Назад
ГЛАВА 1
21
В работах [35, 36] была предпринята попытка создать прибли-
женный метод расчета теплоотдачи одиночной трубы с поперечным
шайбовым оребрением, а также пакетов таких труб. При этом ис-
пользовалась модель обтекания ребристой трубы, построенная на
предполагаемой авторами аналогии с моделью омывания гладкого
цилиндра. Общность процессов в гладкотрубных и ребристых паке-
тах, по их мнению, подтверждается исследованиями [12, 38, 39], в
частности, данными о том, что числа Струхаля для следа за оребрен-
ным и гладким цилиндрами отличаются незначительно, как и струк-
туры кормовых циркуляционных зон. Основываясь на этом, авторы
сочли возможным применить для определения интенсивности теп-
лоотдачи на поверхности ребра распределение скоростей, имеющее
место при потенциальном обтекании гладкого цилиндра (рис.1.8).
Локальные и средние коэффициенты теплоотдачи в пределах эле-
ментарных полосок, на которые разбивалась поверхность ребра, рас-
считывались по формулам [40, 4I] для пластины при турбулентном
режиме течения. Несмотря на простоту принятой авторами [35, 36]
физической модели, метод расчета теплообмена получился крайне
громоздким. Точность же его, по нашим оценкам, оставляет желать
лучшего, что вполне объяснимо неадекватностью принятой модели
истинной картине процессов в поперечно-оребренных поверхностях.
Рис. 1.8. Схема обтекания ребристой трубы (а) и разбиение поверхности ребра на
элементарные полоски (б) в соответствии с моделью [35, 36]
В работе [37] модель обтекания ребристой трубы, исполь-
зуемая для расчета коэффициентов теплоотдачи по ее поверхности,
построена на результатах исследований в межреберном зазоре, ко-
торые выполнялись с помощью пневмометрических трубок в облас-
ти значений чисел Рейнольдса Re = 10
3
...10
5
. В соответствии с пред-
ложенной авторами схемой (рис.1.9) поверхность ребра можно
разделить на четыре участка:
- область неустойчивого диффузорного движения жидкости,
лежащую в лобовой части ребра (I);
- примыкающую к ней область квазипотенциального течения
(2) в которой, по мнению авторов, скорость можно определить по
Выводы 1.3
22
формулам потенциального обтекания цилиндра (принимается, что в
пределах перечисленных двух областей сохраняется ламинарный
режим движения в пограничном слое);
- расположенную за миделевым сечением область (3), в кото-
рой при сохранении квазипотенциального течения в ядре теплооб-
мен осуществляется через турбулентный пограничный слой;
- кормовую область отрывного течения.
Рис. 1.9. Схема характерных областей на поверхности ребра в соответствии с
моделью [37]
В качестве доказательства того, что в первой и второй областях
развивается ламинарный пограничный слой, в работе приводится
сопоставление опытных и рассчитанных с помощью уравнений по-
граничного слоя значений местного коэффициента сопротивления на
фиксированном радиусе ребра в интервале w = 0°...100°. Локальные
коэффициенты теплоотдачи на первых трех участках предлагается
рассчитывать методами теории пограничного слоя с учетом попра-
вок на трехмерность течения у поверхности ребра. Для четвертого
участка отмечается неясность характера движения жидкости и пред-
полагается оценивать только среднюю по участку интенсивность те-
плоотдачи на основе зависимости
Nu = 0,02 Re, (1.1)
полученной путем обработки соответствующих экспериментальных
данных из работы [2]. Следует обратить внимание на высокое значе-
ние показателя степени при числе Рейнольдса в уравнении (1.1) -
m = 1,0, характерное для областей течения с высоким уровнем воз-
мущенности потока. Таким образом в публикации [37] используется
уже более адаптированная, однако, все еще далекая от реальной мо-
дель процессов у поверхности ребристой трубы.
ГЛАВА 1
23
1.2. Среднеповерхностный теплообмен и аэродина-
мическое сопротивление пакетов труб с винтовым и
шайбовым оребрением
Большое число работ, посвященных изучению среднеповерх-
ностного теплообмена и аэродинамического сопротивления попе-
речно-омываемых пакетов труб с винтовым и шайбовым оребрени-
ем, свидетельствует о значительном интересе к результатам такого
рода исследований, обусловленном потребностями энергомашино-
строительной и других отраслей промышленности, а также о трудно-
стях, с которыми эти исследования связаны ввиду сложности про-
цессов в теплообменниках из поперечно-оребренных труб.
