вращения горелки во время сварки.
Основные преимущества роботизированной TIG-сварки включают в себя
[14]:
27
 повторяемый, точный контроль температуры и проникновения металла
для удовлетворения высоких стандартов качества;
 автоматическое переключение «на лету» режимов сварки, например,
чередование режимов для сварки толстых и тонких материалов;
 движение горелки и автоматизированное управление сварочными
параметрами, такими как предварительная продувка газа, начальная
сила тока, время нарастания тока, основной сварочный ток, частота
пульса, время спада, заварка кратера и окончательная продувка газа;
 длина дуги автоматически поддерживается с помощью системы
автоматического контроля напряжения (AVC), во время сварки
ширина, глубина проплавления и внешний вид шва осуществляются
под жестким контролем;
 повышение производительности сварки, как минимум на 100%, а в
некоторых случаях и до 300%;
 сокращение времени обучения операторов, снижение затрат на
контроль качества сварного шва.
Роботизированная TIG - сварка широко используется в промышленности, в
том числе при сварке:
 угловых
швов изделия
из тонколистового
материала
(сварка
электрошкафов);
 тяжелых алюминиевых панелей, перекрытий из толстолистового
металла, диафрагм и сильфонных компенсаторов.
Нержавеющая сталь, титан, инконель, алюминий и специальные стали
часто свариваются при помощи TIG - сварки. Роботизированная TIG - сварка
обеспечивает преимущества для каждого из этих материалов. Например,
алюминий традиционно является более трудным металлом для сварки,
поскольку он имеет тенденцию к расширению и быстро проводит тепло.
Роботизированная TIG - сварка алюминия обеспечивает контроль тепла и
стабильную, надежную сварку.
28
Титан обладает широким диапазоном эксплуатационных свойств, имеет
высокую температуру плавления и не устойчив к коррозии в процессе сварки.
Роботизированная
TIG сварка
титана
может
обеспечить
точность
повторяемых процессов, уменьшая риски при его сварке.
Нержавеющая сталь имеет высокое содержание хрома, который при
ручной TIG - сварке может быть перегрет. Роботизированная TIG - сварка
нержавеющей стали позволяет исключить отрицательное явление – выгорание
легирующих элементов, предотвратить нежелательные потемнения металла,
негативно влияющие на внешний вид изделий.
Для жаропрочных сплавов, таких как никель, используемых в
аэрокосмической и ядерной промышленности, наиболее трудно добиться 100процентного проплавления при ручной сварке. Роботизированная TIG - сварка
обеспечивает необходимую силу тока по отношению к скорости, чтобы
управлять профилем глубины проплавления.
Применение роботизированной TIG - сварки стимулировало развитие
сложной, но экономически эффективной системы технического контроля
качества сварки, благодаря отслеживанию местоположения горелки.
Во время процедуры отработки программы, оператор калибрует камеру и
траекторию сварного шва в соответствии с идеалом. Это эталонное
изображение хранится в памяти робота. На каждую последующую часть шва,
камера делает снимок, прежде чем направить дугу в этом направлении, робот
выполняет сравнение шаблона с изображением и новым образом. Сварочный
робот вычисляет любые смещения и соответственно регулирует весь путь
сварки. Этот научно-технический прогресс в робототехнике особенно
подходит для сварки тонких материалов, где положение дуги является
критическим.
При выборе сварочного аппарата TIG, необходимо знать, какая
требуется мощность источника для проводимых работ. Необходимо оценить
объем работ в настоящее время и определиться с прогнозом на будущее.
Оценить вид тока - переменный или достаточно постоянный. Так алюминий и
29
магний свариваются переменным током (AC), а нержавеющие стали и обычная
сталь - при помощи постоянного тока (DC). Если требуется производить
сварку и того и другого, используют аппараты с постоянным и переменным
током AC/DC.
Аппараты для TIG - сварки, как правило, применяются в диапазоне
сварочного тока 150…500 А и способны работать при токах 3 A. Аппараты
этого класса могут быть использованы для пайки и сварки штучными
электродами.
В настоящее время, серийно выпускаются многофункциональные
сварочные аппараты на базе инверторных преобразователей, где наибольшее
распространение получили аппараты, совмещающие сварку MIG/MAG
+ TIG + MMA, встречаются и другие комбинации. Следует отметить, что
инверторная схема позволяет "на ходу" менять тип вольтамперной
характеристики
(ВАХ)
источника
питания,
являющейся
основной
характеристикой источника перенастраиваемой под требуемый вид сварки.
В настоящее время получают распространение так называемые
"синергетические" схемы управления. Это когда цифровые процессоры
аппарата TIG-сварки запрограммированы таким образом, что режим сварки
можно регулировать, изменяя всего один параметр - остальные немедленно
отреагируют на это изменение, и вся совокупность параметров обеспечит
переход на другой режим с более оптимальным качеством сварки. Например,
при полуавтоматической сварке, в такой неразрывной цепочке находятся:
сварочный ток, скорость подачи и диаметр проволоки, пространственное
положение шва и необходимый, при этом, характер переноса металла в дуге
(капельный, струйный, импульсный).
Совершенно ясно, что только при строгой взаимосвязи этих параметров
мы получим высокое качество сварки, а "синергетические" схемы управления
эти связи успешно обеспечивают
В табл. 1 приведены примерные режимы полуавтоматической сварки
нержавеющей аустенитной стали [8,14].
30
Табл. 1
Примерные режимы полуавтоматической сварки нержавеющей аустенитной стали
Толщина
Род тока
свариваемых
Ток
Напряжение, Диаметр
сварки, А В
электрода
листов, мм
Скорость Расход
и сварки,
присадочной
см/мин
аргона,
л/мин
проволоки, мм
1,0
Постоянный
30-60
11-15
2/1,6
12/28
2,5-3,0
35-75
12-16
2/1,6
15/33
2,5-3,0
40-75
11-15
2/1,6
9-19
2,5-3,0
45-85
12-16
2/1,6
14-13
2,5-3,0
85-130
12-15
4/2,5
-
10,0
ток прямой
полярности
1,0
Переменный
ток
1,5
Постоянный
ток прямой
полярности
1,5
Переменный
ток
4,0
Постоянный
ток прямой
полярности
Хорошо отработанные и экономически эффективные технологии
дуговой сварки плавлением имеют ряд недостатков применительно к сварным
конструкциям. В первую очередь это значительные деформации в процессе
сварки, существенное тепловложение в сварное соединение, склонность к
образованию горячих трещин.
2.3.
ПЛАЗМЕННАЯ СВАРКА
Плазма – это частично или полностью ионизированный газ, состоящий из
нейтральных частиц, положительных и отрицательных зарядов с одинаковой
концентрацией. Плазма обладает электрической проводимостью, высокой
теплопроводностью и теплоемкостью [15].
31
Плазменная сварка - это сварка плавлением, при которой нагрев
проводится направленным потоком дуговой плазмы [16]. Плазменную струю
получают в специальных устройствах, которые в сварочных процессах
называют
плазменными
горелками
(плазматронами).
Наиболее
распространены способы получения плазменных струй путем сжатия и
интенсивного охлаждения газовым потоком столба дугового разряда,
горящего в сравнительно узком водоохлаждаемом канале плазменной горелки
[17]. Увеличение объема газа при нагреве в 50-100 раз приводит к истечению
плазмы
с
высокими
(околозвуковыми)
скоростями.
При
этом
плазмообразующий газ, вытекая через сопло горелки, сжимает дугу. Часть
газа, проходя через столб дуги, нагревается, ионизируется и выходит из сопла
в виде плазменной струи. Наружный слой, омывающий столб дуги, остается
относительно холодным и создает электрическую и тепловую изоляцию
между дугой и соплом, предохраняя его от разрушения. В результате струя
проходящего газа, нагреваясь до высоких температур, ионизируется и
приобретает свойства плазмы [18].
Стабилизация дуги в плазмотроне может осуществляться аксиальным
потоком газа 1, создающим слой 2, ограничивающий столб дугового разряда
(Рис. 7, а). При тангенциальной подаче, газ поступает в камеру через
тангенциальные отверстия и двигается по спирали, омывая столб дуги
вихревым потоком 1 плазмообразующего газа (Рис. 7, б). Весьма эффективным
способом стабилизации дугового разряда в плазматроне и повышения его
удельных энергетических характеристик является ограничение диаметра
столба дугового разряда охлаждаемой стенкой. Обычно эта стенка
выполняется в виде медного водоохлаждаемого сопла 1 сравнительно
небольшого диаметра, ограничивающего наружный диаметр дуги 2 (Рис. 7, в)
[19].
32
Рис. 7 - Стабилизация дуги в плазматроне: а – аксиальным потоком газа; б –
тангенциальным потоком газа; в – охлаждаемой стенкой
Дуговую плазменную струю для сварки получают по двум основным
схемам. При плазменной струе прямого действия изделие включено в
сварочную цепь дуги, активные пятна которой (катодное и анодное)
располагаются на вольфрамовом электроде и изделии. Процесс сварки по этой
схеме принято называть плазменно-дуговым (Рис. 8, б), поскольку плазменная
струя совмещена со столбом дугового разряда. При плазменной струе
косвенного действия (Рис. 8, а) активные пятна дуги находятся на
вольфрамовом электроде и внутренней или боковой поверхности сопла
плазмотрона. По данной схеме источник теплоты становится независимым от
изделия со струей плазмы, выделенной из столба дугового разряда в виде
факела. В этом случае теплота передается к изделию теплопроводностью,
конвекцией и излучением плазмы. При нагреве плазменной струей прямого
действия (сжатой дугой) к перечисленным механизмам теплопередачи
добавляется передача энергии заряженным и частицами, движущимися в
электрическом поле [17]
33
Рис. 8 - Схемы сварки независимой плазменной струей (а) и плазменно-дуговой
сварки (б): 1 – изолятор; 2 – неплавящийся электрод; 3 – дуга; 4 – плазменная струя; 5 –
деталь; 6 – сопло; 7 – источник питания дуги.
Наибольшее распространение получил способ плазменной сварки сжатой
дугой прямого действия благодаря следующим преимуществам перед сваркой
сжатой дугой косвенного действия. Эффективный КПД сжатой дуги прямого
действия в среднем на 10...30 % выше и достигает 65...75 %. Максимальная
плотность теплового потока на изделии, как правило, выше на порядок и
более. Допустимая электрическая и тепловая мощность при прочих равных
условиях выше, что обусловлено отсутствием активного пятна в канале сопла
плазмотрона. Стойкость сопла и стабильность горения дуги также выше [21].
Состав плазмообразующего газа и материала неплавящегося электрода
выбирают в зависимости от требований, предъявляемых к процессу. В
качестве плазмообразующего газа обычно применяют аргон, гелий,
углекислый газ, водород и их смеси. Плазмообразующий газ может служить
также и защитой расплавленного металла от воздуха. В некоторых случаях для
этого используют подачу отдельной струи специального, более дешевого
защитного газа. Электроды изготовляют обычно из вольфрама и меди, их
конструкции также разнообразны.
Для защиты катода и сопла от разрушения и перегрева наилучшим газом
считается аргон, так как он химически инертен и имеет малую
34
теплопроводность. Однако аргон малоэффективен для преобразования
электрической энергии в тепловую. Гелий и водород обладают относительно
высокой теплопроводностью и лучше других преобразуют энергию дуги в
теплоту. В случае применения их в чистом виде наблюдаются быстрый нагрев
и разрушение сопла, поэтому указанные газы применяют в смеси с аргоном.
Разновидности плазменной сварки:
На практике чаще применяют сварку на постоянном токе прямой
полярности, которая обеспечивает более высокую стойкость неплавящегося
электрода. Кроме того, такая дуга передает детали наибольшую мощность,
поэтому
представляется
возможным
сваривать
легированные
стали,
титановые сплавы, медь. При сварке алюминиевых сплавов сжатую дугу
прямой полярности не используют, так как при этом не обеспечивается
разрушение тугоплавкой оксидной пленки. Алюминиевые сплавы успешно
сваривают сжатой дугой в аргоне при обратной полярности. Однако при этом
низка эффективность передачи теплоты и высока тепловая нагрузка на
электрод плазмотрона – анод. Допустимый ток на электрод в этом случае в 20
раз меньше, чем при прямой полярности. Повышают стойкость электродов,
применяя плазмотроны с интенсивным охлаждением электрода.
Промежуточное положение по своим параметрам занимает сварка дугой
переменного тока. Так как при переменном токе электрод является
попеременно катодом и анодом, стойкость электрода всегда обеспечивается.
Разрушение оксидной пленки в полупериод обратной полярности происходит
достаточно интенсивно, что обеспечивает хорошее качество сварного
соединения.
Главный
недостаток дуги
переменного
тока
–
низкая
устойчивость повторных зажиганий при смене полярности. Это усугубляется
в сжатой дуге, так как ее столб интенсивно охлаждает плазмообразующий газ.
Чтобы повысить устойчивость дуги, необходимы или высокое напряжение
источника
питания,
или
сложные
специальные
стабилизаторы.
Разновидностью плазменной сварки на переменном токе является сварка
сжатой трехфазной дугой. В плазмотроне для трехфазной сжатой дуги
35
устанавливают два неплавящихся электрода. Дежурной дугой служит дуга
между этими электродами, а сопло остается электрически нейтральным.
Дежурная дуга питается от фаз основного источника питания. Когда дуги
между электродами и деталью еще не возбуждены, сила тока межэлектродной
дуги невелика, но достаточна для зажигания основных дуг. Достоинство
сжатой трехфазной дуги – повышение стабильности повторных зажиганий в
моменты перемены полярности, так как межэлектродная дуга постоянно
ионизирует дуговой промежуток электроды – деталь. Благодаря этому по
устойчивости трехфазная дуга близка к дуге постоянного тока [22].
Микроплазменной сваркой называют сварку сжатой дугой на малых токах
(0,1...15 А). При таких токах сваривают детали с толщиной кромок 0,025...0,8
мм. По сравнению со сваркой открытой дугой изменение длины малоамперной
сжатой дуги оказывает значительно меньшее влияние на качество сварного
соединения. Устойчивого и стабильного горения такой дуги на малых токах
достигают благодаря высокой степени сжатия столба дуги каналом сопла
малого диаметра (менее 1 мм). При этом возрастает пространственная
устойчивость
дуги.
При
микроплазменной
сварке
используют
плазмообразующий газ аргон. В качестве защитных газов – аргон, гелий, азот;
смеси аргона с водородом или гелием и другие газы в зависимости от
свариваемого металла. При микроплазменной сварке дуга может принимать
конусообразную форму или приобретать форму иглы, сходящейся к
свариваемой детали. Плотность тока на острие этой иглы достигает 5 000
А/см2. Высокая концентрация энергии и иглоподобная форма малоамперной
сжатой дуги обеспечивают получение узкого шва и малой зоны термического
влияния, что снижает деформацию изделий на 25...30 % по сравнению с
аргонодуговой сваркой. Микроплазменную сварку применяют для соединения
особо
тонких
материалов,
исправления
микродефектов
(царапин,
микротрещин) [23,24].
Преимущества плазменной сварки:
 по сравнению с аргонодуговой плазменно-дуговая сварка отличается
36
более стабильным горением дуги. При этом обеспечивается более
равномерное проплавление кромок;
 по
проплавляющей
способности
плазменная
дуга
занимает
промежуточное положение между электронным лучом и дугой, горящей
в аргоне;
 благодаря цилиндрической форме столба дуги плазменно-дуговая сварка
менее чувствительна к изменению длины дуги, чем аргонодуговая.
Изменение длины дуги конической формы (при аргонодуговой сварке)
всегда ведет к изменению диаметра пятна нагрева, а следовательно, и к
изменению
практически
ширины
шва.
постоянный
Плазменная сварка позволяет иметь
диаметр
пятна
и
дает
возможность
стабилизировать проплавление основного металла. Это свойство
плазменной дуги с успехом используется при сварке очень тонких
листов.
Одним из существенных недостатков плазменной сварки является
возможность образования двойной (каскадной) дуги, возникающей при
повышенной плотности сварочного тока. Двойная дуга образуется между
соплом и изделием, в результате чего оплавляется сопло и уменьшается ток
основной дуги. Вторым недостатком является невозможность достичь
стабилизации дуги при высоких скоростях сварки, из-за того, что образуются
горбы (всплески).
На сегодняшний день плазменная сварка является одним из наиболее
прогрессивных, качественных и быстрых способов сварки. Она широко
используется в авиа- и автомобилестроении, приборостроении, химическом
машиностроении и других сферах промышленного производства. В настоящее
время постоянно осуществляется развитие, совершенствование плазменной
сварки и поиск новых областей её применения, а также использование
гибридных методов сварки.
37
2.4.
Известно,
что
лазерная
ЛАЗЕРНАЯ СВАРКА
сварка
характеризуется
наименьшим
тепловложением по сравнению с другими методами. Поэтому ее применение
целесообразно, как, с точки зрения, уменьшения размеров зоны термического
влияния, так и остаточных напряжений, и деформаций.
Слово ЛАЗЕР является практической транскрипцией английской
аббревиатуры LASER (Light Amplification by Stymulated Emission of Radiation)
– усиление света с помощью вынужденного излучения, что отражает
физическую сущность процесса получения (генерации) лазерного излучения
[25].
Таким образом, лазерный луч – это вынужденное монохроматическое
излучение широкого диапазона длин волн от единиц нанометров до десятков
и сотен микрометров, обладающий рядом уникальных свойств: высокой
монохроматичностью и когерентностью, низкой расходимостью и высокими
удельными
энергетическими
свойствами,
позволяющими
создать
перспективный вид высококонцентрированного источника энергии.
В настоящее время сфокусированный луч лазера, как сварочный источник
энергии, является единственным высококонцентрированным источником
энергии, обеспечивающим в зоне обработки при атмосферных условиях
получение плотности мощности – E  0,5∙106 Вm/см2, что является самым
высоким коэффициентом сосредоточенности теплового сварочного источника
энергии по сравнению с известными классическими источниками –
газопламенным, электродуговым, индукционным, плазменным [25-29].
Лазерный луч с помощью оптических систем легко транспортируется и
направляется в труднодоступные места. При этом обеспечивается надежное и
оперативное управление процессом лазерной сварки с регулируемыми
энергетическими характеристиками.
38
В отличие от электронного луча, дуги и плазмы на лазерный луч не
влияют магнитные поля свариваемых деталей и технологической оснастки.
Это позволяет получать устойчивое высококачественное формирование
сварного шва по всей длине.
Благодаря высокой концентрации энергии лазерного излучения в
процессе сварки обеспечиваются малый объем расплавленного металла,
незначительные размеры около шовной зоны (ОШЗ), а высокие скорости
нагрева и охлаждения металла шва и ОШЗ обеспечивают низкое термическое
влияние в зоне шва. Эти особенности теплового воздействия предопределяют
минимальные деформации сварных конструкций, специфику физикохимических и металлургических процессов в металлах при лазерной сварке,
высокую технологическую прочность и характерные свойства полученных
сварных соединений [27-32].
Лазерная сварка осуществляется как в непрерывном, так и в импульсном
режимах, обеспечивающих высокопроизводительный процесс соединения
различных металлов толщиной от нескольких микрометров до десятков
миллиметров.
Для осуществления того или иного технологического процесса лазерной
сварки необходимо определенное сочетание плотности мощности с
длительностью воздействия излучения на материал. Возможны три основные
группы сочетаний, охватывающий весь диапазон технологических режимов
лазерной сварки.
1. Плотность мощности Е = 105…106 Вт/см2, длительность воздействия 
> 10-2 с. В эту группу входят методы сварки непрерывным лазерным
излучением. Возможна сварка всех конструкционных материалов в широком
диапазоне толщин.
2. Плотность мощности Е = 106…107 Вт/см2, длительность воздействия 
> 10-3 с. В эту группу входят методы сварки импульсно-периодическим
лазерным излучением. Частота следования импульсов при этом составляет
десятки и сотни Герц, а их длительность существенно меньше времени .
39
Однако суммарное действие серии импульсов по времени должно быть
достаточным для получения глубокого проплавления. Подобные режимы
обеспечивают меньшие энергозатраты, чем при непрерывном излучении.
3. Плотность мощности Е = 105…106 Вт/см2, длительность воздействия
10-3    10-2 с. Подобные условия создаются отдельными импульсами с
длительностью в указанном диапазоне. Формируется точечное сварное
соединение. Сочетание плотности мощности и времени воздействия из
указанного диапазона обеспечивает проплавление малых толщин - менее 1 мм.
Лазерную сварку по технологическим признакам можно разделить на две
основные группы: на сварку малых толщин и сварку с глубоким
проплавлением [26,27].
К первой группе относятся способы, используемые для сварки материалов
малых толщин, т.е. толщин до 1 мм. Принципиальным отличием этих способов
является сварка при режимах, обеспечивающих только плавление материала
без его интенсивного испарения. В этом случае применяют как непрерывный,
так и импульсный режим излучения.
Характерной
особенностью
сварного
соединения,
выполненного
импульсной лазерной сваркой, является малое сечение шва, т.е. малый размер
литой зоны. В сочетании с кратковременностью воздействия импульса это
приводит к высоким скоростям охлаждения шва и ОШЗ. Скорость охлаждения
в
литой
зоне
достигает
105...106
К/с,
что
вызывает
образование
мелкодисперсных и дендритных структур. Размеры ОШЗ, т.е. зоны
термического влияния, незначительны и обычно не превышают 100...150 мкм.
Структура металла в этой зоне неоднородна. Введение в сварочную ванну
присадочного материала позволяет в широких пределах изменить химический
состав металла шва и тем самым регулировать его структуру и свойства
[29,30].
Импульсный режим осуществляется в основном твердотельными
лазерами с энергией излучения от нескольких единиц до десятков Джоулей.
Материалы малых толщин можно сваривать непрерывными швами и
40
отдельными точками. Шов в данном случае формируется как перекрытие
отдельных точек, его сплошность зависит от степени перекрытия.
Применяется как автоматическая, так и ручная сварка. Наибольшее
распространение лазерная сварка импульсным излучением получила в
электронной и электрохимической промышленности.
Ко второй группе относится сварка с глубоким проплавлением, т.е. сварка
материалов толщиной более 1 мм. Процесс можно проводить как в
непрерывном так, и в импульсно-периодическом режиме излучения лазера.
При сварке мощными концентрированными источниками энергии,
такими как лазерный или электронный луч, формируется так называемое
«кинжальное» проплавление, обеспечивающее большую глубину при малой
ширине шва.
Лазерное излучение с определенной критической плотностью, попадая на
поверхность материала, нагревает его выше критической со скоростью,
существенно
превышающей
скорость
отвода
теплоты
за
счет
теплопроводности, конвекции и обратного излучения [29,30]. При этом
происходят процессы локального плавления и испарения материала.
Вследствие этого формируется углубление на поверхности, которое при
достаточной мощности источника развивается по глубине, что приводит к
образованию парогазового канала, заполненного парами материалов и
окруженного жидким металлом. Давление паров материала оказывается
достаточным для поддержания канала, и полость канала не заполняется
жидким металлом под действием гидростатического давления и сил
поверхностного натяжения.
При соответствующей скорости сварки форма канала приобретает
динамическую устойчивость. На передней стенке канала происходит
плавление материала, а на задней - затвердевание. Наличие канала
способствует поглощению лазерного излучения в глубине материала, а не
только на его поверхности. При этом образуется узкий шов с большим
отношением глубины проплавления к ширине шва. При образовании канала
41
над поверхностью материала появляется светящийся факел, состоящий из
продуктов испарения и выброса, а также частиц конденсированного пара. В
условиях атмосферного давления на проплавлении сказывается состав газа,
что учитывается при выборе защитного газа для лазерной сварки.
Практически во всех случаях лазерная сварка выполняется с защитой шва
от окисления. Качество защиты в значительной мере влияет на свойства
сварных соединений.
В зависимости от конструкции свариваемых деталей, технологических
требований и ряда других факторов возможно проведение сварки со сквозным
проплавлением и без сквозного проплавления. Сквозное проплавление
находит более широкое применение при сварке листовых нагруженных
конструкций, а несквозное - часто используют для герметизации или для
соединения тонких деталей с массивными. Сварка возможна во всех
пространственных положениях. Особенности технологии, связанные с
большой скоростью процесса, прецизионностью и рядом других факторов,
обуславливают возможность осуществления лазерной сварки с глубоким
проплавлением только в автоматическом режиме.
К основным преимуществам лазерной сварки относятся [29,30]:
 высокая
производительность
процесса,
которая
определяется
скоростью его проведения. Сварка непрерывным излучением обладает
исключительно большими скоростями – 10…11 м/мин;
 экономия материала;
 универсальность луча лазера. Его можно применять для ведения
различных
технологических
процессов
–
резки,
сварки,
термообработки и т.д.;
 локальность обработки в пространстве и во времени;
 прецизионность обработки;
 корпоративное свойства луча лазера проявляется в эффективной
интеграции с различными технологическими процессами – дуговыми,
плазменными, индукционными, световыми и т.д.;
42
 высокая пространственная разрешающая способность воздействия на
материал, обеспечивающая формирование структуры сварного шва или
изучение функциональных элементов с геометрическими размерами
применительно к решению задач микротехнологии и нанотехнологии.
Наряду
с
преимуществами,
существуют
некоторые
недостатки,
затрудняющие универсальное применение лазерной сварки, по сравнению с
существующими традиционными методами:
 высокая стоимость лазерного оборудования и оснастки;
 сложность устройств лазерной техники, что требует высокого
уровня технической подготовки обслуживающего персонала.
Вопрос об использовании лазерной сварки необходимо решать путем
всестороннего
технико-экономического
анализа
с
рассмотрением
альтернативных технологий, а также долгосрочных прогнозов и тенденций
развития отраслей машиностроения, и народного хозяйства в целом [25-29].
Несмотря на технические преимущества лазерных технологий их
широкое
внедрение
в
промышленность,
до
последнего
времени,
ограничивалось рядом недостатков [29,30]:
 низким значением КПД, который составляет для твердотельных
стержневых лазеров с ламповой накачкой 2-5% и для газовых СО2лазеров 8-12%;
 низкой надежностью и ресурсом работы лазерного технологического
оборудования;
 высокой
стоимостью
лазерных
технологических
комплексов,
большими эксплуатационными расходами;
 сложностью обслуживания лазерного технологического оборудования;
 значительными
массогабаритными
энергопотреблением,
затрудняющим
размерами
и
высоким
интеграцию
лазерно-
технологического оборудования в технологические линии цехов,
особенно связанных с серийным выпуском продукции;
43
 трудно контролируемой и управляемой величиной мощности луча
лазера на обрабатываемой поверхности.
Ситуация коренным образом изменилась в результате разработки и
серийного выпуска нового поколения твердотельных лазеров – дисковых,
волоконных и диодных с непрерывной выходной мощностью до 50 кВт и КПД
до 40%, благодаря чему их эксплуатационные расходы на энергопотребление
и охлаждение оказались в 3-5 раз меньше, чем у СО2-лазеров и примерно в 2050 раз меньше чем у стержневых лазеров с ламповой накачкой. Дисковые,
волоконные, диодные лазеры, оснащенные оптоволоконными системами
доставки луча лазера в рабочую зону обработки, имеющие небольшие
массогабаритные показатели и низкое энергопотребление, открыли новую
страницу в развитии и внедрении лазерных технологий в машиностроении и
родственных отраслях промышленности. Отсутствие у этого класса лазеров
юстируемых узлов, а также расходных материалов при эксплуатации,
обеспечило высокую надежность их работы и значительно снизило
эксплуатационные расходы.
Эффективность
процесса
лазерной
сварки
оценивается
энергетическим коэффициентом полезного действия лазерной установки
[29,30].
Коэффициент полезного действия – ηэфф процесса лазерной сварки в
первую очередь зависит от коэффициента поглощения энергии луча лазера
обрабатываемой поверхностью.
Коэффициент поглощения энергии луча лазера зависит от длины
волны лазерного излучения – λ, чем меньше длина волны, тем выше
коэффициент поглощения.
Для СО2-лазеров длина волны лазерного излучения равна 10,6 мкм,
дисковых, диодных и волоконных лазеров λ= 1,04-1,06 мкм.
Оценка энергетической эффективности процесса лазерной сварки
определяется как произведение КПД лазера «от розетки» на ηэфф.
44
Основным недостатком процесса сварки СО2-лазерами является
низкая энергетическая эффективность. Для СО2-лазера энергетический КПД
составляет примерно 10% от розетки, а коэффициент поглощения лазерного
излучения металлами не превосходит нескольких процентов, так что полный
КПД процесса сварки составляет доли процента.
Для
дисковых,
волоконных,
диодных
лазеров
коэффициент
поглощения может достигать значений 10-15%, при полном КПД самого
лазера до 25%.
Сравнительный
анализ
эффективности
сварки
СО2-лазером,
дисковым и волоконным лазерами показывает, что эффективность сварки
дисковым лазером в несколько раз превышает эффективность сварки СО2лазером.
Высокий
производстве
КПД
лазеров
экономически
делает
применение
эффективным
лазерной
чрезвычайно
сварки
в
конкурентно
способным способом методом получения сварного соединения.
Следует учитывать также и социальные преимущества, связанные с
лазерной технологией: повышение эффективности и культуры производства;
уменьшение трудовых затрат, особенно ручного труда; престижность новой
профессии; экологические последствия внедрения лазерной технологии не
нарушают условий охраны окружающей среды; применение лазерной
технологии не приводит к увеличению производственного травматизма и
профзаболеваний.
