Математическое моделирование интенсифицированного теплообмена в трубах с турбулизаторами в перспективных компактных трубчатых...

Математическое моделирование интенсифицированного теплообмена в трубах с турбулизаторами в перспективных компактных трубчатых теплообменных аппаратов для системы охлаждения свайных дизель-молотов трубчатого типа

632
0

General analytical study of the main structures of modern pile diesel hammers of tubular type hammers

УДК 532.517.4 : 536.24

10.05.2018

399



Выходные сведения:
Лобанов И.Е. Математическое моделирование интенсифицированного теплообмена в трубах с турбулизаторами в перспективных компактных трубчатых теплообменных аппаратов для системы охлаждения свайных дизель-молотов трубчатого типа // СтройМного, 2018. №2 (11). URL: http://stroymnogo.com/science/tech/matematicheskoe-modelirovanie-inten-sif/

Авторы:
Лобанов Игорь Евгеньевич

д.т.н., ведущий научный сотрудник ПНИЛ—204, ФГБОУ Московский авиационный институт (национальный исследовательский университет), Москва, Российская Федерация (125993 Россия, г. Москва, Волоколамское шоссе, 4), e-mail: lloobbaannooff@live.ru

Authors:
Lobanov Igor Evgenevich

Dr.Sci.Tech., leading research assistant PNIL–204, FGBOU the Moscow aviation institute (national research university), Moscow, the Russian Federation (125993 Russia, Moscow, Volokolamsk highway, 4), e-mail: lloobbaannooff@live.ru

Ключевые слова:
математический; моделирование; пограничный слой; теплообмен; перспективный; дизель-молот; система охлаждения; турбулентный; теплообменный аппарат; свайный; трубчатого типа

Keyword:
mathematical; modeling; boundary layer; heat exchange; perspective; diesel hammer; cooling system; turbulent; heat exchanger; pile; tubular type

Аннотация:
B данной cтатье разработана расчётная теоретическая модель теплообмена при турбулентном течении в каналах перспективных теплообменных аппаратов для систем охлаждения свайных дизель-молотов трубчатого типа с интенсификацией теплообмена, которая отличается от существующих более высокой точностью, без дополнительных допущений, при учёте многих параметров, влияющих на интенсифицированный теплообмен. На данный момент существующие решения характеризуются частным случаем разработанных точных решений; полученные в статье точные решения более сложны по отношению к вышеупомянутым существующим решениям. Получены точные решения задачи интенсифицированного теплообмена для данной постановки задачи. Расчётные данные интенсифицированного теплообмена хорошо коррелирует с существующим экспериментом, имеют заметно меньшую погрешность относительно эксперимента, чем имеющиеся на данный момент времени решения [24—26]. Разработанная в статье математическая расчётная модель теплообмена при турбулентном течении в каналах перспективных теплообменных аппаратов для систем охлаждения свайных дизель-молотов трубчатого типа в условиях его интенсификации позволяет с большей точностью рассчитывать интенсификацию теплообмена в перспективных трубчатых теплообменниках, используемых в интенсифицированных системах охлаждения свайных дизель-молотов. Последнее обусловливает дальнейшее совершенствование теплообменного оборудования, использующееся в перспективных системах охлаждения сваебойного оборудования, актуально и эффективно с точки зрения повышения тепловой мощности трубчатых теплообменных аппаратов с снижением их гидравлического сопротивления, снижения их габаритов и массы [23].

Annotation:
This article has developed a theoretical theoretical model of heat transfer in turbulent flow in channels of perspective heat exchangers for cooling systems of pile diesel hammers of tubular type with heat exchange intensification that differs from existing ones with higher accuracy without additional assumptions, taking into account many parameters influencing the intensified heat exchange . At the moment, existing solutions are characterized by a particular case of developed exact solutions; The exact solutions obtained in the article are more complex in relation to the above-mentioned existing solutions. Exact solutions of the problem of intensified heat transfer for a given formulation of the problem are obtained. The calculated data of the intensified heat transfer correlates well with the existing experiment, have a significantly smaller error in the experiment than the solutions available at the time [24-26]. The mathematical heat transfer model developed in the article for turbulent flow in the channels of perspective heat exchangers for cooling systems of pile diesel-hammers of tubular type under conditions of its intensification makes it possible to calculate with greater accuracy the intensification of heat transfer in perspective tubular heat exchangers used in the intensified cooling systems of pile diesel hammers. The latter determines the further improvement of heat exchange equipment, which is used in perspective cooling systems for pile equipment, is actual and effective from the point of view of increasing the thermal capacity of tubular heat exchangers with a reduction in their hydraulic resistance, a decrease in their dimensions and mass [23].


Математическое моделирование интенсифицированного теплообмена в трубах с турбулизаторами в перспективных компактных трубчатых теплообменных аппаратов для системы охлаждения свайных дизель-молотов трубчатого типа

Введение

Поддержание в заданных диапазонах
температурных режимов свайных дизель-молотов в зна­чительной степени детерминирует их
стабильную работу, эксплуатационные эффективность и надёжность [12].