Подробные обзоры работ, выполненных в период 1945-1970 гг., со-
держатся в монографиях ЦКТИ [42] и ИФТПЭ АН Литвы [2]. В этой
связи представляется целесообразным ограничиться общей характе-
ристикой исследований отмеченного периода и подробнее остано-
виться на публикациях, появившихся после 1970 года.
Большинство работ раннего периода [18-20, 43-58] можно оха-
рактеризовать сходством подходов к решению поставленных задач и
относительной узостью интервалов геометрических и режимных ха-
рактеристик, при которых проводились исследования. Эксперимен-
тальные данные по теплообмену обрабатывались на основе приве-
денных коэффициентов теплоотдачи a
пр
и описывались для
отдельных пакетов или их небольших групп уравнениями подобия
вида
Nu
пp
= C
пp
×
Re
k
(1.2)
Поиски возможностей обобщения данных в основном своди-
лись к подбору определяющего размера в числах Нуссельта и Рей-
нольдса, определяющей температуры и скорости, а также безразмер-
ных геометрических параметров, входящих в выражение для
коэффициента С
пр
. Показатель степени k при числе Re, как правило,
принимался постоянным. В качестве определяющего размера выби-
рался диаметр неcущей трубы d [18, 44, 48, 49, 52, 56, 57], наружный
диаметр оребрения D [20, 53], шаг ребер t [47], гидравлический диа-
метр [46], диаметр гладкой трубы с внешней поверхностью, равно-
великой поверхности оребренной трубы d
F
= d×ψ [5Ι], размер l¢ [54],
определяемый по соотношению
тррp
р
= (
Н /Н d + Н /Н H2z
)()
¢
l
, (1.3)
и некоторые другие. Определяющей скоростью служила скорость
набегающего на пакет потока [20, 53] или скорость в сжатом попе-
речном сечении пакета [18, 43-49, 51, 52, 54-57]. Физические
Выводы 1.3
24
константы в числах Nu и Re определялись по средней температуре
потока в пакете [20, 43-47, 49, 51-57], по температуре стенки трубы
[48], а также по температуре, взятой как среднее значение между
температурой потока и стенки [18]. Эксперименты проводились как
методом полного, так и методом локального теплового моделирова-
ния*. Подходы, которыми пользовались авторы, ограничивали воз-
можности получения зависимостей, обобщающих эксперименталь-
ные данные в широком интервале геометрических и режимных
характеристик. В то же время следует выделить работы [44, 47], со-
держащие методические особенности, использование которых впо-
следствии позволило подойти к разработке обобщенного метода рас-
чета теплообмена пакетов оребренных труб. В работе [44] такой
особенностью явилось то, что авторы предложили учитывать в урав-
нениях подобия (1.2) зависимость величины показателя степени k
при числе Re от параметров оребрения. В работе [47] предложено
обобщать экспериментальные данные на основе конвективных, а не
приведенных коэффициентов теплоотдачи.
Экспериментальные исследования аэродинамического сопро-
тивления, проводившиеся, как правило, параллельно с исследова-
ниями теплообмена, в большинстве случаев ограничивались узкими
интервалами геометрических и режимных характеристик. Подход к
обобщению результатов экспериментов на основе зависимостей вида
Eu = C
r
×Re
- n
× z
2
(1.4)
характеризуется методами, аналогичными тем, что использовались
при обобщении данных по теплообмену. Единственным исследова-
нием, автор которого обратил внимание на зависимость показателя
степени n при числе Рейнольдса в формуле для определения величи-
ны сопротивления от геометрии пучка, является публикация [43],
выделяющаяся, кроме того, среди других исследований раннего пе-
риода наиболее широким интервалом варьирования параметров раз-
мещения труб.
Многие работы более позднего периода по методике и характе-
ру выполненных исследований мало отличаются от работ раннего
периода. В публикации [59] приводятся результаты исследований
теплоаэродинамических характеристик двух шахматных пакетов из
биметаллических труб с алюминиевыми ребрами и коэффициентом
оребрения, равным 15,23, в интервале Re = 5×10
3
...2,5×10
4
. Пакеты
имели шаговые характеристики
12
S/d = S/d = 1,04
¢ и
12
S/d = S/d = 1,14
¢ . В экспериментах использовался пароэлектриче-
ский калориметр, обеспечивающий, по мнению авторов, высокую
____________________
*) В публикациях, посвященных исследованиям теплообмена пучковых труб приня-
то называть экспериментальную методику, при которой обогреваются все трубы пучка ме-
тодом полного теплового моделирования; методику, при которой обогревается только труба
калориметр называют методом локального теплового моделирования.