Помимо этого, следует отметить ряд наиболее перспективных областей
применения лазерного источника нагрева [29,30]:
 для сварки сталей, склонных к образованию холодных и горячих
трещин (с целью повышения технологической прочности соединения);
 для сварки сталей, например, мартенситно-стареющих (с целью
снижения размеров зоны термического влияния и величины карбидной
сетки для повышения коррозионной стойкости соединений);
45
 применение лазерного луча, как альтернативы электронного, при
изготовлении крупногабаритных деталей;
 для сварки деталей, к которым предъявляются жесткие требования по
геометрии сварных соединений. В этом случае лазерная сварка может
оказаться окончательной операцией, исключающей последующую
механическую обработку;
 для сварки разнородных, трудносвариваемых сталей;
 для сварки некоторых сталей в закаленном состоянии;
Устраняется
необходимостью
последующей
и
предварительной
термообработки.
 применение лазерной сварки в массовом производстве для повышения
производительности выпуска высококачественной продукции. Помимо
указанных могут возникнуть и другие случаи, в которых лазерная
сварка будет незаменимой.
3. ПЕРСПЕКТИВЫ РАЗВИТИЯ ИННОВАЦИОННЫХ СПОСОБОВ
СВАРКИ В ПРОИЗВОДСТВЕ ТЕПЛООБМЕННОГО
ОБОРУДОВАНИЯ
Во второй половине ХХ в. произошел переход от машинно-технической к
научно-технической
революции,
которая
характеризуется
широким
использованием наукоемких технологий. В начале третьего тысячелетия
сварка является одним из ведущих технологических процессов создания
материальной основы современной цивилизации.
Более половины валового национального продукта промышленно
развитых стран создается с помощью сварки и родственных технологий. До
2/3 мирового потребления стального проката идет на производство сварных
конструкций и сооружений. Во многих случаях сварка является единственно
возможным или наиболее эффективным способом создания неразъемных
соединений конструкционных материалов и получения ресурсосберегающих
46
заготовок, максимально приближенных по геометрии к оптимальной форме
готовой
детали или
конструкции. Непрерывный рост наукоемкости
сварочного производства способствует повышению качества продукции, ее
эффективности и конкурентоспособности.
Сегодня сварка применяется для неразъемного соединения широкого
спектра
металлических,
неметаллических
и
композиционных
конструкционных материалов. Несмотря на непрерывно увеличивающееся
применение в сварных конструкциях и изделиях легких сплавов, полимерных
материалов и композитов, основным конструкционным материалом остается
сталь. Именно поэтому мировой рынок сварочной техники и услуг возрастает
пропорционально росту мирового потребления стали. К началу ХХI в. он
оценивается примерно в 40 млрд. долларов, из которых около 70 % приходится
на сварочные материалы и около 30 % – на сварочное оборудование.
Отмеченные особенности определяют общую положительную тенденцию
роста мирового производства сварных конструкций, динамичного развития
мирового и регионального рынков сварочной техники и материалов, а также
объемов научных исследований и разработок по совершенствованию сварки и
родственных технологий. Основываясь на анализе, проведенном академиком
Б.Е. Патоном, основными направлениями развития сварки и родственных
технологий в ХХI будут:
 увеличение доли механизированных и автоматических способов
сварки в защитных газах, заменяющих ручную дуговую;
 развитие сварки под флюсом;
 учитывая мировые тенденции расширения области применения
прогрессивных
предположить,
ресурсосберегающих
что
доля
лазерной
технологий
технологии
в
можно
сварочном
производстве в предстоящее десятилетие существенно увеличится и
достигнет 10 % общего объема сварочных работ;
 такие способы сварки, как электронно-лучевая, диффузионная и
высокочастотная, занимают важное место в общих технологических
47
процессах обработки металлов и будут развиваться в зависимости от
нужд и запросов промышленности.
Что касается лазерной сварки, то можно выделить следующие
направления совершенствования оборудования и систем управления.
Простейшим усовершенствованием стандартного процесса лазерной сварки
является использование устройства для прецизионной подачи присадочной
проволоки в зазор. Это обеспечивает целенаправленное воздействие на
металлургические процессы в металле шва, пригодность лазерной сварки для
материалов, склонных к образованию трещин, а также для выполнения
соединений различных материалов с промежуточными слоями. Создание
устройств для дистанционного наведения луча лазера.
Принцип
дистанционного
наведения
заключается
в
следующем:
отклонение луча лазера осуществляется с помощью одного или двух зеркал, а
позиционирование в вертикальном направлении – путем перемещения
длиннофокусной линзы вдоль оси луча. Реализация сварки с дистанционным
наведением лазерного луча стала возможной только с появлением лазеров
нового поколения.
Сварка и родственные технологии продолжают активно и всесторонне
развиваться как вглубь, так и вширь. Создаются теоретические и
технологические предпосылки изготовления новых изделий в традиционных
областях сварочного производства, а также освоения все более широких сфер
применения, которые раньше считались «экзотическими». Отметим ряд
достижений в области совершенствования существующих технологических
сварочных процессов, которые могут быть развиты в ХХI в.
Для соединения деталей больших толщин разработан новый процесс
электродуговой сварки с использованием специального закладного электрода,
предварительно введенного в узкий зазор между свариваемыми деталями и
покрытого тонким слоем (около 1 мм) изолирующего покрытия. Сварку
выполняют в вертикальном положении за один проход. При этом не требуется
устройств, обеспечивающих перемещение электрической дуги. Последняя
48
движется самостоятельно по торцу плоского электрода в пределах всей
ширины зазора, обеспечивая необходимое проплавление кромок.
Сварка закладным электродом выполняется в автоматическом режиме.
Данный способ является наиболее производительным при условии
серийности производства и не требует последующей термообработки как в
случае электрошлаковой сварки. Качество шва по механическим свойствам не
уступает обычным дуговым процессам сварки. Также экономится сам металл,
так как сварка выполняется в узком зазоре равным 8-10 мм.
Процесс основан на способности электрической дуги самостоятельно
перемещаться по торцу плоского изолированного электрода большого сечения
(до 1000 мм2), предварительно заложенного в стык между свариваемыми
деталями (Рис. 9). При этом автоматически устанавливаются основные
параметры режима сварки и обеспечивается эффективное проплавление стыка
при низких плотностях тока на электроде в диапазоне 0,7—3,0 А/мм2.
Рис. 9. Электродуговая сварка с использованием специального закладного электрода
49
Закладной электрод имеет специальное электроизолирующее покрытие
толщиной до 1,5 мм. Кроме электроизолирующих свойств, покрытие
электрода обеспечивает эффективную газошлаковую защиту зоны сварки
(содержание остаточного водорода в шве менее 5 см3/100 г), а также
рафинирование и дополнительное легирование металла шва. Дефицит металла
шва компенсируется либо за счет перемещения в зону сварки самого
закладного электрода, либо посредством подачи через него порошковых или
сплошного сечения проволок. При использовании проволок для компенсации
дефицита металла шва закладной электрод выполняет функцию неподвижного
плавящегося мундштука.
Формирование поверхности шва выполняется медными боковыми
накладками или ползунами. Они же обеспечивают выведение из зоны сварки
избытка шлака, что исключает переход процесса из электродугового в
электрошлаковый.
Способ сварки закладным электродом применяется для сварки деталей
больших толщин, например, рельс.
Высокоэффективная технология сварки рельсов различного назначения,
основанная на способе электродуговой сварки закладным электродом,
является новым технологическим процессом, специально разработанным для
соединения деталей больших толщин (16 – 150 мм). Сварка закладным
электродом
является
усовершенствованным
вариантом
процесса
электродуговой сварки и отличается тем, что с целью повышения
производительности и качества сварного соединения вместо электродов для
ручной дуговой сварки используется специальный плоский электрод, форма
которого
подобна
сечению
свариваемого
рельса.
Этот
электрод
устанавливается в зазоре между свариваемыми рельсами, стык закрывается
формирующими приспособлениями, на конце электрода зажигается дуга и
начинается процесс сварки, который осуществляется в автоматическом
режиме. Время сварки одного стыка в зависимости от типоразмера рельса
составляет 5–8 минут при номинальном сварочном токе 500–600 А
50
Преимуществами данного способа являются:
 высокое и стабильное качество сварных соединений;
 высокая производительность — 2–3 стыка в час на одной установке;
 сварка ведется порошковой проволокой специального состава, при
этом не требуется защитный газ или флюс;
 высокая мобильность, что особенно важно при выполнении ремонтных
работ.
По сравнению с другими видами сварки толстого металла она имеет
следующие преимущества: возможность сварки в монтажных условиях и
труднодоступных местах с обеспечением высокой производительности.
Большие возможности в совершенствовании сварки в защитных газах
открывает применение тонкой проволоки диаметром 0,6 – 1,6 мм.
В последние годы сформировалось и новое направление в технологии
лазерной сварки - гибридные методы сварки [32], вследствие их высокой
технико-экономической эффективности: двухлучевая лазерная, лазернодуговая, лазерно-индукционная, лазерно-плазменная, лазерно-светолучевая.
Соединение различных методов сварки с лазерной технологией, в единый
технологический сварочный процесс, позволяет нивелировать недостатки
каждого метода сварки и получить новое качество в условиях расширения их
технологических возможностей.
Гибридная лазерно-дуговая сварка [32] – это метод сварки, при
котором формирование сварочной ванны происходит при одновременном
действии лазерного излучения и сварочной дуги.
Процесс лазерно-дуговой сварки металлов может быть реализован по
двум схемам: в первой - луч лазера и дуга действуют с разных сторон (Рис. 10,
а); во второй - воздействие дуги и луча осуществляется с одной стороны, по
отношению к направлению сварки и нормали к поверхности металла (Рис. 10,
б).
Процесс лазерно-дуговой сварки может осуществляться неплавящимся
или плавящимся электродом. При использовании неплавящегося электрода
51
дуга зажигается впереди по ходу сварки. Дуга подогревает металл и
расплавляет его верхний слой, а лазерный луч осуществляет глубокое
проплавление. В случае использования плавящегося электрода электрическую
дугу зажигают позади сфокусированного лазерного излучения, которое
проплавляет только соприкасающиеся части металла, например, в V-образной
разделке его кромки, а заплавление скоса кромок осуществляет электрическая
дуга с расходуемым электродом. Выбор той или иной схемы лазерно-дугового
процесса определяется, прежде всего, конструктивными особенностями
сварного узла. Схема (а) может быть использована при сварке листовых
материалов, а при сварке изделий типа обечайки предпочтительнее схема (б).
Рис. 10. Геометрические схемы реализации процесса лазерно-дуговой сварки
При совместном действии дуги и лазерного луча (с одной стороны детали)
основанием дуги со стороны детали служит приповерхностная плазма,
образованная лазерным лучом. Это способствует повышению скорости
сварки, так как дуга плазмы, проплавляя поверхностный слой металла,
способствует повышению коэффициента поглощения лазерного излучения.
52
Гибридная лазерно-светолучевая сварка [32] – это способ сварки, при
котором формирование сварочной ванны происходит при одновременном
действии лазерного излучения и светового луча.
Светолучевая сварка имеет следующие технологические особенности:
 снижение газонасыщения металла шва за счет незначительной
ионизации газов в зоне обработки;
 отсутствие электрических и магнитных полей в зоне обработки;
 низкая себестоимость погонного метра шва по сравнению с лазерной
сваркой;
 высокий энергетический КПД светолучевой установки до 45%;
 высокая экологическая чистота технологического процесса по
сравнению с традиционными сварочными процессами;
 простота в работе и обслуживании;
 безопасность технологии.
Эти особенности определили следующие области применения метода:
сварка в стык тонколистовых (0,3 ÷ 4,0 мм) однородных и разнородных
металлов и материалов (углеродистые и нержавеющие стали, титановые,
алюминиевые,
медные
сплавы;
неметаллические
материалы:
стекло,
пластмасса, керамика; скорость сварки 10÷60 м/час).
Возможность получать в зоне светолучевой обработки плотность
мощности порядка 103 Вт/см2 и температуры до 3000°C. Это позволяет
использовать светолучевую обработку в гибридной лазерно-светолучевой
сварке для предварительного или сопутствующего подогрева материала и
уменьшения жесткости термического цикла в зоне лазерной обработке.
Изменение физико-химических свойств поверхности материала, которое
сопутствует
светолучевой
обработке,
изменяет
оптические
свойства
поверхности и увеличивает коэффициент поглощения лазерного излучения и
тем самым повышает эффективность сварки.
53
Кроме того, световой луч обеспечивает закрытие, в результате нагрева
кромки тонколистового стыка, зазора перед лазерным лучом, что исключает
прожоги тонколистовых соединений и снижает затраты на подготовку кромок.
Гибридная
технология
лазерно-светолучевой
сварки
позволяет
программировать термический цикл в зоне обработки и обеспечивает
повышение скорости сварки тонколистовых соединений толщиной до 1,0 мм.
В настоящее время выпускаются переносные светолучевые сварочные
установки, которые предназначены для ручной светолучевой сварки металлов
и неметаллических материалов, сварки их комбинаций, пайки и резки
металлов. В горелке используется ксеноновая дуговая лампа мощностью от 1,0
до 2,0 кВт с комбинированной системой водяного и воздушного охлаждения
лампы. Горелки установок снабжены набором сменных насадок для
выполнения работ в защитных газах и термической резки различных
материалов. С помощью этих установок сваривают металлы толщиной от 0,1
до 1,0 мм.
Одним из направлений развития гибридных лазерных технологий
обработки
материалов
является
технология
двухлучевой
лазерной
обработки материалов - такого способа сварки при котором формирование
сварочной ванны происходит при одновременном воздействии двух лучей
лазера. Существует несколько способов обработки материалов двумя лучами
– суперпозиционный (Рис. 11, а), последовательный (Рис. 11, б) и
параллельный
(Рис.
11,
в),
которые
определяются
различными
геометрическими расположениями двух лучей лазера относительно друг друга
и выполнением различных функциональных задач при лазерной обработке
материалов.
Выбор способа обработки двумя лучами лазера определяется конкретным
видом лазерной технологии – сварки, наплавки, термообработки и
технологическими задачами, стоящими перед сваркой.
54
Рис. 11. Различные виды двухлучевой лазерной обработки
Гибридная лазерно-индукционная сварка [32] – это способ сварки, при
котором формирование сварной ванны происходит при одновременном
действии лазерного излучения и токов высокой частоты.
Жесткий термический цикл, сопутствующий лазерной сварке, имеет, с
одной стороны, определенные преимущества (малые зоны термического
воздействия, снижение межкристаллитной коррозии, уровня продольных и
поперечных деформаций), с другой - может приводить к снижению
технологической прочности сварного соединения.
Уменьшение жесткости сварочного термического цикла может быть
реализовано использованием гибридной лазерно-индукционной сварки, когда
сварочная ванна формируется при одновременном воздействии луча лазера и
нагревом токами высокой частоты (ТВЧ-нагрев).
Индукционный способ нагрева имеет следующие преимущества:
 полностью параллелен с машинным временем цикла лазерной сварки;
55
 невысокие инвестиционные затраты;
 невысокий расход энергии;
 прост в обращении;
 меньший нагрев свариваемого узла;
 исключение отпуска уже сваренных деталей;
 снижение длительности технологического цикла;
 компактный дизайн оборудования.
Лазерно-индукционная сварка, сохраняя все преимущества лазерной
сварки, уменьшает жесткость термического цикла и повышает свариваемость.
Лазерно-индукционная
сварка
позволяет
сваривать
пружинные,
цементируемые стали, а также чугун.
Функциональная схема технической реализации способа лазерноиндукционной сварки показана на рис. 12.
Рис. 12. Функциональная схема технической реализации лазерно-индукционной
сварки
Гибридная лазерно-плазменная сварка [32] – это способ сварки, при
котором формирование сварочной ванны происходит при одновременном
действии луча лазера и плазменной струи. При плазменной обработке
источником тепла служит плазменная струя – поток ионизированных частиц,
обладающих высокой энергией.
56
Плазменной струей принято называть сжатый дуговой разряд с
интенсивным плазмообразованием. Плазменная дуга может быть прямого и
косвенного действия. В первом случае анодом служит изделие (Рис. 13, а), и
столб дуги, часто называемой "проникающей дугой" или дугой прямого
действия. Если анодом служит сопло, которое конструктивно совпадает с
каналом плазменной головки, то источник теплоты становится независимым
от изделия со струёй плазмы, выделенной из столба дуги в виде факела (Рис.
13, б). Такую дугу называют дугой косвенного действия или просто
плазменной струей.
L
а)
б)
Рис. 13. Принципиальные схемы дуговых плазменных горелок прямого (а) и косвенного (б)
действия 1 – вольфрамовый электрод – катод; 2 – канал сопла; 3 – охлаждение; 4 –
сжатая дуговая плазма; 5 – столб дуги (струя);
Е – источник тока; И – изделие
Плазменная дуга, благодаря обжатию ее в канале сопла газовым потоком,
в отличие от обычной дуги, характеризуется высокими температурами столба
(до 15300...25000 К и более) и высокими скоростями потока плазмы. Это
значительно расширяет ее технологические возможности при резке, сварке,
наплавке и напылении материалов.
57
Плазменная струя образуется в канале горелки и стабилизируется
стенками канала и холодным газом, отделяющим столб дуги от этих стенок.
Сравнительно малый диаметр и достаточная длина канала обеспечивают
требуемую для стабилизации плазменного столба скорость газового потока. В
существовании стабилизирующего канала и заключается основное отличие
плазмотрона от обычной горелки для сварки в защитных газах.
В качестве плазмообразующего материала обычно применяют газы
(аргон, азот, гелий, водород, воздух и их смеси), что обеспечивает температуру
плазмы до 5000 К [32].
Преимущества плазменной сварки состоят в следующем:
 по сравнению с аргонодуговой плазменная сварка отличается более
стабильным
горением
дуги,
при
этом
обеспечивается
более
равномерное проплавление кромок;
 по
проплавляющей
способности
плазменная
дуга
занимает
промежуточное положение между электронным лучом и дугой,
горящей в аргоне;
 способ дуги и струя плазмы имеют цилиндрическую форму, поэтому
площадь поверхности металла, через которую осуществляется
теплопередача, не зависит от расстояния между электродом горелки и
изделием;
 благодаря цилиндрической форме столба дуги плазменно-дуговая
сварка
менее
чувствительна к
изменению длины
дуги,
чем
аргонодуговая. Плазменная сварка позволяет иметь практически
постоянный диаметр пятна и дает возможность стабилизировать
проплавление основного металла.
Плазменная сварка, также как и многие другие методы сварки, наряду с
преимуществами имеет и свои недостатки:
 недостаточная плотность мощности в зоне обработки;
 невозможность достичь стабилизации дуги при высоких скоростях
сварки.
58
Путем совместного воздействия на образование сварочной ванны
лазерного луча и плазменной струи реализуется комбинированный лазерноплазменный процесс сварки. Такая комбинация приводит к улучшению
пространственной стабилизации пятна дуги на поверхности металла и
повышению устойчивости ее горения при малых токах и больших скоростях
перемещения. Одновременно
происходящий
нагрев металла плазмой
приводит к локальному повышению температуры в зоне нагрева и, как
следствие, изменению оптических свойств поверхности и соответственно к
увеличению коэффициента поглощения лазерного излучения. В итоге
эффективность лазерной сварки возрастает, что особенно важно при
использовании лазеров небольшой мощности. Все это позволяет, с одной
стороны увеличить скорость и стабильность плазменной сварки, а с другой –
повысить эффективность и снизить себестоимость лазерной сварки [32].
Очевидно, что в ближайшем будущем одной из основных задач в области
теории
сварочных
процессов
будет
доведение
и
взаимная
увязка
математических моделей, описывающих многообразие явлений, до той
степени совершенства, при которой проведение эксперимента с металлом
станет не правилом, а особым исключением. Увеличение номенклатуры
материалов, областей их применения, повышение требований к прочности и
долговечности соединений требует существенного углубления знаний в этой
сфере
и
углубления
исследований,
в
том
числе
дальнейшего
совершенствования подходов к конструированию узлов и соединений, к учету
особенностей их работы при различных условиях нагружения.
Развитие вычислительной техники и удорожание экспериментальных
исследований значительно повысили интерес к компьютеризации инженерной
деятельности в различных отраслях производства, в том числе в области
сварки и родственных технологий (наплавка, пайка, нанесение покрытий,
спецэлектрометаллургия). Проводимые работы по этой проблеме в настоящее
время можно условно разделить на пять направлений компьютеризации (Рис.
14):
59
 научные исследования;
 проектирование сварных соединений и узлов;
 проектирование технологий;
 управление технологическими процессами;
 контроль сварных конструкций во время эксплуатации.
Рис. 14. Основные направления компьютеризации инженерной деятельности в
сварке и родственных технологиях
Основу каждого направления составляет информационное обеспечение,
поэтому компьютеризации информационных потоков путем создания
соответствующих библиографических и фактографических банков, и баз
данных и знаний уделяют, и будут уделять большое внимание во всех крупных
сварочных центрах мира [27].
Исходя из вышеизложенного, можно сделать вывод, что лазерная сварка
является перспективным методом соединения материалов и изготовления
конструкций различных форм и размеров. Она обладает рядом преимуществ
по сравнению с другими способами сварки.
60
Лазерная сварка характеризуется наименьшим тепловложением по
сравнению с другими методами сварки. Поэтому ее применение должно быть
целесообразно с точки зрения, как остаточных напряжений и деформаций, так
и уменьшения размеров зоны термического влияния.
Любое сравнение лазерной сварки с другими способами сварки является
достаточно условным, поскольку каждый метод сварки, имеет свои
определенные преимущества и недостатки, которые определяют области
оптимального технико-экономического применения.
Преимущества лазерной сварки перед
TIG-сваркой в основном
заключаются в следующем:
1. За счет высокой концентрации энергии и малой площади пятна нагрева
объем сварочной ванны при лазерной сварке в несколько раз меньше, что
положительно сказывается на ряде характеристик как сварочного шва, так и
изделия в целом. Уменьшение объема расплава и получение швов с большим
отношением глубины проплавления к ширине шва дает возможность снизить
деформации деталей до 10 раз. Это в свою очередь приводит как к
значительной экономии металла (за счет уменьшения допусков), так и к
повышению производительности (в результате экономии времени на правку
после сварки), а также исключение послесварочной механической обработки.
Малый объем расплавленного металла и специфическая форма шва также
улучшают
условия
кристаллизации,
что
повышает
технологическую
прочность и механические свойства сварных соединений.
2. Отсутствие электрода, близко расположенного к поверхности
сварочной ванны, исключает попадание в нее инородных материалов.
3. Острая фокусировка луча и возможность передачи его на значительные
расстояния позволяют осуществлять сварку в труднодоступных местах.
4. Термический цикл лазерной сварки характеризуется высокими
скоростями нагрева и охлаждения, дает возможность уменьшить зону
термического влияния, что позволяет снизить эффект фазовых и структурных
61
превращений в околошовной зоне, приводящих к разупрочнению материала,
трещинообразованию, снижению коррозионной стойкости и т.д.
5. Большие скорости сварки (до 9-11 м/мин) обеспечивают высокую
производительность
процесса,
в
десятки
раз
превышающую
производительность дуговой сварки.
6. Сварные швы при лазерной сварке качественные и практически не
имеют дефектов.
7.
Использование
передачи
энергии
по
световоду
при
сварке
твердотельными лазерами позволяет автоматизировать или роботизировать
процесс и проводить его в различных пространственных положениях.
В совокупности все эти преимущества делают лазерную сварку
экономически более выгодной, чем дуговую, несмотря на высокую стоимость
лазерного оборудования.
В зависимости от конструкции свариваемых деталей, технологических
требований и ряда других факторов возможно проведение лазерной сварки со
сквозным
проплавлением
и
без
сквозного
проплавления.
Сквозное
проплавление находит более широкое применение при сварке листовых
нагруженных конструкций, а несквозное проплавление часто используют для
герметизации или для соединения тонких деталей с массивными. Сварка
возможно во всех пространственных положениях. Особенности технологии,
связанные с большой скоростью процесса, прецизионностью и рядом других
факторов, обуславливают возможность осуществления лазерной сварки с
глубоким проплавлением только в автоматическом режиме [13].
4. ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ ПЕРСПЕКТИВ
ИЗГОТОВЛЕНИЯ ТРУБ И КАНАЛОВ С РАЗВИТОЙ
ПОВЕРХНОСТЬЮ ТЕПЛООБМЕНА
Важным направлением решения задач ресурсо- и энергосбережения
является разработка и внедрение новых видов развитых конвективных
62
поверхностей теплообмена, отличающихся высокой теплогидродинамической
эффективностью, технологичностью и невысокой стоимостью. В различных
отраслях промышленности и ЖКХ одним из наиболее распространенных
видов технологического оборудования являются теплообменные аппараты
скоростного типа.
Внедрение эффективных и дешевых теплообменников с трубными
пучками, выполненными в виде интенсифицированных теплообменных труб,
приведет к существенной экономии материальных и энергетических ресурсов.
Улучшение теплогидродинамических характеристик поверхностей нагрева
возможно несколькими способами [36-50], одним из которых является
развитие
внутренней
и
наружной
поверхностей
труб
радиальным
вдавливанием участков стенки трубы с образованием впадин и выступов
различного профиля (Рис. 15).
Рис. 15. Поверхность с треугольными кольцевыми впадинами и выступами
Это
позволяет
получить
существенное
развитие
поверхностей,
омываемых теплоносителями внутри и снаружи, а также интенсифицировать
теплообмен за счет турбулизации потоков в выемках и впадинах [39]. Если
представить приближенно профиль поверхности как последовательность
треугольных выступов и впадин и пренебречь толщиной оболочки, то
несложный геометрический анализ показывает, что степень развития
63
поверхности канала
ψ = Fтр/Fгл зависит от угла при вершине треугольного
выступа β (0 < β < π) и его высоты h:
(4.1)
где Fтр — площадь поверхности трубы с треугольными выступами и
впадинами; Fгл — площадь поверхности гладкой трубы. Функция y = 1/sin(β/2)
минимальна (равна 1) при β = π и стремится к бесконечности при β → 0. За
счет уменьшения угла β можно получить существенное увеличение
теплообменной поверхности. Так, если взять профиль выступа в виде
равнобедренного треугольника с прямым углом при вершине β = π/2, то
степень развития поверхности составит
(4.2)
Отсюда следует, что максимальная (предельная) степень развития
поверхности, равная ψпред = √ 2, достигается при величине h → 0, когда число
выступов на единице длины трубы стремится к бесконечности. Если взять за
основу равносторонний треугольник (β = π/3), то формула (4.1) приобретает
вид:
Получить степень развития поверхности ψ > 2 возможно за счет
дальнейшего уменьшения угла β. Тогда профиль наружной и внутренней
поверхностей соответствует профилю поперечнооребренной трубы, где
значительно ухудшаются условия теплообмена на внутренней и внешней
поверхностях, что указывает на нецелесообразность бесконечного снижения
значений угла β [37-39]. Если представить профиль поверхности как
последовательность полукруглых выступов и впадин (Рис. 16) и пренебречь
64
толщиной оболочки, то можно показать, что степень развития поверхности
канала ψ зависит только от диаметра полукруглого выступа:
Рис. 16. Поверхность с кольцевыми впадинами и выступами
В этом случае максимальная степень развития поверхности, равная ψпред =
π/2, достигается при d → 0, когда число выступов на единице длины трубы
стремится к бесконечности. Любое заметное (ψ > 1,15) двухстороннее
развитие поверхности целесообразно, так как прямым образом влияет на
увеличение передаваемого теплового потока и обеспечивает соответствующее
снижение металлоемкости теплообменника [37,38].
4.1.ТЕПЛООБМЕННЫЕ ПРУЖИННО-ВИТЫЕ КАНАЛЫ
В
целях
улучшения
внутренней
гидродинамической
обстановки
целесообразно формировать поверхности теплообмена в виде винтообразных
впадин и выступов, что приведет к закрутке потока внутри трубы, и, как
следствие, к интенсификации теплообмена. Заметим также, что закрутка
потока позволяет уменьшить солеотложения на внутренних поверхностях. В
работе [40] показано, что с течением времени термическое сопротивление слоя
солеотложений внутри этих труб асимптотически приближается к своему
постоянному значению, что не наблюдается на внутренних поверхностях
гладких круглых труб.
65
Интенсификация
теплообмена
в
трубах
позволяет
уменьшить
минеральные отложения на внутренней поверхности примерно в пять раз по
сравнению с гладкими круглыми трубами [40]. В связи с этим представляет
практический интерес, предлагаемый авторами класс пружинно-витых
каналов, витки которых выполнены из проволоки различного поперечного
сечения и жестко скреплены лазерной сваркой [41-66]. На рис. 17 представлен
пружинно-витой канал, выполненный из проволоки круглого сечения.
Степень развития поверхностей ψ пружинно-витых каналов определяется
выражениями (4.1) и (4.2). В отличие от цилиндрических каналов
конфигурация пружинно-витых труб обеспечивает снижение металлоемкости
по сравнению с гладким каналом в среднем на 27 %. Действительно,
отношение массы материала, требуемого для изготовления труб одинаковой
длины, равно отношению площадей поперечных сечений этих каналов.
Рис. 17. Пружинно-витой канал
Так, например, для пружинно-витого канала, выполненного из проволоки
круглого сечения, это отношение равно:
66
где Мгл — масса гладкой трубы; Мкр — масса пружинно-витого канала,
выполненного из круглого сечения; S — площадь поперечного сечения стенки
гладкой трубы Sгл и пружинно-витого канала Sкр, соответственно. В целях
интенсификации теплообмена за счет турбулизации течения предложено [43]
установить в проточной части теплообменного элемента 1 интенсификаторы
2, выполненные в виде спиральных пружинно-витых элементов, жестко
закрепленных между витками тугой пружины (Рис. 18).