Преобразование
теплоты, выделившейся при сгорании горючего, в механическую работу, всегда
сопровождается потерей теплоты, которая преобразуется в нагрев
цилиндров, поршней, шаботов и т. п.

Для
двигателей, работающих по адиабатному (без теплообмена со стенками),
температуры сте­нок должны быть равными средней температуре про­дуктов сгорания за целый
цикл (800¸1000)°С [12].

Смазочные масла уже при
температурах более (200¸250)°С утрачивают
свои смазочные свойства и выгорают, результатом чего является закоксовывание и пригорание поршневых колец. Кроме того, при существенном повышении
температуры снижаются механические свойства материалов, из которых сделаны ударные части дизель-молотов.

Используемые в современной индустрии дизель-молоты являются широко распространёнными
сваебойными механизмами, эксплуатируемыми в промышленности, военном,
гражданском и других видах строительства.

Свайные
дизель-молоты трубчатого типа эксплуатируются в разных эксплуатационных и климатических,
но их охлаждение зачастую происходит лишь за счёт лучистого теплообмена с
наружной стенкой цилиндра дизель-молота, причём оно существенно снижается при
ужесточении эксплуатации и повышении температуры окружающей среды и при
инсоляции. Использовании внутренней рубашки охлаждения также не всегда мо­жет
дать нужного эффекта.

Вышесказанные
факторы генерируют неустойчивые режимовы работы дизель-молотов, что обусловливается
недостаточностью тепловой мощности их систем охлаждения.

Следовательно,
из-за нагрева воздуха, который поступает в рабочий цилиндр дизель-молота, ощутимо
снижается коэффициент наполнения цилиндра, в связи с чем заметно
снижается высота, подъёма ударной части дизель-молота.

Материалы и методы. Необходимость использования систем
охлаждения свайных дизель-молотов

Как указано
в исследованиях [1—19], дизель-молоты без использования системы охлаждения
не могут устойчива эксплуатироваться в условиях увеличения температуры
окружающего воздуха, поскольку в данном случае будет происходить перегревание
деталей, образующих камеру сгорания, а также уменьшение наполнения цилиндра.

Для обеспечения
возможность эксплуатации дизель-молота без пере­гревания при увеличении температуры окружающего воздуха (более 30ºС),
а также для усовершенствования режимов смазки и для обеспечения
долговечности дизель-молотов трубчатого типа, оптимально
применение жидкостного охлаждения, обеспечивающего улучшенное
охлаждение рабочего цилиндра дизель-молота, в особенности в области его наибольшей
температуры.

При эксплуатации
дизель-молота происходит интенсивный нагрев охлаждающей жидкости в баке и происходит циркуляция по вертикальным
трубкам, что равномерной степени нагревает рабочий цилиндр дизель-молота. Охлаждаемая
по­верхность в данной системе охлаждения относительно немала и обусловливает
возможность эксплуатации дизель-молота при увеличенных температурах окружающего
воздуха. Высоты подъёмов ударной части в данном случае не уменьшаются. Генерируются
более оптимальные условия для
смазочных режимов, поэтому увеличивается износостой­кая способность зеркала рабочего цилиндра дизель-молота
[2].

При
необходимости эксплуатации дизель-молота в условиях пониженных тем­ператур,
осуществляется слив через сливную пробку, расположен­ную
внизу бака, охлаждающей
жидкости, после чего дизель-молот работает без за­полнения
системы охлаждения охлаждающей жидкостью, но происходит циркулирование
там воздуха, поскольку в верху вертикальных секций имеются отверстия в целях выхода
охлаждающего воздуха.

Вышесказанное говорит о том,
что поддержание устойчивого теплового режима работы свайных дизель-молотов оптимальнее
всего проводить путём использования в
них систем охлаждения.

На рис. 1 показаны варианты
трубчатого дизель-молота как без системы охлаждения, так и с системой
охлаждения.










Рис. 1. Трубчатый дизель-молот без системы охлаждения
(нижний рисунок), и с системой охлаждения (верхний рисунок).



Рис. 2. Разрез трубы с турбулизаторами.

Наиболее универсальным
следует признать применение принудительной системы охлаждения с теплообменным
аппаратом трубчатого типа с поперхностными поперечно расположенными
турбулизаторами потока, обеспечивающими оптимальную интенсификацию теплообмена
(рис. 2).

Расчётная модель. Моделирование
интерсифицированного теплообмена для системы охлаждения дизель-молотов для повышения
эффективности работы современных дизель-молотов

Теплоcъём при течении в трубах
теплоносителей с перманентными теплофизическими свойствами при условии его в
данном исследовании моделируется на основе четырёхслойной схемы турбулентного пограничного слоя. Впервые этот
подход к расчёту теплообмена был реализован в работахе [27].

На основе многочисленных результатов исследований [28]
было выяснено, что начиная с определённых глубин впадин шероховатости, имеет
место практически стационарное вихревое образование с постоянными вихрями,
расположение и численность которых зависит от безразмерного шага между отдельными
выступами. Собственно шероховатость моделируется как система впадин и выступов;
во впадинах генерируются различного рода вихреобразования, имеющие регулярный стационарный
характер.