ГЛАВА 1
25
равномерность температуры внутренней поверхности трубы. Теплооб-
мен исследовался методом локального моделирования с обобщением
результатов формулой вида (1.2), в которую авторы ввели поправочный
коэффициент С
лок
для приведения опытных данных к условиям полного
теплового моделирования. Данные по сопротивлению для каждого па-
кета описаны формулой типа (1.4), где в качестве параметра фигуриру-
ет коэффициент оребрения. В такой же мере узкий характер имеют те-
плообменные исследования [60], выполненные с тремя шахматными
пакетами стальных труб, имеющими ψ = 3,55...5,25 и S
1
/S
2
= 0,89...1,19
в условиях локального моделирования при значениях Re = 3,5·10
3
...
4,5·10
4
. Исследования [61] связаны с определением теплоаэродинами-
ческих характеристик одно- и двухрядных компоновок ребристых труб
в области чисел Рейнольдса Re
н
= 8·10
3
... 8·10
4
. Результаты приводятся
в графическом виде. В работе [62] исследовался теплообмен одиноч-
ных алюминиевых труб с винтовым накатанным оребрением в интер-
вале чисел Рейнольдса Re = 4·10
3
... 8·10
4
при относительно широком
варьировании параметров оребрения (ψ = 1,93...9,72). Авторы отмечают
снижение интенсивности теплоотдачи труб при увеличении высоты
ребер (шаг и толщина ребер, а также диаметр несущей трубы были по-
стоянными) и связывают это с увеличением глубины межреберной по-
лости h/u. Результаты экспериментов описываются формулами типа
(1.2), где в качестве параметров, определяющих коэффициент С
пр
, вве-
дены коэффициент оребрения ψ и величина h/u. В последующих рабо-
тах тех же авторов [21, 22, 63] методом полного теплового моделирова-
ния исследовался теплообмен шахматных пакетов медных,
алюминиевых и стальных труб с винтовым оребрением, а также их аэ-
родинамическое сопротивление. Основное внимание авторов было на-
правлено на изучение влияния на теплоаэродинамические характери-
стики пакетов геометрии ребристых труб, в связи с чем, в этих работах
довольно широко варьировались высота и шаг ребер (h = 3...10 мм;
t = 1,5...4,5 мм), а также диаметр несущей трубы (d = 6,2...25,4 мм).
Параметры размещения труб в пакете не варьировались и составляли
S
1
/D = 1,25 и S
2
/D = 1,08 (S
1
/S
2
» 1,1). Результаты экспериментов
аппроксимировались зависимостями типа (1.2), (1.4) для каждого паке-
та отдельно. При этом показатели степени k и n при числах Рейнольдса
принимались постоянными, а значения коэффициентов С
пр
и С
г
дава-
лись в табличном виде. Авторы делают вывод, что для труб, характери-
зующихся значениями h/u £ 2 свойственна прямая пропорциональность
между ростом поверхности и съемом тепла с нее, а при h/u > 2 закон
пропорционального съема тепла нарушается, интенсивность теплооб-
мена уменьшается, что по их мнению связано с ухудшением гидродиа-
мических условий обтекания корневых частей ребер и трубы, несущей
оребрение.
В выполненной несколько ранее работе [64] исследовано влияние
теплопроводности металла ребристых труб на теплоотдачу. Для этого в
пакеты труб, изготовленные из углеродистой стали и имеющие
Выводы 1.3
26
S
1
/D = 1,04, S
2
/D = 0,91, ψ = 7,3412,6, устанавливались стальные,
медные, и латунные калориметры. Были проведены также опыты с
пакетом из дюралевых труб. Результаты экспериментов, выполненных
методом полного теплового моделирования, позволили авторам сде-
лать вывод о том, что термическое сопротивление ребра не оказывает
решающего влияния на процесс теплоотдачи через ребристую по-
верхность, и что основным является термическое сопротивление теп-
лоотдачи к воздушному потоку, которое полностью зависит от гидро-
динамических условий их обтекания. Аналогичный вывод был ранее
сформулирован в монографии [44]. Полученные в этих исследованиях
данные позже были проанализированы теми же авторами с позиций
влияния глубины межреберной полости на теплообмен ребристых
труб [23]. Сделанные при этом выводы соответствуют изложенным
выше выводам работ [ 21, 22,63 ]. Предложены обобщающие выраже-
ния для двух областей изменения параметра h/t. Выражение для об-
ласти h/t > 1,8 помимо параметров ψ и l
м
/l
г
, входящих также в выра-
жение для области h/t < 1,8, содержит комплекс h/t.
