Письменный Е.Н. Теплообмен и аэродинамика пакетов поперечно-оребренных труб

Подождите немного. Документ загружается.

ГЛАВА 6

201

Рис. 6.18. Течение на поверхности обычного шайбового (а) и подогнутого (б)

ребер при Re = 2·10

Рис. 6.19. Течение на поверхности обычного шайбового (а) и подогнутого

(б) ребер при Re = 5·10

Существенно изменяется характер течения в следе за ребри-

стой трубой. Лобовая область соседней трубы, лежащей ниже по по-

току, взаимодействует в этом случае не со слабым рециркуляцион-

ным течением, а с относительно интенсивной струей, вытекающей из

кормового конфузора предлежащей трубы (рис. 6.15). Это также

приводит к росту теплоотдачи как вследствие повышения локальных

скоростей потока, так и по причине интенсификации вторичных при-

корневых циркуляционных течений и увеличения области их

действия в передней части ребристой трубы (рис. 6.20).

Уровень возмущенности потока в следе, который, как известно

(главы 2, 3), наряду с величинами локальных скоростей определяет

интенсивность теплообмена, при конфузорной подгибке ребер оста-

ется достаточно высоким. Этому способствует турбулизация течения

Раздел 6.5

202

вследствие его отрыва от внешних поверхностей перфорированных

стенок конфузора, образуемых отогнутыми участками ребер (рис.

6.15), и вдувом через щели между несомкнутыми их кромками части

потока из межреберных полостей в поперечном по отношению к ос-

новному течению направлении (рис. 6.21).

Рис. 6.20. Трансформация размеров характерных областей на поверхности

ребристой трубы в глубине пакета с s

> 2 в случае применения конфузор-

ной подгибки ребер: а – обычное ребро; б – подогнутое ребро (развертка);

1 – область интенсивных вторичных циркуляционных течений;

2 – кормовая вихревая зона

Рис. 6.21. Вдув потока в межтрубное пространство через щели стенок конфузора

Все перечисленное выше в совокупности приводит к росту

среднеповерхностного теплообмена. При этом, как следует из анали-

за (рис. 6.22), существуют оптимальные значения относительных

продольных шагов s

, дающие в рассматриваемом случае s

> 2

наибольшее приращение интенсивности теплоотдачи. Так, при

= s

= 3,21 максимум значений Nu/Nu

наблюдается при s

» 1,3.

Небольшое снижение приращения интенсивности при меньших ве-

личинах s

связано с увеличением взаимной затененности труб глу-

бинных рядов, ухудшающей доступ "свежего" потока из межтруб-

ных промежутков в межреберные конфузоры. Более существенное

снижение Nu/Nu

происходит при изменении s

от оптимального его

значения в сторону увеличения. Причиной этого также является

ГЛАВА 6

203

перераспределение расходов среды в межтрубных и межреберных

промежутках в сторону уменьшения расходов в последних. Кроме

того, увеличивается расстояние от кормового среза конфузора до ло-

бовой части лежащей ниже по течению ребристой трубы, что снижа-

ет интенсивность ее обдува вытекающей из конфузора струей.

Рис. 6.22. Зависимость Nu/Nu

= f (s

) при γ = 20º, Re = 1,3·10

Доминирующее влияние на процесс соотношения расходов

среды в межреберных и межтрубных каналах подтверждается также

тем, что снижение значений s

при сохранении постоянным отноше-

ния s

приводит к заметному росту Nu/Nu

(данные для пакета 7 и

пакета 3 на рис. 6.23). Действительно, уменьшение s

в рассматри-

ваемом случае приводит к перекрытию межтрубных коридоров, по

которым часть среды байпассировалась мимо межреберных конфу-

зоров (рис. 6.25), благодаря чему расход среды через последние воз-

растает.

Рис. 6.23. Зависимость Nu/Nu

= f (S

) при γ = 20º, Re = 1,3·10

Характерно то, что максимальное приращение интенсивности

теплообмена наблюдается для компоновок, дающих и наибольшие

абсолютные значения среднеповерхностных коэффициентов тепло-

отдачи (рис. 6.23, 6.24).

В пакетах с относительно малыми поперечными и продольны-

ми шагами близко расположенные друг к другу трубы соседних по-

Раздел 6.5

204

перечных рядов в определенной мере выполняют ту же роль, что и

отогнутые части ребер в пакетах с большими s

: они поджимают

поток в кормовой области, уменьшая размеры вихревой зоны (рис.