Передача теплоты от стенки в ядро основного течения происходит
благодаря механизму турбулентного обмена. В каждой отдельной впадине генерируется
отдельный пограничный слой, который смыкается с пограничным слоем в основном
потоке. Постулируется, что структура пограничного слоя на шероховатой
поверхности детерминируется теми же безразмерными комплексами, что и для
гладкой стенки, но при учёте значений динамической скорости («скорости
трения») для шероховатой стенки —

w — напряжение трения на
стенке, ρ — плотность теплоносителя); для модифицированного числа Рейнольдса (иначе
называемом безразмерной координатой) —

.

При обтекании тесно расположенных впадин роль
критических точек невелика (например, могут вообще отсутствовать ярко выраженные
критические точки), поэтому приблизительно может быть справедливой
модифицированная аналогия Рейнольдса.

В соответствии с аналогией Рейнольдса постулируется
подобие полей скоростей и температур в ядре потока. На самом деле, как
показывают опыты Коха и Нуннера, в шероховатых трубах профили скоростей
несколько вытягиваются (становятся более заполненными), в то время как профили
температур остаются практически такими же, как и в гладких трубах. Вышеуказанное
отражает особенности переноса тепла и импульса в шероховатых трубах, и
характеризует более интенсивный перенос теплоты по сравнению с гладкими трубами.
Отмеченное явление будет вносить погрешность в расчёт в сторону завышения
температурного напора в ядре потока. Эта погрешность может быть оценена, исходя
из следующих соображений: перепад температур в ядре потока пропорционален
перепаду скоростей в шероховатой трубе [27]. Анализ работы [28] показывает, что
в шероховатых трубах термическое сопротивление турбулентного ядра составляет
порядка (10÷13)% от общего термического сопротивления, поэтому суммарная
погрешность при принятии данного допущения не будет превышать 5% [27].
Следовательно, нарушение аналогии Рейнольдса в данном случае незначительно
отразится на результатах расчёта теплообмена. Об этом свидетельствует и хорошее
совпадение результатов расчётов с экспериментальными данными.

Пограничный слой в шероховатой трубе моделируется
через четыре подслоя: вязкий (ламинарный) подслой, промежуточный (буферный)
подслой, вихревое (турбулентное) ядро во впадине, турбулентное ядро основного
потока со стабилизированным профилем скорости.

Для каждого подслоя детерминируется температурный
напор, по которым относительно нетрудно детерминировать безразмерный (относительный)
коэффициент теплоотдачи — критерий Нуссельта. В рамках данной статьи нет
необходимости подробно рассматривать особенности четырёхслойной схемы
изотермического турбулентного пограничного слоя, поскольку модель была соответствующим
образом изложена в существующей литературе [27].

При относительно редко расположенных турбулизаторах
структура турбулентного потока, размеры отрывных зон и их положение будет зависеть не только от
высоты, но и от формы турбулизаторов и расстояния между ними, что приводит к приблизительности
применения вышеуказанных моделей.

В рамках данного исследования вышеуказанная
четырёхслойная схема турбулентного пограничного слоя применялась без дополнительных
допущений, принятых в [27], связанных как с погрешностью аппроксимаций, так и с
учётом всех членов в окончательных расчётных выражениях, что выгодно отличает настоящее
решение от существующих [20—26].

Здесь имеет смысл рассмотреть только предлагаемые
улучшения в модели расчёта изотермического теплообмена при турбулентном течении
в каналах в условиях интенсификации теплообмена с приведением доказательств
редукции существующей теории по отношению к предлагаемой.

В рамках данной модели будем считать, что высота
выступа h<<D, где D
внутренний диаметр трубы. Величина температурного фактора

.

Для пограничного слоя в шероховатой трубе рассмотрим
четырёхслойную схему (рис. 3):


Рис. 3. Схема разбивки потока на слои (I — вязкий
подслой; II —промежуточная область; III — вихревое ядро во впадине; IV —
турбулентное ядро со стабилизированным профилем скорости в основном потоке).

В пределах
вязкого подслоя можно полагать, вследствие незначительной его толщины, что
напряжение трения и тепловой поток практически соответствуют их значениям на
стенке [27, 28]. Следовательно, перепад температур в вязком подслое будет следующим
[27]:



В результате анализа работы [27] было установлено, что
аппроксимационная формула (4) является очень приближённой, в особенности в
области больших чисел Прандтля, где она приводит к существенным расхождениям с
точным решением. В даннй статье интеграл (2) вычислялся численно, что позволило
полностью избежать погрешности вычислений, связанных с дополнительными
допущениями, принятыми при аппроксимации, используемой в [27].

Экспериментальные
данные профилей скорости в отрывных областях [27] показывают, что к вязкому
подслою пристыковывается участок с логарифмическим профилем скорости, приблизительно
соответствующий буферному подслою.