Работы [59, 65-70], в отличие от рассмотренных выше [21-
23,62-64], в большей мере направлены на исследование влияния ша-
говых характеристик шахматных пакетов оребренных труб на их те-
плообмен и аэродинамическое сопротивление. Авторы публикации
[65] методом локального теплового моделирования исследовали теп-
лообмен девяти пакетов алюминиевых труб с коэффициентом ореб-
рения ψ = 7,5 в интервале отношения шагов S
1
/S
2
= 1,05...1,77 при
значениях чисел Рейнольдса Re = 2,2×10
3
...2,3×10
4
. Исследования по-
казали существенную зависимость интенсивности теплообмена от
компоновки пакета, что было учтено в обобщающей формуле типа
(1.2) введением параметра j
s
, в степени 0,4. В работах [67-70] было
выдвинуто и экспериментально обосновано предположение о зави-
симости показателя степени (ρ) при параметре размещения j
s
от
геометрии ребристых труб. Значения ρ определялись при различных
величинах коэффициента оребрения ψ, в результате чего было полу-
чено аппроксимационное соотношение вида
ρ = 0,53 - 0,019×ψ, (1.5)
применение которого рекомендуется в интервалах ψ = 5...22;
j
s
= 0,68...2,27 и Re = Ι,4·10
2
...Ι,5·10
6
. Еще более широким принят
интервал варьирования шаговых характеристик в работе [66]
(S
1
/S
2
= 0,6...5,3), в которой выполнены исследования теплообмена и
аэродинамического сопротивления 14 шахматных пакетов медных
труб с накатанным оребрением, имевших ψ = 4,22, в области чисел
Рейнольдса Re = 2×10
3
...3×10
4
. Теплообменные эксперименты прово-
дились методом полного теплового моделирования. Авторы обрати-
ли внимание на переменность величины показателя степени при
числе Re в формуле (1.2), использовавшейся для аппроксимации
ГЛАВА 1
27
опытных данных, однако приняли его в итоге постоянным (k = 0,73).
Следует заметить, что при последующем анализе данные экспери-
ментов по теплообмену оказались завышенными по сравнению с
наиболее надежными данными других исследований. Это обстоя-
тельство позволило предположить, что в теплообменных экспери-
ментах [66] допущены методические погрешности. Результаты ис-
следований аэродинамического сопротивления показали заметное
влияние на его величину шаговых характеристик пакетов.
Особенностью работы [71] является то, что исследования теп-
лообмена и сопротивления шахматного пакета оребренных труб с
ψ = 9,12 и S
1
/S
2
= 1,16 выполнены в ней при очень низких числах
Рейнольдса Re = 5…121. Кроме того, в отличие от рассмотренных
выше работ, где в качестве определяющего принят один из простых
размеров оребренной трубы d или t, в [71] числа Nu и Re определя-
лись по величине гидравлического диаметра. Результаты экспери-
ментов обобщены формулами
Nu = 0,16 0,062Re
1/2
+ 0,11Re
1/3
; (1.6)
Eu =
14
Re
p
(1 + 0,14Re
1/2
+ 0,06Re
2/3
). (1.7)
Необходимо отметить, что позиции авторов исследований по-
следнего периода в отношении выбора определяющей скорости и
температуры совпадают: скорость относится к наиболее узкому се-
чению пакета (поперечному или диагональному), а физические па-
раметры потока определяются по его средней температуре. В отно-
шении же выбора определяющего размера представляет интерес
анализ, выполненный в монографии [7]. Обработав опытные данные
для нескольких пакетов ребристых труб различной геометрии с ис-
пользованием практически всех известных из литературы видов оп-
ределяющих размеров и сопоставив результаты этой обработки, ав-
торы пришли к выводу, что ни один из предложенных в качестве
определяющего размеров не имеет преимуществ перед другими при
обобщении результатов экспериментов по среднеповерхностному
теплообмену формулами вида (1.2).
Обратимся далее к наиболее важным обобщающим исследовани-
ям, с которыми связаны основные этапы разработки инженерных мето-
дов расчета среднеповерхностного теплообмена и аэродинамического
сопротивления пакетов труб с винтовым и шайбовым оребрением.