2.42). Поэтому подгибка ребер в этом случае в значительно меньшей

степени влияет на размеры кормовой вихревой зоны, а значит отно-

сительно слабо интенсифицирует теплоотдачу. Сказанное хорошо

согласуется с тем, что в исследованных пакетах с малыми значения-

ми s

при всех исследованных величинах угла конфузорности γ

значения Nu/Nu

не превышают ~ 17%.

Рис. 6.24. Зависимость Nu = f (s

) при γ = 20º, Re = 1,3·10

Влияние величины угла γ на приращение интенсивности теп-

лоотдачи, как отмечалось выше, четко прослеживается, однако имеет

более сложный, чем казалось на первый взгляд, характер, что видно

из рис. 6.17, на котором, помимо данных, полученных в настоящем

исследовании при γ = 7°...20°, представлены результаты эксперимен-

тов с пакетами труб рассматриваемого типоразмера с параллельной

подгибкой ребер (γ = 0°) из работы [128]. Наиболее заметно влияние

изменения угла γ на интервалах его значений γ = 0°…7° и

γ = 14°...20°. Сложность рассматриваемой зависимости связана с тем,

что величина угла γ определяет не только размеры кормовой вихре-

вой зоны, долю поверхности ребра, взаимодействующую с высоко-

интенсивными вторичными циркуляционными течениями, и степень

ускорения потока в кормовом конфузоре, но и соотношение расхо-

дов среды в межреберных и межтрубных промежутках. Увеличение

угла γ приводит, с одной стороны, к изменению первых трех из пе-

речисленных выше факторов в направлении, способствующем росту

интенсивности теплообмена, но, с другой стороны, влечет за собой

повышение гидравлического сопротивления межреберных каналов и

уменьшение расхода теплоносителя в них, что снижает эффект ин-

тенсификации. Соотношение степени влияния отмеченных факторов

на процесс и определяет характер зависимости Nu/Nu

= f(γ). В то же

время можно однозначно констатировать, что абсолютный максимум

ГЛАВА 6

205

интенсивности теплоотдачи и наибольшее ее приращение наблюда-

ются при максимальном из исследованных значений γ, равном 20°.

Влияние степени подгибки ребер в/h на интенсивность тепло-

обмена, как было отмечено выше, изучалось нами на трубах с парал-

лельной подгибкой [128]. Эксперименты, проведенные в интервале

в/h = 0,3...0,5 показали весьма слабый, в пределах 5%, рост Nu/Nu

по мере увеличения значения в/h. Есть основания полагать, что от-

меченная тенденция сохраняется и в случае конфузорной подгибки

ребер. Коэффициенты теплоотдачи пакетов, применение которых

наиболее целесообразно, можно определять по рис. 6.30, а, рассчи-

тывая базовые значения

по формулам (4.57)-(4.60).

Рис. 6.25. Сопоставление компоновок пакетов с s

= 2,64; s

= 1,29; s

= 2,06

(а) и с s

= 3,21; s

= 1,55; s

= 2,08 (б)

б) Аэродинамическое сопротивление

Результаты исследования аэродинамического сопротивления

пакетов труб с конфузорной подгибкой ребер показаны на рис. 6.26.

Из рисунка следует, что в интервале чисел Рейнольдса Re

3·10

…6×10

, в котором проводились исследования, опытные данные

хорошо аппроксимируются степенными зависимостями вида (5.11).

В таблице 6.4 даны значения опытных постоянных n и С

выражения

(5.11) для исследованных пакетов. На рис. 6.26 нанесены также в ви-

де сплошных линий зависимости для аэродинамического сопротив-

ления пакетов труб с неподогнутыми ребрами, определенные по

формулам (5.29) - (5.31) и служащие в качестве базовых данных для

оценки изменения сопротивления вследствие конфузорной подгибки

ребер.

Анализ результатов показал, что конфузорная подгибка ребер

приводит к заметному росту аэродинамического сопротивления по

сравнению с сопротивлениями базовых пакетов при всех рассмот-

ренных вариантах шаговых характеристик и значений угла γ. При-

ращение сопротивления можно характеризовать отношением чисел

Эйлера для исследованного и базового пакетов

Eu/Eu

при

= const.

