Оребрением

а  № 1; б  № 2, 3; в  № 4, 6; г – трубы с поперечными круглыми ребрами,

разрезанными вдоль оси трубы; д, е – трубы с облегченным оребрением

Для интенсификации конвективного теплообмена ребра труб № 46 разрезаны по винтовой линии под углом  = 45^o с числом заходов, равным восьми. При этом получились короткие пластинки (лепестки), которые располагались в шахматном порядке по образующей цилиндра. В результате эксперимента установлено, что разрезка ребер ведет к увеличению аэродинамического сопротивления и теплообмена примерно в 1,7 раза. Рост теплоотдачи объясняется разрушением лепестками разрезных ребер пограничного слоя в зонах с малой скоростью течения между ребрами. Разрезка ребер биметаллических ребристых труб № 3 также увеличила теплоотдачу, но только на 30% при росте сопротивления на 35 %.

В

- 29 -

о избежание нарушения теплового контакта разрезка ребер биметаллических труб должна производиться не на полную высоту ребра, а лишь на 2/3 или 3/4 ее. Применение пучков таких труб в воздухоподогревателях позволяет уменьшить их габариты и массу в 1,5…1,75 раза. Примерно такие же результаты получили авторы работы [17], в которой, в отличие от [24], ребра разрезали только у вершины.

Таблица 2.1. Геометрические характеристики испытанных поверхностей

Теплообмена

№	do, мм	d1, мм	h, мм	t, мм	, мм		A	B	n	m
1	23,8	17,6	8	3,25	0,3	7,34	0,13	5,69	0,64	0,28
2	23,4	19	10	3,5	0,6	9,3	0,16	4,67	0,64	0,28
3	21,4	16,5	11	3,5	0,6	10,75	0,173	2,08	0,6	0,234
4	23,8	17.6	8	3,25	0,3	7,34	0,082	5,14	0,35	0,243
5	23,4	19	10	3,5	0.6	9,3	0,09	4,08	0,735	0,343
6	21,4	16,5	11	3,5	0,6	10,75	0,101	1,54	0,635	0,175

  коэффициент оребрения.

В работе [24] разрезка ребер производилась в плоскости, проходящей через ось трубы, т.е. вдоль ее образующей (рис. 2.4, г). Когда ребра у биметаллической трубы были разрезаны на полную глубину, рост теплоотдачи составил всего 10 %, а аэродинамическое сопротивление увеличилось при этом на 60 %. Низкая степень интенсификации теплообмена объясняется нарушением теплового контакта между ребристой оболочкой и несущей внутренней трубой. При уменьшении глубины разрезки до 3/4 высоты ребра интенсивность теплообмена возрастала на 25…30 %.

Наряду с поверхностями труб с разрезными ребрами представляет интерес поиск иных методов интенсификации теплообмена на ребристых трубах. Так, в [1] предложено интенсифицировать теплоотдачу за счет применения вогнутого пластинчатых ребр, насаженных на трубы (рис.2.5). В опытах по изучению вихревого течения на вогнутых пластинах использован способ «вымывания» слоя нафталина потоком воздуха. При этом для

теплообмена получена зависимость

Nu = 0,178 (R/L)^0,5Re^0,67 , (2.6)

где R/L = 0,6…0,75.

Для сравнения теплогидравлических характеристик пучков труб с вогнутыми и плоскими ребрами исследованы двухрядные пучки с размерами:

R

- 30 -

/L = 0,71; d_o = 22 мм; поперечный шаг S₁ = 42 мм, продольный S₂ = 62 мм, расположение труб коридорное. В результате получены зависимости:

для пучков с вогнутыми ребрами

Nu = 0,075 Re ^0,67 ; (2.7)

 = 0,489 Re^{ 0,2} (2.8)

и плоскими ребрами

Nu_гл = 0,193 Re ^0,47; (2.9)

 = 0,465 Re ^{ 0,29} . (2.10)

Рис. 2.5. Трубы с вогнутыми пластинчатыми ребрами

Из полученных зависимостей следует, что при использовании труб с вогнутыми ребрами достигается двукратное увеличение теплоотдачи при практически таком же росте сопротивления. Это свидетельствует об эффективности предложенной поверхности.

В МЭИ получены опытные данные для группы поверхностей (рис. 2.6) по теплоотдаче, в том числе для решеток Г-образных профилей. Схема течения в каналах такой решетки приведена на рис. 2.6, ж. В исследовании реализован метод локального моделирования, часто используемый при изучении теплообмена в пучках труб. Для решеток профилей были получены следующие зависимости по теплоотдаче:

первого ряда

Nu = 0,165 (d / l)^0,53 Re_y ^0,65 , (2.11)

где d= 2 ( t_ф  ) ( l₁ cos ₁ + l₂ cos ₂ )/( l₁ + l₂) , l= ( l₁ + l₂);

г

- 31 -

лубинного ряда

Nu = 0,17(d / l)^0,53 Re_y ^0,65. (2.12)

Сопротивление решеток удалось аппроксимировать зависимостью

l

t_г

0 1 2

0 1 2





t_г

l₁

l₂

l₀

₁ ₂

L

l

l

l₀



c

₁ ₂

b

l₀



l = l₀



t_г = l₀/2

а

б

в

г

д

е

ж

з

 =0,12 (d / l)^1,45 Re_y ^{– 0,064}. (2.13)

Рис. 2.6. Схемы движения в профилированных каналах и решетках профилей

Д

- 32 -

анные уравнения справедливы в диапазоне чисел Re_y = u_y d_y /  =

= 1000…20000. В качестве характерного поперечного размера в числах Рейнольдса и Нуссельта использована половина гидравлического диаметра решетки в свету d_у= t_ф    l₂ sin ₂ . К этому же сечению отнесена определяющая скорость u_y. Разброс опытных точек не более нескольких процентов.

Результаты исследования моделей плоских каналов с прямыми прерывистыми, жалюзийными и Г-образными ребрами приведены на рис. 2.7.

3а

0,7 10³ 2 3 4 Re

St Pr^2/3



0,02

0,03

0,04

0,05

0,08

0,10

2а

№ по- верх- ности	hп, мм	l, мм	l1, мм	l2, мм
1	1,2	2	-	-
2а	1,0	2	-	-
2б	0,6	2	-	-
3а	1,0	6	1,2	4,8
3б	0,8	6	1,2	4,8
3в	0,6	6	1,2	4,8

3б

3в

2б

1

3а

L

b

Р

d = 2,72 мм; L = 98 мм; b = 13,7 мм; t_ф = 1,6 мм;  = 0,1 мм

ис. 2.7. Теплоотдача и сопротивление в плоских каналах с прямыми