Обширные исследования теплообмена и сопротивления шахмат-
ных пакетов труб с винтовым оребрением в потоке воздуха выполнены в
ИФТПЭ АН Литвы, результаты которых обобщены в монографии [2].
Эксперименты проведены с 21 пакетом труб, геометрические характери-
стики которых соответствуют интервалам ψ = 3,09...10,6 и S
1
/S
2
=
1,32,83. Среднеповерхностный теплообмен исследовался методом ло-
кального моделирования. Обоснование возможности применения этого
Выводы 1.3
28
метода авторы в основном связывают с тем, что эксперименты проводи-
лись в области больших чисел Рейнольдса Re = 2×10
4
…1×10
6
, где разница
в результатах, полученных полным и локальным моделированием, суще-
ственно снижается. Высокие значения чисел Re достигались за счет по-
вышения давления в замкнутом аэродинамическом контуре эксперимен-
тальной установки до 2,5 МПа. В опытах определялись приведенные
коэффициенты теплоотдачи, которые впоследствии для обобщения ре-
зультатов теплообменных экспериментов пересчитывались на конвек-
тивные посредством определения эффективности ребра с учетом ее за-
висимости от неравномерности a-поля. Система пересчета была
существенно уточнена по сравнению c предложенной в [47], о чем под-
робней сказано в главе 4. Определяющим размером взят диаметр несу-
щей трубы d. Обобщение осуществлено для двух областей исследован-
ного интервала чисел Рейнольдса - 2×I0
4
< Re < 2×I0
5
и 2×I0
5
< Re < 1×10
6
,
на границе которых (при Re = 2×10
5
) зависимость lgNu = f(lgRe) испыты-
вает перелом. Для первой области рекомендуется соотношение
0,2
0,180,14
0,80,4
1
2
Sth
Nu = 0,05RePr
Sdd
-
æö
æöæö
ç÷ç÷
ç÷
èøèø
èø
(1.8)
для второй
0,2
0,180,14
0,950,4
1
2
Sth
Nu = 0,08RePr
Sdd
-
æö
æöæö
ç÷ç÷
ç÷
èøèø
èø
. (1.9)
Выполненное нами сопоставление формул (1.8), (1.9) с экспе-
риментальными зависимостями, взятыми из работ [51,72], показало
относительно хорошее их согласование только в области, близкой к
нижней границе исследованного интервала чисел Re. Результаты
опытов по исследованию аэродинамического сопротивления рас-
сматривались отдельно для области чисел Re со степенным законом
изменения сопротивления и автомодельной области, причем граница
этих областей не была постоянной и менялась в зависимости от гео-
метрии пакетов в пределах Re = 7·10
4
…2·10
5
. Уклон зависимостей
lgEu = f(lgRe) также оказался заметно не постоянным. Несмотря на
это, авторы сочли возможным обобщить экспериментальные дан-
ные формулой вида (1.4) с постоянным показателем степени при
числе Re, а границу двух характерных областей чисел Рейнольдса
фиксировать на значении Re = 1·10
5
. Предложенные обобщающие
соотношения имеют вид:
при 10
4
< Re <10
5
1,4
1
1,80,55-0,5
0,25
2
2
thSS
Eu = 6,5511Rez
dddd
-
-
-
-
æöæöæöæö
-
ç÷ç÷ç÷ç÷
èøèøèøèø
; (1.10)
ГЛАВА 1
29
при 10
5
< Re < 10
6
1,4
1
1,80,55-0,5
2
2
thSS
Eu = 0,3711z
dddd
-
-
-
æöæöæöæö
-
ç÷ç÷ç÷ç÷
èøèøèøèø
. (1.11)
Выполненное в монографии [2] сопоставление формул (1.10),
(1.11) с обобщающими соотношениями, полученными в ЦКТИ [73],
обнаружило заметные расхождения в величинах сопротивлений, рас-
считанных двумя способами, причем более высокие значения чисел
Eu дает расчет по формулам (1.10), (1.11). Авторы отмечают также,
что в пределах исследованных интервалов параметров размещения
труб теплоотдача пакетов изменялась незначительно, примерно на
20 %, в то время как сопротивление менялось почти на 60 %.