Промежуточный подслой расположен между вязким подслоем
и турбулентным ядром во впадине. Температурный перепад в этом подслое детерминируется
следующим образом:

Для расчёта теплообмена значения коэффициента
сопротивления ξ для шероховатых поверхностей или поверхностей с турбулизаторами
вводятся на основании экспериментальных данных или же в результате расчёта по существующим
эмпирическим соотношениям. Минимальное значение предельного коэффициента
гидравлического сопротивления, т.е. коэффициент трения для условий предельной
интенсификации теплообмена за счёт турбулизации потока, детерминируется посредством
интегрального метода, изложенного в [26].

Таким образом, перепад температур в вихревом ядре
впадины будет следующим:

В выражении (10) критерий Нуссельта был отнесён к
гладкой поверхности.

Результаты и обсуждение

На (рис. 4) приведены результаты расчётов критерия
Нуссельта в зависимости от критерия Рейнольдса по вышеуказанной уточнённой
методике при течении воздуха для труб с различной шероховатостью.

На рис. 5 показаны значения критериев Нуссельта для
тех же условий, что и на рис. 4, соотнесённые к соответствующим критериям
Нуссельта для гладкой трубы.

Различие вариантов А
и С (рис. 4—5) заключается в том, что
в варианте С учтена зависимость
коэффициента сопротивления от критерия Рейнольдса согласно методике, изложенной
в [26].

Характер изменения вышеназванных параметров теплообмена
полностью соответствует физическим основам процесса теплообмена, имеющего место
при течении газа в трубах с различной шероховатостью.

Рассматриваемая четырёхслойная схема турбулентного
слоя позволяет определить зависимость критерия Нуссельта от критерия Прандтля
при фиксированном числе Рейнольдса и прочих равных условиях, которая имеет
важное практическое значение, потому что она определяет эффективность
применения искусственной шероховатости для различного рода теплообменников,
работающих на теплоносителях с различными критериями Прандтля.

В [27] на основе анализа четырёхслойной схемы потока и
условия одинаковости уровня турбулентности на границе вязкого подслоя для
гладкой и шероховатых труб было получено практически одинаковое влияние числа
Прандтля на теплообмен для гладких и шероховатых труб.

С теоретической точки зрения вопрос о влиянии критерия
Прандтля на теплообмен в шероховатых трубах — это вопрос об уровне
турбулентности на границе вязкого подслоя.

Этот вопрос можно проанализировать на основании
сравнения теории с опытными данными по теплообмену в шероховатых трубах при
больших критериях Прандтля.

Рис. 4. Зависимость Nu(Re) для труб с различной шероховатостью.




Рис. 5. Зависимость Nu(Re) для труб с различной шероховатостью.





Перепад температур в вязком подслое при больших критериях
Прандтля моделируется на основании закона «четвёртой степени», точнее
описывающий соответствующий процесс, чем закон «третьей степени», используемый
для малых критериях Прандтля [27]:



. (11)

Коэффициент β для гладкой трубы, согласно [27, 28],
равен β=0,03.

В шероховатых
трубах в зависимости от вида шероховатости уровень турбулентности на границе
подслоя может быть выше, чем в гладкой трубе, потому что будут иметь место
дополнительные вихреобразования.

В данном
исследовании была получена точная формула для температурного напора в вязком
подслое при моделировании законом «четвёртой степени» [27]:







(12)



Рис. 7. Зависимость Nu/Nu0(Pr) для различных значений
постоянной β в законе «четвёртой степени».





рассчитанная с
применением формулы (12). Как видно из рис. 6, темп роста кривых с увеличением
критерия Прандтля увеличивается с повышением постоянной β. На рис. 7 показана
зависимость Nu(Pr)/NuГЛ(Pr) при различных значениях
константы β в законе «четвёртой степени» для тех же условий, что и на
рис. 6, из которой отчётливо видно, максимум отношения Nu(Pr)/ NuГЛ(Pr) для различных β приходится на разные критерия Прандтля.

Рис. 8. Зависимость Nu/Nu0(d/D) при Re=4×104
и
t/D=0,5 (А: Pr=0,72; B: Pr=12;
C: эмпирические данные для воздуха [26]; D: эмпирические данные для воды [26]).

В отличие от работы [27], данное исследование не имеет
недостатка, связанного с немалой погрешностью аппроксимации интеграла по
относительной толщине вязкого подслоя. Расхождение значения этого интеграла с
точным решением особенно значительно при больших критериях Прандтля. Точное
решение также позволяет сделать вывод о том, что значение интегралов (2) и (11)
намного более консервативно по отношению к параметрам теплообмена: критериям
Рейнольдса и Прандтля, а также константе b, чем приведённые Мигаем в
работe [27].

На рис. 8 показано изменение отношения Nu/NuГЛ (обозначенное как Nu/Nu0) в зависимости от параметра
d/D=1–h/R0
для Re=4×104, t/D=0,5, Pr=0,72 и Pr=12; приведены
также эмпирические данные для воздуха и воды [26].

Можно сделать вывод о меньшем расхождении значения вышеупомянутого
интеграла при замене закона «третьей степени» на закон
«четвёртой степени», чем заявленное в тех же исследованиях [27].
Вышеупомянутая консервативность интегралов (2) и (11) позволяет сделать вывод о
том, что результаты относительно зависимости критерия Нуссельта от критерия
Прандля, приведённые в [27], являются явно завышенными. Применение
четырёхслойной схемы турбулентного слоя позволяет определить зависимость
критерия Нуссельта от относительной высоты турбулизатора при прочих равных условиях.