Спиральные пружинно-витые интенсификаторы 2, показанные на рис. 18,
сформированы из элементов прямоугольного сечения и выполняют, кроме
того, роль внутреннего оребрения. Концы такого теплообменного элемента
снабжены патрубками 3 для последующей их развальцовки в трубных плитах
кожухотрубных теплообменников. Пружинно-витые интенсификаторы 2
устанавливают путем ввинчивания их в зазоры между витками растянутого
пружинно-витого теплообменного элемента 1 с последующим их жестким
креплением между витками.
Рис. 18. Теплообменный элемент с пружинным интенсификатором
Для
увеличения
устанавливать
в
интенсификаторы
эффективности
проточной
с
части
теплообмена
канала
отштампованными
предложено
непрерывные
лепестками,
также
спиральные
отогнутыми
по
направлению закрутки потока [45]. А в работе [46] предложено проточную
часть пружинно-витой трубы выполнить в виде чередующихся с заданным
шагом выступов 1 и лысок 2 (Рис. 19). Сочетание зон выступов и лысок с
заданным шагом способствует быстрому выравниванию поля температур в
проточной части трубы и обеспечивает высокую эффективность теплообмена.
67
Рис. 19. Теплообменный элемент с выступами и лысками
Предлагается также конструкция пружинно-витого канала, по типу
«конфузор-диффузоров» элементы [42,65,66] (Рис. 20).
Рис. 20. Поверхность сегмента пружинно-витого канала типа «конфузор-диффузор»
4.2. МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ПОВЕРХНОСТИ
ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ТРУБ В ВИДЕ ПРУЖИННО-ВИТЫХ КАНАЛОВ
Пружинно-витые каналы [50,51] относятся к нелинейчатым поверхностям,
образованным движением непрерывной замкнутой кривой, вдоль некоторой
криволинейной направляющей.
Рассмотрим общий метод математического описания поверхностей
пружинно-витых [51]. Пусть 𝛾: 𝑟⃗ = 𝑟⃗(s) – направляющая кривая, s –
68
естественный параметр кривой. Представим радиус-вектор точки поверхности
в виде суммы:
𝑟⃗(𝑠, 𝜑) = 𝑟⃗(𝑠) + 𝜌⃗(𝑠, 𝜑),
(4.3)
где 𝜑 – полярный угол в нормальной плоскости кривой 𝛾, отсчитываемый
от главной нормали по направлению к бинормали, 𝜌⃗(𝑠, 𝜑) – соответствующий
«полярный радиус» (Рис. 21).
Рис. 21. Схема описания поверхности
Тогда
𝜌⃗(𝑠, 𝜑) = 𝜌(𝑠, 𝜑)(𝜐⃗(𝑠) cos(𝜑) + 𝛽⃗(𝑠) sin(𝜑)),
(4.4)
где 𝜐⃗(𝑠) и 𝛽⃗(𝑠) – единичные векторы главной нормали и бинормали в точке,
соответствующий значению 𝑠 естественного параметра, 𝜌(𝑠, 𝜑) – переменный,
в общем случае по двум параметрам, радиус поверхности.
Единичные векторы касательной, нормали и бинормали образуют
подвижный ортогональный базис, перемещающийся вдоль кривой.
При этом
1
1
⃗⃗⃗⃗(𝑠,
𝜏 𝜑) = 𝑟⃗ ′ (𝑠), 𝜐⃗(𝑠) = 𝑟⃗ ′′ (𝑠), 𝛽⃗(𝑠) = 𝜏⃗(𝑠) × 𝜐⃗(𝑠), 𝑘 = |𝑟⃗ ′′ (𝑠)|.
𝑘
𝑘
(4.5)
Подставляя в выражение (4.4) для радиус-вектора 𝑟⃗(𝑠, 𝜑) зависимость (4.5),
получим:
𝑟⃗(𝑠, 𝜑) = 𝑟⃗(𝑠) + 𝜌⃗(𝑠, 𝜑) = 𝑟⃗(𝑠) + 𝜌(𝑠, 𝜑)(𝜗⃗(𝑠) cos(𝜑) + 𝛽⃗(𝑠) sin(𝜑)) =
= 𝑟⃗(𝑠) +
1
𝑘
𝜌(𝑠, 𝜑)(𝑟⃗ ′′ (𝑠) cos(𝜑) + 𝜏⃗(𝑠) × 𝜐⃗(𝑠) sin(𝜑)).
(4.6)
69
4.2.1. ПРИМЕРЫ МАТЕМАТИЧЕСКОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ
ГЕОМЕТРИИ РАЗЛИЧНЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ ПРУЖИННО-ВИТЫХ
КАНАЛОВ
В качестве примера применения данной модели рассмотрим построение
трубчатой поверхности, образованной окружностями постоянного радиуса 𝑅
с центрами на винтовой линии, расположенными в нормальных плоскостях
этой кривой.
𝛾: 𝑥 = 𝑎 cos 𝑡, 𝑦 = 𝑎 sin 𝑡, 𝑧 = 𝑏𝑡
Запишем уравнения кривой в натуральной параметризации. Для этого
вычислим длину дуги:
1
𝑠=∫
1
√(−𝑎 sin 𝑡)2
+
(𝑎 cos 𝑡)2
+
𝑏 2 𝒹𝑡
= ∫ √𝑎2 + 𝑏 2 𝒹𝑡 = √𝑎2 + 𝑏 2 𝑡 .
0
0
Таким образом, длина дуги и произвольный параметр 𝑡 связаны формулой
𝑠 = √𝑎2 + 𝑏 2 𝑡.
Выражая 𝑡 =
𝑠
√𝑎2 +𝑏2
и подставляя в уравнения винтовой линии, получим
натуральную параметризацию винтовой линии:
𝛾: 𝑥 = 𝑎 cos
𝑠
√𝑎2 + 𝑏 2
, 𝑦 = 𝑎 sin
𝑠
√𝑎2 + 𝑏 2
,𝑧 =
𝑏𝑠
√𝑎2 + 𝑏 2
Следовательно,
𝑎 cos
𝑠
√𝑎2 + 𝑏 2
𝑠
−
𝑎
sin
𝑠
√𝑎2 + 𝑏 2
√𝑎2 + 𝑏 2
𝑎
𝑠
cos
𝑟⃗(𝑠) = 𝑎 sin 2
,
⃗⃗⃗(𝑠)
𝑟
=
, 𝜌(𝑠, 𝜑) = 𝑅,
√𝑎 + 𝑏 2
√𝑎2 + 𝑏 2
√𝑎2 + 𝑏 2
𝑏𝑠
𝑏
( √𝑎2 + 𝑏 2 )
(
)
√𝑎2 + 𝑏 2
𝑎
𝑠
− 2
cos
𝑎 + 𝑏2
√𝑎2 + 𝑏 2
1
𝑎√2
𝑎
𝑠
𝜐⃗(𝑠) =
,
где 𝑘 = 2
sin
𝑘 − 2
𝑎 + 𝑏2
2
2
2
𝑎 +𝑏
√𝑎 + 𝑏
(
)
0
70
Запишем формулу (4) в матричном виде:
𝑎 cos
𝑎 sin
𝑟⃗(𝑠, 𝜑) =
(
− cos
𝑠
√𝑎2 + 𝑏 2
𝑠
√𝑎2 + 𝑏 2
𝑏𝑠
√𝑎2 + 𝑏 2
)
𝑏
𝑠
√𝑎2 + 𝑏 2
+
𝑅
𝑏
𝑠
+
cos 𝜑 + −
sin 𝜑 .
− sin
2
2
√2
√𝑎 + 𝑏
√𝑎2 + 𝑏 2
𝑎
(
)
0
( √𝑎2 + 𝑏 2 )
(
)
Соответствующая функция в пакете Matlab имеет вид, представленный на
√𝑎2
𝑏2
рис. 22.
Рис. 22. Поверхность с направляющей в виде винтовой линии
Если направляющая кривая 𝛾: 𝑟⃗ = 𝑟⃗(𝑡) является функцией некоторого
параметра t, то единичные векторы касательной, нормали и бинормали
вычисляются по формулам:
𝜏⃗ =
𝑑𝑟⃗/𝑑𝑡
𝑑𝜏⃗/𝑑𝑡
, 𝜈⃗ =
, 𝛽⃗ = 𝜏⃗ × 𝜈⃗.
|𝑑𝑟⃗/𝑑𝑡|
|𝑑𝜏⃗/𝑑𝑡|
В этом случае положение точек поверхности можно определить равенством:
71
𝑟⃗(𝑡, 𝜑) = 𝑟⃗(𝑡) + 𝜌(𝑡, 𝜑) (𝜐⃗(𝑡) + 𝛽⃗(𝑡)),
(4.7)
Рассмотрим еще один пример. Выберем в качестве направляющей кривой
дугу окружности:
cos 𝑡
𝑟⃗(𝑡) = 𝑅 ( sin 𝑡 ) , 0 ≤ 𝑡 ≤ 𝜋.
0
В качестве радиуса образующей кривой возьмем функцию, задающую
эпициклоиду:
𝜌⃗(𝜑) = ((𝑎 + 𝑏) cos 𝜑 − 𝑎 cos (
𝑎+𝑏
𝜑)) 𝜐⃗(𝑡)
𝑎
+ ((𝑎 + 𝑏) sin 𝜑 − 𝑎 sin (
𝑎+𝑏
𝜑)) 𝛽⃗(𝑡)
𝑎
Вычислим единичные векторы касательной, нормали и бинормали:
−cos 𝑡
−s𝑖𝑛 𝑡
0
⃗
𝜏⃗ = ( cos 𝑡 ) , 𝛽 = (0) , 𝜐⃗ = ( −sin 𝑡 ).
0
0
1
Подставляя эти выражения в формулу (4.7), получим модель поверхности:
cos 𝑡
𝑎+𝑏
𝑟⃗(𝑡, 𝜑) = (𝑅 + (𝑎 + 𝑏) cos 𝜑 − 𝑎 cos (
𝜑)) ( sin 𝑡 )
𝑎
0
0
𝑎+𝑏
+ ((𝑎 + 𝑏) sin 𝜑 − 𝑎 sin (
𝜑)) (0)
𝑎
1
или
𝑎+𝑏
𝜑))
𝑎
𝑎+𝑏
𝑟⃗(𝑡, 𝜑) = sin 𝑡 (𝑅 + (𝑎 + 𝑏) cos 𝜑 − 𝑎 cos (
𝜑))
𝑎
𝑎+𝑏
(𝑎 + 𝑏) sin 𝜑 − 𝑎 sin (
𝜑)
(
)
𝑎
cos 𝑡 (𝑅 + (𝑎 + 𝑏) cos 𝜑 − 𝑎 cos (
Соответствующая функция в пакете Matlab имеет вид, представленный на
рис. 23.
72
Рис. 23. Поверхность с образующей в виде эпициклоиды:
1) a=2b; 2) a=3b
Выберем в качестве направляющей винтовую линию
𝛾: 𝑥 = 𝑎 cos 𝑡, 𝑦 = 𝑎 sin 𝑡, 𝑧 = 𝑏𝑡 ,
в качестве образующей, равносторонний треугольник (Рис. 24). Уравнение
треугольника в полярной системе координат записывается в виде:
2𝜋
3
с
2𝜋
4𝜋
𝜌(𝜑) =
, 𝑘 = 1, если
≤
𝜑
≤
(2𝑘 + 1)𝜋
3
3
2 cos (𝜑 −
)
3
4𝜋
{2, если 3 ≤ 𝜑 ≤ 2𝜋,
c – радиус окружности, описанной около треугольника.
0, если 0 ≤ 𝜑 ≤
Рис. 24. Треугольник в полярной системе координат
Тогда параметрическими уравнениями треугольника являются:
73
𝑥 = 𝜌(𝜑) cos 𝜑 =
с cos 𝜑
;𝑦
(2𝑘 + 1)𝜋
2 cos (𝜑 −
)
3
= 𝜌(𝜑) sin 𝜑 = −
с sin 𝜑
; 𝑧 = 0.
(2𝑘 + 1)𝜋
2 cos (𝜑 −
)
3
Вычислим единичные векторы касательной, нормали и бинормали:
cos 𝑡
−𝑎 s𝑖𝑛 𝑡
b s𝑖𝑛 𝑡
1
1
⃗
𝜏⃗ =
( a cos 𝑡 ) , 𝛽 = 2
(b cos 𝑡) , 𝜐⃗ = −
( sin 𝑡 ).
2 + 𝑏2
𝑎 + 𝑏2
√𝑎2 + 𝑏 2
√𝑎
0
𝑏
𝑎
1
Подставляя эти выражения в формулу (4.2.4), получим модель поверхности
(Рис. 25):
a cos 𝑡
cos 𝑡
с cos 𝜑
𝑟⃗(𝑡, 𝜑) = ( a sin 𝑡 ) −
( sin 𝑡 )
(2𝑘
+
1)𝜋
𝑏𝑡
2√𝑎2 + 𝑏 2 cos (𝜑 −
) 0
3
b s𝑖𝑛 𝑡
+
(b cos 𝑡)
(2𝑘 + 1)𝜋
2
2
2(𝑎 + 𝑏 ) cos (𝜑 −
)
𝑎
3
с sin 𝜑
a cos 𝑡 −
a sin 𝑡 −
или 𝑟⃗(𝑡, 𝜑) =
(
с
(2𝑘+1)𝜋
2√𝑎2 +𝑏2 cos(𝜑−
)
3
с
(2𝑘+1)𝜋
2√𝑎2 +𝑏2 cos(𝜑−
)
3
𝑏𝑡 +
(cos 𝜑 cos 𝑡 −
(cos 𝜑 sin 𝑡 −
𝑏 sin 𝜑 sin 𝑡
√𝑎2 +𝑏2
𝑏 sin 𝜑 cos 𝑡
√𝑎2 +𝑏2
)
)
𝑎с sin 𝜑
(2𝑘+1)𝜋
)
3
2(𝑎2 +𝑏2 ) cos(𝜑−
)
Рис. 25. Поверхность с направляющей в виде винтовой линии с треугольным сечением
74
Если выбрать в качестве направляющей кривой дугу окружности 𝑟⃗(𝑡) =
𝑅(cos 𝑡 ; sin 𝑡 ; 0), 0 ≤ 𝑡 ≤ 𝜋, а в качестве радиуса образующей кривой
функцию, задающую треугольник, то модель поверхности запишется в виде:
𝑟⃗ =
(𝑅 −
(
с cos 𝜑
) cos 𝑡 ; (𝑅
(2𝑘 + 1)𝜋
2 cos (𝜑 −
)
3
−
с cos 𝜑
с sin 𝜑
) sin 𝑡 ;
(2𝑘 + 1)𝜋
(2𝑘 + 1)𝜋
2 cos (𝜑 −
)
2
cos
(𝜑
−
)
3
3
)
Вид этой поверхности представлен на рис. 26.
Рис. 26. Поверхность с направляющей в виде дуги окружности с треугольным
сечением
4.3. МАТЕМАТИЧЕКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ГЕОМЕТРИИ
ПРОТОЧНОЙ ЧАСТИ ПРУЖИННО-ВИТОГО ЗМЕЕВИКА
Моделирование процессов гидродинамики и теплообмена в змеевиковом
аппарате предполагает описание его теплообменной поверхности. Рассмотрим
[59] метод построения поверхности, образованной движением непрерывной
замкнутой кривой 𝜌 = 𝜌(𝜑), вдоль некоторой криволинейной направляющей
𝛾: 𝑟⃗ = 𝑟⃗(𝑡). Согласно этому методу радиус-вектор точки поверхности
представляется в виде суммы:
𝑟⃗(𝑡, 𝜑) = 𝑟⃗(𝑡) + 𝜌⃗(𝑡, 𝜑),
(4.8)
75
где 𝜑 - полярный угол в нормальной плоскости кривой 𝛾, отсчитываемый
от главной нормали по направлению к бинормали, 𝜌⃗(𝑡, 𝜑) - соответствующий
«полярный радиус».
Тогда:
𝜌⃗(𝑡, 𝜑) = 𝜌(𝑡, 𝜑)𝑐𝑜𝑠𝜑 ∗ 𝜗⃗(𝑡) + 𝜌(𝑡, 𝜑)𝑠𝑖𝑛𝜑 ∗ 𝛽⃗(𝑡),
(4.9)
𝑟⃗(𝑡, 𝜑) = 𝑟⃗(𝑡) + 𝜌(𝑡, 𝜑)𝑐𝑜𝑠𝜑 ∗ 𝜗⃗(𝑡) + 𝜌(𝑡, 𝜑)𝑠𝑖𝑛𝜑 ∗ 𝛽⃗(𝑡),
(4.10)
а
где 𝜗⃗(𝑡) и 𝛽⃗(𝑡) - единичные векторы главной нормали и бинормали в
точке, соответствующей значению параметра t.
Единичные векторы касательной 𝜏⃗, нормали 𝜗⃗ и бинормали 𝛽⃗ образуют
подвижный ортогональный базис, перемещающийся вдоль кривой, и
вычисляются по формулам:
𝜏⃗ =
𝑑𝑟⃗/𝑑𝑡
, 𝜗⃗ =
⃗/𝑑𝑡|
|𝑑𝑟
⃗⃗/𝑑𝑡
𝑑𝜏
⃗⃗/𝑑𝑡|
|𝑑𝜏
, 𝛽⃗ = 𝜏⃗ × 𝜗⃗.
(4.11)
Для описания поверхности теплообмена змеевикового пружинно-витого
канала в качестве направляющей кривой выберем двойную винтовую линию
 (биспираль, Рис. 27), заданную уравнением
x   R  r cos t  cos t
y   R  r cos t  sin t ,
z  bt  r sin t
а в качестве образующей – эллипс, с полуосями, равными c и d .
Рис. 27. Двойная винтовая линия
76
Тогда
  R  r cos t  cos t 


r  t     R  r cos t  sin t  , 0  t  2n ,
 bt  r sin t 


c
  t ,     d  , 0    2 ,
0
 
(4.12)
где n – число витков двойной винтовой линии, R – радиус змеевика, r –
радиус пружинно-витого канала.
Вычисляя единичные векторы касательной, нормали и бинормали по
формулам (4.10) и подставляя полученные выражения в формулу (4.9),
получим параметрические уравнения поверхности змеевикового пружинновитого канала:
  R  r cos t  cos t 


r  t ,     R  r cos t  sin t   c cos     t   d sin    t 
 bt  r sin t 


С
целью
проверки
рассматриваемого
соответствия
змеевикового
уравнения
пружинно-витого
(4.13)
(4.13)
геометрии
канала
построена
поверхность (Рис. 28) в системе Matlab.
Рис. 28. Змеевиковый пружинно-витой канал
77
5. КОМПЬЮТЕРНОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ СОПРЯЖЕННЫХ
ЗАДАЧ ТЕПЛООБМЕНА С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ПАКЕТА ANSYS
Рассмотрим характер теплообмена и специфику движения жидкости в
изогнутых трубах-змеевиках [67-87]. При повороте потока жидкости в
змеевике возникает центробежная сила, которая приводит к радиальному
подъему давления, направленному к наружной стороне закругления. В
развитом криволинейном потоке [68-82].
𝑑
𝑃2 − 𝑃1 = 𝜌𝜔2 ,
𝑅
где P1 и P2 – статические давления соответственно у внутренней и
наружной стороны закругления, R – средний радиус закругления змеевика, d
– внутренний диаметр трубы, ω – скорость жидкости в тангенциальном
направлении на оси трубы.
Известно, что в ламинарном подслое скорость жидкости резко падает и у
стенки ω=0. Поэтому вблизи стенки изогнутой трубы разность давлений P2-Р1
не уравновешиваемая центробежной силой, приводит к возникновению
поперечного течения жидкости от наружной к внутренней стороне
закругления. Выполнение условия неразрывности требует, чтобы в ядре
потока возникло поперечное течение противоположного направления. Полное
развитие поперечных потоков достигается после прохождения жидкостью
участка гидродинамической стабилизации, а движение жидкости в этом
случае происходит по винтовой линии, шаг которой зависит от соотношения
поперечной и осевой скоростей.
Следует отметить, что поперечная циркуляция приводит к значительному
нарушению профиля скоростей в сечении изогнутых труб. Профиль
становится несимметричным со сдвигом максимума к наружной стороне
закругления. Благодаря поперечной циркуляции фактическая скорость
жидкости в изогнутой трубе значительно превышает среднюю скорость
78
осевого потока это приводит к существенному усилению обмена энергией
между ядром потока и ламинарным подслоем и, как следствие, к резкому
увеличению гидравлического сопротивления [82].
При ламинарном движении жидкости внутри змеевика фактором,
определяющим влияние кривизны, является введенный Дином параметр KD,
зависящий от числа Рейнольдса [69,87]
𝑑
𝐾𝐷 = 𝑅𝑒√ ,
𝐷
где d - внутренний диаметр змеевика, D = 2R, здесь R - радиус кривизны
змеевика.
При KD <13,5 в потоке отсутствует поперечная циркуляция. При KD>13,5,
хотя течение остается ламинарным, в потоке появляется поперечная
циркуляция. Следовательно, значение Reкр при котором отсутствует
поперечная циркуляция, определяется выражением [88]:
𝐷
Reкр = 13,5√ .
𝑑
Ито [88] исследовал гидравлическое сопротивление змеевиковых труб в
диапазоне 13,5≤KD≤2000 и установил зависимость
𝜉
21.5𝐾𝐷
=
,
𝜉пр (1.56 + 𝑙𝑜𝑔𝐾𝐷 )5.73
где 𝜉пр - коэффициент сопротивления в прямой трубе при тех же значениях
критерия Re, что и в изогнутой, при условии Re < Reкр. Значения Reкр, для
области ламинарного течения, ламинарного с поперечной циркуляцией и
турбулентного течения приведены в работе [68,82].
Проведённые исследования [68] показали, что повышение сопротивления
в изогнутых трубах в ламинарной области относительно больше, чем в
турбулентной. Если при турбулентном режиме коэффициент сопротивления
увеличивается всего лишь в 1,5…2,0 раза при самых малых радиусах
79
закругления R, то при ламинарном режиме он может быть выше коэффициента
сопротивления в прямых трубах в несколько раз.
Из чего делается вывод [68], что при турбулентном режиме течения
интенсивность поперечной циркуляции относительно слабое и объясняется
более равномерным профилей скоростей и меньшей скоростью на оси трубы,
а также влиянием турбулентных пульсаций, затрудняющих и тормозящих
поперечную циркуляцию жидкости, что в свою очередь приводит к
повышению критического числа Re (перехода ламинарного движения в
турбулентное) в изогнутых трубах-змеевиках, чем в прямых трубах и кроме
𝑅
𝑅
d
d
того зависит от относительного радиуса кривизны . Так, например при =3,1
𝑅
критическое число Рейнольдса Reкр. повышается до 16000, а при
d
=1,9
критическое число Рейнольдса составляет 25000 [68].
Автором [82, 83] также проведено исследование теплообмена при
движении воды в винтовых змеевиках в диапазоне чисел Re=2000…30000.
Змеевики
изготавливались
из
латунных
относительный радиус кривизны змеевика
трубок
𝑅
d
диаметром
10
12
мм,
изменялся в диапазоне
3,10…11,90, число витков принималось 3…7, дина изогнутой части –
𝑙
=99…224. Исследования показали, что коэффициент теплоотдачи от
d
внутренней стенки змеевика к воде в изогнутых трубах значительно выше, чем
в прямых, причем интенсивность теплоотдачи растет с уменьшением
относительно радиуса кривизны
𝑅
d
экспериментального установлено, что
показатель степени n при критерии Re критериального уравнения [84], при
𝑅
d
𝑅
=3,1 в проходной области равен 0,8, в турбулентном режиме при =11,9 равен
d
1,0. Увеличение теплоотдачи в змеевиках по сравнению с прямыми трубами
предложено учитывать поправочным коэффициентом, зависящим от
𝑅
d
и Re
[84], ранее приведенные Иешке [85].
80
Исследованию движения жидкости в изогнутых трубах-змеевиках и
процессов теплообмена в них посвящены целый ряд экспериментальных и
теоретических работ [86], в том числе Юстиса [73], Миловича [74], Дина [75],
Уайта [76], Тейлора [77], Адлера [78], Вольтера [79,80], Кейлгана и Бейджа
[81], Фастовский [70], Щукина [69,71,72,87], Аронова [68,82,83].
В работе Мори и Накаямы [88] исследовался теплообмен в изогнутой
змеевиковой трубе при отношении радиуса трубы к радиусу закругления
равном 40, Re = 4000 и больших числах Дина. Установлено, что если Pr ≥ 1, а
величина 𝜉1 =
𝛿Т
𝛿Г
≤ 1 – отношение теплового 𝛿Т и гидромеханического 𝛿Г
пограничного слоя, тогда [88]
𝜉1 =
2
77 1
∗
(1 + √1 +
).
11
4 𝑃𝑟 2
В случае, если Pr ≤ 1, а величина 𝜉1 ≥ 1, тогда
1
10
𝜉1 = (2 + √ 2 − 1).
5
𝑃𝑟
В первом приближении отношение значений Нуссельта змеевиковой
трубы к прямой трубе предложено представить в виде соотношения [88]
𝑁𝑢зм
𝐾𝐷
= 0,1979 .
𝑁𝑢пр
𝜉1
Во втором приближении при Pr ≥ 1
𝑁𝑢зм
0.1979𝐾𝐷
=
,
𝑁𝑢пр 𝜉 + 37.05{ 1 − 17 𝜉 + ( 1 + 13) 1 }𝐾 −0.5
1
40 120 1
10𝜉1 10 10𝑃𝑟 𝐷
Pr<1:
𝑁𝑢зм
=
𝑁𝑢пр
0.1979𝐾𝐷
𝜉1 2
1
17
4
1
1
1
𝜉1 − 37.05{
+
−
𝜉1 − ( 𝜉1 −
+
)
}𝐾𝐷 −0.5
2
12 24 120
3
3𝜉1 15𝜉1 20𝑃𝑟
.
В последующем принимая во внимание особенности течения жидкости в
змеевиках обусловленные действием инерционных массовых сил, на основе
работы [76] и собственных экспериментов Аронов [82,83] установил, что
81
критическое число Рейнольдса, соответствующие началу турбулентного
режима при полностью стабилизированном движении жидкости в змеевике,
можно оценить по эмпирической формуле [70,71,87,89]
𝑑
𝑅𝑒кр = 18500( )0.3 ,
(5.1)
𝐷
где d - диаметр трубы, D - средний диаметр ее изгиба.
Коэффициент
гидравлического
сопротивления
для
змеевика
при
𝐷
Re=104...105 и соотношении =15...4900 может быть определён по уравнению
𝑑
[71]:
𝑑
𝜉 = 0.0385√ + 0.312𝑅𝑒 −0.25 ,
(5.2)
𝐷
𝑑
а коэффициент теплоотдачи, когда параметр Re( )2 =20...700 предлагается
𝐷
рассчитывать по формуле [71]:
𝑑 0.15
𝑁𝑢 = 0.0266 [𝑅𝑒 0.85 ( )
𝐷
𝑑 1.55
+ 0.225 ( )
𝐷
] 𝑃𝑟 0.4
(5.3)
По мнению [84] расчет теплоотдачи в изогнутых трубах-змеевиках
удобнее производить по формуле для прямой трубы
𝑁𝑢 = 0.021𝑅𝑒 0.8 𝑃𝑟 0.43 (
𝑃𝑟
𝑃𝑟𝑐𝑚
0.25
)
(5.4)
с последующим введением в качестве сомножителя поправочного
коэффициента [85]:
𝜉𝑅 1 + 3.54
𝑑
𝐷
(5.5)
Поправка [85] учитывающая относительную кривизну змеевика получена
[83] при соотношении
𝐷
𝑑
𝐿
=6,6...20, =125
𝑑
и
Re = 104...l,5*105.
82
5.1. АЛГОРИТМ МАТЕМАТИЧЕСКОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ
ГЕОМЕТРИИ И ЧИСЛЕННАЯ РЕАЛИЗАЦИЯ СОПРЯЖЕННОЙ
ЗАДАЧИ ТЕПЛООБМЕНА ПРУЖИННО-ВИТЫХ КАНАЛОВ
Исследования гидродинамики и теплообмена в пружинно-витом канале
посвящено весьма ограниченное число работ [103-112], а в связи с широким
внедрением таких теплообменных элементов в промышленность дальнейшее
исследование задач сопряженного теплообмена в них являются весьма
актуальным.
Процесс моделирования состоит из нескольких этапов:
1)
Методика расчета. Необходимо создать трехмерную модель
расчетной области. Расчетная область представляет собой поток жидкости,
ограниченной стенками канала.
2)
Геометрическая модель. Расчетная область представляет собой
пружинно-витой канал, образованный путем намотки проволоки круглого
сечения на круговой цилиндр.
3)
Расчетная сетка.
4)
Граничные условия.
Граничные условия для заданной задачи следующие:
- на входе в канал: для скорости V|x=0=V0, для температуры жидкости
Tж=T0, для температуры стенки Tс=T0;
- на всех боковых поверхностях задаются условия прилипания: V=0;
Tж=Tс; λж
𝜕𝑡ж
𝜕𝑛
= λс
𝜕𝑡с
𝜕𝑛
,
где n – нормаль к стенке;
λс
𝜕𝑡с
= 𝛼пар (𝑡пар − 𝑡с ),
𝜕𝑛
где 𝑡пар – температура пара.