Дальнейшим развитием работы [2] являются исследования [25,
74], направленные на определение влияния физических свойств теп-
лоносителя, температурного фактора и геометрии оребрения на
среднеповерхностный теплообмен шахматных пакетов поперечно-
оребренных труб, а также на изучение закономерностей их гидрав-
лического сопротивления в условиях широкого изменения чисел
Прандтля 0,7 < Рг < 4,4×10
3
. Для проведения экспериментов в столь
широком диапазоне чисел Рr в работах использовались замкнутые
гидродинамические контуры, рабочими телами в которых служили
воздух, вода, трансформаторное и авиационное масла. Интервал чи-
сел Рейнольдса при этом составлял 5×10
2
< Re < 2,9×10
5
. Существен-
ным методическим недостатком, который не мог не сказаться на ре-
зультатах рассматриваемых исследований, было то, что большинство
экспериментальных трубных пакетов имело недопустимо малое с
позиций соответствия модели реальным условиям количество труб в
поперечном ряду (z
1
= 2). В работе [74] опыты выполнялись с пятью
пакетами труб, имеющими следующие характеристики: ψ =
1,43...5,13; S
1
/d = 1,13...1,66; S
2
/d = 1,06…1,53; S
1
/S
2
= 1,1. Это одно
из немногих исследований, где в теплообменных экспериментах не-
посредственно определялись конвективные коэффициенты теплоот-
дачи, для чего авторами применен устанавливавшийся на трубе-
калори-метре узкий радиальный медный элемент с 3...6 термопара-
ми, предназначенный для измерения температур по высоте ребра.
Измерения всего поля температур осуществлялись вращением кало-
риметра вокруг продольной оси с интервалом 10°. Анализ результа-
тов экспериментов показал увеличение показателей степени при
числах Re в выражениях для конвективной теплоотдачи и сопротив-
ления с ростом высоты ребра. При этом имеет место также увеличе-
ние коэффициента сопротивления. Однако в предложенных автора-
ми обобщающих соотношениях отмеченные показатели степени
приняты постоянными:
Выводы 1.3
30
при 5×10
2
< Re < 2×10
4
0,25
0,2
0,180,14
0,650,36
1f
2w
SthPr
Nu = 0,192RePr
SddPr
-
æö
æö
æöæö
ç÷ç÷
ç÷
ç÷
èøèø
èø
èø
; (1.12)
при 2×10
4
< Re < 8×10
4
0,25
0,2
0,180,14
0,720,36
1f
2w
SthPr
Nu = 0,097RePr
SddPr
-
æö
æö
æöæö
ç÷ç÷
ç÷
ç÷
èøèø
èø
èø
; (1.13)
при 5×10
2
< Re < 10
5
0,550,5
0,50,3
12
SS
Eu = 5,1Re
dd
ψ .
--
-
æöæö
ç÷ç÷
èøèø
(1.14)
Итог выполненных в ИФТПЭ АН Литвы исследований тепло-
аэродинамических характеристик шахматных пакетов поперечно-
оребренных труб подведен в монографиях [17,75], где авторы в ре-
зультате анализа собственных и литературных данных предлагают
использовать для расчета среднеповерхностного теплообмена паке-
тов, имеющих s
1
= 1,1...4,0; s
2
= 1,03...2,5; t/d = 0,06...0,36;
h/d = 0,07...0,7I5 в интервале Re = 5·10
2
…2×10
4
зависимость (1.12), а в
интервале Re = 2×10
4
...2×10
5
- зависимость (1.8). Применительно к
области Re = 2×10
5
…1,4×10
6
авторы рекомендуют соотношение (1.9),
справедливое при s
1
= 2,2...4,2; s
2
= 1,27...2,2; t/d = 0,125...0,28;
h/d = 0,125...0,6. Для расчета аэродинамического сопротивления
шахматных пакетов в интервалах ψ = 1,9...16,0; s
1
= 1,6...4,13;
s
2
= 1,2...2,35; Re = 10
3
1,4×10
6
в публикациях [17,25,75] прелагается
использовать формулы ВТИ (1.15), (1.16), полученные в работе [76].
В упомянутой работе ВТИ [76] предпринята попытка обобще-
ния опытных данных по аэродинамическому сопротивлению, взятых
из публикаций [2, 18, 19, 24, 43, 44, 46, 48, 54, 55, 57]. Необходи-
мость разработки новых расчетных соотношений базировалась на
выполненном авторами анализе наиболее известных методик расчета
аэродинамического сопротивления пакетов поперечно-оребренных
труб, из которого следует, что рассмотренные методики не охваты-
вают всех имеющихся в литературе экспериментальных данных и не
обеспечивают требуемой точности расчетов. Основной идеей
обобщения является использование в качестве параметра,
учитывающего геометрию ребристых труб, коэффициента оребрения