При обработке опытных данных критерий Нуссельта
относится к поверхности гладкой трубы, но при сравнении теплоотдачи в
шероховатых трубах фактически оценивается суммарный вклад в увеличение
теплоотдачи как эффекта от искусственной турбулизации потока, так и от
увеличения поверхности. Увеличение
поверхности шероховатой трубы по сравнению с поверхностью гладкой трубы сравним
с эффектом оребрения [26]. Учёт эффекта оребрения в данной работе производился
с помощью параметра

, что также привело к повышению теоретического значения Nu/NuГЛ.

Анализ расчётных данных, приведённых на рис. 8,
указывает на достаточно хорошее согласование теоретических данных с
экспериментальными [26]. Недостаток четырёхслойной схемы турбулентного
пограничного слоя состоит в том, что она не позволяет описать снижение
параметра Nu/NuГЛ для воды в области больших выступов.

Недостаточная
адекватность описания процесса теплообмена в условиях интенсификации
теплообмена, представленная на рис. 8, заключающаяся в явном завышении
относительного теплообмена в области d/D=0,88¸0,93 по сравнению с экспериментальными данными [26].
Физическое объяснение данного явления заключается в следующем. В данном
исследовании использовалась аналогия Рейнольдса, в свете которой только часть
сопротивления потока в шероховатой трубе будет эквивалентна сопротивлению.
Значительная часть гидравлического сопротивления — сопротивления давления — не
должно прямо вносить вклада в перенос тепла, но она оказывает косвенное влияние
на теплообмен за счёт общей турбулизации потока, связанной с отрывом
пограничного слоя. В данном случае имеет место нарушение аналогии Рейнольдса в
сторону увеличения сопротивления давления для воды по сравнению с воздухом, для
которого вышеуказанный эффект незначителен.

Возможности четырёхслойной схемы турбулентного
пограничного слоя позволяют определить не только полный температурный напор, но
и распределение температуры по толщине турбулентного пограничного слоя.
Сведения относительно послойного распределения температуры в турбулентном
пограничном слое в условиях естественной и искусственной шероховатостей очень
важны в целях оптимизации интенсификации теплообмена.

На рис. 9 показаны относительные распределения
температур внутри турбулентного пограничного слоя (в зависимости от
модифицированного критерия Рейнольдса — безразмерной координаты —

) для различных значений параметра Nu/NuГЛ и критериев Прандтля.

Результаты, представленные на рис. 10, являются
доказательством того, что распределение температуры

существенно зависит от
числа

Прандтля и относительной высоты турбулизаторов; для бόльших Pr
термическое сопротивление сосредоточивается в пристенных слоях — при
снижении критерия Pr оно всё далее смещается в сторону вихревого
ядра во впадинах и турбулентного ядра.

На рис. 10 и рис. 11 показаны диаграммы процентного
распределения температурного напора по подслоям, позволяющие определить
соответствующие количественные характеристики послойного распределения температур
в

Рис. 9. Профили температур для труб с турбулизаторами.

Рис. 10. Распределение
температурного напора по подслоям для
Pr=0,72 для различных величин
параметра
d/D для Re=40000.

Рис. 11. Распределение
температурного напора по подслоям для
Pr=12 для различных величин
параметра
d//D для Re=40000.

турбулентном пограничном слое и получить
полные конкретные
сведения

относительно того, какой из подслоёв оптимальнее всего турбулизировать:
для теплоносителей в виде капельных жидкостей — пристенные слои, для
газообразных — промежуточный слой и вихревое ядро во впадине.

Основные выводы

1. Для систем
охлаждения трубчатого типа с поверхностными турбулизаторами сгенерирована
четырёхслойная модель турбулентного пограничного слоя, для которой получены
аналитические решения задачи об интенсифицированном теплообмене.

2. Было
проведено исследование влияния главных характеристик течения, теплофизических
свойств теплоносителей и геометрических параметров турбулизаторов на
перераспределение температурного напора по различным подслоям и показано
влияние всех из них на течение процесса теплообмена; исследование показало, что
в трубах с поверхностными турбулизаторами темпаратурный напор распределяется
гораздо более равномерным образом, по сравнению с гладкими трубами, что более
рационально в теплогидравлическом отношении.

3. Был
осуществлён анализ перераспределения температурного напора по всем подслоям,
который позволил выяснить, который из подслоёв рациональнее всего подвергать
интенсификации для обеспечения максимизации теплоотдачи: для теплоносителя в
виде капельной жидкости — близкие к стенке подслои, а

для
газообразного теплоносителя — буферный подслой, а также вихревое ядро во
впадине.

4. Было
осуществлено решение задачи об интенсифицированном теплообмене в аналитическом
виде для четырёхслойной схемы турбулентного пограничного слоя, обусловившее повышенную
точность детерминирования показателей интенсифицированного теплообмена, по
сравнению с иными существующими методиками.