5) Процедура решения.
Решение сопряженной задачи теплообмена при турбулентном течении
жидкости, построенной на базе уравнений математической физики:
83
- уравнение движения Навье-Стокса
⃗⃗
𝜕𝑣
𝜕𝑡
где
время,
— оператор
1
⃗⃗⃗⃗
=-(∇ ∙ 𝑣⃗)𝑣⃗ + 𝜈 △ 𝑣⃗ − ∇p + 𝑓,
𝜌
набла,
— векторный
—
вязкости,
оператор
Лапласа, —
коэффициент кинематической
— плотность,
скоростей,
— давление,
— векторное поле
— векторное поле массовых сил;
- уравнение неразрывности
∇ ∙ 𝑣⃗ = 0,
где ∇ — оператор набла,
— векторное поле скоростей;
- уравнение Фурье-Кирхгофа
𝑑𝑇
= 𝑎∇2 𝑇
𝑑𝑡
где а— положительная константа, а ∇2 — оператор Лапласа;
- уравнение теплопроводности стенок канала
𝜕𝑢
− 𝛼∇2 𝑢 = 0
𝜕𝑡
где a —
положительная
константа,
коэффициент
температуропроводности, ∇2 — оператор Лапласа;
- краевые условия: граничные условия (п.4) и начальные условия: для
температуры жидкости Tж=T0=200С, для температуры стенки Tс=T0=1000С.
Определение эквивалентного диаметра необходимо при расчетах
теплообмена
и
гидродинамического
сопротивления
при
продольном
движении теплоносителя в межтрубном пространстве. Эквивалентный
диаметр любого сечения равен
4𝑆
,
П
где S – площадь боковой поверхности;
𝑑экв =
П – периметр смоченной поверхности.
При вращение вокруг оси абсцисс наша поверхность является тором и
эквивалентный диаметр равен
84
𝑑экв
4𝜋 2 𝑑𝐷
=
= 4𝜋𝑑 ≈ 4 ∗ 3,14 ∗ 0,002 = 24 ∗ 10−3 ,
𝜋𝐷
Где d – диаметр окружности;
D – диаметр цилиндра.
При турбулентном течении жидкости число Рейнольдса должно
превышать 20*103, в нашем случае
𝑉 ∗ 𝑑экв 1 ∗ 24 ∗ 10−3
𝑅𝑒 =
=
= 24 ∗ 103 ,
−6
𝜐
1 ∗ 10
где V — характерная скорость; 𝜐 — кинематическая вязкость среды.
6) Анализ полученных результатов.
В работе [113] была предпринята попытка исследования задачи
гидродинамики
и
теплообмена
в
каналах
сложной
геометрии
с
использованием пакета программ FLUENT.
В работе [66] приведен метод построения прямолинейного пружинновитого канала. Было получено параметрическое уравнение поверхности
пружинно-витого канала, образованного путем намотки проволоки круглого
сечения:
𝑏 cos 𝑡
𝑟0 cos 𝑡
cos 𝑡
𝜌 sin 𝜑
𝑟⃗(𝑡, 𝜑) = ( 𝑟0 sin 𝑡 ) − 𝜌 cos 𝜑 ( sin 𝑡 ) + 2 2 (−𝑏 sin 𝑡),
√𝑟0 +𝑏
𝑟0
0
𝑏𝑡
(5.6)
0 ≤ 𝜑 ≤ 2𝜋, 0 ≤ 𝑡 ≤ 2𝜋𝑛,
где
𝜌
𝑏 = -параметр
𝜋
винтовой
линии,
характеризующий
плотное
прилегание витков поверхности, 𝜑-угол, заданный в полярной системе
координат, r0-радиус цилиндра, t-некоторый параметр кривой,  - радиус
окружности [112].
85
Правильность полученного уравнения поверхности прямого пружинновитого канала проверяем, построив её в системе Mathematica [114] (Рис. 29).
Рис. 29. Поверхность с направляющей в виде винтовой линии, лежащей на
поверхности кругового цилиндра
Для решения сопряженной задачи теплообмена в пружинно-витых
каналах мы будем использовать пакет ANSYS. Это программное обеспечение
позволяет не только выполнить качественное моделирование систем
различной физической природы, но и исследовать отклик этих систем на
внешние воздействия в виде распределения давления, температур и скоростей,
в потоке движущейся жидкости.
Программный
комплекс
ANSYS
удовлетворяет
международным
стандартам качества и является одной из лучших программ конечноэлементного анализа.
86
В настоящее время программа ANSYS, использующая метод конечных
элементов, позволяет решать задачи проектирования и анализа на построение
моделей конструкции (геометрии, краевые условия) и оптимизировать
геометрические
конструкции,
дает
возможность
изучения
реакции
конструкций на различные физические воздействия и др. [115,116].
Сочетание аналитических расчетов ANSYS при работе с различными
дает
CAD-системами
возможность
проанализировать
поведение
разрабатываемых конструкций на этапе их проектирования под воздействием
рабочих нагрузок и внешних условий. Такие расчеты позволяют вносить
изменения
в
проектные
решения
и
освобождают
разработчика
от
необходимости создания дополнительных образцов конструкций для их
испытания.
Применение
виртуального
моделирования
дает
возможность
прогнозировать поведение разрабатываемых конструкций уже на этапе их
проектирования и минимизирует затраты на экспериментальную отработку.
На сегодняшний день программный комплекс ANSYS включает модули:
ANSYS MULTIPHYSICS, ANSYS ICEM СFD, ANSYS CFX, ANSYS FLUENT,
ANSYS LS-DYNA, ANSYS AUTODYN, ANSYS ASAS/AQWA и другие.
Для выполнения анализа и оптимизации: решения сложной задачи
теплопередачи, будем использовать ANSYS/Mechanical. Эта программа,
обеспечивающая проверку правильности проектных работ, является мощным
инструментом
для
определения
перемещений,
напряжений,
усилий,
температур и давлений, а также других важных параметров.
Работу в данном пакете начинаем с установки единиц измерения,
используем команду /UNITS, SI.
Первым наших шагом будет построение графического объекта:
пружинно-витого канала, с использованием модуля PowerGraphics. Этот
модуль обладает значительной скоростью построения геометрических
объектов и графиков результатов. Высокая скорость достигается за счет
сохранения геометрии как некоторого «готового» объекта в памяти машины,
87
а не построением ее всякий раз заново. Средства визуализации этого модуля
пригодны для изображения элементов сетки и областей равных значений
напряжений как при использовании р-элементов, так и h-элементов [117,118].
Построим винтовую линию. Для этого необходимо задать точки и
соединить их сплайном. Точки определим в программе, которую напишем
отдельно в любом редакторе, например, в Блокноте [115].
1.1. Создадим файл circle.txt и исполним его.
Utility Menu > File > Read Input from
(ANSYS не воспринимает кириллицу, поэтому буквы должны быть
только латинские.)
! Содержание файла circle.txt
R = 23e-3 !радиус трубы
MmK = 0.001!перевод в миллиметры
PI = 3.14159265359
Bb = 1/PI !критерий прилегания витков
PPS = 64 !число точек на виток
Nn = 2 !число витков
PnD= PPS*Nn !число точек
Tn = 2*PI*Nn
KeyInD=0
EPS1 = 1e-6
/prep7
*DO,I,0,PnD-1
KeyInD=KeyInD + 1
T = Tn*I/PnD
X = R*Cos(T)
Y = R*Sin(T)
*IF,Y,GT,0,THEN
*IF,Y,LT,EPS1,THEN
Y=0
*ENDIF
*ENDIF
Z = Bb*T
88
K,KeyInD,X,Y,Z
*ENDDO
FINISH
1.2. Соединяем точки линией.
Main Menu > Preprocessor > -Modeling- Create > -Lines- Splines >
Spline thru KPs.
В появившемся окне (Рис. 30) «B-Spline» ставим радиокнопку на значения
«Min, Max, Inc», будем строить поочередно по каждому витку и нажимаем
Apply. Получим несколько витков пружины.
Рис. 30. Форма окна «B-Spline»
Далее создадим объемную модель. Для этого:
1.3. Перенесем рабочую плоскость в начало спирали.
В меню утилит
WorkPlane > Offset WP to > Keypoints.
Выделяем начало спирали и нажимаем OK. Образуется система
координат. Теперь повернем эту координатную систему так, чтобы ось Z
совпала с линией спирали. Для этого вызываем меню
WorkPlane > Offset WP by Increments.
В открывшемся окне у линейки Degrees укажем 90 градусов и повернем
кнопкой поворота по оси X (Рис. 31). Необходимо, чтобы рабочая плоскость
WX, WY была ортогональна винтовой линии.
89
Рис. 31. Окно «Offset WP»
1.4. В рабочей плоскости рисуем круг.
Main Menu > Preprocessor > -Modeling- Create > -Areas- Circle > Solid
Circle.
Зададим соответствующие значения, например, WP X = 0, WP Y = 0,
Radius = 1e-3 (т.к. модель построена в миллиметрах).
Далее
Utility Menu > Plot > Lines.
1.5. Полученный круг проэкструдируем через винтовую линию.
Для этого:
Main Menu > Preprocessor > -Modeling- Operate > Extrude > -AreasAlong Lines.
Выделим область круга мышью. OK. Выделяем линию, вдоль которой
будем протягивать круг, и тоже нажимаем OK.
90
Остается повторить операцию экструдирования по всем виткам. Для того,
чтобы ANSYS знал, что это одно тело, необходимо объединить все витки в
одно тело (Рис. 32):
Main Menu > Preprocessor > -Modeling- Operate > -Booleans- Add >
Volumes > Pick All.
Рис. 32. Пружинно-витой канал
Для процесса численного моделирования неотъемлемой частью является
построение
расчетной
сетки.
Наиболее
универсальным
сеточным
препроцессором является ANSYS Meshing, который представляет широкий
набор инструментов для создания расчетной сетки как в автоматическом
режиме, так и при ручном определении параметров сетки, позволяет строить
сетки как для задач аэро- и гидродинамики, так и для задач механики
деформируемого твердого тела.
Запустим файл circle.txt, как показано в п. 1.1.
2.1. Удаляем лишние точки для построения одного витка (Рис. 33).
Main Menu > Preprocessor >-Modeling-Delete >Keypoints
2.2. Соединим точки линиями, аналогично п.1.2. Строим поочередно,
например, 1,5,1; 5,10,1 и т.д.
2.3. Разделим полученную линию на несколько частей. Поставим
рабочую плоскость в начало спирали (п.1.3), на каждой части нарисуем
окружность (п.1.4) (Рис. 34).
91
Рис. 33. Удаление точек
Рис. 34. Построение окружности
2.4. Полученный круг проэкструдируем через винтовую линию (Рис. 35).
92
Рис. 35. Получение винтовой линии
Аналогичным образом делаем с остальными витками (Рис. 36).
Просмотр точек с координатами.
Utility Menu >List - Keypoint >Coordinates Only
2.5. Соединяем точки сплайном (Рис. 36).
Main Menu > Preprocessor > -Modeling- Create > -Lines- Splines >
Spline thru KPs.
Рис. 36. Построение окружностей и соединение точек сплайном.
2.6. Построение поверхностей.
93
Main Menu > Preprocessor > -Modeling- Create > -Areas- Arbitrary >
By Lines.
Получаем один виток.
2.7. Для построения нескольких витков используем следующую функцию
с указанием количества витков.
Main Menu > Preprocessor > -Modeling- Copy >Volumes
2.8. Строим цилиндр (Рис. 37).
Main Menu > Preprocessor > -Modeling- Create >Volumes-Cylinder >By
Dimensions
Рис. 37. Построение цилиндра
2.9. Вычитание объемов.
Main Menu > Preprocessor > -Modeling- Operate > -Booleans- Subtract
> Volumes
2.10. Построение сетки.
Сначала необходимо задать количество элементов вдоль каждой линии.
Для расчета ферм достаточно задать один элемент вдоль линии.
Main Menu > Preprocessor > MeshTool.
В появившемся окне MeshTool нажимаем кнопку Set в ряду Lines.
94
В Picking Menu нажимаем Pick All. В появившемся окне Element Sizes on
Picked Lines в строке No. of element division указываем число разбиений. Число
разбиений – 1. OK.
Далее нажимаем на Mesh в окне MeshTool, и в Picking Menu нажимаем
Pick All.
В результате получаем графики распределения полей скоростей (Рис.38,
а), давлений (Рис. 38, б) и температур (Рис. 38, в).
Рис. 38, а. Изменение скорости
Рис. 38, б. Изменение давления
95
Рис. 38, в. Изменение температуры (в Кельвинах)
Аналогичным образом построим расчетную сетку для гладкой трубы и
найдем изменения скоростей (Рис. 39, а), давления (Рис. 39, б) и температуры
(Рис. 39, в) для гладкой трубы.
Рис. 39, а. Изменение скорости
96
Рис. 39, б. Изменение давления
Рис. 39, в. Изменение температуры (в Кельвинах)
6. КОНСТРУКЦИИ СОВРЕМЕННЫХ ЗМЕЕВИКОВЫХ
ТЕПЛООБМЕННИКОВ
Отдельный класс теплообменных аппаратов составляют змеевиковые
теплообменники [2]. К змеевиковому классу аппаратов относятся: витые [3] и
погружные теплообменники с цилиндрическими змеевиками и змеевиками из
прямых труб [3]. Поверхность нагрева витых аппаратов компонуется из ряда
концентрических змеевиков, заключённых в кожух и закреплённых в
97
соответствующих головках (рис. 40). По форме теплообменных элементов
змеевиковые аппараты также подразделяются на винтовые и зигзагообразные
[4,5]. Первые представляют собой змеевик, согнутый из трубы по форме
винтовой пружины. Его устанавливают внутри аппарата или приваривают к
наружной поверхности корпуса [90]. В последнем случае змеевики могут быть
изготовлены из полутруб и уголков. Змеевик погружен в сосуд с жидкой
рабочей средой. Другая жидкость или газообразная среда под давлением
пропускается по трубам.
Рис. 40. Змеевиковые теплообменники:
а) с концентрическими змеевиками; б) с витыми трубами
Теплоносители движутся по трубным и межтрубным пространствам.
Витые теплообменники широко применяются в аппарате высокого давления
для процессов разделения газовых смесей методом глубокого охлаждения.
Эти теплообменники характеризуются способностью к самокомпенсации,
достаточной для восприятия деформации от температурных напряжений.
Погружные кожухотрубные змеевиковые теплообменники [3,4] состоят
или из цилиндрического змеевика [92,93], или пучка круглых змеевиковых
труб [2-5,93], иногда труб типа «конфузор-диффузор» [42,60, 94-99], или
пружинно-витых
каналов
[41,43-48,50,52,56,57,61-66],
погружённых
в
98
цилиндрический
корпус
с
жидким теплоносителем. Теплообменники
змеевикового типа могут быть выполнены из прямых труб, соединенных
калачами [91,92].
По змеевикам проходит жидкость, газ или пар. Аппараты этого типа
применяются в качестве нагревателей и испарителей для жидкостей,
холодильников для газов и жидкостей, а также конденсаторов [3-5]. В
холодильниках для жидкостей вода может находиться как в змеевике, так и
снаружи его. Коэффициент теплопередачи в змеевиках не велик, так как
жидкость снаружи змеевика движется с малой скоростью или вовсе не
движется. Часто и внутри трубок скорость движения рабочего тела не велика.
Для интенсификации процесса теплообмена применяются мешалки (Рис. 41,
а) [4] или змеевик помещают в кольцевое пространство между двумя сосудами
[91,93] (Рис. 41, б, в), в котором жидкость обтекает трубки с большой
скоростью.
Рис. 41. Змеевиковые теплообменные аппараты:
а) - с погружным змеевиком:
5.
сосуд аппарата; 2 – змеевик; 3 – стакан; 4 – мешалка; I, II – теплоносители;
б) - с внутренним стаканом:
1 – корпус; 2 – стакан; 3 – змеевик из трубы;
в) - с кольцевым пространством:
1 – наружный корпус; 2 – щели; 3 – внутренний корпус; 4 – щели; 5,6 – змеевики
99
При конденсирующемся паре жидкость выгоднее пропускать через
змеевик, а пар снаружи. Жидкость поступает в змеевик снизу-вверх и
движется в нём со скоростью до 2 м/c, а пар со скоростью до 50 м/с входит в
верхнюю часть корпуса и выходит снизу. Разность давлений теплоносителей
в змеевиковых аппаратах может достигать 10МПа. Диаметр змеевика
принимается Dзм=200…2000мм, а диаметр труб d=20…75мм [91].
Погружные теплообменники целесообразно использовать, когда жидкая
рабочая среда находится в состоянии кипения или имеет механические
выключения, а также при необходимости применения поверхности нагрева из
специальных материалов (свинец, керамика, ферросимед) для которых форма
змеевика наиболее приемлема [4].
К достоинствам погружных теплообменников следует отнести [91,92]:
 простота устройства и низкая стоимость изготовления;
 доступность наружной поверхности для очистки;
 возможность работать при больших давлениях внутри змеевика;
 из-за
большого
объёма
жидкости
во
внешнем
кожухе
они
малочувствительны к изменению режима работы и перебоям в подаче
воды.
В качестве недостатков следует отметить:
 небольшую поверхность нагрева до 10…15 м2;
 недоступность внутренней поверхности змеевика для очистки;
 громоздкость и низкий коэффициент теплоотдачи со стороны
наружной поверхности змеевика.
Одна из распространенных конструкция змеевикового теплообменника
показана на рис. 41, б. Аппарат имеет корпус 1, в котором размещен змеевик
3 или система змеевиков. Витки змеевика ориентированы по винтовой линии.
При большой площади поверхности теплообмена змеевики по длине
набирают из нескольких секций. Во избежание прогибов труб при большом
числе витков и большом диаметре навивки каждый виток закрепляют болтами
на стойках. Пар вводится в верхнюю часть корпуса через вход П1, со
100
скоростью до 50 м/с, выходит снизу через выход П2. Охлаждающая жидкость
поступает в змеевик снизу через вход В1, и движется в нем со скоростью до 2
м/с, выходит через выход В2. Разность давлений теплоносителей в
змеевиковых аппаратах может достигать 10 МПа.
Скорость движения жидкости мала вследствие большого сечения
корпуса аппарата, что обусловливает низкие значения коэффициентов
теплоотдачи от наружной стенки змеевика к жидкости (или наоборот). Для
увеличения этого коэффициента теплоотдачи повышают скорость движения
жидкости путем установки в корпусе аппарата, внутри змеевика, стакана. В
этом случае жидкость движется по кольцевому пространству между стенками
аппарата и стакана с повышенной скоростью.
Змеевиковые теплообменники используют так же, как подогреватели
[91,92]. Змеевиковый подогреватель состоит из змеевика, расположенного в
корпусе крышки, к которой прикреплен змеевик, штуцеров для входа и
выхода воды, а также патрубков для входа пара и выхода конденсата.
Обычно
в змеевиковых
теплообменниках
обтекание змеевика
внешним теплоносителем осуществляется равномерно со всех сторон
практически с одинаковой скоростью. Однако известно, что теплоотдача в
криволинейном канале, каковым является змеевик, не одинакова по сечению
канала, вследствие воздействия инерционных сил, вызывающих вторичные
течения [68-89].
В
результате
этого
эффекта
жидкость,
протекающая
через
центральную часть канала и имеющая наибольший температурный напор по
отношению к поверхности теплообмена, направляется к вогнутой стенке
змеевика. На этом участке поверхности теплообмена температурный градиент
имеет
наибольшее
значение,
соответственно
наибольшей
будет
и
интенсивность теплообмена. По обратной причине теплообмен на выпуклой
поверхности будет наименее интенсивен. Кроме того, при увеличении шага
между витками змеевика кривизна оси трубы уменьшается, соответственно
уменьшается воздействие и инерционных сил на поток жидкости [5].
101
Следовательно, для улучшения теплообмена следует стремиться к
минимально возможному шагу между витками змеевика.
Для повышения эффективности теплообмена предложен змеевиковый
парогенератор [50] (Рис. 42), где предлагается организовать процесс с учетом
разницы в интенсивности теплообмена по периметру витка змеевика.
Повысить эффективность теплообмена позволит прохождение большей части
внешнего теплоносителя с наиболее активной, с точки зрения теплообмена,
вогнутой стороны змеевика, где коэффициент теплоотдачи наибольший. Это
достигается
увеличением
площади
сечения
продольного
канала,
сформированного между корпусом и змеевиком, по сравнению с площадью
сечения канала между змеевиком и вставкой. Тем самым увеличивается
количество внешнего теплоносителя, контактирующего с наиболее активной,
с точки зрения теплообмена, поверхностью змеевика. Дополнительному
повышению эффективности теплообмена способствует профилированная
геометрия внутренней поверхности корпуса, вызывающая разрушение
пограничного слоя и турбулизацию потока внешнего теплоносителя.
Также
интенсификации
теплообмена
способствует
увеличение
скорости обтекания внешним теплоносителем внутренней или выпуклой части
поверхности
змеевика,
вследствие
уменьшения
площади
сечения
соответствующего продольного канала между вставкой и змеевиком.
Гофрированный профиль стенки канала, сформированной витками змеевика,
к тому же способствует образованию вихрей в области между соседними
витками, их интенсивному перемешиванию и перемещению, что также
интенсифицирует теплообмен с выпуклой части поверхности змеевика.
Минимально возможный шаг, формирующий зазоры между витками
змеевика, способствует перетеканию части внешнего теплоносителя в
направлении от корпуса к вставке и обратно, разрушая тем самым
пограничный слой, перемешивая поток и интенсифицируя теплообмен. Для
дополнительной интенсификации теплообмена наружную поверхность
вставки, формирующей продольный кольцевой канал, можно выполнить
102
также профилированной.
Рис. 42. Парогенератор:
1 - теплоизолированный корпус; 2 - змеевик; 3 - витки змеевика; 4 - разборная вставка; 5,
6 - кольцевые каналы; 7 - крышка; 8 - ввод подачи воды; 9 - ввод внешнего теплоносителя;
10 - отвод пара; 11 - отвод внешнего теплоносителя; 12 - болты для монтажа и
демонтажа вставки.
Парогенератор работает следующим образом. В змеевик 2 через ввод 8
в крышке 7 подается вода, а внешний теплоноситель через ввод 9
одновременно подается в продольные каналы между корпусом 1 и змеевиком
2, витками змеевика 3 и вставкой 4 в объеме W1 и W2 соответственно. В
результате взаимодействия теплоносителей вода в змеевике 2 нагревается,
превращается в пар и отводится за пределы парогенератора через вывод 10, а
охлажденный внешний теплоноситель отводится через вывод 11.
Типоразмер вставки 4 может меняться в зависимости от режима
эксплуатации парогенератора. Для замены вставки 4 предусмотрена
возможность ее демонтажа. Закрепление сменной вставки 4 на крышке 7
осуществляется при помощи болтов 12.
Змеевиковые
теплообменники
характеризуются
хорошей
способностью к самокомпенсации температурных напряжений и низким
103
гидравлическим сопротивлением. Изменение диаметра навивки смежных
витков способствует турбулизации потока среды на внешней стороне
змеевиков. Однако сравнительно малые скорости отмывания витков змеевика,
обусловленные большой площадью живого сечения корпуса теплообменника
с установленным внутри него змеевиком, не позволяют получить высоких
коэффициентов теплоотдачи, малые массу и габариты теплообменника.
В целях интенсификации теплообмена, снижение массы и габаритов
теплообменника в работе [100] предложен кожухотрубчатый змеевиковый
теплообменник (Рис. 43), содержащий корпус, во внутренней полости
которого размещен вытеснитель с навитым на нем одно- или многозаходным
змеевиком из труб, имеющих на внешней поверхности со стороны,
обращенной к корпусу, рельеф в виде системы полусферических лунок,
образующих на внутренней стенке труб плавно очерченные выступы,
расположен с зазором относительно стенки корпуса, а на наружной стенке
последнего выполнен рельеф в виде системы полусферических лунок,
формирующих на его внутренней стенке плавно очерченные выступы, центры
которых расположены по винтовой линии с шагом, равным шагу винтовой
линии змеевика.
Наличие на стенках щелевых каналов полусферических выступов
приводит к турбулизации потока, интенсификации теплообмена при
умеренном росте гидравлического сопротивления каналов [50].
Кожухотрубчатый змеевиковый теплообменник содержит корпус (1),
во внутренней полости которого размещен вытеснитель (2) с навитым на нем
одно- или многозаходным змеевиком (3) из труб (4), имеющих на внешней
поверхности со стороны (5), обращенной к корпусу, рельеф в виде системы
полусферических лунок (6), образующих на внутренней стенке труб плавно
очерченные выступы (7), расположенным с зазором (8) относительно стенки
корпуса, а на наружной стенке (9) последнего выполнен рельеф в виде
полусферических лунок (10), формирующих на его внутренней стенке (11)
плавно очерченные выступы (12), центры которых расположены по винтовой
104
линии (13) с шагом, равным шагу винтовой линии (14) змеевика, диаметр
основания которых на внутренней стенке корпуса меньше шага между
витками (15) труб змеевика, а их высота меньше толщины зазора (8) между
стенкой корпуса и змеевиком.
Рис. 43. Кожухотрубчатый змеевиковый теплообменник
При работе теплообменника один теплоноситель (стрелка 15)
поступает через входной патрубок в каналы труб (4) змеевика (3),
закручивается, омывает поверхность плавно очерченных выступов (7) и через
выпускной патрубок удаляется из теплообменника (стрелка 16).
Второй теплоноситель (стрелка 17) направляется внутрь корпуса (1),
где теплоноситель распределяется на два потока, связанных друг с другом за
счет перетечки теплоносителя через зазоры между витками (15) труб (4). Один
поток движется во внутреннем канале змеевика, омывая поверхность
вытеснителя (2) и внутреннюю стенку змеевика (3). Второй поток
105
перемещается в кольцевом канале между стенкой корпуса (1) и наружной
поверхностью змеевика (3), омывая плавно очерченные выступы (12) и
стимулируя вихреобразование в лунках (6) на стенке змеевика. Вблизи
выпускного патрубка потоки сливаются и через последний направляются к
потребителю (стрелка 18).
Конструкция рассмотренного теплообменного аппарата громоздка и
сложна в изготовлении.
При круглых змеевиках [5] средняя длина трубы в змеевике L=πDn, где
D-диаметр змеевика, n-число витков змеевика (применяется от 1,5 до 2
диаметра трубы). Обозначив ε=H/D, получим ε=
𝜋ɴ2
𝐿
(применяется 0,5…3),
откуда [5]
𝑛=√
𝜀𝐿
(6.1)
𝜋𝑡
Если число концентрических змеевиков m, а расстояние между
змеевиками b, то диаметр змеевика D равен
D=D1 + (m-l)b
(6.2),
откуда находят диаметр змеевика. Диаметр второго змеевика D2=D1+2b,
третьего D3=D2+2b=D1+4b и третьего Dm=D1+2(m-l)b.
Расстояние от змеевика до нижней и верхней части кожуха принимается
в пределах 100…300мм [91]. Внутренний диаметр корпуса теплообменника в
который погружается змеевик, рекомендуется принимать в следующих
пределах Dкор.= D + (3…4)Dн., где Dн. – наружный диаметр трубы змеевика.
Определим размеры змеевиков погружённого теплообменника F=40м2
при концентрическом расположении змеевиков [5]. Змеевики из труб
диаметром 38/33мм. Количество воды, проходящей по змеевику V=15м3/ч.
Принимается скорость воды W=0.8м/с, тогда через один змеевик проходит
3000*0.785*0,332*0.8=2.45 м3/с количество змеевиков равно
15
2,45
=6 шт.
Средняя длина труб в каждом змеевике
106
𝐿=
40
6∗3.14∗0.0355
= 60м
(6.3)
Принимаем ε=1 и шаг t=1,5*3.8=57 мм, тогда число витков в змеевике
𝑛=√
𝜀𝐿
𝜋𝑡
=√
1∗60
3.14∗0.057
= 18.
(6.4.)
Средний диаметр змеевика
𝐷=
𝐿
60
=
= 1.06м
𝜋𝑛 3.14 ∗ 18
Принимаем расстояние между витками b=80 мм, находим диаметры
змеевиков
D1=D-(m-l)b=1060-5*80=660 мм;
D2=660+2*80=820 мм;
D3=820+2*80=980 мм;
D4=980+2*80=1140 мм;
D5=140+2*80=1300 мм;
В6=1300+2*80=1460 мм.
Высота змеевиков H=nt=18*57=1026 мм.
В целях интенсификации процессов теплообмена, снижения массы и
габаритов погружных змеевиковых теплообменников в последние годы
предложена целая серия аппаратов этого класса [50,101]. На рис. 44 (а,б,в,г)
представлены кожухотрубный змеевиковый теплообменник [72], состоящего
из корпуса 1 внутри которого размещены трубные змеевики 2 с витками 3,
образующими стенки продольных каналов, имеющих щелевые зазоры 4 между
трубами смежных витков.