Раздел 6.5

206

Рис. 6.26. Результаты исследования аэродинамического сопротивления пакетов

труб с конфузорной подгибкой ребер: а – s

= 3,21; s

= 0,90; б – s

= 3,21;

= 1,55; в – s

= 3,21; s

= 1,79; г – s

= 3,21; s

= 2,02; д – s

= 2,05; s

= 1,79;

е – s

= 2,05; s

= 2,02; 1 – γ = 7º; 2 – γ = 14º; 3 – γ = 20º;

4 – расчет по формулам (5.29) – (5.31)

ГЛАВА 6

207

Таблица 6.4

Опытные постоянные n и С

в формуле (5.11)

γ = 7° γ = 14° γ = 20°

Номер

размещения

n C

3,21

3,02

2,64

2,05

0,90

1,29

1,55

1,79

2,02

0,90

1,29

1,79

2,02

0,15

0,14

0,13

1,410

1,319

0,943

0,859

1,065

1,073

0,11

0,15

0,17

0,15

0,14

0,13

0,14

0,744

1,473

1,717

1,280

1,080

1,070

1,626

1,256

1,173

0,15

0,16

0,17

0,16

0,17

0,14

0,13

0,14

1,271

1,775

1,857

1,485

1,615

1,263

1,553

1,176

1,241

Зависимости

Eu/Eu

= f(γ) для исследованных размещений,

как следует из рис. 6.27, носят монотонный характер. Наибольший

рост аэродинамического сопротивления (до 90...100%) наблюдается

при максимальном значении угла γ (γ = 20°). Для построения этих

зависимостей использовались данные из работы [128] для труб с

параллельной подгибкой ребер. Примечательно, что по сравнению

со случаем γ = 0° приращение

Eu/Eu

не превышает 30%. Это

Рис. 6.27. Зависимость приращения аэродинамического сопротивления от угла

конфузорности γ при Re = 1,3·10

: 1 – s

= 3,21; s

= 1,29; 2 – s

= 3,21;

= 1,55; 3 – s

= 3,21; s

= 1,79; 4 – s

= 3,21; s

= 2,02; 5 – s

= 2,05; s

= 1,79;

6 – s

= 2,05; s

= 2,02;

Раздел 6.5

208

свидетельствует о том, что придание течению в межреберных про-

межутках конфузорного характера является лишь одной из причин

отмеченного роста аэродинамического сопротивления пакетов труб

при подгибке ребер. Другая причина заключается в том, что под-

гибка ребер вообще, в том числе при γ = 0°, приводит к трансфор-

мации полуоткрытых межреберных промежутков в узкие закрытые

искривленные каналы клиновидного поперечного сечения (рис.

6.21), движение среды по которым связано со значительными поте-

рями энергии, в частности, вследствие того, что поток испытывает

тормозящее воздействие стенок по всему периметру его поперечно-

го сечения.

Рис. 6.28. Зависимости Eu

= f (s

) (а) и Eu/Eu

= f (s

) (б) при Re = 1,3·10

1 – γ = 7º; 2 – γ = 14º; 3 – γ = 20º; 4 – расчет по формулам (5.29) – (5.31)

ГЛАВА 6

209

Представляет интерес анализ влияния шаговых характеристик

и s

нa аэродинамическое сопротивление пакетов с большими

поперечными шагами s

= 3,21, применительно к которым, как было

отмечено выше, подгибка ребер приводит к наиболее существенной

интенсификации теплообмена. Увеличение относительного про-

дольного шага s

и соответствующее уменьшение параметра разме-

щения s

при всех значениях угла γ приводит к снижению как аб-

солютной величины аэродинамического сопротивления (рис. 6.28, а;

6.29, а), так и отношения

Eu/Eu

(рис. 6.28, б; 6.29, б). В то же

время, для пакетов труб с обычными неподогнутыми ребрами имеет

место обратная картина: с ростом s

и соответственно уменьшением

сопротивление увеличивается. Таким образом, подгибка ребер

приводит к радикальному изменению характера влияния параметров

и s

на аэродинамическое сопротивление пакетов труб.

Рис. 6.29. Зависимости Eu

= f (S

) (а) и Eu

/Eu

= f (S

) (б) при

Re = 1,3·10

: 1 – γ 7º; 2 – γ = 14º; 3 – γ = 20º; 4 – расчет по формулам (5.29) – (5.31)

Раздел 6.5

210

Для расчета сопротивления пакетов с компоновками, примене-

ние которых наиболее целесообразно, можно пользоваться зависи-

мостями рис.6.30, б, определяя базовые значения коэффициентов со-

противления ξ

по формулам (5.29) - (5.31).

Рис. 6.30. Зависимости для определения конвективных коэффициентов

теплоотдачи (а) и коэффициентов сопротивления

(б) пакетов труб с конфузорной подгибной ребер