Библиографический список

1. Дмитриевич Ю.В., Лызо Б.Г. Новые виды отечественного сваебойного оборудования— М.: ВНИИСтройдормаш, 1972. — 82 с.
2. Лызо Б.Г. Свайные дизель-молоты —М.: ВНИИСтройдормаш, 1967. — 39 с.
3. Рекомендации по организации технического обслуживания и ремонта строительных машин / МДС 12-8.2007. — М.: ЦНИИОМТП, 2007. — 110 с.
4. Абрамов В.Е. Динамика взаимодействия трубчатого дизель-молота с погружаемой. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук. — Владивосток, 1983. — 16 с.
5. Авдеев К.А. Разработка математической модели, исследование функционирования и построение методики проектировочных расчётов быстроходного дизель-молота. Автореферат диссертации на соискание учёной степени кандидата технических наук. — Тула, 2000. — 16 с.
6. Аралов Р.С., Римшин В.И., Старостин А.Р. Современные технологии при устройстве свайных фундаментов зданий и сооружений // Молодёжный научный вестник. — 2017. — № 10 (23). — С. 15—19.
7. Бахолдин Б.В. Энергия удара дизель-молота при погружении свай / Основания, фундаменты и подземные сооружения Труды института. Ордена Трудового Красного Знамени Научно-исследовательский институт оснований и подземных сооружений им. Н.М. Герсеванова. — М., 1977. — С. 40—45.
8. Будилов И.Н., Гурьев Б.И., Кутушева Л.С., Лукащук Ю.В. Исследование напряженно-деформированного состояния элементов конструкции сваебойного трубчатого дизель-молота // Вестник Уфимского государственного авиационного технического университета. — 2008. — Т. 11. — № 2. — С. 90—96.
9. Елисеев Р.И. Анализ патентных изобретений на тему «дизель-молот» // Мир науки и инноваций. — 2015. — Т. 5. — С. 33—37.
10. Иванов И.А., Горчаков Ю.Н. Рабочий процесс трубчатого дизель-молота // Проблемы функционирования систем транспорта материалы международной научно-практической конференции студентов, аспирантов и молодых учёных (с международным участием): в 2-х томах. Т.1. — 2016. — С. 77—81.
11. Кузнецов С.М. Технологическая механика процесса забивки сваи в грунт дизель-молотом. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук. — Омск, 2003. — 16 с.
12. Лавриненко В.Ю. Модернизация технологических машин ударного действия // Ремонт. Восстановление. Модернизация. — 2017. — № 2. — С. 28—30.
13. Лавриненко В.Ю., Семенов Е.И. Моделирование процесса забивания сваи дизель-молотом // Фундаментальные и прикладные проблемы техники и технологии. — 2015. — № 4 (312). — С. 43—47.
14. Мигров А.А., Потахов Д.А., Потахов Е.А. Исследование надежности поршневого дизель-молота в системе matlab/simulink / Системы автоматизированного проектирования на транспорте Материалы конференции. — 2015. — С. 91—96.
15. Рудой И.Б., Юдаев М.М. Имитационное моделирование рабочего процесса штангового дизель-молота // Ползуновский вестник. — 2006. — № 4-1. — С. 157—160.
16. Семенчук М.И. Разработка математических моделей свободнопоршневых двигателей внутреннего сгорания и исследование их функционирования на примере дизель-молотов. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук. — Тула, 1997. — 16 с.
17. Федосеев А.П., Боярских Г.А. Определение геометрических параметров рабочей части ударника для дробления негабаритов горных пород на основании расчета на статическую прочность // Известия высших учебных заведений. Горный журнал. — 2013. — № 6. — С. 114-118.
18. Фоменко С.Г. Разработка и исследование трубчатого дизель-молота с переменной массой ударной части. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук. — М., 1993. — 16 с.
19. Чернюк В.П., Ивасюк П.П., Ребров Г.Е. Снижение шума при работе сваебойного оборудования // Исследования в строительстве, теплогазоснабжении и энергообеспечении: материалы международной научно-практической конференции. / Под редакцией Ф.К. Абдразакова. — М., 2016. — С. 334—343.
20. Доценко А.И., Максимов Д.А., Лобанов И.Е. Повышение эффективности использования дизель-молотов трубчатого типа в условиях жаркого климата // Актуальные проблемы совершенствования машин и оборудования строительного и коммунального комплексов: Материалы научно-технической конференции факультета Механизации и автоматизации, посвящ¸нной 65-летию МГАКХиС (ВЗИСИ). — М.: МГАКХиС, 2010. — С. 51—54.
21. Доценко А.И., Максимов Д.А., Лобанов И.Е. Повышение эксплуатационной надёжности дизель-молота путём применения системы охлаждения // Итоги строительной науки: Материалы VI международной научно-технической конференции / Под общей редакцией доктора технических наук Б.Г.Кима. — Владимир: ВГУ, 2010. — С. 95—101.
22. Максимов Д.А., Лобанов И.Е. Моделирование интенсифицированного теплообмена на базе четырехслойной схемы турбулентного пограничного слоя при турбулентном течении в круглых трубах с турбулизаторами для перспективных теплообменных аппаратов для строительно–дорожной техники // Перспективы науки. — 2011. — № 10 (25). — С. 70—80.
23. Лобанов И.Е. К вопросу применения интенсификации теплообмена в теплообменниках современного производства строительных материалов // Электронный научный журнал «Исследования технических наук». — 2014. — Выпуск 4(14). — Октябрь–Декабрь. — С. 3—8.
24. Дрейцер Г.А., Лобанов И.Е. Моделирование изотермического теплообмена при турбулентном течении в каналах в условиях интенсификации теплообмена // Теплоэнергетика. — 2003. — № 1. — С. 54—60.
25. Лобанов И.Е. Моделирование теплообмена и сопротивления при турбулентном течении в каналах теплоносителей в условиях интенсификации теплообмена // Труды Третьей Российской национальной конференции по теплообмену. В 8 томах. Т. 6. Интенсификация теплообмена. Радиационный и сложный теплообмен. — М., 2002. — С. 140—143.
26. Лобанов И.Е. Математическое моделирование интенсифицированного теплообмена при турбулентном течении в каналах: Диссертация на соискание учёной степени доктора технических наук. — М., 2005. — 632 с.
27. Мигай В.К. Моделирование теплообменного энергетического оборудования. — Л.: Энергоатомиздат. Ленингр. отделение, 1987. — 263 с.
28. Кутателадзе С.С. Основы теории теплообмена. — М.: Атомиздат, 1979.— 416 с.