Внутри каналов расположены коаксиальные гофрированные вытеснители
5, выполненные из полых конических элементов, а в полости вытеснителя
расположены подводные и отводные трубы 6 змеевика. Продольные каналы
могут быть цилиндрическими, либо волнообразными с чередующимися
диффузорными и конфузорными участками равной длины. Углы расширения
диффузоров и сужения конфузоров выбирают из условия обеспечения
высокой энергетической эффективности. Такой эффективностью, по мнению
107
авторов, обладают каналы конфузорно-диффузорного типа с углами сужения
(расширения) меньше 10о, при угле сужения (расширения) равного 10…17о
резко возрастает гидравлическое сопротивление. При компоновке змеевиков в
пучок диффузорные участки каждого канала располагают напротив
конфузорных участков соседних каналов. Такая компоновка змеевиков в
пучке вызывает под действием разности давлений на диффузорном и
конфузорном участках соседних каналов, по мнению авторов, поперечное
перетекание
теплоносителя
через
щелевые
зазоры
между
трубами
интенсифицируя, тем самым, теплообмен.
Рис. 44. Кожухотрубный змеевиковый теплообменник
К
змеевиковым
аппаратам
относится
и
специальный
тип
теплообменников, змеевики которых привариваются снаружи к корпусу
реакционных аппаратов [3-5,69,96] (Рис. 45) или выполняются в виде
спирально-змеевиковых каналов треугольного, квадратного, ромбического
или полукруглого профиля путем механической обработки боковой
поверхности стенки [90] (Рис. 46,47,48,49).
108
Рис. 46. Аппарат с рубашкой:
а) аппарат с паровой рубашкой; б) рубашка с анкерными связями 1 - корпус
аппарата; 2- рубашка; 3 - штуцера для ввода пара; 4 - штуцер для отвода конденсата.
Рис. 47. Варианты исполнения змеевиков:
а - из разрезанных по образующей половинок труб; б - из угловой стали; г - из труб,
приваренных многослойным швом; г - из труб, залитых в стенки аппаратов
109
Рис. 48. Типы профилей змеевиковых каналов
а) - треугольное сечение φ= 0°, б) - треугольное сечение φ = 180°, в) - треугольное
сечение φ =45°, г) -треугольное сечение φ =135°, д) - квадратное сечение, ж) ромбическое сечение, з) - полукруглое сечение φ =0°, и) -полукруглое сечение φ=180°
Рис. 49. Модернизированный охладитель газа мембранного компрессора ОАО «УКЗ»
со спирально-змеевиковой проточной частью треугольного сечения:
а) — эскиз теплообменного аппарата, б) — труба со спирально-змеевиковыми
каналами треугольного сечения, в) — теплообменный аппарат в сборе
110
В табл. 2 приведены ориентированные значения коэффициентов
теплоотдачи различных типов обогревающих стенок [4].
Табл. 2
Максимальное давление
Тип обогревающей стенки
К, Вт/м2К
нагревающего агента,
МПа
Рубашки
800-1200
0,5-1
Аппарат со встроенным в стенку
200-400
35
Аппарат с приваренным змеевиком
450-800
35
Аппарат с приваренными каналами
800-2200
6
Аппарат с двойными стенками
1100-2200
7,5
змеевиком
Коэффициент
теплоотдачи
от
теплоносителя,
протекающего
в
приваренном из цельной трубы змеевике рассчитывается по уравнению (5.4) с
учётом поправки [92], а для полутрубы с учётом эквивалентного диаметра
канала dэкв=0.6d, где d - диаметр цельной трубы, D - змеевика.
Для расчёта чисел Nu и коэффициентов сопротивления ε, спиральнозмеевикового канала с треугольным профилем проточной части автором [90]
предложены выражения
𝑑экв 0.79
𝑁𝑢 = 1.1 ∗ 10−6 𝐷𝑒 2 (
𝜉 = 8.5𝐷𝑒
−0.714
𝐷
)
𝑃𝑟 0.3 ,
(6.5)
𝑑экв 0.67
(
) ,
𝐷
а для канала квадратной формы
𝑑экв −0.84
𝑁𝑢 = 9.3 ∗ 10−4 𝐷𝑒 2.1 (
𝜉 = 2.4𝐷𝑒
Критериальные
уравнения
−0.4
𝐷
)
𝑃𝑟ж 0.33 ,
(6.6)
𝑑экв 0.45
(
) .
𝐷
справедливы
при
соотношении
0,05<dэквD<0,164, 8000<dэквRe<100000, критерий Динаре De= 3000...4000.
Разновидностью
змеевиковых
аппаратов
являются
змеевиковые
теплообменники типа «труба в трубе» [102].
111
Применение винтовых змеевиков является перспективным на пути
повышения эффективности теплообменных аппаратов [50].
Рассмотрим, в этой связи, конструкции змеевиковых аппаратов,
выполненных по типу «труба в трубе».
Теплообменник (Рис. 50) [102] содержит установленные с зазором
наружную и внутреннюю 2 трубы, выполненные в виде спирали.
Рис. 50. Змеевиковый теплообменник типа «труба в трубе»
1 - наружная труба; 2 - внутренняя труба; 3,4 - патрубки для входа и выхода
теплоносителя; 5,6- патрубки для входа выхода нагреваемой жидкости
На внутренней трубе 2 расположены патрубки 3,4 соответственно для
входа и выхода теплоносителя, а на наружной 1 - патрубки 5,6 для входа и
выхода нагреваемой жидкости. Поток нагреваемой жидкости через патрубок
3 направляется во внутреннюю трубу 2, а в противопоток через патрубок 5
подаётся горячий теплоноситель, который выводится из аппарата через
патрубок 6. По мнению автора [73], такая конструкция аппарата позволит
существенно интенсифицировать теплообмен, уменьшить длину аппарата в
4...5 раза, диаметр в 3...4 раза, вес в 6...10 раз, обеспечив при этом высокую
поверхность теплообмена.
На основании проведенных исследований установлено, что в змеевиках
по
сравнению
с
прямыми
трубами
гидравлическое
сопротивление
осуществляется в такой же мере в какой повышается коэффициент
теплоотдачи [83]. Так, характер изменения коэффициентов сопротивления в
змеевике и в прямой трубе при Re=25000 показал, что увеличение
112
коэффициента теплоотдачи в 1,5 раза, путем замены прямой трубы змеевиком,
достигается одновременным увеличением гидравлического сопротивления в
1,3 раза.
В прямой трубе при турбулентном режиме соответствующее увеличение
скорости при повышении коэффициента теплоотдачи в 1,5 раза приведёт к
повышению потери давления примерно в 2,5 раза [83].
Применение винтовых змеевиков является поэтому целесообразным
путём повышения интенсивности теплообменных аппаратов [82,83].
6.1. КОНСТРУКЦИИ ИННОВАЦИОННЫХ
ЗМЕЕВИКОВЫХ АППАРАТОВ
В работе [48] предложен змеевиковый теплообменник типа «труба в
трубе», содержащий внешнюю и внутреннюю трубы, выполненные в виде
витой спирали и расположенные с образованием между ними межтрубного
пространства. Внутренняя труба теплообменника выполнена в виде
пружинно-витого канала круглого [41] или эллиптического сечения [44], в
проточной части которой установлены перегородки (под углом к потоку φ=
90°) [48] попеременно сужающие его диаметрально противоположные
стороны, при этом кромки перегородки повторяют профиль внутренней
поверхности трубы и заканчиваются зубцами (Рис. 51) Во внутреннюю трубу
подают нагреваемую жидкость, а в межтрубное пространство в противопоток
- насыщенный водяной пар за счет витков.
В трубе жидкость движется по сложной траектории, вызванной
вращением за счет впадин пружинно-витого канала и поперечным течением
жидкости от наружной к внутренней стороне закругления изогнутой трубы.
При полном развитии поперечной циркуляции движение жидкости в
изогнутых трубах происходит по витой линии [74-90]. Предложенная
геометрия трубы при прочих равных условиях способствует интенсификации
поперечной циркуляции, усиливая обмен энергии между ядром потока и
113
ламинарным подслоем и, как следствие, интенсифицирует теплообмен.
Установка перегородок в проточной части трубы удлиняет путь движения
жидкости, а зубцы равномерно распределяют поток по внутреннему сечению
трубы. За счёт сужения проточной части трубы возрастает скорость жидкости,
что вызывает рост коэффициента теплоотдачи от внутренней стенки трубы в
ядро потока.
Рис. 51. Змеевиковый теплообменник типа «труба в трубе» с пружинно-витым
каналом
В межтрубном пространстве из-за внешнего винтового оребрения
внутреннего змеевика реализуется закрученное течение со сложной
трехмерной вихревой структурой, что интенсифицирует теплообменные
процессы, протекающие и в межтрубном пространстве.
Повышение интенсивности теплообмена сопровождается и возрастанием
гидравлического сопротивления. Это диктует необходимость разработки
строго обоснованной теории расчёта змеевиковых аппаратов, определения
поля скоростей, температур, давлений в проточной части изогнутых труб,
особенностей течения жидкости в криволинейном канале и на этой основе
предложить
надежные
методы
инженерного
расчета
теплообменных
аппаратов.
114
В целях снижения металлоемкости аппарата и интенсификаций
теплообмена с учетом особенностей теплообменных процессов в проточной
части винтовой спирали змеевикового теплообменника. Авторами предложен
змеевиковый теплообменник, в котором проточная часть внутренней трубы и
межтрубного пространства выполнены с сужающими живыми сечениями
(Рис. 52).
На рис. 52 представлен змеевиковый теплообменник типа «труба в
трубе», содержащий две трубы, расположенные с образованием между ними
трубного пространства и изготовленный по винтовой спирали.
Рис. 52 Змеевиковый теплообменник
Отличительным признаком предлагаемого змеевикового теплообменника
является технологически и конструктивно обоснованная конфигурация труб
змеевиков теплообменника, путем задания их проточной части с сужающимся
на конус трубами и образующих пространственную винтовую спираль.
Змеевиковый теплообменник работает следующим образом. При
противоточной схеме движения теплоносителей холодная вода через штуцер
115
1 поступает во внутреннюю трубу 2, выполненную с сужающим сечением на
конус. Одновременно через штуцер 3, установленный во внешнем змеевике 4,
в межтрубное пространство 5 подается насыщенный водяной пар.
Одновременно через штуцер 4, установленный во внешнем змеевике
меньшого основания усеченного конуса 5 теплообменника типа «труба в
трубе», подается насыщенный водяной пар.
Пройдя проточную часть теплообменника, горячая вода через штуцер 6,
а пар через штуцер 7 выводятся из аппарата.
В процессе движения нагреваемого теплоносителя (воды) по трубе 2,
проточная часть которой выполнена с сужающимся сечением на конус,
скорость теплоносителя увеличивается, т.к. заданный расход жидкости
остается неизменным, а живое сечение проточной части трубы уменьшается.
Это вызывает сразу рост критерия Рейнольдса, а, следовательно, и
коэффициентов теплоотдачи (α1).
При подаче пара в межтрубное пространство 5, выполненное с
сужающимся пространством на конус, также «ускоряется».
В этом случае наряду с ростом критерия Рейнольдса, под действием
центробежной силы (в результате движения теплоносителя по змеевику),
происходит
сброс
конденсатной
пленки,
вызывающей
термическое
сопротивление теплоотдачи от пара к внешней стенке внутренней трубы,
выполненной с сужающимся сечением на конус. Это также способствует
увеличению коэффициента теплоотдачи (α2).
В целом увеличение коэффициентов α1 и α2 влечёт к росту коэффициента
теплопередачи, а в последующем снижению габаритов теплообменника.
Предлагаемый змеевиковый теплообменник в результате оптимизации
его проточной части имеет существенно меньшую металлоемкость в
сравнении с прототипом и обладает повышенной эффективностью.
В целях снижения металлоемкости аппарата и интенсификацией
теплообмена с учетом особенностей теплообменных процессов в проточной
части винтовой спирали змеевикового теплообменника. Авторами предложен
116
змеевиковый теплообменник в виде сдвоенных усеченных конусов,
обращенных друг к другу большими основаниями (Рис. 53).
На рис. 53 представлен змеевиковый теплообменник типа «труба в
трубе», содержащий две трубы, расположенные с образованием между ними
трубного
пространства
и
изготовленный
по
винтовой
спирали.
Отличительным признаком предлагаемого змеевикового теплообменника
является технологически и конструктивно обоснованное задание диаметра
змеевиков
отдельных
участков
теплообменника,
образующих
пространственную винтовую спираль в виде усеченного конуса.
Змеевиковый теплообменник работает следующим образом. При
противоточной схеме движения теплоносителей холодная вода поступает в
змеевиковый теплообменник 1, выполненный в виде усеченного конуса, через
штуцер 2, установленный во внутреннем змеевике большего основания
усеченного конуса 3 теплообменника типа «труба в трубе».
Рис. 53 Змеевиковый теплообменник
117
Одновременно через штуцер 4, установленный во внешнем змеевике
меньшого основания усеченного конуса 5 теплообменника типа «труба в
трубе», подается насыщенный водяной пар.
Двигаясь в противоток, пар, выведенный из штуцера 6, подается в штуцер
7, смонтированный в меньшем основании сдвоенного (второго) змеевикового
теплообменника 8, выполненного также в виде усеченного конуса,
направляется
в
межтрубное
пространство
второго
змеевикового
теплообменника.
Одновременно подогретая вода из штуцера 9 первого змеевикового
теплообменника 1 в противоток через штуцер 10, также направляется во
второй змеевиковый теплообменник 8, выполненный в виде «труба в трубе».
Пройдя проточную часть теплообменника 8, горячая вода через штуцер 11, а
пар через штуцер 12, выводятся из аппарата.
В
процессе
движения
нагреваемого
теплоносителя
(воды)
по
теплообменникам 1 и 8 растет температуры воды, одновременно падает её
кинематическая вязкость.
Так, при нагревании воды с 20 до 60°С её вязкость снижается в два раза,
с 1,006x10-6 м2/с при 20°С до 0,476x10-6 м2/с при 60°С. При этом критерий
Рейнольдса возрастает в два раза, что вызывает рост коэффициента
теплоотдачи от внутренней стенки к жидкости во внутренних змеевиках
теплообменников 1 и 8. Это в свою очередь увеличивает коэффициент
теплопередачи в змеевиковом теплообменнике, что позволяет снизить длину
труб змеевика (диаметр змеевика).
В результате этого снижается гидравлическое сопротивление проточной
части и металлоемкость змеевикового теплообменника.
Конструктивно предлагаемый змеевиковый теплообменник, возможно,
смонтировать последующим вложением меньшего по диаметру змеевика
внутрь большего по диаметру (предыдущего).
Однако в реальных условиях это не всегда представляется возможным.
Приемлемым решением является компоновка змеевиков за пределом одного
118
диаметра по отношению к другому, в форме сдвоенных усеченных конусов,
обращенных друг к другу большими основаниями.
Предлагаемый змеевиковый теплообменник в результате оптимизации
его проточной части имеет существенно меньшую металлоемкость в
сравнении с прототипом и обладает повышенной эффективностью.
По мере уменьшения относительного радиуса кривизны R/d, где R –
средний радиус кривизны, d – внутренний диаметр трубы змеевика, растет
поперечная циркуляция жидкости в изогнутой трубе, что приводит к
усилению обмена энергии между ядром потока и ламинарным подслоем у
стенки змеевика. Это обеспечивает активное перемешивание жидкости и
быстрому выравниванию температуры жидкости в поперечном сечении
трубы, что важно на выходных сечениях змеевика, когда его длина снижается
(при малых R), а движущая сила теплообменного процесса уменьшается, т.к.
температура среды в трубе существенно выросла, приближаясь (в случае
противотока) близко к начальной температуре более нагретого теплоносителя.
Дальнейшим развитием конструкций змеевиковых аппаратов является
змеевиковый теплообменник, представленный на рис. 54, выполненный в виде
многосекционного теплообменного аппарата, в котором реализуются
протовоточные движения в одной его секции и противоточные движения
теплоносителей по всему каскаду аппаратов.
На рис. 55 представлен кожухотрубный теплообменник [47], содержащий
корпус и трубные решетки, в которых закреплен трубный пучок, выполненный
из теплообменных элементов типа «труба в трубе».
Внешние трубы теплообменных элементов пучка закреплены в
дополнительных трубных решетках, установленных в корпусе между
трубными решетками внутренних трубок теплообменного элемента пучка.
Внутренние трубки выполнены в виде пружинно-витых каналов (рис. 7а).
Благодаря этому в стесненном кольцевом межтрубном пространстве
теплообменного элемента типа «труба в трубе» реализуется эффект
закручивания теплоагента на внешней стенке трубы, что вызывает срыв
119
конденсатной пленки с поверхности трубок и переход пленочной конденсации
в «пленочно-капельную» или «капельную», вызывая рост коэффициентов
теплоотдачи.
Рис. 54. Многосекционный теплообменный аппарат
Эта конструкция может быть использована для нагрева высоковязких и
аномально-вязких сред, так как быстрый разогрев среды позволяет обеспечить
высокие циркуляционные токи в проточной части внутренних трубок,
вызывая рост коэффициентов теплоотдачи от внутренней стенки трубы в ядро
120
потока. Рост коэффициентов теплоотдачи способствует общему увеличению
коэффициента теплопередачи в теплообменнике, что положительно отразится
на его габаритных размерах и гидравлических характеристиках.
Рис. 55. Кожухотрубчатый теплообменник
Таким образом, предложенные пружинно-витые каналы имеют высокую
степень развития поверхности, а интенсификация теплообмена в таких
каналах позволяет существенно (примерно в пять раз) уменьшить
минеральные отложения на внутренней поверхности по сравнению с гладкими
круглыми трубами. Металлоемкость конструкций снижается как минимум на
121
27%. В связи с развитием и использованием нанотехнологий в процессе
производства появляется возможность изготовления таких труб из цветных
металлов (алюминий, латунь, медь).
7. ТЕХНОЛОГИЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ПРУЖИННО-ВИТЫХ
КАНАЛОВ
В зависимости от конструкции свариваемых деталей, технологических
требований и ряда других факторов возможно проведение лазерной сварки со
сквозным или несквозным проплавлением. Сквозное проплавление находит
более широкое применение при сварке листовых нагруженных конструкций, а
несквозное - для герметизации или соединения тонких изделий с массивными
деталями, при этом сварка возможна во всех пространственных положениях.
Особенности технологии, связанные с большой скоростью процесса,
прецизионностью и рядом других факторов, обуславливают возможность
осуществления лазерной сварки с глубоким проплавлением в автоматическом
режиме.
В настоящее время на большинстве предприятии машиностроения узлы
теплообменного
оборудования
изготавливаются
с
помощью
сварки
неплавящимся электродом в среде защитного газа (TIG-сварка). По этой
технологии возможны прожоги, коробление поверхности в зоне сварного
соединения.
Это
влияет
на
эксплуатационное
качество
готового
теплообменного оборудования и ухудшает товарный вид изделия. В связи с
необходимостью снижения длительности технологического цикла сварки,
совершенствованию ее режимов и снижения себестоимости процесса
возникает потребность замены существующего способа TIG-сварки на более
передовой производительный и качественный способ ее реализации,
например, путем промышленного освоения и реализации технологии лазерной
сварки [25-35].
122
В технологиях сварки пружинно-витых труб [49,53-57], используемых в
качестве теплообменных элементов разнообразных конструкций: труб
конфузорно-диффузорного типа [42,60] или пружинно-витых каналов
[47,48,50,59,61-64], применяемых в кожухотрубчатых теплообменниках и в
аппаратах змеевикового типа [48,50,52,58,59], важным этапом является выбор
современного высокопроизводительного лазерного оборудования.
В настоящее время на рынке лазерной техники представлен широкий ряд
моделей оборудования, который с успехом можно применить в технологии
сварки теплообменных элементов.
Главным критерием при выборе лазера является требуемая мощность для
выполнения тех или иных технологических операций.
Мощность
излучения
это
-
тепловой
параметр,
определяющий
воздействие непрерывного лазерного излучения на материал в процессе
сварки. В технологии лазерной сварки под мощностью понимают излучение.
Мощность излучения влияет на проплавляющую способность и характер
формирования шва. Ее можно вычислить из эмпирической формулы для
нахождения глубины проплавления [30,125,126]
h
P
2T Tпл
ln
rл  a / vсв
rл
(7.1)
где Tпл – температура плавления, К;
Т – коэффициент теплопроводности, Вт/(см·К);
rл – радиус сфокусированного пучка, см;
а – коэффициент температуропроводности, см2/с;
vсв – скорость сварки, см/с.
P
h  2T  Tпл
r  a / v св
ln л
rл
(7.2)
Скорость сварки выбирается исходя из требуемой глубины проплавления.
123
Для оценки значения мощности лазерного излучения, необходимого для
сварки
пружинно-витых
каналов,
было
проведено
математическое
моделирование технологического процесса.
Моделирование физических процессов лазерной сварки позволяет
ускорить решение задачи получения оптимальных режимов обработки за счет
использования
вычислительной
техники.
Так
же
математическое
моделирование сокращает затраты на выполнение опытных работ.
При воздействии сварочного источника в металле возбуждаются
процессы тепло- и массопереноса, которые определяют изменение структуры
металла, фазовые переходы и динамику напряженно-деформированного
состояния. [126,127].
Основными параметрами теплового процесса при сварке являются
температура Т (x, y, z, t), и плотность мощности концентрированного
источника энергии q (x, y, z, t) (электрической дуги, потока электронов,
излучения лазера, низкотемпературной плазмы, газового пламени и т.д.).
Параметры Т и q распределены в пространстве, заданном декартовыми
координатами x, y, z, и во времени t, поэтому процесс теплопереноса является
системой с распределенными параметрами.
В теории сварочных процессов разработаны методы расчета, основанные
на решении прямой задачи теплопроводности. Вычислительный эксперимент
над
решением
прямой
задачи
позволяет
построить
распределение
температуры в пространстве и во времени при заданном источнике нагрева.
Модель источника строится в соответствии с выбранной схемой, а выбор
режима сварки ограничивается набором расчетных схем источника.
Математической моделью теплового процесса является уравнение
теплопроводности
с
соответствующими
начальными
и
граничными
условиями. Начальные условия задаются в виде распределения температуры в
заданный момент времени, чаще при t=0. В качестве граничных условий
задаются либо температура на границах рассматриваемой области тела
124
(граничные условия первого рода), либо тепловой поток (граничные условия
второго рода).
В качестве системы координат наиболее часто используются линейная
(декартова), цилиндрическая или сферическая системы координат. Выбор
системы координат определяется формой тела, его размерами и характером
действия концентрированного источника энергии. Для тел вращения
используют цилиндрическую систему координат, для прочих тел – линейную.
Размерность
математической
модели
определяется
количеством
пространственных переменных, вдоль которых рассматривается процесс
теплопереноса, и время. Выбор размерности модели определяется требуемой
точностью, временем расчета, располагаемыми вычислительными ресурсами
и математическим описанием тела.
В данном случае необходимо рассматривать тепловой процесс при
стыковой сварке тонкостенных цилиндров быстродвижущимся источником, с
мощностью, равномерно распределенной по толщине свариваемых деталей .
Начало системы координат находится на пересечении оси луча лазера с
верхней точкой стыка двух тонкостенных цилиндров. Луч лазер движется со
скоростью сварки по направлению оси х.
В математической модели
описываются
квазистационарным
процессы теплопереноса при сварке
уравнением
теплопроводности,
а
теплообмен с окружающей средой и металлом – различными нелинейными
граничными условиями.
С целью упрощения решения поставленной задачи в математическом
моделировании сварочных процессов применяют схемы нагрева тела:
бесконечное или полубесконечное тело, бесконечная или полубесконечная
пластина, плоский слой, бесконечный или полубесконечный стержень.
Источники тепла, встречающиеся в практических случаях сварки, также
разнообразны.
Их классифицируют по следующим признакам [126,127]:
125
7. по признаку распределения: сосредоточенные (точечный, плоский,
объемный) и распределенные (по определенному закону ввода тепла в
изделие) источника тепла;
8. по времени действия: мгновенно и непрерывно действующие;
9. по расположению относительно рассматриваемой точки во времени:
неподвижные, подвижные, быстродвижущиеся источники тепла.
При разработке технологических процессов сварки режим воздействия
сварочного источника (режим сварки) определяется эмпирически из
справочных данных или методами моделирования. Определение режима
сварки
с
использованием
методов
математического
и
численного
моделирования позволяет повысить его точность, достоверность и сократить
дорогостоящий натурный эксперимент при отладке режима на сварочных
образцах.
Для оценки характера распределения температурных полей при лазерной
сварке можно использовать математическую модель, в которой тепловое
воздействие
луча
лазера
рассматривается
как
воздействие
быстродвижущегося линейного источника нагрева.
Основными параметрами теплового процесса при сварке являются
температура Т(x,y,z,t) и плотность мощности концентрированного источника
энергии q(x,y,z,t).
Геометрическая форма свариваемых изделий в реальных условиях
является сложной. Учет действительной формы может значительно усложнить
решение температурных задач сварочных процессов. Поэтому реальную
форму свариваемых элементов в тепловых расчетах упрощают [127]. В данном
случае пружинно-витой канал будет рассматриваться как тонкостенная
цилиндрическая оболочка, образованная узкими пластинами [128].
За основу расчетов принята модель, предложенная в работе [125].
Согласно данной модели, нагрев при однопроходной сварке кольцевых
швов тонкостенных цилиндрических оболочек, может быть приравнен к
126
случаю нагрева пластины линейным источником теплоты. Это объясняется
тем, что цилиндр представляет собой развертывающуюся поверхность.
При
малых
диаметрах
распространение
тепловых
потоков
в
меридиональном направлении стеснено. Поэтому распространение тепла от
мгновенного линейного источника в цилиндре малого диаметра аналогично
процессу распространения тепла от такого же источника в узкой пластине,
имеющей ширину, равную периметру цилиндра [125].
При наложении кольцевых или спиральных швов необходимо иметь в
виду, что происходит наложение тепловых потоков от различных участков
сварного шва. Так, на замыкающем участке кольцевого шва металл, на
который накладывается валик, уже прогрет. Учесть это можно введя
фиктивный источник тепла, который начал действовать одновременно с
действительным источником и движется с той же скоростью на расстоянии,
равном периметру цилиндра по направлению сварки [129,130].
Будем считать, что нагрев тонкостенного цилиндра происходит под
воздействием лазерного излучения под углом а≈90о к образующей цилиндра
[131]. Схема свариваемого элемента с помощью лазерной сварки приведена на
рис. 56.
Рис. 56. Схема лазерной сварки витков пружинно - витого канала
Наложение тепловых потоков при моделировании лазерной сварки по
винтовой линии учитывается путем суммирования температурных полей от
действительного и фиктивного источника лазерного излучения.
127
С учетом данного факта формула для расчета температурного цикла
приобретает следующий вид:
𝑇(𝑦, 𝑡) =
𝑞
𝑣𝛿√4𝜋𝜆𝑐𝜌𝑡
𝑦2
−
𝑒 4𝑎𝑡−𝑏𝑡
+
𝑞
𝑣𝛿√4𝜋𝜆𝑐𝜌(𝑡 − 𝑡1 )
(𝑦+𝜋∙𝑑)2
−
−𝑏(𝑡−𝑡1 )
𝑒 4𝑎(𝑡−𝑡1)
,
(7.3.)
0
где 𝑇- температура в точке y во время t, К;
q –эффективная мощность источника тепла, Вт;
v – скорость перемещения источника тепла, м/ч;
δ – толщина пластины, м;
λ – коэффициент теплопроводности, Вт/(мК);
сρ – объемная теплоемкость, Дж/(м3К);
𝑡 – время воздействия действительного источника теплоты, сек;
𝑡1 – время воздействия фиктивного источника теплоты, сек;
a – коэффициент температуропроводности, м2/с;
b – коэффициент температуроотдачи, с-1.
Исходя из принятой математической модели, на основе параметров,
полученных при проведении опытных работ в системе MathCAD, были
построены термические циклы на расстояниях от оси шва y=0.2; y=0.8; y=1.0;
y=2.0, представленные на рис. 57.
В теории сварочных процессов актуальной является задача определения
мощности q сварочного источника, которую можно определить в зависимости
от заданного распределения температуры.
Решение задачи определения режима как обратной задачи сводится к
поиску функции источника q по заданному распределению температуры Т'.
Заданное распределение температуры Т' строится с учетом размеров сварного
шва (ширины шва, глубины проплавления), формы его поперечного сечения,
ширины
зоны
термического
влияния,
распределения
максимальных
температур нагрева и т.д.
128
Оптимизацию режима лазерной сварки пружинно-витого канала следует
выполнять на основе моделирования теплового процесса сварки [8].
Рис. 57. Термические циклы на расстояниях от оси шва y=0.2; y=0.8; y=1.0; y=2.0
Функция заданной температуры с равномерным распределением ее
максимального значения Tm на отрезке от y1 до y2 определяется следующим
образом:
𝑇𝑚 , 𝑦 ∊ (𝑦1 , 𝑦2 )
𝑇 ′ (𝑦) = {
.
0, 𝑦 ∊ (−∞, 𝑦1 ) ∪ (𝑦2 , +∞)
(7.4)
Очевидно, что ни при каких значениях параметров сварки, заданное
значение температуры не будет совпадать с действительным. Задачей
оптимизации режимов лазерной сварки является определение мощности
быстродвижущегося источника, при которой действительное распределение
температуры имеет минимальное отклонение от заданного.
Исходя из вышеизложенного, необходимо построить функционал на
невязках уравнения (6.4). Квадратичный функционал в этом случае имеет вид:
+∞
𝐽[𝑞0 ] = ∫ (𝑇 ′ (𝑦) − 𝑇(𝑦, 𝑡))2 𝑑𝑦.
(7.5)
−∞
После преобразований квадратичный функционал принимает вид:
129
𝑦2
𝑦2
+∞
𝐽[𝑞0 ] = ∫ 𝑇𝑚2 𝑑𝑦 − 2𝑇𝑚 ∫ 𝑇(𝑦, 𝑡 ′ )𝑑𝑦 + ∫
𝑦
𝑦1
𝑇 2 (𝑦, 𝑡 ′ ).