References

1. Dmitrievich Yu.V., Lyzo B.G. Novye vidy otechestvennogo svaeboinogo oborudovaniya. M.: VNIIStroidormash, 1972. 82 р.
2. Lyzo B.G. Svainye dizel’-moloty —M.: VNIIStroidormash, 1967. 39 р.
3. Rekomendatsii po organizatsii tekhnicheskogo obsluzhivaniya i remonta stroitel’nykh mashin / MDS 12-8.2007. M.: TsNIIOMTP, 2007. 110 р.
4. Abramov V.E. Dinamika vzaimodeistviya trubchatogo dizel’-molota s pogruzhaemoi. Avtoreferat dissertatsii na soiskanie uchenoi stepeni kandidata tekhnicheskikh nauk. Vladivostok, 1983. 16 р.
5. Avdeev K.A. Razrabotka matematicheskoi modeli, issledovanie funktsionirovaniya i postroenie metodiki proektirovochnykh raschetov bystrokhodnogo dizel’-molota. Avtoreferat dissertatsii na soiskanie uchenoi stepeni kandidata tekhnicheskikh nauk. Tula, 2000. 16 р.
6. Aralov R.S., Rimshin V.I., Starostin A.R. Sovremennye tekhnologii pri ustroistve svainykh fundamentov zdanii i sooruzhenii // Molodezhnyi nauchnyi vestnik. 2017. № 10 (23). Рр. 15—19.
7. Bakholdin B.V. Energiya udara dizel’-molota pri pogruzhenii svai / Osnovaniya, fundamenty i podzemnye sooruzheniya Trudy instituta. Ordena Trudovogo Krasnogo Znameni Nauchno-issledovatel’skii institut osnovanii i podzemnykh sooruzhenii im. N.M. Gersevanova. M., 1977. Рр. 40—45.
8. Budilov I.N., Gur’ev B.I., Kutusheva L.S., Lukashchuk Yu.V. Issledovanie napryazhenno-deformirovannogo sostoyaniya elementov konstruktsii svaeboinogo trubchatogo dizel’-molota // Vestnik Ufimskogo gosudarstvennogo aviatsionnogo tekhnicheskogo universiteta. 2008. T. 11. № 2. Рр. 90—96.
9. Eliseev R.I. Analiz patentnykh izobretenii na temu «dizel’-molot» // Mir nauki i innovatsii. 2015. T. 5. Рр. 33—37.
10. Ivanov I.A., Gorchakov Yu.N. Rabochii protsess trubchatogo dizel’-molota // Problemy funktsionirovaniya sistem transporta materialy mezhdunarodnoi nauchno-prakticheskoi konferentsii studentov, aspirantov i molodykh uchenykh (s mezhdunarodnym uchastiem): v 2-kh tomakh. T.1. 2016. Рр. 77—81.
11. Kuznetsov S.M. Tekhnologicheskaya mekhanika protsessa zabivki svai v grunt dizel’-molotom. Avtoreferat dissertatsii na soiskanie uchenoi stepeni kandidata tekhnicheskikh nauk. Omsk, 2003. 16 р.
12. Lavrinenko V.Yu. Modernizatsiya tekhnologicheskikh mashin udarnogo deistviya // Remont. Vosstanovlenie. Modernizatsiya. 2017. № 2. Рр. 28—30.
13. Lavrinenko V.Yu., Semenov E.I. Modelirovanie protsessa zabivaniya svai dizel’-molotom // Fundamental’nye i prikladnye problemy tekhniki i tekhnologii. 2015. № 4 (312). Рр. 43—47.
14. Migrov A.A., Potakhov D.A., Potakhov E.A. Issledovanie nadezhnosti porshnevogo dizel’-molota v sisteme matlab/simulink / Sistemy avtomatizirovannogo proektirovaniya na transporte Materialy konferentsii. 2015. Рр. 91—96.
15. Rudoi I.B., Yudaev M.M. Imitatsionnoe modelirovanie rabochego protsessa shtangovogo dizel’-molota // Polzunovskii vestnik. — 2006. — № 4–1. — Рр. 157—160.
16. Semenchuk M.I. Razrabotka matematicheskikh modelei svobodnoporshnevykh dvigatelei vnutrennego sgoraniya i issledovanie ikh funktsionirovaniya na primere dizel’-molotov. Avtoreferat dissertatsii na soiskanie uchenoi stepeni kandidata tekhnicheskikh nauk. — Tula, 1997. — 16 s.