(7.6)
−∞
Или же:
𝐽[𝑞0 ] = 𝐴𝑞02 − 𝐵𝑞0 + 𝐶,
(7.7)
где
+∞
𝑦2
1
−
𝐴=
∫ 𝑒 4𝑎𝑡−𝑏𝑡 𝑑𝑦
2
(𝑉𝛿) 4𝜋𝜆𝑐𝛾𝑡′
−∞
+∞
+
1
∫
(𝑉𝛿)2 4𝜋𝜆𝑐𝛾(𝑡 − 𝑡 ′ )
(7.8)
(𝑦+𝜋∙𝑑)2
−
−𝑏(𝑡−𝑡1 )
𝑒 4𝑎(𝑡−𝑡1)
𝑑𝑦,
−∞
𝐵=
2
y2 − 𝑦 −𝑏𝑡
∫ 𝑒 4𝑎𝑡 𝑑𝑦
𝑉𝛿√4𝜋𝜆𝑐𝛾𝑡′ y1
2𝑇𝑚
+
(𝑦+𝜋∙𝑑)2
y2 − 4𝑎(𝑡−𝑡 ) −𝑏(𝑡−𝑡1 )
1
𝑒
𝑑𝑦,
∫
𝑉𝛿√4𝜋𝜆𝑐𝛾(𝑡−𝑡 ′ ) y1
2𝑇𝑚
𝐶 = 𝑇𝑚2 (𝑦2 − 𝑦1 ).
(7.9)
(7.10)
Оптимальное значение мощности лазерного излучения определяется при
минимальном значении 𝐽[𝑞0 ].
Необходимым условием минимума функции является [6]:
2𝐴𝑞 − 𝐵 = 0.
(7.11)
Исходя и этого, выражение оптимальной мощности источника при
нагреве имеет следующий вид:
𝛼
𝑞𝑜пт = 𝑇𝑚 ∙ 𝑉 ∙ 𝛿 ∙ √4𝜋𝜆𝑐𝛾 ∙ exp(−𝑏 ∙ 𝑡2 ) ∙ ∫𝛼 2 exp(−𝛼 2 )𝑑𝑦,
(7.12)
1
где 𝛼=
𝑦
; 𝛼1 =
√4𝑎𝑡′
𝑦1
; 𝛼2 =
√4𝑎𝑡′
𝑦2
√4𝑎𝑡′
𝑡2 – время воздействия лазерного излучения, с.
130
Численное определение значения qопт производится с использованием
системы MathCAD. Полученное значение мощности лазерного излучения при
нагреве тонкостенного цилиндра является оптимальным с точки зрения
минимального
отклонения
истинного
распределения
температуры
от
заданного в момент времени t’.
Для отработки технологии лазерной сварки пружинно-витых каналов
применяются образцы-свидетели [56].
Образец-свидетель представляет собой пружинно-витой канал с длиной
пружины 100 мм. Внешний вид образца- свидетеля представлен на рис. 58.
Особенностью
лазерной
сварки
пружинно-витых
каналов
теплообменного оборудования является необходимость учета погрешности в
изготовлении проволоки, которая накапливается с каждым витком. Данная
особенность обуславливает необходимость прецизионного наведения луча
лазера на стык витков.
Рис. 58. Внешний вид образца-свидетеля пружинно-витого канала теплообменного
аппарата
Для получения качественного сварного соединения витков пружинновитого канала способом лазерной сварки процесс изготовления осуществляют
последовательных в два этапа: навивку пружины и последующую сварку. При
этом необходимо соблюдать высокие метрологические требования к
геометрии свариваемой пружины, а именно:
- длину опытного образца пружинно-витой трубы – L=1000±10 мм;
- максимальный зазор между витками пружины - а= 0,1 мм;
131
- колебания диаметра витков пружины от прямолинейности по длине
трубы - b≤0.5 мм;
- расстояние от внешнего и внутреннего диаметра пружины до
поверхности сварки - Х=0,7±0,2 мм.
Опытные работы по лазерной сварке пружинно-витого канала были
произведены на универсальном лазерном станке модели СК-4, внешний вид
которого показан на рис. 59.
132
Рис. 59. Внешний вид станка СК-4 и стойки СЧПУ со встроенной телевизионной
оптоволоконной системой
Встроенная телевизионная оптоволоконная система позволяет оператору
(сварщику) лазерной установки наводить луч лазера на стык шва с точностью
± 10мкм и следить за положением лазерного луча во время сварки, что также
сокращает возможность образования дефектов в сварном шве и повышает
надежность конструкции.
Непосредственно процесс лазерной сварки пружинно-витого канала
представлен на рис. 60.
Рис. 60. Процесс лазерной сварки пружинно - витого канала
Изготовление пружинно-витого канала теплообменного оборудования в
два последовательных этапа не дает возможности автоматизировать процесс,
133
так как при таком способе ведения технологического процесса перед сваркой
каждого элемента необходимо производить корректировку программы
движения лазерной головки с учетом накапливаемой погрешности в
изготовлении проволоки.
Для этого необходимо как минимум два раза проводить процесс сварки в
тестовом режиме (рис. 61), что в свою очередь увеличивает в несколько раз
трудоемкость и длительность процесса получения готового изделия, а это
оказывает непосредственное влияние на себестоимость изготовления
пружинно-витых каналов теплообменных аппаратов.
Без проведения процесса сварки в тестовом режиме невозможно
спрогнозировать погрешность проволоки, а, следовательно, невозможно
запрограммировать движение лазерной головки при котором будет получен
качественный сварной шов.
Для решения данной проблемы предлагается одновременное ведение
двух технологических процессов: навивки пружины и лазерной сварки.
Технически
реализация
данного
способа
требует
нестандартного
специализированного оборудования со встроенной системой активного
слежения за положением лазерного луча относительно стыка витков пружины.
Рис. 61. Процесс сварки пружинно-витого канала теплообменного оборудования в
тестовом режиме
134
Данное технологическое решение позволяет получить требуемое
качество сварного соединения при сохранении геометрических размеров
готовой детали в поле допуска на размер. Применение данного инженерного
решения обеспечивает высокую технологическую воспроизводимостью
качества изготовления пружинно-витых каналов теплообменных аппаратов.
В настоящее время разработана конструкция специализированного
станка для сварки пружинно-витых каналов (рис. 62) [49].
Рис. 62. Установка лазерной сварки витых труб
135
Преимуществом предлагаемой установки для лазерной сварки витой трубы
является возможность получения на ней длинномерных изделий с высоким
качеством сварного шва и необходимыми потребительскими свойствами.
На фиг. 1 представлен общий вид установки для лазерной сварки витой трубы
с пружинно-витым каналом, на фиг. 2 – сечение А-А фиг. 1, на фиг. 3 – сечение
Б-Б фиг. 2, на фиг. 4 – узел С фиг. 1, на фиг. 5 – вид Е фиг. 4.
Установка для лазерной сварки витой трубы с пружинно-витым каналом
включает в себя станок 1 для навивки витой трубы с пружинно-витым
каналом, резцедержатель 2 для торцевого среза витой трубы с пружинновитым каналом 3 заданной длины, направляющей 4 для свариваемой витый
трубы с пазами, смонтированными под углом 90° относительно друг друга,
заполненной шариками 5 для обеспечения эффекта трения-качения, при
движении витой трубы с пружинно-витым каналом 3 в полой трубе 4.
Установка для лазерной сварки витой трубы с пружинно-витым каналом
укомплектована устройством для плотного фиксирования витков свариваемой
трубы, состоящим из подвижной консоли 6, двух подпружиненных и
установленных на ней с возможностью внедрения между витками
свариваемой трубы 3 клиновидных роликов 7, 8, а также рабочего сварочного
элемента 9, размещенного между клиновидными роликами 7, 8.
Кроме того, установка для лазерной сварки витой трубы с пружинновитым каналом 3 снабжена механизмом реверсивного вращения 10 сваренной
трубы 11, включающим полую трубы 12, связанную через клиноременную
передачу 13 с реверсивным двигателем 14, и винтовой элемент 15,
установленный в полости трубы 11. Винтовой элемент 15 выполнен с шагом и
профилем, соответствующим поверхности сваренной витой трубы 11.
Установка для лазерной сварки витой трубы с пружинно-витым каналом
работает следующим образом.
Навиваемая на станке 1 витая труба с пружинно-витым каналом 3
непрерывно подается в направляющую 4 для свариваемой витой трубы,
снабженную пазами, смонтированными под углом 90° относительно друг
136
друга, заполненную шариками 5. Пазы в направляющей 4 имеют размеры,
позволяющие выступать шарикам 5 за поверхность направляющей и
обеспечивают эффект трения-качения при движении витой трубы с пружинновитым каналом 3.
Кроме
того,
положения
пазов,
с
выступающими
шариками
5,
расположенными под углом 90° относительно друг друга, позволяют
фиксировать витую трубы с пружинно-витым каналом для обеспечения
высокого качества лазерной сварки строго по оси направляющей 4.
Продвигаемая по направляющей 4 (под действием усилий станка 1) витая
труба с пружинно-витым каналом 3 перед процессом лазерной сварки
направляется в устройство для плотного фиксирования витков свариваемой
витой трубы. При этом по ходу движения заготовки с одной стороны
подпружиненный клиновидный ролик 7, установленный на консоли 6, плотно
внедряется на 3/4 диаметра трубы с пружинно-витым каналом и поджимает
2..3 витка трубы к подпружиненному ролику 8, внедренному на глубину 1/4
диаметра витой трубы с пружинно-витым каналом.
В промежутке между подпружиненными клиновидными роликами 7, 8, в
зоне устройства для плотного фиксирования витков свариваемой трубы, при
вращении (от станка 1), с помощью рабочего сварочного элемента 9,
производят лазерную сварку зоны контакта спирали витой трубы.
При перемещении первых витков, сваренной трубы 11, в область
механизма реверсивного вращения 10, имеющих полую трубу 12, связанную
через
клиноременную
передачу
13
с
реверсивным
двигателем
14,
захватываются винтовым элементом 15, выполненным с шагом и профилем,
соответствующим поверхности витой трубы и по принципу «гайка-винт»,
увлекается в пространство полой трубы 12.
Одновременно в пространстве между станком 1 и направляющей 4 резцом
резцедержателя 2 витая труба с пружинно-витым каналом отрезается согласно
заданному размеру.
137
При этом заготовка из проволоки постоянно поступает в установку для
лазерной сварки витой трубы с пружинно-витым каналом, что обеспечивает
непрерывность процесса производства необходимого ассортимента труб.
8. ПРОЦЕССЫ СОЛЕОТЛОЖЕНИЯ В ТРУБАХ С ДИСКРЕТНОЙ
ШЕРОХОВАТОСТЬЮ
Вопросам солеотложения на поверхностях теплообмена посвящено
значительное число работ [2,132-140]. Эти процессы исследовались в гладких
круглых трубах [141, 142], каналах с искусственной шероховатостью [139],
при закрутке потока внутри витой трубы овального профиля [141], в трубах с
кольцевыми диафрагмами [137] и кольцевой накаткой [138].
В этих работах было теоретически обосновано и экспериментально
подтвержден ряд положений, касающихся процессов солеотложения [136-138,
142]. Однако, и в настоящее время остаются актуальными проблем, касающих
надежной работы оборудования: качество воды, которое обусловливается
наличием в ней солей кальция и магния (карбонатной жесткостью) [140]. Так,
согласно требованиям для тепловых сетей России, жесткость подпиточной
воды должна быть 0,7 мГ-экв/л (за границей 0,1 мГ-экв/л). Следует указать,
что при таких требованиях к качеству воды, без водоподготовительного
оборудования слой накипи толщиной в 1 см может вырасти менее чем за год;
– необходимо сокращение потерь воды (по нормам России этот показатель
должен быть не более 2% в день, за рубежом – 0,25 %) [140];
– разработка мероприятий, касающих внедрения в тепловые схемы
энергоустановок
ресурсно-
и
энергосберегающего
инновационного
теплообменного и водоподготовительного оборудования [2,67,143,144].
Согласно современным представлениям механизма солеотложения
[137], процесс образования накипи на стенках теплообменных поверхностях
проходит по причине содержания в природных водах бикарбоната кальция
138
𝐶𝑎(𝐻𝐶𝑂3 )2 , который образуется при взаимодействии растворенного в воде
углекислого газа 𝐶𝑂2 с нормальным карбонатом 𝐶𝑎𝐶𝑂3 :
𝐶𝑎𝐶𝑂3 + 𝐶𝑂2 + 𝐻2 𝑂 = 𝐶𝑎(𝐻𝐶𝑂3 )2
При нагревании в теплообменном аппарате такой воды, температура
которой растет в направлении потока, происходит разрушение бикарбоната, а
карбонат 𝐶𝑎𝐶𝑂3 : оседает на стенках труб в виде накипи [137].
Одновременно с солеотложением происходит и вынос из пристенного
слоя – осадков, образовавшихся на границе раздела фаз и не осевших на стенке
[141]. Скорость солеотложения 𝜃𝑑𝑒𝑝 (кг/с) пропорциональна концентрации
солей в потоке жидкости [109]
𝜃𝑑𝑒𝑝 = 𝜌𝑓𝑜𝑢𝑙 𝜆𝑓𝑜𝑢𝑙 𝐾1 ( 1
𝐶
1
+
𝐾𝑝 𝐾𝑅
) − 𝐾𝐷 𝐶𝑤 ,
(8.1)
где 𝐾1 , 𝐾𝑝 , 𝐾𝑅 , 𝐾𝐷 – коэффициенты, зависящие от скорости течения,
температуры и геометрических параметров канала.
Скорость выноса солеотложений с поверхности раздела фаз определяется
поверхностной силой, с которой поток воздействует на слой отложений, и
которая возрастает с увеличением толщины слоя отложений 𝑅𝑓𝑜𝑢𝑙 . Скорость
рассчитывается по уравнению [103]
𝑄𝑐𝑎𝑟 = 𝐾2 𝜏𝑤 𝑅𝑓𝑜𝑢𝑙 = 𝐾3 𝜉𝑤 2 𝑅𝑓𝑜𝑢𝑙 ,
(8.2)
где 𝜉 = 8𝜏𝑤 /𝜌𝑤 2 – коэффициент гидравлического сопротивления, 𝐾2 и 𝐾3 –
коэффициенты.
С учетом уравнения (7.1) и (7.2), термическое сопротивление слоя
отложений рассчитывается по уравнению [103]:
𝑅𝑓𝑜𝑢𝑙 =
𝐾1 𝐶
1
1
1
( + ) 𝜉𝑤 2
𝐾𝑝 𝐾𝑅
[1 − exp(−𝐾3 𝜉𝑤 2 𝜏)].
(8.3)
Уравнение (7.3) отражает влияние скорости течения, концентрации солей
в охлаждающей воде, параметров закрутки и турбулизации потока на
термическое сопротивление отложений, а коэффициент 𝐾3 зависит от
скорости и геометрических параметров турбулизаторов на поверхности трубы
и закрутки потока.
139
В работе [141] исследовался процесс солеотложения в теплообменнике
типа «труба в трубе», где в качестве греющего теплоносителя использовалось
хлопковое масло, а нагреваемой средой – соленая вода. В ходе эксперимента
оценивалось солеотложение на внутренних поверхностях витых овальных
труб, гладких круглых трубах и трубах с кольцевыми диафрагмами. По
методике хлопковое масло предварительно нагревалось до температуры,
равной 110-115°C. Холодная вода с заданным солесодержанием обладала
карбонатной жесткостью до 20 мГ-экв/л. В течение эксперимента карбонатная
жидкость воды поддерживалась путем добавления в нее некоторого
количества воды с более высокой жесткостью. При заданных параметрах
жидкости на входе в теплообменник опыты продолжались до момента
времени,
когда
прекращалось
временное
изменение
термического
сопротивления солеотложений.
Исследуемые витые трубы овального профиля имели внешний диаметр
𝐷𝑜𝑢𝑡 = 10.4 мм и внутренний диаметр 𝐷 = 10 мм, относительный шаг
закрутки
𝑠
𝑑
= 6,2 и 12,2. Трубы были изготовлены из нержавеющей стали.
Гладкие круглые трубы и трубы с кольцевыми диафрагмами имели
𝑑
𝑡
𝐷
𝐷
следующие параметры турбулизации потока и равны 0,91 и 0,5; 0,91 и 0,25;
0,885 и 0,5. Внутренний диаметр внешней трубы теплообменника типа «труба
в трубе» составлял 26 мм, а ширина кольцевого канала – 5 мм. При этом
эквивалентный диаметр кольцевого канала равен 𝑑𝑒𝑞 = 10 мм. Длина
теплообменника –2,5 м.
Исследования проводились в следующем диапазоне параметров:
температура холодной воды на входе в теплообменник 𝑡𝑐′ = 20 − 30° С,
скорость воды 𝑤 = 0,05 − 1,82 м/с, число Рейнольдса 𝑅𝑒𝑐 = (3 − 25) ∗ 103 ,
температура стенки 𝑡𝑤 = 70 − 100° С, карбонатная жесткость воды C=5, 10 и
20 мГ-экв/л, время непрерывного проведения исследования до 360 ч.
В результате экспериментов автором [141] было установлено, что для
гладких круглых труб коэффициент теплопередачи уменьшается в течение 280
140
ч приблизительно в 2,5 раза при концентрации соли (карбонатной жесткой
воды) C=10 мГ-экв/л
термическое
и в 3-4 раза при C=20 мГ-экв/л. В этом случае
сопротивление
слоя
солеотложений
не
достигает
асимптотического значения. Для витых труб и труб с кольцевыми
диафрагмами при C=10 мГ-экв/л и 𝑅𝑒 = 4 ∗ 103 за 200-240 часов работы
коэффициент теплопередачи уменьшается только на 2,5%, а термическое
сопротивление выходит на свое асимптотическое значение. При концентрации
C=20 мГ-экв/л коэффициент теплопередачи для труб с интенсификацией
уменьшается на 40-50%, что значительно меньше, чем для гладких круглых
труб.
Рост солеотложений во времени приводит к росту гидравлического
сопротивления. Так за 240 часов относительный прирост гидравлического
сопротивления из-за солеотлодений составляет примерно 100% для гладких
круглых труб и 30-50% для витых труб и труб с кольцевыми диафрагмами, а
абсолютный прирост перепада давлений в трубах с кольцевыми диафрагмами
в 2 раза превышает абсолютный прирост перепада в витых и гладких трубах
[141]. По мнению авторов [141], это объясняется тем, что в трубах с
кольцевыми диафрагмами из-за отрывных течений на диафрагмах толщина
солеотложений различна по длине канала, что увеличивает долю перепада
давлений на местных сопротивлениях в суммарном перепаде давлений на
трубе. В витых трубах толщина солеотложений распределяется на
поверхности равномерно и не создает местных сопротивлений труб.
Эффективность труб с интенсификаторами и закруткой потока при
солеотложении увеличивается по сравнению с эффективностью гладких
круглых труб. Если в начальный момент процесса солеотложения (𝜏 = 0)
отношение коэффициента теплопередачи труб с кольцевыми диафрагмами и
вытых трубах к коэффициенту теплопередачи гладких труб составляет
2,5 − 3, то при
𝜏
𝜏∞
= 1 отношение
𝐾𝑙
𝐾𝑙𝑠𝑚
𝐾𝑙
𝐾𝑙𝑠𝑚
=
= 3 − 3,5.
141
В ходе исследований авторами [107] было показано, что закрутка потока
внутри витых овальных труб и турбулизация потока кольцевыми диафрагмами
позволяет значительно интенсифицировать тепломассообмен в этих каналах и
уменьшить за счет этого солеотложения на внутренних поверхностях.
Обнаружено также, что с течением времени термическое сопротивление слоя
солеотложений внутри этих труб асимптотически приближается к своему
постоянному значению, что не наблюдается на внутренних поверхностях
гладких круглых труб.
Кроме того, интенсификация тепломассобмена в
трубах позволяет уменьшить минеральные отложения на внутренней
поверхности примерно в 5 раз по сравнению с гладкими круглыми трубами, а
замена гладких круглы труб витыми трубами или трубами с кольцевой
накаткой позволяет обеспечить надежную работу трубчатых теплообменных
аппаратов без специальной очистки их поверхности от солеотложений.
Результаты исследования процесса солеотложений в витых трубах и
трубах
с
кольцевыми
диафрагмами
были
обобщены
степенными
зависимостями для труб с кольцевыми диафрагмами:
0,129
𝜏
𝑅𝑓𝑜𝑢𝑙 = 11.81𝑅𝑒 −0,29 𝐶 0,214 ( )
𝜏
∞
𝑑 0,701
(𝐷 )
𝑡
(0.062 + 1.2 ∗ 10−3 𝐷)
(8.4)
Для витых труб:
𝜏
0,236
𝑅𝑓𝑜𝑢𝑙 = 0.204𝑅𝑒 −0,227 𝐶 0,36 ( )
𝜏
∞
𝑠 0,447
(𝐷)
,
(8.5)
где 𝐶 – карбонатная жесткость воды (мГ-экв/л), 𝑑 – максимальный размер
овального профиля витой трубы (м), 𝐷 – внутренний диаметр трубы (м), 𝑠 –
шаг
закрутки
витых
труб
(м),
𝑡
–
шаг
турбулизаторов
(м).
Зависимость (1) справедлива для 𝜏∞ = 250 ч и диапазона изменения
параметров
𝑑
𝐷
𝑡
𝐷
= 0,91 − 0,94,
= 0,25 − 0,5,
𝑅𝑒 = (4 − 25) ∗ 103 ,
𝐶 = 5 − 20 мГ-экв/л,
142
а зависимость (2) в диапазоне изменения параметров, при 𝜏∞ = 250 ч.
Расчет коэффициента теплопередачи проводится с использованием
линейного термического сопротивления солеотложений [141]
1
𝑘𝑙
=
1
𝛼1 𝐷
+
1
2𝜆𝑤
ln
𝐷𝑜𝑢𝑡
𝐷
+ 𝑅𝑒𝑓𝑜𝑢𝑛𝑑 +
1
𝛼2 𝐷𝑜𝑢𝑡
,
где 𝛼1 и 𝛼2 - коэффициенты теплопередачи внутри и снаружи трубы, 𝑅𝑒𝑓𝑜𝑢𝑛𝑑
– линейное термическое сопротивление слоя солеотложений на внутреннем
диаметре трубы (м2К/Вт).
В работе [138] исследовался процесс солеотложений на внутренней
стенке теплообменной трубки с кольцевыми турбулизаторами. Для этих целей
был сконструирован кожухотрубчатый одноходовой теплообменный аппарат,
в котором осуществлялось противоточное течение в трубном пространстве
нагреваемого теплоносителя – воды, а в межтрубном – греющего
теплоносителя – пара. Трубы с кольцевыми турбулизаторами имели: шаг
канавки ℎ – 2.4 и 8 мм, глубина канавки 𝑚 изменялась от 0.5 до 2 мм. Трубы
изготавливались из Сm20, нержавеющей стали 1x18Н10Т и латуни.
Вода в трубах нагревалась до температуры 80 − 115° 𝐶 и имела
повышенную карбонатную жесткость до 20 мГ-экв/л. При заданных
параметрах теплоносителя на входе в теплообменник эксперимент длился до
2000 ч., что позволило авторам [138] определить изменение по времени
коэффициента теплопередачи и термического сопротивления от скорости
воды, ее температуры, параметров турбулизаторов. Так как скорость воды
существенно влияет на скорость образования отложений, в эксперименте
рассматривался ламинарный и турбулентный режим течения.
Авторами
[138]
предложена
математическая
модель
процесса
солеотложения при следующих предпосылках.
Пусть в отрезках трубы длиной 𝑑𝑧 (м) и радиусом 𝑅 (м) входит раствор
с концентрацией вещества – С (кг/м2). Из него на стенку выпадает некоторая
масса. В результате за период 𝑑𝜏 (с) радиус трубы уменьшается на 𝛿 и
становится 𝑟. Предполагается, что масса накипеобразователя вносится в
143
выделенный отрезок трубы со скоростью 𝑣 (м/с) конвективным путем и
диффузией
с
коэффициентом
диффузии
𝐷∗
(м2 ⁄с).
Часть
массы
распределяется на поверхности с поверхностной плотностью 𝑎 (кг⁄м2 ).
Тогда закон сохранения массы для внутреннего участка трубы авторы
[138] записывают следующим образом:
𝜕
𝜕𝜏
(𝜋𝑟 2 𝐶𝑑𝑧) =
𝜕
𝜕𝐶
𝜕𝑧
𝜕
𝜕
(𝐷∗ 𝜕𝑧 𝜋𝑟 2 𝑑𝑧) − 𝜕𝑧 (𝑣𝜋𝑟 2 𝐶𝑑𝑧) − 𝜕𝜏 (2𝜋𝑟𝑎𝑑𝑧)
(8.6)
Поделив уравнение (7.6) на массу накипеобразователя в растворе 𝑚0 =
𝜋𝑅2 𝐶0 𝑑𝑧 в начальный момент времени уравнение (7.6) принимает вид:
𝜕𝛽
𝜕𝜏
где 𝛽 =
𝑅2𝐶
𝑅 2 𝐶0
;𝑛=
2𝜋𝑟𝑎
𝑅 2 𝐶0
+𝑣
𝜕𝛽
𝜕𝑧
= 𝐷∗
𝜕2 𝛽
𝜕𝑧 2
−
𝜕𝑛
𝜕𝜏
,
.
В ходе исследований были установлены следующие закономерности
[138]. Для гладких труб из стали удельное количество отложений различается
в 1,4-4 раза. Отложения образовываются вместе с начальным процессом
коррозии. В гладких трубах из латуни и нержавеющей стали отложения
незначительные, преимущественно образовывались по длине трубы в виде
«тонковидных полос» и носят локальный характер, при этом у латунных труб
отложения незначительно меньше по сравнению с нержавеющими. У труб с
турбулизаторами отложения располагаются преимущественно во впадинах, на
выступах происходит снижение интенсивности образования отложений и
формирование на них более плотных структур. Сравнения солеотложеня в
гладких и накатанных трубах показывает, что новых отложений в накатанных
трубах в 1,5-2 раза ниже, чем в гладких трубах. Использование накатанных
труб в теплообменниках при ламинарном режиме течения неэффективно, они
по сравнению с гладкими трубами подвержены большему образованию
отложений. Использование труб с турбулизаторами в турблнтном режиме
способствует меньшему образованию отложений по сравнению с гладкими
трубами. Образование отложений у труб с турбулизаторами пропорционально
отношению 𝑚⁄𝑑, где 𝑚 – глубина канавки, 𝑑 – внутренний диаметр канавки.
Максимальное значение отложений в трубах с турбулизаторами достигается
144
при отношениях
𝑚
𝑑
= (4 … 14) ∗ 103 и
ℎ
𝑚
= 1 … 1,8 (ℎ– шаг канавки, мм), при
дальнейшем увеличении отношения солеотложение уменьшается
Таким образом, авторы показали, что отложения внутри труб за счет
влияния кольцевых диафрагм значительно меньше, чем на гладких трубах и
подчиняется асимптотическому закону. Это позволяет при замене гладких
труб на трубы с кольцевыми турбулизаторами обеспечить надежную работу
кохожутрубчатых теплообменных аппаратов без специальных мероприятий
по очистке их поверхностей [138].
Известны исследования [139], касающиеся особенностей образования
отложений на шероховатых поверхностях. Для этих целей была создана
экспериментальная
установка,
представляющая
собой
вертикально
расположенный кольцевой канал, состоящий из погружной трубы с
внутренним диаметром 14 мм и внутренней обогреваемой трубы с наружным
диаметром 10 мм. Общая длина кольцевого канала составляла 0,4 м. Обогрев
внутренней трубы осуществлялся путем непосредственного пропускания
через нее переменного тока низкого напряжения. Температура стенки опытной
трубы измерялась в трех местах с помощью термопар. Температура
теплоносителя измерялась на входе и выходе кольцевого канала. В качестве
теплоносителя использовалась сетевая вода с жёсткостью 3,6 мГ-экв/л. При
постоянных значениях теплового потока, температуры, расхода и давления
воды на входе кольцевого канала, измерения проводились каждые 15 мин. При
каждом
заданном
режиме
эксперимент
проводился
24-28
часов.
Шероховатость в исследуемой трубе создавалась путем намотки на опытную
трубу проволоки. Высота элементов шероховатостей равна 0,1; 0.2; 0,3 мм;
отношение шага между элементами шероховатостей (𝑆) к их высоте (ℎ)
равнялась 5; 12,5 и 25мм.
В результате экспериментов установлено, что создание на поверхности
нагрева
двухмерной
шероховатости
обусловливается
существование
снижения интенсивности образования отложений. При этом имеет место
145
снижение коэффициентов теплоотдачи как в случае гладкой, так шероховатой
поверхности.
Однако снижение интенсивности теплоотдачи в случае гладкой
поверхности имеет более резки характер, чем в случае шероховатой
поверхности.
Отношение
коэффициента
теплоотдачи
шероховатой
поверхности (𝛼ш ) к коэффициенту теплоотдачи гладкой поверхности (𝛼г )
увеличивается с 2,5 до 3,4 по истечению 8 часов работы установки.
В работе [139] были проведены также эксперименты для оценки
особенности отложения в трубах с лунками. Как показали исследования
коэффициент теплоотдачи поверхности с лунками, в отличие от поверхности
с двухмерной шероховатостью, резко снижается с течением времени в
результате образования отложений. Авторы [139] объясняют этот факт тем,
что лунки способствуют удержанию отложений на поверхность нагрева.