17. Fedoseev A.P., Boyarskikh G.A. Opredelenie geometricheskikh parametrov rabochei chasti udarnika dlya drobleniya negabaritov gornykh porod na osnovanii rascheta na staticheskuyu prochnost’ // Izvestiya vysshikh uchebnykh zavedenii. Gornyi zhurnal. 2013. № 6. Рр. 114—118.
18. Fomenko S.G. Razrabotka i issledovanie trubchatogo dizel’-molota s peremennoi massoi udarnoi chasti. Avtoreferat dissertatsii na soiskanie uchenoi stepeni kandidata tekhnicheskikh nauk. M., 1993. 16 р.
19. Chernyuk V.P., Ivasyuk P.P., Rebrov G.E. Snizhenie shuma pri rabote svaeboinogo oborudovaniya // Issledovaniya v stroitel’stve, teplogazosnabzhenii i energoobespechenii: materialy mezhdunarodnoi nauchno-prakticheskoi konferentsii. / Pod redaktsiei F.K. Abdrazakova. M., 2016. Рр. 334—343.
20. Dotsenko A.I., Maksimov D.A., Lobanov I.E. Povyshenie effektivnosti ispol’zovaniya dizel’-molotov trubchatogo tipa v usloviyakh zharkogo klimata // Aktual’nye problemy sovershenstvovaniya mashin i oborudovaniya stroitel’nogo i kommunal’nogo kompleksov: Materialy nauchno-tekhnicheskoi konferentsii fakul’teta Mekhanizatsii i avtomatizatsii, posvyashch¸nnoi 65-letiyu MGAKKhiS (VZISI). M.: MGAKKhiS, 2010. Рр. 51—54.
21. Dotsenko A.I., Maksimov D.A., Lobanov I.E. Povyshenie ekspluatatsionnoi nad¸zhnosti dizel’-molota putem primeneniya sistemy okhlazhdeniya // Itogi stroitel’noi nauki: Materialy VI mezhdunarodnoi nauchno-tekhnicheskoi konferentsii / Pod obshchei redaktsiei doktora tekhnicheskikh nauk B.G.Kima. Vladimir: VGU, 2010. Рр. 95—101.
22. Maksimov D.A., Lobanov I.E. Modelirovanie intensifitsirovannogo teploobmena na baze chetyrekhsloinoi skhemy turbulentnogo pogranichnogo sloya pri turbulentnom techenii v kruglykh trubakh s turbulizatorami dlya perspektivnykh teploobmennykh apparatov dlya stroitel’no–dorozhnoi tekhniki // Perspektivy nauki. 2011. № 10 (25). Рр. 70—80.
23. Lobanov I.E. K voprosu primeneniya intensifikatsii teploobmena v teploobmennikakh sovremennogo proizvodstva stroitel’nykh materialov // Elektronnyi nauchnyi zhurnal «Issledovaniya tekhnicheskikh nauk». 2014. Vypusk 4(14). Oktyabr’–Dekabr’. Р. 3—8.
24. Dreitser G.A., Lobanov I.E. Limiting Intensification of Heat Exchange in Tubes Due to Artificial Turbulization of the Flow. Journal of Engineering Physics and Thermophysics. 2003. V. 76. No 1. Pp. 54—60.
25. Lobanov I.E. Modelirovanie teploobmena i soprotivleniya pri turbulentnom techenii v kanalakh teplonositelei v usloviyakh intensifikatsii teploobmena // Trudy Tret’ei Rossiiskoi natsional’noi konferentsii po teploobmenu. V 8 tomakh. Tom 6. Intensifikatsiya teploobmena. Radiatsionnyi i slozhnyi teploobmen. M., 2002. Pp. 140—143.
26. Lobanov I.E. Matematicheskoe modelirovanie intensifitsirovannogo teploobmena pri turbulentnom techenii v kanalakh: Dissertatsiya na soiskanie uchenoi stepeni doktora tekhnicheskikh nauk. M., 2005. 632 p.
27. Migay V.K. Modelirovaniye teploobmennogo energeticheskogo oborudovaniya. L.: Energoatomizdat. Leningr. otdeleniye, 1987. 263 p.
28. Kutateladze S.S. Osnovy teorii teploobmena. M.: Atomizdat, 1979. 416 p.

НЕТ КОММЕНТАРИЕВ

ОСТАВЬТЕ ОТВЕТ