Одновременно
были
исследованы
поверхности
с
двухмерной
𝛿
шероховатостью ℎ − 0,1 мм, = 12,5 , а также ℎ = 0,2 и 0,3 мм. В работе [139]
р
было сделано заключение, что увеличение высоты элементов шероховатости
не оказывает никакого влияния на процесс образования отложений, а наиболее
эффективной является двухмерная шероховатость с параметрами
𝑠
ℎ
= 12,5.
9. ЭКОНОМИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ ПРИМЕНЕНИЯ
ПРУЖИННО-ВИТЫХ КАНАЛОВ В ПРОМЫШЛЕННОСТИ
Сегодня
ведение
нефтеперерабатывающей,
большинства
химической,
технологических
пищевой
и
процессов
других
в
отраслях
промышленности невозможно без применения теплообменных аппаратов
различных типов, многие из которых были введены в эксплуатацию 30-40 лет
назад. Интенсивность проведения мероприятий по обновлению основных
фондов ограничена финансовыми возможностями предприятий всех видов
собственности.
146
Основным типом теплообменного оборудования, применяемого в
технологических процессах, являются кожухотрубчатые теплообменники. Так
как полная замена устаревшего оборудования требует значительных
финансовых вложений, то становится актуальным вопрос модернизации
имеющегося оборудования. В случае кожухотрубчатых теплообменников
возможна
модернизация
существующего
на
предприятии
парка
теплообменного оборудования за счет замены гладкостенных теплообменных
элементов на теплообмене элементы в виде пружинно-витых каналов.
Осуществление полной или частичной модернизации промышленного
оборудования позволит эффективно, с небольшими затратами:
 повысить производительность оборудования;
 сократить количество обслуживающего персонала;
 получать полную статистику по работе оборудования (время работы и
простоя, количество произведенной продукции и др.) [145].
Модернизация может включать в себя:
 замену отдельных узлов на более производительные, надежные и
современные;
 дооснащение
производственных
оборудованием,
которое
позволит
линий
дополнительным
автоматизировать
процесс,
сократить ручной труд и вмешательство человеческого фактора на
производственный процесс;
 полную или частичную автоматизацию производственного процесса.
Это позволит согласовать работу имеющегося оборудования в линии,
иметь централизованное управление и контроль. Модернизация
обладает
такими
преимуществами
перед
прочими
формами
воспроизводства основных фондов, как небольшой срок проведения,
требует относительно небольших инвестиционных вложений.
В соответствии с общепринятой практикой инвестиционная деятельность
осуществляется в проектной форме. Инвестиционный проект представляет
147
собой план создания или модернизации производства с целью получения
экономической выгоды.
Экономическое обоснование инвестиционного проекта включает в себя
экономическую и финансовую оценку, характеризующие возможность
сохранения и прироста капитала, а также получения прибыли участниками
проекта.
В основе оценки эффективности инвестиционных проектов лежат
следующие принципы:
 рассмотрение проекта на протяжении всего жизненного цикла;
 сопоставимость условий сравнения различных проектов;
 учет предстоящих затрат и поступлений, связанных только с
разработкой и реализацией проекта;
 проведение сравнения «с проектом» и «без проекта» в течение
расчетного периода;
 многоэтапность оценки [146-148].
В данном случае в качестве альтернативных вариантов рассматриваются
варианты кожухотрубчатых теплообменных аппаратов с гладкостенными
теплообменными элементами и пружинно-витыми каналами.
Критерием для выбора того или иного варианта являются приведенные
затраты. При чем в расчетах будут учитываться только те затраты, которые
являются переменными, то есть различными для двух альтернативных
вариантов.
Для оценки вариантов используют затраты, являющиеся суммой
эксплуатационных затрат и капитальных вложений.
Тогда критерий выбора и экономической эффективности будет иметь
следующий вид:
З = (К + И) = min ,
(9.1)
где К – капитальные вложения;
И – эксплуатационные затраты.
148
В свою очередь для упрощения расчетов и выбора одного из
альтернативных вариантов во внимание принимается только переменная часть
эксплуатационных расходов, так как постоянная составляющая будет для
обоих вариантов равной.
Формула для расчета переменной части годовых эксплуатационных
расходов Ипер выглядит следующим образом:
Ипер = Итоп + Иэ + Ив + Ир ,
(9.2)
где Итоп – затраты на сырье, топливо;
Иэ – затраты на электроэнергию;
Ив – затраты на вспомогательные материалы;
Ир – затраты на содержание и эксплуатацию оборудования [147-149].
Так
как
стоит
задача
оценки
эффективности
модернизации
теплообменного оборудования, то к капитальным затратам будут относиться
только затраты на приобретение гладкостенных теплообменных элементов и
теплообменных элементов в виде пружинно-витых каналов.
Таким образом, получается:
1) затраты на топливо:
Итоп = Цт ∙ Вт ∙ τ,
(9.3)
где Ц – цена тонны условного топлива(природный газ);
В – расход топлива;
τ – время работы теплообменного аппарата, час.
2) затраты на электроэнергию:
Иэ = (N1 + N2 ) ∙ Цэ ∙ τ,
(9.4)
где N1 – мощность насоса для прокачки холодной воды, кВт;
N2 – мощность насоса для прокачки горячей воды, кВт;
Цэ – стоимость 1 кВт·ч электроэнергии, необходимой для работы насосов,
руб
;
кВт∙ч
3) затраты на вспомогательные материалы (воду):
Ив = Вв ∙ Цв ∙ τ,
(9.5)
149
где Ц – цена тонны вспомогательного материала (природный газ), руб./т;
В – расход вспомогательного материала, т.
4) затраты на содержание и эксплуатацию оборудования:
Ир = А + Зрем + Зв.мат. ,
(9.6)
где А – амортизация оборудования;
Зрем – затраты на ремонт оборудования, руб.;
Зв.мат. – издержки на вспомогательные материалы (смазочные и обтирочные
материалы), руб.
Исходными данными для расчета является:
 в вертикальном трубчатом теплообменном аппарате подогревается
вода, массовым расходом 20 кг/с;
 температура воды изменяется от 30 0С до 80 0С за счет теплоты
конденсации сухого насыщенного водяного пара давлением 143 кПа;
 нагреваемая вода протекает внутри нержавеющих трубок диаметром
23/25 мм;
 ориентировочная высота трубок 3,35 м;
 за счет модернизации происходит увеличение площади поверхности
теплопередачи в 1,3 раза [48,64];
 тепловая нагрузка Q=27 675 ГДж/год;
 число теплообменных элементов – 143 штуки;
 стоимость одного пружинно-витого канала составляет 1600 руб.;
 стоимость одной гладкостенной трубы составляет 910 руб.;

расход топлива составляет 1293,23 тыс.м3;
 расход электроэнергии 155,72 тыс. кВт∙ час;
 расход воды составляет 15711,44 тыс.м3.
Показатели технико-экономической оценки вариантов исполнения
теплообменных элементов (в тыс. руб.) приведены в таблице 3.
150
Табл.3
Показатели технико-экономической оценки вариантов исполнения
теплообменных элементов, тыс. руб.
Гладкостенная труба
Пружинно-витой канал
Затраты на топливо
4 946,27
4 496,609
Затраты на электроэнергию
1 245,76
1 132,509
Затраты на воду
96,468
87,698
Затраты на содержание и
106,568
104,569
139,169
228,8
6 534,235
6 049,786
эксплуатацию оборудования
Капитальные затраты
Всего затрат
Исходя
из
приведенных
результатов
расчетов
видно,
что
предпочтительным является вариант теплообменного оборудования с
теплообменными элементами в виде пружинно-витых каналов. Годовой
экономический эффект от модернизации теплообменного аппарата будет
рассчитываться по следующей формуле:
Э = (З1 − З2 ),
(9.7)
где З1 – затраты на передачу тепла с использовании гладкостенных труб, руб.;
З2 – затраты на передачу тепла с использованием пружинно-витых каналов,
руб. [148,150].
Таким образом, экономический эффект от модернизации теплообменного
аппарата будет равен:
Э =6534,235-6049,786=484,45 тыс. руб.
(9.8)
Как видно из расчетов, экономический эффект от модернизации
теплообменного оборудования является положительным. Для оценки
эффективности капитальных вложений необходимо оценить их период
окупаемости, рассчитываемый по следующей формуле:
Ток =
К
Э
(9.9)
Период окупаемости равен:
151
Ток =228 800,00/484 450,00=0,47 года
Стоит заметить, что методы определения размера экономии по каждому
конкретному мероприятию строго индивидуализированы и определяются
характером этих мероприятий.
Из практики установлено, что экономически обосновано проводить
модернизацию
теплообменного
оборудования при
сроке
окупаемости
капительных вложений за 2-4 года, повышении производительности
оборудования не меньше чем на 20-30 % и планируемом продлении срока
эксплуатации данного оборудования не менее 5 лет. Модернизацию
производят также для устранения морального износа оборудования.
Срок окупаемости капитальных вложений на приобретение пружинновитых каналов составляет менее одного года, следовательно, проект
целесообразен для внедрения на производство. Проведение модернизации при
капитальном ремонте потребует дополнительных капитальных вложений
примерно в 90 тыс. руб. по сравнению с гладкостенными.
Из приведенных расчетов видно, что модернизация теплообменного
оборудования с заменой гладкостенных теплообменных элементов на
пружинно-витые каналы имеет положительный экономический эффект за счет
снижения затрат на топливо. Модернизация теплообменного оборудования
наиболее выгодный вариант технического перевооружения производства за
счет относительно невысоких капитальных вложений, сроков проведения
модернизации и срока окупаемости капитальных вложений.
10. ГИДРАВЛИЧЕСКОЕ ИСПЫТАНИЕ НА ГЕРМЕТИЧНОСТЬ
ПРУЖИННО-ВИТЫХ КАНАЛОВ
Испытания на герметичность проводят с целью определения степени
негерметичности изделий и (или) их элементов, а так же выявления отдельных
течей. Выбор метода испытаний на герметичность, а также установление
требований к подготовке изделий к испытаниям на герметичность должны
152
осуществляться при разработке конструкции изделия и (или) технологии иго
изготовления.
Испытания на герметичность должны включаться в технологический
процесс изготовления изделий таким образом, чтобы предшествующие
технологические операции не приводили к случайному перекрытию течей.
При невозможности исключить опасность случайного перекрытия течей, в
технологическом
процессе
необходимо
предусмотреть
операции,
обеспечивающие освобождение течей от закупорки.
Функциональным
назначением
пневмогидравлических
испытаний
является проверка герметичности сварных соединений пружинно-витого
канала, выполненных с помощью луча лазера. Общие методы испытаний на
герметичность определены ГОСТ24054-80 «ИЗДЕЛИЯ МАШИОСТРОЕНИЯ
И ПРИБОРОСТРОЕНИЯ Методы испытания на герметичность. Общие
требования».
Методы
испытаний
на
герметичность
трубопроводов
определены ГОСТ 25136-82. «СОЕДИНЕНИЯ ТРУБОПРОВОДОВ. Методы
испытаний на герметичность»
Метод
испытаний
пружинно-витых
каналов
осуществляется
компрессорным способом без применения индикаторных масс наносимых на
контролируемые сварные соединения. Описание способа испытаний на
герметичность пружинно-витого канала определяет ГОСТ24054-80.
Наименование группы метода контроля - газовый
Наименование метода индикации - пузырьковый
Наименование способа реализации метода – компрессионный
10.1. КРАТКОЕ ОПИСАНИЕ СПОСОБА ИСПЫТАНИЙ
ПРУЖИННО-ВИТОГО КАНАЛА НА ГЕРМЕТИЧНОСТЬ
Пружинно-витой канал с приваренными патрубками погружают в ванну
с индикаторной жидкостью, в данном случае с водой, и заполняют её пробным
газом, в данном случаи очищенным и осушенным воздухом, под давлением. О
153
не герметичности пружинно-витого канала судят по появлению пузырьков
газа, исходящих из пружинно-витого канала.
10.2. УСЛОВИЯ ПНЕВМОГИДРАВЛИЧЕСКИХ
ИСПЫТАНИЙ
Наибольшее давление воздуха, подаваемое в пружинно-витой канал
Рmах=10атм.
Схема пневматического нагружения пружинно-витого канала сжатым
воздухом под давлением показана на рис. 63.
Рис. 63. Изменение давления подаваемого в пружинно-витой канал
Где,
Р - давление сжатого воздуха подаваемого в трубу, атм.
Рmах- наибольшее рабочее давление подаваемого в трубу, атм.
τ - время, сек.
τ1- время нарастания давления внутри пружинно-витого канала от 0 до
Рmax
τ2- время выдержки пружинно-витого канала при наибольшем давлении
Рmах
τ3- время снятия давления внутри пружинно-витого канала с Рmах до О
τм = τ1+ τ2 + τ3- машинное время испытания пружинно-витого канала.
154
Пневмогидравлические испытания пружинно-витого канала производят
при нормальном атмосферном давлении, температуре окружающей среды
17÷35°С.
Функциональная схема стенда для пневмогидравлических испытаний
показана на рис. 64.
Рис. 64. Функциональная схема пневмогидравлических испытаний
пружинно-витого канала:
1 - компрессор высокого давления 2,5 - шланг высокого давления 3,9 - вентиль 4 манометр 6, 7- муфта типа “GEBO”, 8- ванна, заполненная водой
10.3. ТРЕБОВАНИЯ К ПОДГОТОВКЕ И ПРОВЕДЕНИЮ
ИСПЫТАНИЙ ПРУЖИННО-ВИТОГО КАНАЛА
Пробный газ (вещество) используемое для испытаний на герметичность
не должно вредно воздействовать на пружинно-витой канал и людей.
Подготовка пружинно-витого канала к испытаниям на герметичность должно
предусматривать устранение последствий случайного появления течей в
сварном соединении после хранения и транспортировки.
Для испытания на герметичность следует использовать аппаратуру,
оборудованную специальными присоединительными и установочными
деталями в соответствии с техническими условиями на пружинно-витой
канал.
155
10.4. ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К ВОЗДУХУ
(ПРОБНЫЙ ГАЗ)
Степень очистки сжатого воздуха для испытаний по ГОСТ 17433-80 и ISO
8573-1 должна соответствовать 1 классу очистки (табл.4).
Табл.4.
Состав и содержание посторонних примесей сжатого воздуха 1 класса
по ISO 8573-1.
Максимальное остаточное Максимальное остаточное содержание твёрдых частиц
содержание масла, мг/мЗ
0,01
Размер, мкм
Кол-во частиц, мг/мЗ
0,1
0,1
10.5. МЕТОДИКА ПРОВЕДЕНИЯ ИСПЫТАНИЯ
ПРУЖИННО-ВИТОГО КАНАЛА НА ГЕРМЕТИЧНОСТЬ
1. Опрессовка стенда для пневмогидравлических испытаний
1.1. Подготовить оснастку для проверки герметичности. Убедиться в
целостности
гибких
элементов
подводки,
целостности
и
чистоты
уплотняющих манжет “GEBO”, уплотняющих прокладок гибких шлангов.
1.2. Собрать стенд согласно эскиза для опрессовки оснастки. В качестве
пружинно-витого канала использовать обрезок стальной трубы длиной не
менее 150 мм.
1.3. Погрузить в ванну с водой образец трубы с собранным
приспособлением.
1.4. Подать сжатый воздух, открывая вентиль 3 медленно, контролируя
давление по манометру. При достижении рабочего давления прикрыть
вентиль.
1.5. Наблюдать появления пузырьков воздуха на стыках оснастки. При
появлении пузырьков воздуха сбросить давление вентилем 9. Разобрать
156
оснастку, заменить протекающие прокладки, уплотнить резьбы и т.п. до
исчезновения утечек в приспособлении.
1.6. Приспособление считается опрессованным, если в течение 10 минут
падение давления по манометру составляет не более 0,1 атм.
2. Проведение испытания герметичности пружинно-витого канала на
опрессованной оснастке.
2.1. Собрать стенд для испытаний согласно эскиза (Рис. 65).
Рис. 65. Эскиз ванны для пневмогидравлических испытаний:
1 - ванна для пневмогидравлических испытаний, 2 - опоры пружинно-витого канала,
3 - ручки ванны
Длина -l=1300мм;
ширина - b=100мм;
высота - h= 100мм.
2.2. Погрузить в ванну с водой пружинно-витой канал с собранным
приспособлением так, чтобы над испытуемым участком трубы было не менее
1 см. жидкости (Рис. 66).
2.3. Медленно открывая вентиль 3 подать давление в трубу, контролируя
возрастание давления до максимального рабочего значения (Pmax= 10атм) по
манометру 4.
2.4. Наблюдать появление пузырьков на поверхности сварных швов.
2.5. При появлении пузырьков на дефектных местах перекрыть вентиль 3
сжатого воздуха. Установить визуально точное место дефекта, поворачивая
трубу в ванной вместе с оснасткой (следить за перекручиванием шлангов
гибкой подводки).
157
2.6. Вынуть дефектную трубу из ванны и отметить влагостойким
маркером участок начала и конца дефектного места. При множественных
дефектах отметить маркером все места, вновь погружая трубу в ванну и
открывая вентиль сжатого воздуха.
2.7. После проверки на герметичность сбросить давление в оснастке до
нуля.
2.8. Снять оснастку и достать деталь из ванны
2.9. Высушить деталь до полного высыхания воды.
2.10. Годные детали передать на консервацию и установку.
2.11. Дефектные детали вернуть на повторную сварку.
Рис. 66. Гидравлические испытания пружинно-витого канала
Отсутствие пузырьков воздуха, говорит о том, что сварное соединение
пружинно-витого канала имеет высокое качество.
10.6. ТРЕБОВАНИЯ ПРИ ИСПЫТАНИЯХ ПО ТЕХНИКЕ
БЕЗОПАСНОСТИ И ПРОМЫШЛЕННОЙ САНИТАРИИ
Метод пневмогидравлических испытаний пружинно-витого канала
должен обеспечивать проведение испытаний, в условиях, отвечающих
требованиям
действующей
нормативно-технической
документации
по
технике безопасности и промышленной санитарии. При проведении
испытаний на герметичность соблюдать требования по ГОСТ30703-2001
«Безопасность испытаний на герметичность».
158
ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ
1)
Получен
пружинно-витой
канал,
витки
которого
плотно
закреплены методом лазерной сварки, которая характеризуется наименьшим
тепловложением по сравнению с другими методами, более эффективна и
менее материалозатратна.
2)
На
основе
математической
модели
сопряженной
задачи
теплообмена при турбулентном течении жидкости, построенной в трехмерной
постановке на базе уравнений математической физики: уравнения движения,
энергии, неразрывности, теплопроводности и краевых условий выявлен
характер распределения полей скоростей, давлений и температур.
3)
Сравнительный анализ результатов исследования показал, что
эффективность в пружинно-витых каналов выше, увеличение поверхности
теплообмена на 72% и экономии металла – на 27%, чем у гладких труб. В целях
модернизации и реконструкции существующего парка теплообменного
оборудования разработанные пружинно-витые каналы могут заменить
существующие теплообменные элементы.
4)
Предложены конструкции инновационных кожухотрубчатых и
змеевиковых теплообменников.
5)
В
результате
исследований
предложено
энерго-
и
ресурсосберегающее теплообменное оборудование.
6)
Создан алгоритм для численного моделирования, которые были
получены при помощи программного комплекса ANSYS, использующего
метод конечных элементов.
7)
Математическая модель, построенная на базе дифференциальной
геометрии, и созданный алгоритм могут быть использованы при разработке
программного
обеспечения
для
процесса компьютерного
управления
технологией изготовления подобных каналов.
8)
Опубликованы статья в рецензируемом научном журнале,
определенном ВАК РФ, «Известия КГАСУ» «Математическое описание
159
теплообменных поверхностей» и тезисы доклада 67 Всероссийской научной
конференции по проблемам архитектуры и строительства «Компьютерное
моделирование прямолинейного пружинно-витого канала».
160
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Грузинов Е.В., Рябиков Б.А., Толчив Т.М. Монтаж технологического
оборудования химических заводов / Е.В. Грузинов, Б.А. Рябиков, Т.М. Толчив.
– М.: Госстройиздат., 1963. - 232 с.
2. Гортышев Ю.Ф. Теплогидравлическая эффективность перспективных
способов
интенсификации
теплоотдачи
в
каналах
теплообменного
оборудования / Ю.Ф. Гортышев. – Казань: КГТУ, 2009. - 530 с.
3. Исаев С.Е., Сорокин О.Г., Назин А.Н. Обзор конструктивных
особенностей теплообменного оборудования для промышленности / С.Е.
Исаев, О.Г. Сорокин, А.Н. Назин. – Казань: Главный энергетик, 2008. - №6. С. 38-41.
4. Стабников В.Н., Попов В.Д., Резько Ф.А. Процессы и аппараты пищевых
производств / В.Н. Стабников, В.Д. Попов, Ф.А. Резько. – М.: Госгортехиздат.,
1959. – 583 с.
5. Рамм В.М. Теплообменные аппараты / В.М. Рамм. – М.; Л.: Госхимиздат.,
1948. – 112 с.
6. Пимонов М.В., Абабков Н.В. Технологии и оборудование дуговой сварки
и резки : учеб.пособие [Электронный ресурс]: для студентов специальности
150202т«Оборудование и технология сварочного производства» / М.В.
Пимонов, Н.В. Абабков.–Кемерово: КузГТУ, 2011.–1 электрон. опт. диск (CD–
ROM); зв.; цв.; 12 см.–Систем. требования: Pentium IV; ОЗУ 256 Мб;Windows
XP; (CD–ROM–дисковод); мышь.–Загл. с экрана
7. Акулова А.И. Сварка в машиностроении: справочник / А.И Акулова. – М.:
Машиностроение, 1978. - Т 2. – 462 с.
8. Сварка аустенитных сталей Основные свойства и классификация
[Электронный
ресурс].
-
Режим
доступа:
www.url:
http://www.svarkainfo.ru/rus/lib/tech/teh3/
9. Грохольский
Н.Ф.
Восстановление
деталей
машин и механизмов
сваркой и наплавкой / Н.Ф. Грохольский. - М.: Машиностроение, 1962. - 276 с.
161
10. Томас К.И. Технология сварочного производства: учебное пособие /
К.И. Томас. – Томск: Изд-во ТПУ, 2009. – 244 с.
11. Фрумин И.И. Сварка порошковой проволокой / И.И. Фрумин. – Киев:
1972. — 215 c.
12. Васильев В.И., Ильященко Д.П., Павлов Н.В. Введение в основы сварки:
учебное пособие /В.И. Васильев, Д.П. Ильященко, Н.В. Павлов. - Томск: Издво ТПУ, 2010. – 338 с.
13.Технология электрической сварки металлов и сплавов плавлением / Под
ред. акад. Б.Е. Патона. - М., Машиностроение, 1974. - 768 с.
14. Сварка нержавеющей стали [Электронный ресурс]. - Режим доступа:
www.url: http://tool-land.ru/svarka-nerzhaveyki.php
15. Малаховский, В. А. Плазменная сварка / В. А. Малаховский. - М.: Высш.
шк., 1987. - 79 с.
16. Сварка. Резка. Контроль: Справочник / Под общ. ред. Н.П. Алешина, Г.Г.
Чернышова. — М.: Машиностроение, 2004. — 480 с.
17. Неровный В.М. Плазменная сварка. Учебное пособие. МГТУ им. Н.Э.
Баумана / В.М. Неровный. – М.: 2004. - 12 с.
18. Сварка: Введение в специальность Учеб. пособие / В.В.Пешков, А.Б.
Коломенский, В.А. Фролов, В.А. Казаков. ВГТУ. - Воронеж : [б. и.], 2002. 213 с.
19. Артамонов Б.А. Электрофизические и электрохимические методы
обработки материалов [Текст]: Учеб. пособие. В 2-х томах / Б.А. Артамонов,
Ю.С. Волков, В.И. Дрожалова и др. – М.: Высшая школа, 1983. - Том 1. - 208
с.
20. Специальные методы сварки и пайки / под ред. В. А. Фролова. – М.: Интермет Инжиниринг, 2003. – 184 с.
21. Другие виды сварки - Плазменная и микроплазменная сварка
[Электронный
ресурс].
-
Режим
доступа:
www.url:
http://electrowelder.ru/index.php/drugievidy.html?start=3
162
22. Плазменная сварка [Электронный ресурс]. - Режим доступа: www.url:
http://slavtc.ru/?page_id=2165
23. Казаков Ю.В. Сварка и резка материалов [Текст]: Учеб. пособие для
учреждений начального профессионального образования / Ю.В. Казаков. – М.:
Academia, 2004. – 400 с.
24. Бадьянов Б.Н. Сварочные процессы в электронном машиностроении:
учебное пособие / Б.Н. Бадьянов – Ульяновск: УлГТУ, 2007. – 268 с.
25. Забелин А.М., Оришич А.М., Чирков А.М. Лазерные технологии
машиностроения [Текст]: Учеб. пособие / А.М. Забелин, А.М. Оришич, А.М.
Чирков. – Новосибирск: НГУ, 2004. - 142 с.
26. Чирков А.М. Специальные методы соединения материалов: метод. указ.
к выполнению лабораторных работ по дисциплине «Специальные методы
соединения материалов» / А.М. Чирков. – Киров: ВятГУ, 2009. – 76 с.
27. Технологические процессы лазерной обработки: Учеб. пособие для
вузов / Под ред. А.Г. Григорьянца. – М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2006.
– 664 с.
28. Лазерная техника и технология. Лазерная сварка металлов: Учеб.
пособие для вузов / Под ред. А.Г. Григорьянца. – М.: Высш. школа, 1988. - 207
с.
29. Григорьянц А.Г., Шиганов И.Н. Лазерная сварка металлов / А.Г.
Григоьянц, И.Н. Шиганов. – М.: Высшая школа, 1988. – 207 с.
30. Григорьянц
А.Г.
Лазерная
сварка
плавлением
металлических
материалов: Учеб. Пособие / А.Г. Григоьянц. – М.: МГТУ им. Н.Э. Баумана,
2004.
31. Чирков А.М, Князева И.А., Багоутдинова А.Г., Золотоносов Я.Д.
Применение
лазерной
сварки
для
производства
кожухотрубчатых
теплообменных аппаратов нового поколения на базе пружинно- витых каналов
/ А.М. Чирков, И.А. Князева, А.Г. Багоутдинова, Я.Д. Золотоносов // Известия
КГАСУ. - 2011. - № 3 (21). – С. 120-126.
163
32. Григорьянц А.Г., Шиганов И.Н., Чирков А.М. Гибридные технологии
лазерной сварки.Учебное пособие / А.Г. Григорьянц, И.Н. Шиганов, А.М.
Чирков. – М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2004. – 87 с.
33. Патон Б.Е. Современные направления исследований и разработок в
области сварки, и прочности конструкций / Б.Е. Патон // Автоматическая
сварка. - 2003, №10-11. – С. 7–13.
34. Ведомственные нормы инструкция по проведению гидравлических
испытаний трубопроводов повышенным давлением [Электронный ресурс]. Режим доступа: http://www.stroylist.ru/doc/2505/151863
35. Полуавтоматическая сварка MIG/ MAG [Электронный ресурс]. - Режим
доступа: www.url: http://www.goodwill-ru.com/
36. Назмеев Ю.Г. Гидродинамика и тепообмены закрученных потоков
реологически сложных сред / Ю.Г. Назмеев. – М.: Энергоиздат., 1966. – 368 с.
37. Багоутдинова А.Г., Золотоносов Я.Д., Посохин В.Н. Конструкции
эффективных теплообменных элементов для скоростных теплообменников /
А.Г. Багоутдинова, Я.Д. Золотоносов, В.Н. Посохин //Сантехника. Отопление.
Кондиционирование. – 2014. - №7. – С. 72-75.
38. Багоутдинова А.Г., Золотоносов Я.Д., Посохин В.Н. Математическое
моделирование винтовых теплообменных элементов теплообменников / А.Г.
Багоутдинова,
Я.Д.
Золотоносов,
В.Н.
Посохин
//
Известия
вузов.
Строительство. – 2014. - №8. – С. 41-46.
39. Письменный Е.Н., Баранюк М.М., Вознюк М.М. Равноразвитые
поверхности
теплообмена
и
методика
численных
исследований
их
теплогидравлических характеристик / Е.Н. Письменный, М.М. Баранюк, М.М.
Вознюк // Промышленная теплотехника. – 2012. - №1. – С. 49-53.
40. Дзюбенко Б.В. Влияние закрутки потока на теплообмен в условиях
солеотложения в витых трубах. – Труды четвертой Российской национальной
конференции по теплообмену. «Дисперсные потоки и пористые среды.
Интенсификация теплообмена / Б.В. Дзюбенко. – М.: Издательский дом МЭИ,
2006. - Том 6. – С. 196-199.
164
41. Патент РФ №62694 на полезную модель МПК F28D7/00, 11/04.
Теплообменный элемент/Золотоносов А.Я., Золотоносов Я.Д., Конахина И.А.
- №2006143517/22, заявл. 07.12.06; опубл. 27.04.07; Бюл. 12.
42. Патент РФ №64750 на полезную модель МПК F28D7/00, 11/04.
Теплообменный
элемент/Золотоносов
А.Я.,
Золотоносов
Я.Д.
№2007107173/22, заявл. 26.02.07; опубл. 10.07.07; Бюл. 19.
43. Патент РФ №109282 на полезную модель МПК F28F1/00, 13/02, 13/12.
Теплообменный элемент/Золотоносов Я.Д., Осыка И.И., Никулин В.А., Фомин
Н.А. - №2001112665/06 заявл., 01.04.11; опубл. 20.10.11; Бюл. 28.
44. Патент РФ №91419 на полезную модель МПК F28D7/00, 11/04.
Теплообменный элемент/Антонов С.Ю., Золотоносов А.Я., Антонова А.В.,
Золотоносов Я.Д. - №2009136142/22, заявл. 29.09.09; опубл. 10.02.09; Бюл. 4.
45. Патент
РФ
№113823
на
полезную
модель
МПК
F28D7/00
Теплообменный элемент/Золотоносов Я.Д., Мустакимова С.А., Осыка И.И.,
Никуллин В.А. - №201127714/06, заявл., 06.07.11; опубл. 27.02.12; Бюл. 6.
46. Патент РФ №119451 на полезную модель МПК F28D7/00, 11/04.
Теплообменный элемент/Золотоносов Я.Д., Мустакимова С.А., Багоутдинова
А.Г. - №2012107373/06, заявл. 28.02.12; опубл. 20.08.12; Бюл. 23.
47. Патент
РФ
№127438
на
полезную
модель
МПК
F28D7/10.
Кожухотрубчатый теплообменник/Золотоносов А.Я., Золотоносов Я.Д.,
Багоутдинова А.Г., Мустакимова С.А. №2012129094/06, заявл. 10.07.12;
опубл. 27.04.13; Бюл. 12.
48. Патент РФ №133596 на полезную модель МПК F28D7/10. Змеевиковый
теплообменник/Золотоносов
А.Я.,
Золотоносов
Я.Д.,
Князева
И.А.,
Багоутдинова А.Г. - №2013113048/06, заявл. 22.03.13; опубл. 20.10.13; Бюл. 29.
49. Патент РФ №150006 на полезную модель Установка для лазерной сварки
витой трубы с пружинно-витым каналом / Золотоносов Я.Д., Князева И.А.
№2014123281 от 06.06.14; опубл. 27.01.15; Бюл. 3.
50. Багоутдинова
А.Г.,
Золотоносов
Я.Д.
Энергоэффектитвные
теплообменные аппараты на базе пружинно-витых каналов и труб типа
165
«конфузор-диффузор» / А.Г. Багоутдинова, Я.Д. Золотоносов // Деп. рукопись,
2013. - № 353. –В2013. - 105 с.
51. Багоутдинова А.Г., Золотоносов Я.Д. Математическое описание и
визуализация теплообменных поверхностей в форме пружинно-витых каналов
и труб типа «конфузор-диффузор» / А.Г. Багоутдинова, Я.Д. Золотоносов //
Известия вузов. Проблемы энергетики. – Казань: Изд-во КГЭУ, 2012. - №7-8.
– С. 80-86.
52. Басова О.А., Золотоносов Я.Д. Змеевиковый теплообменник на базе
пружинно-витых каналов / О.А. Басова, Я.Д. Золотоносов // Сборник научных
трудов. – Казань: 2009. – С. 33-35.
53. Князева А.Г., Багоутдинова А.Г., Золотоносов Я.Д. Применение
лазерной сварки для производства пружинно-витых каналов теплообменных
аппаратов / А.Г. Князева, А.Г. Багоутдинова, Я.Д. Золотоносов //
Всероссийская
научная
конференция
«Проблемы
архитектуры
и
строительства». – Казань: 2013. – С. 134.
54. Чирков А.М., Князева И.А., Золотоносов Я.Д. Технологические
особенности лазерной сварки пружинно-витых каналов теплообменных
аппаратов / А.М. Чирков, И.А. Князева, Я.Д. Золотоносов // Известия КГАСУ.
- 2012. - №4(22). – С. 240-244.
55. Чирков А.М., Князева И.А., Золотоносов Я.Д., Багоутдинова А.Г.
Применение
лазерной
сварки
для
производства
кожухотрубчатых
теплообменных аппаратов нового поколения на базе пружинно-витых каналов
/ А.М. Чирков, И.А. Князева, Я.Д. Золотоносов, А.Г. Багоутдинова // Известия
КГАСУ. - 2013. - №1(23) – С. 154-158.
56. Князева И.А., Золотоносов Я.Д. Технология изготовления современных
змеевиковых теплообменных аппаратов. Тезисы доклада Международной
научно-практической конференции, посвященной 50-летию Нижнекамского
химико-технологического института "Проблемы «перспективы развития
химии, нефтехимии и нефтепереработки / Князева, Я.Д. Золотоносов. Нижнекамск НХТИ: 2014. - Том 1. - –С. 18-40.
166
57. Золотоносов Я.Д., Князева И.А., Чирков А.М. Разработка и изготовление
змеевиковых теплообменных аппаратов на базе пружинно-витых каналов.
Тезисы доклада XIV Международного симпозиума «Энергоэффективность и
энергосбережение в Республике Татарстан» / Я.Д. Золотоносов, И.А. Князева,
А.М. Чирков. – Казань: 2014. –С. 534-537.
58. Князева И.А., Золотоносов Я.Д. Змеевиковый теплообменник и способ
его изготовления. Тезисы доклада 66 Всероссийской научной конференции по
проблемам архитектуры и строительства / Князева, Я.Д. Золотоносов. –
Казань: КГАСУ. - 2014. – 173 с.
59. Багоутдинова А.Г., Золотоносов Я.Д., Князева И.А. Теплообменные
аппараты типа «труба в трубе» с внутренним змеевиковым пружинно-витым
каналом / А.Г. Багоутдинова, Я.Д. Золотоносов, И.А. Князева // Известия
КГАСУ. - 2013. - №1(23). - С. 120-124.
60. Патент РФ №126813 на полезную модель МПК F28D7/00. Змеевиковый
теплообменный элемент/Золотоносов А.Я., Золотоносов Я.Д., Гуков В.Н.,
Шарипов Н.М. - №2012148492/06, заявл. 14.11.12; опубл. 10.04.13; Бюл. 10.
61. Пантелеева
Л.Р.,
Золотоносов
А.Я.,
Золотоносов
Я.Д.
Высокоэффективные теплообменные аппараты на базе теплообменных
элементов в виде пружинно-витых труб. Тезисы доклада Международной
юбилейной научно-практической конференции «Передовые технологии и
перспективы развития ОАО «Казаньоргсинтез» / Л.Р. Пантелеева, А.Я.
Золотоносов, Я.Д. Золотоносов. – Казань: 2008. –С. 138-139.
62. Багоутдинова А.Г., Золотоносов Я.Д. Высокоэффективные аппараты
теплообмена на базе пружинно-витых каналов. Тезисы XIII Международного
симпозиума «Энергоэффективность и энергосбережение в Республике
Татарстан» / А.Г. Багоутдинова, Я.Д. Золотоносов. – Казань: 2012. – С. 198202.
63. Евсеев Е.С., Золотоносов А.Я., Золотоносов Я.Д. Высокоэффективные
теплообменные аппараты на базе теплообменных элементов в виде пружинно167
витых труб / Е.С. Евсеев, А.Я. Золотоносов, Я.Д. Золотоносов // Труды
Академэнерго. – 2008. - №4. – С. 18-33.
64. Багоутдинова
А.Г.,
Золотоносов
Я.Д.,
Мустакимова
С.А.
Высокоэффективные теплообменные аппараты на базе теплообменных
элементов в виде пружинно-витых каналов / А.Г. Багоутдинова, Я.Д.
Золотоносов, С.А. Мустакимова // Известия КГАСУ. – 2012. - № 3 (21). – С.
86-95.
65. Абрамова Т.Н., Бармин К.Е., Золотоносов Я.Д. Математическое
описание теплообменных поверхностей / Т.Н. Абрамова, К.Е. Бармин, Я.Д.
Золотоносов // Известия КГАСУ. – 2015. - № 1 (31). – С. 114-118.
66. Багоутдинова
А.Г.,
Золотоносов
Я.Д.,
Мустакимова
С.Д.
Геометрическое моделирование сложных поверхностей пружинно-витых
каналов теплообменных устройств / А.Г. Багоутдинова, Я.Д. Золотоносов,
С.А. Мустакимова // Известия КГАСУ. - 2011. - №4(18). – С. 185-193.
67. Леонтьев
А.И.,
Олимпиев
В.В.
Теплофизика
и
теплотехника
перспективных интенсификаторов теплообмена (обзор) / А.И. Леонтьев, В.В.
Олимпиев // Известия академии наук. Энергетика. - 2011. - № 1. – С. 7-35.
68. Аронов И.З. О движении жидкости в изогнутых трубах-змеевиках / И.З.
Аронов // Изв. Высших учебных заведений. Энергетика. – 1961. - № 3. - С. 6674.
69. Щукин В.К. Режимы течения жидкости в трубах с ленточными
завихрителями / В.К. Щукин // Труды КАИ. - 1968. - Вып. 98. - С. 15-20.
70. Фастовский В.Г., Ровинский А.Е. Исследование теплопередачи в
спиральном канале / В.Г. Фастовский, А.Е. Ровинский // Теплоэнергетика. –
1957. - № 4. - С. 39-41.
71. Щукин В.К. Обобщение опытных данных по теплоотдаче в змеевиках /
В.К. Щукин // Теплоэнергетика. -1969. - № 2. - С.50-53.
72. Щукин В.К. Теплообмен и гидродинамика внутренних потоков в полях
массовых сил / В.К. Щукин. - М.: Машиностроение, 1970. – 331 с.
73. Eustice. J. Proc.Rog.Soc / J. Eustice. - A.: 1910. - vol. 84.
168
74. Милович А.Я. Бюллетень. Политехнического общества / А.Я. Милович.
– 1914. - № 10. – 26 с.
75.Dean W.R. Philos.Mag / W.R. Dean. – 1927. - vol. 4. – P. 208–223.
76. White C.M. Streamline Flow through Curved Pipes. Proc. Roy / C.M. White.
- Soc. (London): A, 1929. - vol. 123. - P. 645–663.
77. Taylor G.J. The Criterion for Turbulence in curved Pipes. Proc. Roy / G.J.
Taylor. - Soc. (London): A.,- 1929 - vol. 24.
78. Adler M. Zeitschrift fur Ahd; Math And Hefts / M. Adler. - Band. 14. - 1934.
79. Вальтер П.А. Движение вязкой жидкости в искривленном патрубке.
Труды гидроэнергетического исследовательского института / П.А. Вальтер. –
1935. - вып. 5.
80. Вальтер П.А. Исследование движения вязкой жидкости в трубе,
изогнутой по витой линии / П.А. Вальтер // Труды ЦАГИ. – 1937. – Вып. 323.
81. Кeulagan C.H., Beij K.H. J. of the National Bureau of Standards / C.H.
Кeulagan, K.H. Beij. – 1937. . - № 1. - vol.18.
82. Аронов И.З. Теплообмен и гидравлическое сопротивление в изогнутых
трубах: Дисс. канд. тенхн. Наук / И.З. Аронов. - 1950. – 130 с.
83. Аронов И.З. О теплообмене при движении жидкости в винтовых
змеевиках/ И.З. Аронов // Теплоэнергетика. - 1961. - № 6. - С. 75-77.
84. Михеев М.А. Основы теплопередачи / М.А. Михеев. - М.; Л.:
Госэнергоиздат. – 1949. – 396 с.
85. Jeschke H. Wareubergand und druckverlust in Rjhrschlanger. Technische
Mechanik / H. Jeschke - Erganzungsheit, der VDJ. - B.69. - S 24.
86. Дементьева К.В., Телегина И.И. Экспериментальное исследование
гидродинамики и теплообмена в криволинейных каналах щелевого сечения /
К.В. Дементьева, И.И. Телегина // Теплоэнергетика. – 1979. - № 1. - С. 51-54.
87. Щукин В.К. Дополнительные условия подобия потоков в поле массовых
инерционных сил / И.И. Щукин // Труды КАИ. - 1963. - Вып. 76. - С. 40-45.
169
88. Барановский Н.В., Коваленко Л.М., Ястребенецкий А.Р. Пластинчатые и
спиральные теплообменники / Н.В. Барановский, Л.М. Коваленко, А.Р.
Ястребенецкий. - М. Машиностроение, 1973. – 288 с.
89. Аронов И.З. О повышении критического числа Рейнольдса при
движении жидкости в изогнутых трубах / И.З. Аронов // ИВУЗ «Энергетика».
- 1960. - №4. - С. 30-37.
90. Сухов Е.В. Совершенствование конструкций и метода расчёта
компактных спирально-змеевиковых узлов охлаждения компрессорных
агрегатов: Автореф. дисс. канд.техн.наук / Е.В. Сухов. – Омск: 2012. – 17 с.
91. Бажан П.И., Каневец Г.Е., Селиверстов В.М. Справочник по
теплообменным аппаратам / П.И. Бажан, Г.Е. Каневец, В.М. Селиверстов. - М.:
Машиностроение, 1989. – 366 с.
92. Касаткин А.Г. Основные процессы и аппараты химической технологии
/ А.Г. Касаткин. - М.: Химия, 1971. – 783 с.
93. Патент РФ № 96227 на полезную модель МПК F28D 7/00
Теплообменник/Денисов Р.К., Евтеева С.П., Зайченко И.И. - № 201012111/22;
заявл. 29.03.10; опубл. 20.07.10; Бюл. № 20.
94. Патент РФ № 137749 на полезную модель МПК F28D 7/00.
Теплообменный элемент / Золотоносов А.Я., Золотоносов Я.Д., Багоутдинова
А.Г., Белавина Т.В. - № 2013144123/02 от 01.10.13; заявл. 01.10.13; опубл.
27.02.14; Бюл. № 6.
95. Патент РФ № 139566 на полезную модель МПК F28D 7/00.
Теплообменный элемент / Золотоносов А.Я., Золотоносов Я.Д., Мустакимова
С.А., Багоутдинова А.Г., Яхнев М.Н. - № 201335072/06 от 25.07.13; заявл.
25.07.13; опубл. 20.04.14; Бюл. № 11.
96. Патент РФ № 140683 на полезную модель МПК F28D 7/00.
Теплообменный элемент / Золотоносов А.Я., Тартагышева А.М. - №
201354131/06; заявл. 05.12.13; опубл. 05.12.13; Бюл. № 14.
97. Багоутдинова А.Г., Золотоносов Я.Д., Яхнев М.Н. Технология
изготовления труб типа «конфузор-диффузор» с винтовой поверхностью
170
теплообмена. Материалы Всероссийской научно-практической конференции,
посвященной 50-летию Нижнекамского химико-технологического института
«Актуальные инженерные проблемы химических и нефтехимических
производств» / А.Г. Багоутдинова, Я.Д. Золотоносов, М.Н. Яхнев. –
Нижнекамск: НХТИ (филиал), 2013. – С. 151-154.
98. Золотоносов Я.Д., Багоутдинова А.Г., Тартагышева А.М. Технология
изготовления витых труб методами ротационной ковки и лазерной сварки.
Труды
XIV
Международного
энергосбережение
Республики
симпозиума
Татарстан»
«Энергоэффективность
/
Я.Д.
Золотоносов,
и
А.Г.
Багоутдинова, А.М. Тартагышева. – Казань: 2014. – С. 534-537.
99. Патент РФ № 119452 на полезную модель МПК F28D 7/00.
Теплообменный элемент / Золотоносов А.Я., Золотоносов Я.Д., Багоутдинова
А.Г., Осыка И.И. - № 2012109355/06; заявл. 12.03.12; опубл. 20.08.12; Бюл. №
23.
100.
Патент РФ № 2102673 на изобретение «Кожухотрубный
змеевиковый теплообменник/Сударев А.В., Сударев Б.В., Сударев В.Б.,
Кондратьев А.А., Кондратьев В.В., Лазарев М.В. - заявл. 09.04.96; опубл.
20.01.98.
101.
Патент РФ № 2036406 на изобретение «Кожухотрубный
змеевиковый теплообменник/Сударев А.В., Сударев Б.В., Сударев В.Б.,
Кондратьев А.А., Цуриков А.Н. - № 93009729/06; заявл. 24.02.93; опубл.
27.05.95.
102.
Патент РФ № 2115876 на изобретение МПК F28D 7/00
Теплообменник типа «труба в трубе» / Коптелов А.Л. - № 96101976/06; заявл.
01.02.96; опубл. 20.07.98.
103.
Пантелеева
Л.Р.,
Золотоносов
А.Я.,
Золотоносов
Я.Д.
Математическая модель гидродинамики и теплообмена при течении жидкости
в пружинно-витом канале // Материалы докладов Международной научнотехнической
конференции.
Энергетика
2008:
инновации,
решения,
171
перспективы / Л.Р. Пантелеева, А.Я. Золотоносов, Я.Д. Золотоносов. – Казань:
КГЭУ, 2008. – С. 88-92.
104.
Антонов С.Ю., Антонова А.В., Золотоносов Я.Д. Определение
коэффициента теплопередачи через стенку эллиптических пружинно-витых
каналов теплообменных аппаратов. Труды XVII школы-семинара молодых
ученых и специалистов под рук. акад. РАМ А. И. Леонтьева, посвященная 90летию Центрального аэродинамического института им. Проф. Г. Жуковский /
С.Ю. Антонов, А.В. Антонова, Я.Д. Золотоносов. – М.: Издательство дом
МЭИ, 2009. – С. 280-283.
105.
Багоутдинова
А.Г.,
Золотоносов
Я.Д.,
Мустакимова
С.А.
Моделирование турбулентного течения в прямых пружинно-витых каналах /
А.Г. Багоутдинова, Я.Д. Золотоносов, С.А. Мустакимова // Известия КГАСУ.
– Казань: 2012. - №1(19). – С. 81-88.
106.
Багоутдинова
А.Г.,
Золотоносов
Я.Д.,
Мустакимова
С.А.
Математическая модель сопряженной задачи теплообмена закрученного
турбулентного течения жидкости в пружинно-витом канале на основе модели
турбулентности Ментера / А.Г. Багоутдинова, Я.Д. Золотоносов, С.А.
Мустакимова // Известия КГАСУ. – Казань: 2012. - №2. – С.105-111.
107.
Багоутдинова А.Г., Золотоносов Я.Д. Математическая модель
сопряженной задачи теплообмена при турбулентном течении в каналах
сложной формы / А.Г. Багоутдинова, Я.Д. Золотоносов // Известия КГАСУ. 2013. - №2(24). – С. 157-167.
108.
Антонов С.Ю., Золотоносов Я.Д. Математическая модель
гидродинамики и теплообмена жидкости в пружинно-витых каналах / С.Ю.
Антонов, Я.Д. Золотоносов // Известия КГАСУ. - 2010. - №1(13). – С. 176-180.
109.
Мустакимова
С.А.
Математическое
моделирование
гидродинамики и теплообмена закрученных течений в пружинно-витых
каналах / С.А. Мустакимова // Известия КГАСУ. - 2012. - №3(21). – С. 96-102.
110.
Багоутдинова А.Г., Золотоносов Я.Д. Визуализация процессов
гидродинамики и теплообмена в трубах с винтовой поверхностью
172
теплообмена / А.Г. Багоутдинова, Я.Д. Золотоносов // Известия КГАСУ. 2014. - №2(28). – С. 108-115.
111.
Багоутдинова
А.Г.,
Золотоносов
Я.Д.,
Шмелева
О.В.
Моделирование процессов гидродинамики и теплообмена в каналах сложной
конфигурации с помощью программного модуля SOLID WORS FLOW
SIMULATION / А.Г. Багоутдинова, Я.Д. Золотоносов, О.В. Шмелева //
Вестник Казанского технологического университета. - 2014. - Том 17. - №14.
– С. 199-201.
112.
Абрамова Т.Н., Золотоносов Я.Д. Компьютерное моделирование
прямолинейного пружинно-витого канала. Тезисы доклада 67 Всероссийской
научной конференции по проблемам архитектуры и строительства / Т.Н.
Абрамова, Я.Д. Золотоносов. – Казань: КГАСУ, 2015. – С. 172-173.
113.
Огурцова Э.Р., Шматов Д.П., Москвичев А.В., Дроздов И.Г.
Численное моделирование течения газа и теплообмена в криволинейном
канале с кольцевыми турбулизаторами. Тезисы докладов школы-семинара,
посвященной 90-летию Центрального аэрогидродинамического института им.
профессора Н.Е. Жуковского под руководством академика РАН А. И.
Леонтьева «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в аэрокосмических
технологиях» / Э.Р. Огурцова, Д.П. Шматов, А.В. Москвичев, И.Г. Дроздов. М.: Издательский дом МЭИ, 2009. - С. 198-199.
114.
Половко А.М. Mathematica для студента / А.М. Половко. – СПб.:
БХВ-Петербург, 2007. – 368 с.
115.
Конюхов А.В. Основы анализа конструкций в ANSYS: Учеб.
Пособие / А.В. Конюхов. - Казань, 2001. - 101 с.
116.
Чигарев А.В., Кравчук А.С., Смалюк А.Ф. Ansys для инженеров:
Справ, пособие / А.В. Чигарев, А.С. Кравчук, А.Ф. Смалюк. - М:
Машиностроение-1, 2004. – 512 с.
117.
Басов К.А. ANSYS в примерах и задачах / Под общ. ред. Д.Г.
Красковского. – М.: Компьютер пресс, 2002. – 224 с.
173
118.
Каплун А.Б., Морозов Е.М., Олферьева М.А. ANSYS в руках
инженера: Практическое руководство / А.Б. Каплун, Е.М. Морозов, М.А.
Олферьева. – М.: Едиториал УРСС, 2003. –272 с.
119.
Бляшке В. Введение в дифференциальную геометрию / В. Бляшке.
- Ижевск: Издательский дом «Удмуртский университет», 2000. -212 с.
120.
Hорден А.П. Краткий курс дифференциальной геометрии / А.П.
Норден. - М. Физматгиз, 1958. - 244 с.
121.
Волков Е.А. Численные методы : учебное пособие / Е. А. Волков.
— Санкт-Петербург : Лань, 2004 .— 248 c.
122.
Формалев В.Ф. Численные методы : учебное пособие для
технических университетов / В. Ф. Формалев.— Москва : Физматлит, 2004 .—
398 c.
123.
Митчелл Э., Уэйт Р. Метод конечных элементов для уравнений с
частными производными / Э. Митчелл, Р. Уэйт. - М.: Мир, 1981. - 216 с.
124.
Стренг Г., Фикс Дж. Теория метода конечных элементов Пер. с
англ / Г. Стренг, Дж. Фикс. - М.: Мир, 1977. -351 с.
125.
Фролов В.В. Теория сварочных процессов / В.В. Фролов. – М.:
Высшая школа, 1988. – 210 с.
126.
Петров Г.Л., Тумаров А.С. Теория сварочных процессов (с
основами физической химии) / Г.Л. Петоров, А.С. Тумаров. – М.: Высшая
школа, 1977. – 392 с.
127.
Князева И.А., Золотоносов Я.Д., Багоутдинова А.Г. Выбор
математической модели для описания теплового процесса лазерной сварки
пружинно-витых каналов / И.А. Князева, Я.Д. Золотоносов, А.Г. Багоутдинова
// Известия КГАСУ. – 2013. - № 3 (25). – С. 67-72.
128.
Рыкалин Н.Н. Расчеты тепловых процессов при сварке / Н.Н.
Рыкалин. – М.: Машгиз., 1951. – 296 с.
129.
Негода Е.Н. Тепловые процессы при сварке: Учебн. пособие/
Дальневосточный государственный технический университет / Е.Н. Негода. –
Владивосток: ДВГТУ, 2008. – 125 с.
174
130.
Язовских В.М. Математическое моделирование и инженерные
методы расчета в сварке в 2-х частях, ч.2 Тепловые процессы при сварке и
моделирование в пакете Mathard / В.М. Язовских. – Пермь: ПГТУ, 2008. – 119
с.
131.
Князева
И.А.,
Золотоносов
Я.Д.,
Оптимизация
мощности
лазерного излучения при сварке пружинно-витого канала / И.А. Князева, Я.Д.
Золотоносов // Известия КГАСУ. – 2014. - № 2 (28). – С. 116-120.
132.
Fisher P. Fouling measurement techniques - Chemical. Engineering.
Progress / P. Fisher. - 1975. - vol. 71. - №7. - P.66-72.
133.
Hasson D., Avriel M. Calcium carborate scale deposition of heat
trausfer sur facos, Desalination / D. Hasson, M. Avriel. – 1968. - vol 5. - №1. - P.
107-119.
134.
Hasson D., Zahavi I. Mechanism of calcium sulfate scale deposition on
heat-transfer surfaces. – Industr. Engng. Chem / D. Hasson, I. Zahavi. – 1970. - vol
9. - P. 1-10.
135.
Коваленко
Л.М.,
Глушков
А.Ф.
Теплообменники
с
интенсификацией теплоотдачи / Л.М. Коваленко. – М: Энергоатомиздат, 1986.
– 240 с.
136.
Дрейцер Г.А. Исследование солеотложений при течении воды с
повышенной
карбонатной
жесткостью
в
каналах
с
дискретными
турбулизаторами /Г.А. Дрейцер // Теплоэнергетика. - 1996. - №3. – С. 30-35.
137.
Дзюбенко
Б.В.,
Мякочин
А.С.
Теплообмен
в
условиях
солеотложений в каналах с турбулизаторами потока / Б.В. Дзюбенко, А.С.
Мякочин // Труды XVI школы – семинара молодых ученых и специалистов
под руководством академика РАН А.И. Леонтьева «Проблемы газодинамики
и теплообмена в энергетических установках», Санкт-Петербург. - М.:
Издательский дом МЭИ, 2007. - Том 2. – С. 529-532.
138.
Муравьев
А.В.,
Мозговой
Н.В.,
Дроздов
И.Г.
Влияние
геометрических турбулизаторов на образование отложений в ТОА / А.В.
Муравьев, Н.В. Мозговой, И.Г. Дроздов // Труды XVI школы-семинара
175
молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН А.И.
Леонтьева «Проблемы газодинамики и теплообмена в энергетических
установках», Санкт-Петербург. - М.: Издательский дом МЭИ 2007. - Том 2. –
С. 529-532.
139.
Маграквелидзе
Т.Ш.,
Леквеншвили
Н.Н.,
Банцадзе
Н.О.,
Микашавадзе П.Н., Ломидзе Х.Н. Некоторые особенности образования
отложений на шероховатых поверхностях / Т.Ш. Маграквелидзе, Н.Н.
Леквеншвили, Н.О. Банцадзе, П.Н. Микашавадзе, Х.Н. Ломидзе // VI Минский
Международны1 форум по теплообмену. – Минск: 2008 – С. 41-46.
140.
Лыгин П.А. Новая конструкция кожухотрубных водо-водяных
теплообменников /П.А. Лыгин // Новости теплоснабжения. - 2004. - №11. - С.
50-53.
141.
Дзюбенко Б.В. Влияние закрутки потока на теплообмен в
условиях солеотложений в витых трубах. Материалы четвертой Российской
национальной конференции по теплообмену «Дисперсные потоки и пористые
среды. Интенсификация теплообмена / Б.В. Дзюбенко. - М: Издательский дом
МЭИ, 2006. - Том 6. – С. 196-199.
142.
Дрейцер. Г.А., Гомон В.И., Аронов И.З. Сравнительные
исследования величины отложений в трубах с кольцевыми турбулизаторами и
в гладких трубах кожухотрубчатых теплообменников / Г.А. Дрейцер, В.И.
Гомон, И.З. Аронов // Промышленная теплотехника. – 1983. -№ 2. – С. 36-42.
143.
Кавкаев
Д.Д.
Кузьма-Кичта
Ю.А.,
Лисовый
А.Ф.
усовершенствование теплообменников для теплоснабжения. Материалы
четвертой
Российской
национальной
конференции
по
теплообмену.
Молодежная секция / Д.Д. Кавкаев, Ю.А. Кузьма-Кичта, А.Ф. Лисовый. – М.:
Издательский дом МЭИ, 2006. - Том 8. – С. 69-72.
144.
Pinhero I. Fouling of heat transfer surfaces //IN Heat Exchangers –
Thermal Hydraulic Fundamentals and Design, eds/ S/ Kakas, A.E. Bergles and F.
Meinger, MCGraw-Hill. - New York: 1981. - P. 1013-1035.
176
145.
Князева И.А., Золотоносов Я.Д. Экономическая эффективность
модернизации теплообменного оборудования за счет замены гладкостенных
теплообменных элементов на пружинно-витые каналы / И.А. Князева, Я.Д.
Золотоносов // Известия КГАСУ. - 2014. - №4(30). - С. 361-365.
146.
Есипов В. Е., Маховикова Г., Бузова И., Терехова В.
Экономическая оценка инвестиций / Под ред. В.Е. Есипова. – СПб.: Вектор,
2006. – 288 с.
147.
Нагорная
Н.В.
Экономика
энергетики:
Дальневосточный
государственный технический университет / Н.В. Нагорная. – Владивосток:
Изд-во ДВГТУ, 2007. – 157 с.
148.
Дронова
Н.В.,
Путилова
Н.Н.
Бизнес-планирование
и
планирование хозяйственной деятельности энергетических предприятий /Н.В.
Дронова, Н.Н. Путилова. - Изд-во НГТУ, 2009. – 51 с.
149.
Лимонов А.И. Организация производства (энергетика). Учебное
издание / А.И. Лимонов. – Минск: БНТУ, 2012. – 37 с.
150.
Степочкина Е.А. Экономическая оценка инвестиций / Степочкина
Е.А. – М.: Директ-Медиа, 2014. – 369 с.
177